平面内稳定验算：

RC /(φxA)=1951000/(0.966*11700*0.785)=220MPa

RC /(φyA)=1951000/(0.862*11700*0.785)=247MPa

屋面结构提升单元在整体提升过程中主要承受自重产生的垂直荷载。提升吊点的设置以尽量不改变结构原有受力体系为原则。本工程中根据提升上吊点的设置，下吊点分别垂直对应每一上吊点设置在待提升的钢梁上翼缘上。

根据钢梁提升中心的位置焊接专用吊具，提升下吊点吊具如下图18所示。

图18、提升下吊点吊具图

4.5 托梁计算

根据本工程的施工工艺，提升时需在屋面梁底部设置钢托梁，用于搁置不在吊点位置的屋面钢梁，以达到整体提升的目的，钢托梁通长布置于2-3线和2-6线。托梁布置图如下图19所示。

图19、托梁布置图

4.5.1 2-E～2-M轴托梁计算

根据提升吊点的布置，钢托梁的主要受力状态为支撑2根钢梁提升，即2-E～2-M轴，其受力简图如下图20所示。

aaa 图20、2-E～2-M轴托梁受力简图

其中反力值最大处F=1.4*250=350kN，a=2500mm，则： RA=RB=F=350kN， V=RA=350kN，

M=Fa=350*2.5=875kN·m

托梁材质选用Q345B，则托梁所需截面面积： A=1.3*V/fv =1.3*350000/170=2676.5mm2 所需截面抗弯模量为：

W=M/f=875000000/295=2966101mm3

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根据以上计算，选择H700*300*13*24的轧制H型钢，其截面抗弯模量W=5560190mm3，抗剪截面面积8476mm2，满足要求。

托梁制作时，需在所有钢梁支撑位置双面增设加劲板，加劲板厚度为10mm。 4.5.2 2-D～2-E轴托梁计算

由于27m标高处2-D轴向2-E轴方向有悬挑平台，悬挑宽度为4.5m，为了能够将与平台平面位置重合的2根钢梁整体提升到位，需将此处的两根钢梁临时平移至平台外侧，利用托梁将其托住整体提升，待提升到位后再将其平移至安装位置。故此处托梁最不利受力状态为边跨处的钢梁平移至托梁中部位置时，此部分钢梁提升前位置关系图见图21所示，最不利工况计算简图见图22所示。

图21、2-D～2-E轴钢梁提升前位置图

abcd 图22、2-D～2-E轴托梁受力简图

其中反力值F1==1.4*400=560kN，F2==1.4*250=350kN，a=1300mm，b=1300，c=1900mm，d=4500mm，跨度为9000mm，则：

RA=350*7700/9000+350*6400/9000+560*4500/9000=829kN， RB=350*1300/9000+350*2600/9000+560*4500/9000=432kN, Vmax==RA=829kN，

Mmax=350*(1300*4500/9000)+350*(2600*4500/9000)+560*(9000/4)=1941kN·m 托梁材质选用Q345B，则托梁所需截面面积： A=1.3*V/fv =1.3*829000/170=6339mm2 所需截面抗弯模量为：

W=M/f=1941000000/295=6579661mm3

根据以上计算，选择B700*300*13*24的箱型梁，其截面抗弯模量W=7155120mm3，抗剪截面面积16952mm2，满足要求。

托梁采用2根H700*300*13*24的型钢拼接而成，加工时必须保证焊接质量。 4.6 混凝土柱核算

托梁在拼装时作为临时支撑胎架，直接作用在柱顶上，最大荷载为F=1.4*350=490kN，混凝土柱规格为900*900，选用C60混凝土，抗压强度设计值为27.5N/mm2，选用20根φ25三级钢筋，钢筋抗压强度设计值310N/mm2，则混凝土柱抗压迁都设计值：

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N=0.9φ(fcA+fy’As’)=0.9*1.0*(27.5*(900*900)+310*(20*3.14*(25/2)2))=25317kN

远大于支撑胎架的荷载，满足拼装要求。 4.7 提升立面

钢结构提升立面图如下图22所示。

A—A 说明：图中云线标示的钢梁由临时托梁搁置在托梁上，待提升至设计标高后，再平移至安装位置。

图22、钢结构提升立面示意图

4.8 提升过程中的稳定性控制

（1）液压提升的稳定性

采用液压提升整体同步提升钢结构单元，与用卷扬机或吊机吊装不同，可通过调节系统压力和流量，严格控制起动的加速度和制动加速度，使其接近于零以至于可以忽略不计，保证提升过程中钢结构单元和主楼结构的稳定性。

（2）临时结构设计的稳定性控制

与钢结构单元整体提升有关的临时结构设计，包括加固措施，均应充分考虑各种不利因素的影响，保证整体提升过程的稳定性和绝对安全。

临时结构设计除应考虑荷载分布不均匀性、提升不同步性、施工荷载、风荷载、动荷载等因素的影响，在计算模型的建立过程以及荷载分项系数选取时充分考虑以上因素，还应该对相关永久结构的加固以及临时结构与永久结构的连接要求有充分的认识。这样才能够保证提升过程中不出现结构安全隐患。

（3）主结构稳定性的保护

钢结构整体提升完毕、后序施工中，不可避免会对主结构件进行焊接或钻孔等，同时根据建筑功能的调整需要，也可能出现局部荷载与设计工况有出入的情况。

考虑到本工程中钢结构跨度较大，中间无刚性支撑特点，在安装就位后，焊接必须严禁大范围、大电流焊接，防止局部受热变软，最可怕的情况是出现下挠无法控制，结构空间尺寸发生突变。因此在钢结构单元整体提升安装施工前，应尽可能把所有可能想到的挂件、吊点考虑到位，提前在地面焊接安装。

（4）屋面结构的稳定性控制

通过对整体提升的钢结构单元进行计算机仿真分析，对提升安装过程中的结构变形、应力状态进行预先调整控制；钢结构在拼装时、提升之前通过加设临时加固构件、板件，临时改变提升单元结构体系，达到控制局部变形和改善局部应力状态的目的，保证钢结构整体提升过程的稳定性和安全。

（5）液压提升力的控制

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先通过计算机仿真分析计算得到的钢结构单元整体同步提升工况各吊点提升反力数值，再进行不同步最不利工况分析得出安全范围内的最大吊点反力。在液压同步提升系统中，依据计算数据对每台液压提升器的最大提升力进行相应设定。

当遇到某吊点实际提升力有超出设定值趋势时，液压提升系统自动采取溢流卸载，使得该吊点提升反力控制在设定值之内，以防止出现各吊点提升反力分布严重不均，造成对永久结构及临时设施的破坏。

（6）空中停留的水平限位

液压提升器在设计中独有的机械和液压自锁装置，保证了钢结构单元在整体提升过程中能够长时间的在空中停留。

5 液压系统配置

液压提升系统主要由液压提升器、液压泵源系统、计算机同步控制及传感检测系统组成。

5.1 液压提升器的配置

本工程中钢结构单元在整体提升过程中，拟选择YS-SJ-180型液压提升器作为主要提升承重设备。

每台YS-SJ-180型液压提升器标准配置12根钢绞线，额定提升能力为180t。钢绞线作为柔性承重索具，采用高强度低松弛预应力钢绞线，抗拉强度为1860MPa，单根直径为17.80mm，破断拉力不小于36t。

钢结构每个提升单元设置8/10组吊点，每组吊点设置1台液压提升器，提升过程中的最大反力为133t，每台YS-SJ-180型液压提升器穿12根钢绞线。单根钢绞线的最小安全系数为：36×12/133=3.25> 3.0，满足使用要求。提升地锚及吊具采用配合设计和试验的规格。

根据相关设计规范和以往工程经验，液压提升器工作中采用如上荷载系数是安全的。

5.2 液压泵源系统

液压泵源系统为液压提升器提供液压动力，在各种液压阀的控制下完成相应动作。 在不同的工程使用中，由于吊点的布置和液压提升器的配置都不尽相同，为了提高液压提升设备的通用性和可靠性，泵源液压系统的设计采用了模块化结构。根据提升重物吊点的布置以及液压提升器数量和液压泵源流量，可进行多个模块的组合，每一套模块以一套液压泵源系统为核心，可独立控制一组液压提升器，同时可用比例阀块箱进行多吊点扩展，以满足各种类型提升工程的实际需要。

本工程中依据提升吊点及液压提升器设置的数量，共配置2台YS-PP-60型液压泵源系统，分别放置在两侧主楼屋面层上。

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