·90· 福 建 建 筑 2024 年

性、抗弯不屈服的性能目标。 计算结果如图 11 所示,

实配钢筋符合受力要求,结果合理,可实现既定的抗

震设防性能目标。

图 11 穿层柱中震抗剪弹性、抗弯不屈服配筋

3. 2 大震受剪截面分析

提取大震下穿层柱最大剪力 Vxmax = 1395 kN,

Vymax = 1618 kN,合力 Vmax = 2136 kN;

Vmax

f

ck

bh0

=

2136 × 10

3

35. 5 × 0. 8 × 1500

2

= 0. 0334 < 0. 15 (8)

满足大震下受剪截面要求。

3. 3 静力推覆损伤

采用 YJK 中的三维结构静力弹塑性 PUSH OVER

分析程序,对本工程在大震作用下的最大位移进行分

析,计算结果如图 12 所示。

(a)X + 向计算结果

(b)X - 向计算结果

(c)Y + 向计算结果

(d)Y - 向计算结果

图 12 结构能力曲线、需求曲线

由以上计算结果可得:

(1)在 X 向、Y 向相应位移下,结构在 X 向和 Y

向荷载作用下,均未发生整体垮塌,抗震性能较好;

(2)结构的能力曲线在 X 向和 Y 向,均能顺利穿

越需求曲线,满足规范要求;

(3)结构达到推覆性能点 27 步,满足《高层建筑混

凝土结构技术规程》(JGJ3—2010)第 3. 7. 5 条表 3. 7. 5

中剪力墙结构层间弹塑性位移角的限制[1 / 50]。

查看框架柱的损伤程度,大部分均仅为轻微损伤

(85% ),表明结构具有较好的延性。 结果如图 13 所

示,其中穿层柱部分基本处于轻微损伤,底层柱根处局

部中等损伤。 为避免底层柱柱根提前进入塑性状态,

对首层柱同样采用中震抗剪弹性、抗弯不屈服性能目

标进行加强,能够满足本工程的大震设防性能目标。

(a)框架柱损伤结果 (b)穿层柱 KZ1 损伤结果

图 13 结构损伤情况

3. 4 建模方式包络设计

现有穿层柱建模方式通常分为两种,一种是将穿

层柱以自然层为标准层分层建模,在穿层柱周边按开

洞或无框架梁连接的独立柱形式。 这种建模方式,由

于穿层柱无框架梁连接,分配层间剪力时,可能导致

穿层柱承受剪力偏小,其余部分框架承受剪力偏大。

另一种是以穿层柱层高建立标准层,其余楼层采用夹

层形式建模。 这种建模方式,可以规避上述穿层柱承

受剪力偏小的问题。 但由于建模层高变高,导致上下

层侧向刚度比差异形成软弱层,承载力设计时,对软

弱层地震剪力标准值进行放大。

以下分别通过两种不同建模方式建模对比,对各

层地震剪力、楼层剪力及层间位移角进行对比,结果

如表 5 ~ 表 6 所示。

2024 年 01 期 总第 307 期 吴彦捷,丁立群·穿层柱结构分析及对策研究 ·91·

表 5 两种建模方式 X 向剪力及位移角对比 %

X 向

模型一:分层建模 模型二:单层建模 两者模型差异

地震剪力 楼层剪力 层间位移角 地震剪力 楼层剪力 层间位移角 地震剪力 楼层剪力 层间位移角

8F 2470. 66 2470. 66 1 / 2379 2236. 81 2236. 81 1 / 2739 9. 47 9. 47 13. 14

7F 12034. 48 14402. 22 1 / 1496 10824. 68 12952 1 / 1695 10. 05 10. 07 11. 74

6F 7869. 09 21776. 49 1 / 1031 7042. 97 19471. 21 1 / 1129 10. 50 10. 59 8. 68

5F 6986. 59 27080. 90 1 / 994 6541. 11 25360. 42 1 / 1041 6. 38 6. 35 4. 51

4F 10749. 240 34271. 41 1 / 869

3F 7850. 140 39691. 48 1 / 721

2F 5968. 040 43691. 72 1 / 729

24370. 72 42081. 71 1 / 702 0. 80 3. 68 - 9. 31

1F 4378. 90 46587. 81 1 / 1055 4367. 27 44817. 18 1 / 1117 0. 27 3. 80 5. 55

表 6 两种建模方式 Y 向剪力及位移角对比 %

Y 向

模型一:分层建模 模型二:单层建模 两者模型差异

地震剪力 楼层剪力 层间位移角 地震剪力 楼层剪力 层间位移角 地震剪力 楼层剪力 层间位移角

8F 2372. 25 2372. 25 1 / 2602 2053. 73 2053. 73 1 / 3017 13. 43 13. 43 13. 76

7F 11081. 62 13240. 07 1 / 1566 10198. 36 12191. 43 1 / 1775 7. 97 7. 92 11. 77

6F 7192. 27 20006. 33 1 / 1191 6739. 89 18805. 79 1 / 1323 6. 29 6. 00 9. 98

5F 6480. 28 25228. 16 1 / 953 6208. 87 24299. 04 1 / 995 4. 19 3. 68 4. 22

4F 10478. 08 32851. 26 1 / 833

3F 7769. 15 38066. 9 1 / 665

2F 6032. 87 41996. 62 1 / 681

24206. 26 40115. 35 1 / 658 0. 30 4. 48 - 9. 27

1F 4431. 05 44885. 82 1 / 976 4499. 65 42853. 26 1 / 1042 - 1. 55 4. 53 6. 33

通过对比结果表明:两种建模方式模型总质量、

基底剪力、最大层间位移角相近,说明两者地震作用

效应基本一致。 由于框架结构变形为剪切型,自下而

上层间位移逐渐减小,采用模型一建模方式时,将穿

层柱分为多段统计层间位移角,顶部楼层位移角变

小,导致对整体统计结果造成误差约 10% 。 采用模

型二建模方式时,穿层柱楼层(2F ~ 4F) 地震剪力相

比模型一减少约 4. 0% ,其余楼层地震剪力相差控制

在 10% 左右,可能导致楼层剪力估算偏少,使得承载

力设计时偏不安全。 因此,有必要采用两者模型对穿

层柱承载力及层间位移角进行包络设计,使其计算承

受地震效应更接近于实际。

3. 5 剪力放大系数

统计同一层所有穿层柱与其余框架柱柱的抗侧力

占比,数据统计见表 7。 满足每根穿层柱所承受的剪力

应按本层其余非穿层框架柱承受地震剪力平均值的

1. 2 倍进行复核加强。 提高穿层柱承载力,相比于其余

框架柱推迟进入塑性状态,确保穿层柱的安全性。

表 7 穿层柱承受剪力统计表

层数

X 向 Y 向

总剪力 穿层柱

穿层柱

1. 2 倍

其余柱

其余柱

平均值

平均值

1. 2 倍

总剪力 穿层柱

穿层柱

1. 2 倍

其余柱

其余柱

平均值

平均值

1. 2 倍

4F 10749. 24 648. 87 778. 65 10100. 37 374. 09 448. 91 10478. 08 632. 50 759. 01 9845. 58 364. 65 437. 58

3F 7850. 14 473. 87 568. 64 7376. 27 273. 20 327. 83 7769. 15 468. 98 562. 78 7300. 17 270. 38 324. 45

2F 5968. 04 360. 26 432. 31 5607. 78 207. 70 249. 23 6032. 87 364. 17 437. 01 5668. 70 209. 95 251. 94

平均 8189. 14 494. 33 593. 20 7694. 81 284. 99 341. 99 8093. 37 488. 55 586. 26 7604. 81 281. 66 337. 99

总和 24567. 42 1483. 00 1779. 60 23084. 42 854. 98 1025. 97 24280. 10 1465. 66 1758. 79 22814. 44 844. 98 1013. 98

3. 6 穿层柱 N - M 曲线

采用 XTRACT 通用截面设计软件,建立穿层柱截

面模 型, 其 中 穿 层 柱 为 混 凝 土 等 级 C55, 钢 筋

HRB400,截面为圆柱直径 1500 mm,配筋 36 32,

N - M曲线计算结果如图 14 所示,并提取小震中震及

大震反力进行复核,最不利反力统计如表 8 所示。

·92· 福 建 建 筑 2024 年

图 14 穿层柱 N - M 曲线

表 8 小震、中震及大震最不利反力

大震 X 向地震

工况最不利组合内力

中震最不利

Nmin,Mmax

小震最不利

Nmin,Mmax

N(kN) M(kN·m) N(kN) M(kN·m) N(kN) M(kN·m)

16627. 7 - 9511. 3 19301 1573. 9 21158 - 6490. 9

大震 Y 向地震

工况最不利组合内力

中震最不利

Nmax,Mmax

小震最不利

Nmax,Mmax

N(kN) M(kN·m) N(kN) M(kN·m) N(kN) M(kN·m)

22675. 2 11730. 9 9312. 4 - 5783. 9 11181. 4 7153. 4

经复核,不同工况下,反力均包含在 N - M 曲线

内,证明穿层柱在小震、中震及大震情况下,均满足承

载力设计要求。

4 穿层柱构造加强措施

结合超限评审专家意见,在穿层柱设计过程中,

除满足屈曲稳定分析及承载力分析外,应采取以下构

造加强措施:

(1)抗震等级提高一级,箍筋全高加密,纵筋通

长设置。

(2)抗震性能目标:穿层柱中震抗剪弹性、抗弯

不屈服,同时穿层柱计算应考虑竖向地震为主的工

况。 本项目穿层柱由 1. 3D + 0. 65L + 1. 4Ex + 0. 5Ev

工况控制,包含竖向地震组合,竖向地震工况下 Ev 增

加约 1000 kN,轴压比由 0. 46 增大至 0. 48。

(3)穿层柱顶部的第五层楼板及底部第二层楼

板,应分别进行楼板应力分析,采用弹性板 6,考虑楼

板平面内外刚度传递水平力。

设计中,建议对穿层柱顶底及周边的楼板适当加

强,采用楼板厚度不小于 150 mm,配筋双层双向,配

筋率不小于0. 25% ,且对楼板应力集中的薄弱部分适

当提高配筋率,确保能实现既定的性能目标。

5 结论

根据前述对穿层柱的专项分析中,可得出如下主

要结论:

(1)通过整体屈曲分析、局部屈曲分析,结果表

明:采用有限元法数值模拟时,得到的计算长度系数

结果与理论相近,满足设计要求。

(2)考虑构件初始缺陷、偏心弯矩 P - △效应、材

料损伤等因素的综合影响,对穿层柱进行非线性屈曲

分析,通过荷载位移曲线分析结果表明:曲线包含四

个阶段,分别由弹性—弹塑性—塑性—失稳破坏转

变,各阶段非线性分析结果与理论相符,可为穿层柱

设计提供可靠依据。 随着初始缺陷 e0

/ L 增大、初始

偏心△增大、弹性模量衰减,对穿层柱稳定性越不利;

应注意是否为变形控制或屈曲稳定性控制,过大的压

屈变形将导致穿层柱提前失稳破坏。

(3)穿层柱承载力设计中,包含中震性能分析、

大震受剪截面分析、大震损伤判断、分层及合并包络

设计、剪力放大系数及截面 N - M 曲线综合分析。 结

果表明:本工程穿层柱承载力满足设计,并通过以上

要求全面复核提高穿层柱承载力,相比于其余框架柱

推迟进入塑性状态,能确保穿层柱的安全性。

穿层柱在满足上述屈曲稳定分析及承载力分析

外,建议采取以下构造加强措施:

(1)抗震等级提高一级,箍筋全高加密,纵筋通

长设置。

(2)抗震性能目标:穿层柱中震抗剪弹性、抗弯

不屈服。 穿层柱计算应考虑竖向地震为主的工况。

(3)穿层柱顶底楼板应进行应力分析,确保有效

传递水平力,并适当提高楼板构造配筋及板厚。

参 考 文 献

[1] 超限高层建筑工程抗震设防专项审查技术要点:建质

〔2015〕67 号[A]. 北京:中华人民共和国住房和城乡建

设部,2015.

[2] 方义庆. 带穿层柱框架结构设计的若干问题探讨及建议

[J]. 建筑结构,2022,52(12):17 - 24.

[3] 付洁,陈宏. 高层建筑穿层柱抗震分析与设计探讨[ J].

建筑科学,2020,36(S2):250 - 253.

[4] 张红光. 某复杂商业综合体中穿层柱的结构分析与设计

[J]. 建筑结构,2021,51(S1):84 - 88.

[5] 辛力,韩刚启,任同瑞,等. 底部多层通高穿层柱超高层

结构设计与分析[J]. 建筑结构,2022,52(11):72 - 78.

[6] 郑庆星,刘琼祥,刘伟,等. 高层建筑跃层柱稳定分析与

讨论[J]. 建筑结构,2023,53(13):115 - 122.

2024 年第 01 期

总第 307 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 01·2024

Vol·307

某超高层建筑复杂塔冠结构设计分析

夏恩明

(厦门合立道工程设计集团股份有限公司 福建厦门 361000)

摘 要:通过分析超高塔冠侧面开洞方案对框架 - 核心筒超高层结构的影响,并结合风洞试验结果,开洞方案能有效

减小风荷载的体形系数。 利用欧拉公式,确定空间扭转格构柱的长细比,最后通过 SAUSAGE 和 MIDAS GEN 有限元软

件,对塔冠结构抗震性能和钢管结构的节点做细致分析。 由于塔冠的风荷载直接影响到主体结构是否要增设加强层,

目前对于此类项目造型,规范和现有研究均未明确风荷载取值。 研究结果表明,通过对塔冠立面开洞处理,可以减小

相应的风荷载,提高主体结构的经济性;复杂塔冠节点具有较高的安全性,整个塔冠结构具有更高的可靠度。

关键词: 框架 - 核心筒结构;超高层建筑;复杂塔冠;风洞试验 ;抗震性能化设计

中图分类号:TU3 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2024)01 - 0093 - 05

Design analysis of complex tower crown structure of a super high - rise building

XIA Enming

(Xiamen Hordor Architecture & Engineering Design Group Co. ,Ltd ,Xiamen 361000)

Abstract:By analyzing the impact of the side opening scheme of the super high tower crown on the frame core tube super high - rise structure,, and combining with wind tunnel test results, the opening scheme can effectively reduce the shape coefficient of wind load. Using the

Euler formula, the slenderness ratio of spatial torsion lattice columns was determined. Finally, a detailed analysis was conducted on the

seismic performance of the tower crown structure and the nodes of the steel pipe structure using SAUSAGE and MIDAS GEN finite element

software; Due to the direct impact of the wind load on the tower crown on whether to add reinforcement layers to the main structure, At

present, specifications and existing research for this type of project design have not yet clarified the value of wind load; The research results

indicate that by opening holes in the tower crown facade, the corresponding wind load can be reduced, which is more economical for the

main structure; Complex tower crown nodes have high safety, and the entire tower crown structure has higher reliability.

Keywords:Frame - corewall structure; Super high - rise buildings; Complex tower crown; Wind tunnel testing; Seismic performance -

based design

作者简介:夏恩明(1985. 3— ),男,高级工程师。

E-mail:317475314@ qq. com

收稿日期:2023 - 09 - 28

0 引言

随着经济的高速发展,超高层建筑也层出不穷,

对于建筑的造型要求也越来越高,特别是超高层塔冠

的立面要求,是一个建筑的灵魂,更是一个城市形象

的象征。

本研究以实际工程为研究背景,通过塔冠立面开

洞的方式,有效的降低风荷载的作用,并结合风洞试

验验证了该方案的可行性,最后通过有限元分析塔冠

节点的安全性,可为类似工程提供借鉴。

1 工程概况

1. 1 建筑概况

厦门绿发新时代广场 B 地块位于湖滨南路延伸

段(鹭江道) 以北,西堤路以东(海关办公楼用地东

侧),西堤南路以南,国贸金海岸南侧,毗邻厦门海湾

公园。 厦门绿发新时代广场和毗邻的厦门国际中心

作为一个整体地块进行过整体的规划设计,后者是作

为鹭江道最高的建筑地标存在,厦门绿发新

时代广场的主体塔楼和裙房的整体体量高度等方

面的设计,在与厦门国际中心相协调 1 号楼塔楼概况:

地下 3 层,主要功能为车库及设备层;地下室层高为

5. 5 m、 3. 7 m、3. 7 m;地上 39 层,主要功能为公寓和酒

店,屋面172. 3 m,建筑塔冠高度 192. 0 m。一层层的基

础上凸显出自己独特的一面。 高 6. 30 m,标准层层高

4. 00 m,避难层共 3 层(9 层、18 层和 30 层)层高分别

为 6 m,6. 51 m,5. 1 m。 效果图如图 1 所示。

(a)鸟瞰图 (b)立面图

图 1 建筑效果图

·94· 福 建 建 筑 2024 年

1. 2 结构概况

主要屋面高度 172. 3 m,塔冠顶高度 192 m,属 B

级高度钢筋混凝土高层建筑。 采用框架—核心筒结

构体系,结构平面长约 43. 2 m,宽约 31. 84 m,核心筒

长约 25. 6 m,宽约 12. 4 m,高宽比:主体结构 5. 41 <

7. 0,核心筒 13. 9。 该项目的基本风压取 50 年一遇

0. 80 kN/ m

2

(超高层计算构件强度时取基本风压的

1. 1 倍为 0. 88 kN/ m

2

),风压高度变化系数按 A 类

(本项目距离海边直线距离 300 m 左右)地面粗糙度

采用。 抗震设防烈度按 7 度考虑,设计地震分组为第

三组(设计基本地震加速度值为 0. 15 g),多遇地震

(小震)下场地特征周期为 0. 45 s,场地类别为Ⅱ类。

2 塔冠方案对结构方案的影响

现有建筑方案塔冠高度约 20 m,塔冠顶部建筑

标高 192 m, 塔冠 X 方向两侧及顶部开敞如图 2

所示。

(a)剖面图 1 (b) 剖面图 2 (c) 塔冠效果图

图 2 塔冠区域剖面图和效果图

风荷载体型系数:建筑平面只有四角边界有削

角,总体布置基本为矩形,高宽比大于 4。 根据规范

要求,塔楼风荷载体型系数取为 1. 4。 现有建筑方案

塔冠 X 方向两侧及塔冠顶部开敞,导致 Y 方向风荷

载除正面风压荷载外,背面会出现风吸荷载。 与周边

封闭的塔冠方案相比,本项目塔冠 Y 方向风荷载效应

进一步增大。 结合类似项目经验和以往项目超限审

查专家及审图单位意见,当塔冠高度范围设置封闭幕

墙时,本项目计算时塔冠区域 Y 方向风荷载体型系数

由 1. 4 增大至 2. 0。

结构计算结果显示,本项目塔冠风荷载对结构整

体受力及结构造价影响巨大,考虑经济性原因,目前

可采用塔冠封闭、降低塔冠高度、塔冠立面开洞[1]

、镂

空等方式减小塔冠风荷载的不利影响。

当建筑长边迎风时,开洞使得背风面洞口附近的

平均风压系数绝对值增大,但迎风面上的平均风压系

数变化很小;当建筑短边迎风时,开洞对洞口附近的

平均风压系数和最不利正风压系数均只有微弱影响,

但对其最不利负风压系数却有很大影响,特别是中部

开洞,将使其周围的最不利负风压系数增大一倍以

上。 开洞对短边立面上的最不利风压系数,不会产生

明显的影响[2]

。

由于建筑方案和立面效果等因素,最终评估完,

采用塔冠镂空的方式来减小塔冠风荷载的不利影响,

如图 3 所示。

(a) 塔冠区原方案 (b) 塔冠区新方案

图 3 塔冠区方案比选

考虑到建筑使用功能,塔冠底部 5 m 范围考虑有

人流活动空间,故开洞在 5 m ~ 20 m 范围。 具体如图

4 所示。

图 4 塔冠区立面开洞方案

按照受荷面积的等效荷载,若原来的风荷载体型

系数2. 0,立面按上述方案布置调整后,顶部构架20 m,

底部 5 m 采用幕墙,5 m 以上采用幕墙开洞,透风率

50% ,占整个塔冠面积 0. 5 × 15 / 20 = 37. 5% ,风荷载

体型系数取 - 2. 0 × 0. 7 = - 1. 4 < - 1. 409 (主体结

构),最终计算取 - 1. 409。

2024 年 01 期 总第 307 期 夏恩明·某超高层建筑复杂塔冠结构设计分析 ·95·

表 1 塔冠开洞方案比较结果

方案编号 方案 1 方案 2

方案名称 塔冠幕墙未开洞 塔冠幕墙局部开洞

结构基本周期

T1 = 3. 878(UY);

T2 = 3. 608(UX) ;

T3 = 2. 154(UZ) ;

周期比:0. 56

T1 = 4. 130(UY);

T2 = 3. 781(UX) ;

T3 = 2. 274(UZ) ;

周期比:0. 55

平均质量 2. 11t / m2 2. 09t / m

2

地震作用下最大

层间位移角

EX = 1 / 947;

EY = 1 / 920

EX = 1 / 908;

EY = 1 / 858

风荷载作用下最大

层间位移角

WX = 1 / 1243;

WY = 1 / 717

WX = 1 / 1339;

WY = 1 / 714

设置加强层情况

避难层 2、3 层处

设置环带桁架及 Y 向

伸臂桁架(每层两道)

无加强层

底部框架柱截面

1200 × 1200(SRC 柱)

SRC 柱伸至 30 层

1200 × 1200(SRC 柱)

SRC 柱伸至 18 层

内部梁结构高度 750mm 750mm

混凝土用量 27885m

3

(0. 55m

3

/ m) 27984m

3

(0. 55m

3

/ m)

钢材用量 2434t(48kg / m

2

) 1487t(29kg / m

2

)

钢筋用量 5982t(118kg / m

2

) 5721t(113kg / m

2

)

结构造价 8023 万(100% ) 6750 万(80% )

地上预估结构施工周期 15 个月 12 个月

从表 1 可以得出,塔冠侧面幕墙通过开洞的措

施,可以取消加强层等措施,最终节约造价约 20% ,

缩短工期 20% 。

3 塔冠开洞方案的风洞试验

对结构平面及立面形状复杂、开洞或连体建筑及

周围地形环境复杂的结构,建议进行风洞试验[3]

。

本项目的风洞试验在厦门理工学院风工程研究中

心的 XMUT - WT 大气边界层风洞的低速试验段进行。

试验中考虑了直径 1000 m 范围内有影响的周边

建筑,选择模型的几何缩尺比为 1 / 200,试验段处模

型的阻塞率约为 5% ,模型与实物在外形上保持几何

相似,如图 5 所示。 本项目来流按 A、B 类地形考虑,

考虑周边环境影响。 试验时,将所测塔楼模型放置在

转盘中心,通过风洞控制系统控制转盘旋转角度,来

模拟不同风向,如图 6 所示。

图 5 风洞试验模型照片 图 6 风洞试验的风向角定义

通过对风压系数、极值风压、点体型系数、不同高

度处截面体型系数结果分析,主要结论如下:

(1)塔冠上出现较大的正风压,而大的负风压较

少出现在塔冠上,与塔冠上开洞措施等构造有较大关

系,有效地减小负风压出现。

(2)塔冠上的体型系数整体较小,在 1. 0 左右,

考虑到塔冠镂空设计,格栅可能导致脉动风压增大及

刚度因素,建议风荷载的体型系数取值同主体结构。

4 塔冠结构时程分析

根据《高层建筑混凝土结构技术规程》 ( JGJ 3—

2010)

[4]第 4. 3. 5 条和 5. 1. 13 条,选取以下 5 组天

然地震波(双向地震,均为Ⅱ类场地测站所得地震

波)和 2 组人工波,合计 7 组地震波进行小震(PGA =

55 gal)的弹性时程分析,并采用 7 组地震波剪力响应

的平均值与振型分解反应谱法结果的包络值来进行

结构设计,地震波的基本信息如图 7 所示。

图 7 地震波反应谱与规范普对比

从图7 频谱分析结果可知,选择的天然波与人工波

所得平均转换谱与规范谱基本吻合,在结构基本周期附

近设计反应谱与平均时程转换谱在统计意义上相符。

通过小震弹性时程分析发现部分楼层反应谱分析

结果小于时程分析平均结果,具体计算结果如图8 所示。

图 8 楼层剪力放大系数曲线

·96· 福 建 建 筑 2024 年

从图 8 可以得出,塔冠顶部楼层的地震放大系数

均在 1. 15 ~ 1. 25 之间,小震通过对塔冠顶地震力放

大 1. 3 倍,来复核塔冠构件。

5 塔冠关键柱线弹性屈曲分析

5. 1 塔冠关键柱位置选取

为了满足建筑塔冠效果,结合立面造型,塔冠钢

结构见图 9(a)。 结构四角(对称)从 172. 3 m 屋面层

到192 m塔冠顶采用空间扭转的三根格构柱 - 关键柱

(图 9b),与 187. 75 m 设备层结构相连,核心筒周边

从 187. 75 m 标高往下挂桁架结构,形成空间塔冠灯

塔的造型如图 9 所示。

(a)塔冠钢构图 (b)关键柱位置

图 9 关键柱位置

5. 2 塔冠关键柱计算长度系数取值

由于关键柱为空间扭转格构柱,选取该柱 3 个不

同截面位置(屋面层、屋面设备层 1、屋面设备层 2)的

截面惯性矩来计算长度系数,取最不利位置,作为稳

定计算的依据。

塔冠结构中,与柱子相连的杆件数量较多、空间

关系复杂,以及多方向的平立面支撑杆件。 采用线性

屈曲理论,通过有限元分析方法,确定塔冠关键柱屈

曲荷载及计算长度系数[5]

,从而指导塔冠结构柱的设

计。 利用 YJK 软件进行关键柱屈曲分析,关键柱位置

如图 10 所示。

(a) 屋面层 (b) 屋面设备层 1

(c)屋面设备层 2 (d) 关键柱立面图

图 10 关键柱平立面图

关键柱分析荷载及第 1 阶屈曲模态如图 11 所

示。 通过计算可知,关键柱第 1 阶整体失稳时,结构

屈曲临界荷载为 132 446 kN。

(a)屈曲荷载 (b) 第一阶屈曲模态

图 11 屈曲荷载和第一阶屈曲模态

对关键柱在柱顶、底各施加 - 1 kN(压力)进行屈

曲分析,如图 11 所示。 求得屈曲临界荷载后,再根据

欧拉公式[5]由屈曲临界荷载换算得到关键柱的计算

长度系数,如表 2 所示,计算长度系数小于设计值,结

构计算偏于安全。

表 2 关建柱计算长度系数

截面惯性矩位置 屋面层

屋面设

备层 1

屋面设

备层 2

弹性模量 E( × 10

6MPa) 2. 06 2. 06 2. 06

截面面积( × 10

4mm

2

) 8. 12 10. 5 6. 46

截面惯性矩 Ix( × 10

1

0mm

4

) 7. 46 7. 63 6. 74

截面惯性矩 Iy( × 10

1

0mm

4

) 3. 52 2. 04 3. 04

计算长度系数 ux 2. 18 2. 21 2. 07

计算长度系数 uy 1. 50 1. 14 1. 39

实际长度 L(m) 15. 5 15. 5 15. 5

设计计算长度系数取值 2. 3

2024 年 01 期 总第 307 期 夏恩明·某超高层建筑复杂塔冠结构设计分析 ·97·

6 塔冠关键柱的性能化分析

采用高性能结构动力弹塑性计算 软 件 SAUSAGE,采用同小震七条地震波,对塔冠整体结构进行

大震动力弹塑性分析,得到地震波包络值的计算结果

如图 12 所示。

(a)大震下的应力图

(b)大震下钢材应变图 (c) 大震下的性能水平

图 12 大震作用下的计算结果

通过图 12 可知, 大震作用下, 塔冠结构只有

2. 5% 构 件 应 力 达 到 175 MPa 以 上, 远 小 于 钢 材

Q355B 的屈服强度,钢材的完全没有塑性应变,结构

的整体性能完全没有损坏,结构安全可靠。

7 塔冠关键节点有限元分析

塔冠节点处,需要承担外界各种荷载,受力错综

复杂。 有代表性地选取塔冠多管相交节点和关键柱

变截面节点,采用 MIDAS GEN 软件进行有限元分析。

因为该软件能很好地嵌入节点有限元模型到整体的

模型当中,这样能考虑各种不利工况对节点的影响,

以便能更加准确地模拟受力复杂部位的应力情况,最

不利内力下节点有效应力分析结果如图 13 所示。

(a)节点 1 (b)节点 2

图 13 最不利内力下节点应力分析结果/ MPa

由图 13 可知,最不利内力下两个节点的最大有

效应力都处于较低水平。 最大应力分别为 60. 8 MPa

和 199. 6 MPa,上述两个代表性节点,一个位于双柱

变单柱处,一个位于多杆件交汇处,且应力结果远低

于 Q355B 钢材的设计的强度。 整个节点可以认为处

于弹性工作状态,节点具有较高的可靠度。

8 结语

(1)绿发新时代广场 B 地块 1#楼塔楼塔冠建筑

造型复杂,最终选择立面局部开洞方案的钢管结构,

不仅可以降低风荷载对主体结构的影响,而且还能

减轻建筑自重,最后又能完美的呈现建筑灯塔的

效果。

(2)此类塔冠方案立面开洞,结构初步设计时,

可以采用受荷面积占比的折减方式进行估算。 建议

整体均匀的开洞率在37. 5% 左右,可取与主体相一致

的体型系数,最后与风洞荷载试验结果比较,复核指

导设计。

(3)塔冠位于主体结构的顶部,局部还有悬挂部

分。 下部主体结构分析时,应考虑塔冠的影响。 本项

目不仅采用弹性时程分析法进行补充计算,还利用大

震弹塑性,分析塔冠关键构件的性能均为无损坏,结

构设计结果偏于安全。

(4)基于塔冠关键柱受压稳定分析,确定此类柱

的计算长度系数,通过长度系数来复核设计;对重要

关键节点进行专项有限元分析,结果表明,节点在设

计荷载作用下处于弹性的工作状态,结构安全可靠。

参 考 文 献

[1] 张耀春,倪振华,王春刚,等. 高层开洞建筑测压风洞试

验[J]. 建筑结构,2006,36(02):86 - 90.

[2] 全涌,严志威,温川阳,等. 开洞矩形截面超高层建筑局

部风压风洞试验研究[J]. 建筑结构,2011,41(4).

[3] 中华人民共和国住房和城乡建设部建筑结构荷载规范:

GB 50009—2012[S]. 北京:中国建筑工业出版社,2012.

[4] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 高层建筑混凝土结

构技术规程:JGJ3—2010[ S]. 北京:中国建筑工业出版

社,2011.

[5] 陈绍蕃. 钢结构稳定设计指南[M]. 北京:中国建筑工业

出版社,2013.

2024 年第 01 期

总第 307 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 01·2024

Vol·307

关于某双层桥梁承载能力评估研究

陈伯星

(福建省延兴工程技术有限公司 福建福州 350001)

摘 要:以某双层桥为工程背景,针对其受力特点,结合成桥后静动载试验,将应变及挠度试验结果与有限元理论值相

比较,综合评估其承载能力,并得出该桥在实际荷载作用下的部分受力特性。 试验结果表明:桥梁结构的强度和刚度

均满足规范要求。 以上研究,为分析类似桥型的受力分析及承载能力评估提供一定的工程经验。

关键词: 双层桥;静载试验;动载试验;承载能力评估

中图分类号:U44 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2024)01 - 0098 - 06

Research on Bearing Capacity Evaluation of a Double - deck Bridge

CHEN Boxing

(Fujian Yanxing Engineering Technology Co. Ltd. ,Fuzhou 350001)

Abstract:This articletakes a double - deck bridge as the engineering background,and based on its stress characteristics,combined with

static and dynamic load tests after completion,compares the strain and deflection test results with the theoretical values of finite element analysis,comprehensively evaluates its bearing capacity,and obtains some of the stress characteristics of the bridge under actual loads. The

test results show that the strength and stiffness of the bridge structure meet the design requirements. Through the above work,provide certain

engineering experience for analyzing the stress analysis and bearing capacity evaluation of similar bridge types.

Keywords:Double - deck bridge; Static load test; Dynamic load test; Bearing capacity evaluation

作者简介:陈伯星(1989. 01— ), 男,工程师。

E-mail:735747293@ qq. com

收稿日期:2023 - 05 - 19

0 引言

由于城市不断扩展,城市道路骨架路网受到地形

和地物等的限制。 因此,合理的设计,既减少了资源

的投入,又能减少对当地居民生产生活的影响。 近年

来,在城市高架桥两用桥梁中,时有设计成双层桥梁

结构。 但双层桥梁两层共同受力,梁体的受力状况较

为复杂。

本文以某双层桥为研究背景,取其中一联结合桥

梁静动载试验,对成桥后的双层梁桥承载能力进行评

估,以希望为类似工程提供一定的借鉴意义。

1 工程背景

某高架桥采用上下双层桥结构形式,上层为车行

桥,下层为慢行桥。

车行桥主梁分别采用等高度预应力混凝土斜腹

式连续箱梁及变高度预应力混凝土斜腹式连续箱梁

两种形式;慢行桥主梁采用等高度鱼腹式连续钢箱

梁。 吊索两端通过索夹与车行主梁和慢行桥主梁连

接,上锚夹通过预埋钢板和锚栓,锚入混凝土箱梁内。

桥墩采用桩柱式桥墩,桩基础采用冲孔灌注桩。

设计 荷 载: 公 路 - Ⅰ 级, 城 - A 验 算; 慢 行

桥:5 kPa。

2 承载能力评估方案

2. 1 静载试验方案

(1)荷载等级

根据设计国家行业标准《公路桥涵设计通用规

范》(JTG D60—2015)

[1]

,本次检验桥梁设计荷载(即

公路 - Ⅰ级汽车荷载)的标准载重汽车、车道荷载如

图 1 ~ 图 2 所示。

图 1 公路 - Ⅰ级车辆荷载(轴重单位:kN,尺寸单位:m)

图 2 公路 - Ⅰ级车道荷载

(2)静载对象

根据现场桥梁结构特点及受力等情况,选取第

七联桥为静载对象,测试断面示意图见图 3,测试

2024 年 01 期 总第 307 期 陈伯星·关于某双层桥梁承载能力评估研究 ·99·

单元有限元模型内力影响线祥见图 4。 结合第七

联的结构特点和现场实际情况,确定静载测试内

容如下:

①车行桥(1 - 1)截面在最不利试验荷载作用下

的挠度、应变;

②车行桥(2 - 2)截面在最不利试验荷载作用下

的应变;

③车行桥(3 - 3)截面在最不利试验荷载作用下

的挠度、应变;

④慢行桥(4 - 4)截面在最不利试验荷载作用下

的挠度、应变;

⑤慢行桥(5 - 5)截面在最不利试验荷载作用下

的应变;

⑥慢行桥(6 - 6)截面在最不利试验荷载作用下

的挠度、应变。

图 3 测试断面示意图(单位:cm)

(a)车行桥(1 - 1)截面最大正弯矩影响线

(b)车行桥(2 - 2)截面最大负弯矩影响线

(c)车行桥(3 - 3)截面最大正弯矩影响线

(d)慢行桥(4 - 4)截面最大正弯矩影响线

(e)慢行桥(5 - 5)截面最大负弯矩影响线

(f)慢行桥(6 - 6)截面最大正弯矩影响线

图 4 各控制截面影响线

(3)静载工况

加载车辆实际的轴重、轮距和轴距取值,进行内

力计算。 由测试项目及内力影响线确定的检验桥跨

静载试验各工况如下:

工况 1:车行桥(1 - 1)截面、慢行桥(4 - 4)截面

正弯矩最不利偏左侧布载;

工况 2:车行桥(1 - 1)截面、慢行桥(4 - 4)截面

正弯矩最不利对称布载;

工况 3:车行桥(2 - 2)截面、慢行桥(5 - 5)截面

负弯矩最不利偏左侧布载;

工况 4:车行桥(2 - 2)截面、慢行桥(5 - 5)截面

负弯矩最不利对称布载;

工况 5:车行桥(3 - 3)截面、慢行桥(6 - 6)截面

正弯矩最不利偏左侧布载;

工况 6:车行桥(3 - 3)截面、慢行桥(6 - 6)截面

正弯矩最不利对称布载。

(4)试验车辆

根据《 公路桥梁荷载试验规程》 ( JTG/ T J21—

01—2015)

[2]第 5. 4. 2 条 规 定 静 载 试 验 荷 载 效 率

ηq,对交(竣) 工验收荷载试验,宜介于 0. 85 ~ 1. 05

之间。 本次静载试验,由于实际加载车辆车型与规

范规定的标准车不同,为了保证试验的有效性,本次

试验根据实际加载汽车参数及有限元模型理论计算

的各控制截面内力影响线,以内力等效的原则、按最

不利位置布置加载车辆。 经过计算确定,静载试验

实际加载车辆共需用 18 辆车总重约为 350 kN 的三

轴载重汽车,及 6 辆车重约为 140 kN 的两轴试载重

汽车。

(5)各工况加载效率及车辆布置

依据设计荷载等级要求,采用所建立的有限元模

型,对桥梁试验联在最不利荷载组合下产生的内力进

行详细计算,并通过布置荷载工况,使现场车辆加载

后产生的内力与设计荷载产生的理论内力的比值符

合桥梁试验规范[2] 的要求。 本次静载试验荷载效率

0. 85 ~ 0. 91 之间,静载试验荷载效率满足规范[2] 要

求。 静载工况及荷载效率如表 1 所示,具体加载工况

及车辆布置如图 5 所示。

·100· 福 建 建 筑 2024 年

表 1 静载工况加及荷载效率

工况编号 加载桥梁

设计理论值

(kN·m)

试验理论值

(kN·m)

荷载效率

工况一

车行桥 29137. 32 25862. 78 0. 89

慢行桥 1446. 66 1275. 17 0. 88

工况二

车行桥 29137. 30 25833. 96 0. 89

慢行桥 1446. 65 1275. 55 0. 88

工况三

车行桥 - 42171. 86 - 38431. 02 0. 91

慢行桥 - 2064. 87 - 1762. 08 0. 85

工况四

车行桥 - 42171. 89 - 38404. 99 0. 91

慢行桥 - 2064. 92 - 1761. 86 0. 85

工况五

车行桥 26522. 77 23925. 53 0. 90

慢行桥 1412. 94 1223. 97 0. 87

工况六

车行桥 26522. 70 23900. 99 0. 90

慢行桥 1412. 99 1223. 23 0. 87

(a)工况一车辆加载平面布置图

(b)工况二车辆加载平面布置图

(c)况三 车辆加载平面布置图

(d)工况四 车辆加载平面布置图

(e)工况五 车辆加载平面布置图

(f)工况六车辆加载平面布置图

图 5 各工况车辆加载平面布置图(单位:cm)

(6)测点布置

应变测试采用在混凝土表面及钢箱梁表面分别

粘贴标距为 3 mm × 100 mm、3 mm × 5 mm 电阻值均

为 120Ω 的电阻应变片,并匹配 DH3819 无线静态应

变采集器进行测量。 本次试验应变控制断面为(1 -

1) ~ (6 - 6) 截面,应变测试截面及测点布置如图 6

所示。 本次试验挠度控制断面为(1 - 1)、(3 - 3)、

(4 - 4)、(6 - 6)截面,主梁挠度测试采用精密水准仪

进行量测,测点布置如图 7 所示。

(a)车行桥(1 - 1)截面应变测点布置图

(b)车行桥(2 - 2)截面应变测点布置图

(c)车行桥(3 - 3)截面应变测点布置图

2024 年 01 期 总第 307 期 陈伯星·关于某双层桥梁承载能力评估研究 ·101·

(d)慢行桥(4 - 4) ~ (6 - 6)截面应变测点布置图

图 6 应变测点布置图(单位:cm)

(a)车行桥(1 - 1)截面、(3 - 3)截面挠度测点布置图

(b)慢行桥(4 - 4)截面、(6 - 6)截面挠度测点布置图

图 7 挠度测点布置图(单位:cm)

2. 2 动载试验方案

(1)脉动试验

在第 7 联桥面无任何交通荷载以及桥址附近无

规则振源的情况下,测定桥跨结构由于桥址处风荷

载、地脉动、水流等随机荷载激振,而引起桥跨结构微

小振动响应。 脉动试验的测试断面布置在车行桥及

慢行桥各跨的四分点上,沿桥面东侧布置,共布设 24

个速度传感器,测点布置在桥面上,如图 8 所示。

图 8 速度传感器桥面布置图

(2)汽车激励试验

①无障碍行车试验

在桥面无任何障碍的情况下,用 1 辆载重汽车

(总重约 350 kN),分别以 5 km / h、10 km / h、20 km / h、

30 km / h、40 km / h 的速度驶过桥梁结构,测定桥梁结

构在运行车辆荷载作用下的动应变时程曲线。

②制动试验

以 30 km / h 车速在(1 - 1)截面进行紧急制动,测

试刹车对桥梁结构产生的动应变时程曲线。 测点布

置在(1 - 1)截面如图 9 所示。

图 9 (1 - 1)截面动应变测点布置示意图(单位:cm)

3 承载能力评估结果与分析

3. 1 静载试验结果与分析

(1)各工况挠度结果整理与分析

表 2 ~ 表 5 列出了各工况车辆荷载作用下,各控

制截面各挠度测点检测结果。 表中以向下挠度为正,

向上挠度为负。

表 2 工况 1 车辆荷载作用下挠度检测结果汇总

测点

编号

试验值(mm)

实测值 实测残余

载理论值

(mm)

校验系数

相对残余

变形(% )

D1 - 1 10. 9 0. 5 12. 8 0. 81 4. 59

D1 - 2 9. 2 0. 1 11. 1 0. 82 1. 09

D1 - 3 7. 3 0. 0 10. 6 0. 69 0. 00

D4 - 1 6. 9 0. 2 17. 8 0. 38 2. 90

D4 - 2 6. 6 0. 1 17. 5 0. 37 1. 52

表 3 工况 2 车辆荷载作用挠度检测结果汇总

测点

编号

试验值(mm)

实测值 实测残余

载理论值

(mm)

校验系数

相对残余

变形(% )

D1 - 1 9. 2 0. 0 11. 3 0. 81 0. 00

D1 - 2 8. 9 0. 1 11. 2 0. 79 1. 12

D1 - 3 9. 1 0. 2 11. 3 0. 79 2. 20

D4 - 1 6. 8 0. 0 17. 8 0. 38 0. 00

D4 - 2 6. 8 0. 3 17. 8 0. 37 4. 41

表 4 工况 5 车辆荷载作用挠度检测结果汇总

测点

编号

试验值(mm)

实测值 实测残余

载理论值

(mm)

校验系数

相对残余

变形(% )

D3 - 1 5. 4 0. 1 7. 2 0. 74 1. 85

D3 - 2 4. 3 0. 1 6. 0 0. 70 2. 33

D3 - 3 3. 9 0. 0 5. 7 0. 68 0. 00

D6 - 1 5. 7 0. 2 9. 4 0. 59 3. 51

D6 - 2 5. 0 0. 0 9. 2 0. 54 0. 00

表 5 工况 6 车辆荷载作用挠度检测结果汇总

测点

编号

试验值(mm)

实测值 实测残余

载理论值

(mm)

校验系数

相对残余

变形(% )

D3 - 1 5. 3 0. 0 6. 2 0. 85 0. 00

D3 - 2 5. 2 0. 2 6. 0 0. 83 3. 85

D3 - 3 5. 2 0. 3 6. 2 0. 79 5. 77

D6 - 1 4. 6 0. 0 9. 4 0. 49 0. 00

D6 - 2 4. 5 0. 1 9. 4 0. 47 2. 22

由表 2 ~ 表 5 可知:在各工况试验荷载作用下,各

控制截面测点实测挠度值均小于理论值,各测点挠度

校验系数在 0. 37 ~ 0. 85 之间,符合规范规定的校验

系数不大于 1. 0 的要求[3]

,桥梁实际工作状况好于理

论状况;结构卸载后最大相对残余变位为 5. 77% ,小

于规范规定的 20% 限值要求[3]

,结构处于弹性工作

状态。 由此可见,在试验荷载作用下,所检桥跨弹性

工作状态较好,竖向刚度满足规范要求。

(2)各工况应变结果整理与分析

表 6 ~ 表 11 列出了各工况车辆荷载作用下,各控

制截面各应变测点的检测结果,表中应变以受压为负

值,受拉为正值。

·102· 福 建 建 筑 2024 年

表 6 工况 1 车辆荷载作用下应变检测结果

测点

编号

试验值(με)

实测值 实测残余

载理论值

(με)

校验系数

相对残余

应变(% )

S1 - 1 22 1 29 0. 72 4. 55

S1 - 2 36 0 46 0. 78 0. 00

S1 - 3 52 0 66 0. 79 0. 00

S1 - 4 38 0 57 0. 67 0. 00

S1 - 5 47 0 52 0. 90 0. 00

S1 - 6 46 0 55 0. 84 0. 00

S1 - 7 61 0 66 0. 92 0. 00

S1 - 8 44 0 61 0. 72 0. 00

S1 - 9 20 - 2 45 0. 49 0. 00

S4 - 1 21 1 25 0. 80 4. 76

S4 - 2 46 1 51 0. 88 2. 17

S4 - 3 44 1 51 0. 84 2. 27

S4 - 4 49 2 51 0. 92 4. 08

S4 - 5 44 0 51 0. 86 0. 00

S4 - 6 44 1 51 0. 84 2. 27

S4 - 7 19 0 25 0. 76 0. 00

表 7 工况 2 车辆荷载作用下应变检测结果

测点

编号

试验值(με)

实测值 实测残余

载理论值

(με)

校验系数

相对残余

变形(% )

S1 - 1 23 - 2 27 0. 93 0. 00

S1 - 2 31 - 2 42 0. 79 0. 00

S1 - 3 49 - 2 61 0. 84 0. 00

S1 - 4 44 - 1 56 0. 80 0. 00

S1 - 5 46 - 1 53 0. 89 0. 00

S1 - 6 46 0 56 0. 82 0. 00

S1 - 7 69 1 70 0. 97 1. 45

S1 - 8 46 - 1 65 0. 72 0. 00

S1 - 9 21 - 1 47 0. 47 0. 00

S4 - 1 23 0 25 0. 92 0. 00

S4 - 2 47 1 51 0. 90 2. 13

S4 - 3 46 0 51 0. 90 0. 00

S4 - 4 47 2 51 0. 88 4. 26

S4 - 5 46 1 51 0. 88 2. 17

S4 - 6 44 1 51 0. 84 2. 27

S4 - 7 16 0 25 0. 64 0. 00

表 8 工况 3 车辆荷载作用下应变检测结果

测点

编号

试验值(με)

实测值 实测残余

载理论值

(με)

校验系数

相对残余

变形(% )

S2 - 1 - 10 0 - 17 0. 59 0. 00

S2 - 2 - 16 1 - 23 0. 74 0. 00

S2 - 3 - 25 1 - 34 0. 76 0. 00

S2 - 4 - 19 1 - 25 0. 80 0. 00

S2 - 5 - 15 0 - 18 0. 83 0. 00

S2 - 6 - 16 1 - 19 0. 89 0. 00

S2 - 7 - 19 0 - 23 0. 83 0. 00

S2 - 8 - 12 1 - 14 0. 93 0. 00

S2 - 9 - 7 0 - 10 0. 70 0. 00

S5 - 1 - 23 - 1 - 26 0. 85 4. 35

S5 - 2 - 50 - 2 - 54 0. 89 4. 00

S5 - 3 - 49 - 2 - 54 0. 87 4. 08

S5 - 4 - 48 - 1 - 54 0. 87 2. 08

S5 - 5 - 50 - 1 - 54 0. 91 2. 00

S5 - 6 - 50 0 - 54 0. 93 0. 00

S5 - 7 - 21 0 - 26 0. 81 0. 00

表 9 工况 4 车辆荷载作用下应变检测结果

测点

编号

试验值(με)

实测值 实测残余

载理论值

(με)

校验系数

相对残余

变形(% )

S2 - 1 - 11 0 - 13 0. 85 0. 00

S2 - 2 - 14 0 - 18 0. 78 0. 00

S2 - 3 - 19 1 - 26 0. 77 0. 00

S2 - 4 - 17 1 - 21 0. 86 0. 00

S2 - 5 - 14 1 - 17 0. 88 0. 00

S2 - 6 - 17 2 - 20 0. 95 0. 00

S2 - 7 - 20 2 - 25 0. 88 0. 00

S2 - 8 - 12 0 - 16 0. 75 0. 00

S2 - 9 - 7 0 - 12 0. 58 0. 00

S5 - 1 - 24 0 - 26 0. 92 0. 00

S5 - 2 - 48 0 - 54 0. 89 0. 00

S5 - 3 - 46 1 - 54 0. 87 0. 00

S5 - 4 - 41 1 - 54 0. 78 0. 00

S5 - 5 - 46 1 - 54 0. 87 0. 00

S5 - 6 - 51 0 - 54 0. 94 0. 00

S5 - 7 - 16 1 - 26 0. 65 0. 00

表 10 工况 5 车辆荷载作用下应变检测结果

测点

编号

试验值(με)

实测值 实测残余

载理论值

(με)

校验系数

相对残余

变形(% )

S3 - 1 12 0 14 0. 86 0. 00

S3 - 2 34 0 50 0. 68 0. 00

S3 - 3 49 - 1 63 0. 79 0. 00

S3 - 4 42 0 53 0. 79 0. 00

S3 - 5 34 - 2 45 0. 80 0. 00

S3 - 6 32 - 1 45 0. 73 0. 00

S3 - 7 39 - 2 53 0. 77 0. 00

S3 - 8 22 - 2 42 0. 57 0. 00

S3 - 9 5 0 12 0. 42 0. 00

S6 - 1 19 0 23 0. 83 0. 00

S6 - 2 43 0 48 0. 90 0. 00

S6 - 3 45 0 48 0. 94 0. 00

S6 - 4 39 - 1 48 0. 83 0. 00

S6 - 5 31 0 48 0. 65 0. 00

S6 - 6 38 0 48 0. 79 0. 00

S6 - 7 18 0 24 0. 75 0. 00

表 11 工况 6 车辆荷载作用下应变检测结果

测点

编号

试验值(με)

实测值 实测残余

载理论值

(με)

校验系数

相对残余

变形(% )

S3 - 1 11 - 1 14 0. 86 0. 00

S3 - 2 25 - 2 45 0. 60 0. 00

S3 - 3 48 0 56 0. 86 0. 00

S3 - 4 46 0 50 0. 92 0. 00

S3 - 5 44 0 46 0. 96 0. 00

S3 - 6 43 0 48 0. 90 0. 00

S3 - 7 46 0 56 0. 82 0. 00

S3 - 8 35 0 45 0. 78 0. 00

S3 - 9 11 0 14 0. 79 0. 00

S6 - 1 13 0 23 0. 57 0. 00

S6 - 2 40 0 48 0. 83 0. 00

S6 - 3 42 1 48 0. 85 2. 38

S6 - 4 41 0 48 0. 85 0. 00

S6 - 5 41 0 48 0. 85 0. 00

S6 - 6 41 0 48 0. 85 0. 00

S6 - 7 17 0 24 0. 71 0. 00

由表 6 ~ 表 11 可知:在各工况试验荷载作用下,

各控制截面测点实测应变值均小于理论值,各测点应

变校验系数在 0. 42 ~ 0. 97 之间,符合规范规定的校

验系数不大于 1. 0 的要求[3]

,桥梁实际工作状况好于

2024 年 01 期 总第 307 期 陈伯星·关于某双层桥梁承载能力评估研究 ·103·

理论状况;卸载后最大相对残余变位为 4. 76% ,小于

规范规定的 20% 限值要求[3]

,结构处于弹性工作状

态。 由此可见,在试验荷载作用下,所检桥跨弹性工

作状态较好,强度满足规范要求。

3. 2 动载试验结果与分析

(1)环境脉动试验结果整理与分析

实测数据频谱分析图见图 10,实测与理论竖向

各阶振型比较见图 11。 该桥第七联的竖向自振频率

实测与理论值比较见表 12。 从表中可知:理论计算

的竖向前三阶自振频率均小于实测值,说明该桥实际

竖向刚度指标良好[3]

,桥梁结构整体性能良好,受力

体系未发生异常改变。

表 12 第七联竖向自振特性实测结果

振型

理论竖向

自振频率

fd (Hz)

实测竖向

振频率 fm

(Hz)

fm

/ fd

阻尼比

(% )

竖向一阶 1. 65 1. 76 1. 07 1. 21

竖向二阶 2. 62 2. 83 1. 08 4. 75

竖向三阶 4. 50 5. 34 1. 19 2. 16

图 10 实测数据频谱分析图

(a)上部结构实测竖向

一阶振型(1. 76Hz)

(b)上部结构理论计算

竖向一阶振型(1. 65Hz)

(c)上部结构实测竖向

二阶振型(2. 83Hz)

(d)上部结构理论计算

竖向二阶振型(2. 62Hz)

(e)上部结构实测竖向

三阶振型(5. 34Hz)

(f)上部结构理论计算

竖向三阶振型(4. 50Hz)

图 11 实测与理论竖向各阶振型比较

(2)车辆激振动力响应测试整理与分析

实测各点在不同行车速度下的桥跨结构冲击系数

结果,并列于表13。 (1 -1)截面 S1 -1 测点在各测试工

况下的动应变时程曲线见图12,由表中数据可知:

在各工况行车激励作用下,车辆对(1 - 1)截面实

测冲击系数介于 0. 01 ~ 0. 04 之间,均低于相应的理

论计算值[1]

,桥面行车舒适性良好。

表 13 车行桥汽车激励试验冲击系数试验实测结果

测试

车辆类型

工况

时速

(km/ h)

理论冲

击系数

实测冲

击系数

单车

跑车

刹车

5

10

20

30

40

30

0. 08

0. 04

0. 02

0. 03

0. 02

0. 01

0. 03

(a)跑车 5km/ h (b)跑车 10km/ h

(c)跑车 20km/ h (d)跑车 30km/ h

(e)跑车 40km/ h (f)刹车 30km/ h

图12 (1 -1)截面 S1 -1 测点在各测试工况下的动应变时程曲线

4 结语

本文结合静动载试验,对双层桥梁承载能力进行评

估。 研究表明,在设计荷载作用下,测点应变及挠度校验

系数均小于1,且残余变形(应变)均小于20%,桥梁实测

前三阶频率大于有限元计算频率,各工况行车激励作用

下,实测冲击系数均小于理论计算值。 综合可判断,该双

层桥结构主体结构在设计荷载作用下处于弹性工作状

态,强度(应力)、竖向刚度(挠度、自振频率)、校验系数

等指标满足设计及规范要求[1 -3]

。 研究成果可为类似桥

型的承载能力评估提供一定的工程经验。

参 考 文 献

[1] 中华人民共和国交通运输部. 中交公路规划设计院有限

公司. 公路桥涵设计通用规范:JTG D60—2015 [ S]. 北

京:人民交通出版社, 2015.

[2] 中华人民共和国交通运输部. 公路桥梁荷载试验规程:

JTG/ T J21—01—2015[S]. 北京:人民交通出版社,2016.

[3] 中华人民共和国交通运输部. 公路桥梁承载能力检测评定

规程:JTG/ T J21—2011[S]. 北京:人民交通出版社,2011.

2024 年第 01 期

总第 307 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 01·2024

Vol·307

简支工字形钢混组合梁横向分布系数研究及简化计算

黄晓铨

(福州市规划设计研究院集团有限公司 福建福州 350108)

摘 要:钢混组合梁兼具钢材的抗拉性能及混凝土的抗压性能,整体造价较钢梁有明显优势,在城市建设中具有明显

的运用优势。 然而,基于工程实例对钢混组合梁开展横向分布系数的研究和简化计算较为匮乏。 因此,选取一项桥梁

改造工程,以简支工字形钢混组合梁为对象,通过建立全桥梁格有限元模型分析桥宽、中间横梁间距、中间横梁强度、

主梁片数等参数,研究简支工字形钢混组合梁横向分布系数。 将其结果与刚性横梁法、刚接板梁法、比拟正交异性板

梁法相比,简化了简支工字形钢混组合梁有限元计算。

关键词: 钢混组合梁;横向分布系数;参数变量分析;有限元模型

中图分类号:U44 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2024)01 - 0104 - 04

Study and simplified calculation of transverse distribution coefficient of simply

supported I - shaped steel - concrete composite beams

HUANG Xiaoquan

(Fuzhou Planning Design & Research Institute Group Co. ,Ltd,Fuzhou 350108)

Abstract:Steel - concrete composite beams have the tensile properties of steel and the compressive properties of concrete. At the same

time,the overall cost has significant advantages compared to steel beams,which has obvious application advantages in urban construction.

However,the research on the transverse distribution coefficient and simplified calculation of steel - concrete composite beams based on engineering examples is scarce. Therefore,a bridge reconstruction project is selected in this paper,and the object is simply supported I - shaped

steel - concrete composite beam. The transverse distribution coefficient of the simply - supported I - concrete composite beams is studied by

analyzing the parameters of bridge width,interbeam spacing,interbeam strength and the number of main beams. Compared with the rigid

beam method,the rigid plate beam method and the orthotropic plate beam method,the finite element calculation of the simple supported I -

shaped steel - concrete composite beam is simplified.

Keywords:Steel - concrete composite beam; Transverse distribution coefficient; Parameter variable analysis; Finite element model

作者简介:黄晓铨(1990. 04— ),男,工程师。

E-mail:906361944@ qq. com

收稿日期:2023 - 07 - 04

0 引言

现代桥梁建设中,钢和混凝土是两种重要的材

料,通过两者结合可在结构中充分发挥各自材料性能

优势。 正如在钢筋混凝土桥和预应力混凝土桥中混

凝土发挥其抗压性能,钢材则充分展示了抗拉性能,

而钢混组合梁桥亦是钢材和混凝土两种材料性能扬

长避短结合的体现[1]

。 钢混组合梁桥,指采用剪力连

接件将钢箱梁、工字梁等钢结构与顶部混凝土板结合

形成整体,并能共同受力的构件。 根据钢材优越的抗

拉性能和混凝土宜受压的特点,钢混组合梁在简支体

系中,最能展示材料分布的合理性。 在简支体系中主

梁在上翼缘受压,下翼缘受拉,而钢混组合梁结构中

上翼缘对应的是宜受压的混凝土,其下翼缘刚好对应

的是受拉性能良好的钢梁。 因此采用简支钢混组合

梁,能综合钢材和混凝土的优势,做到物尽其用。

根据钢梁的不同,钢混组合梁可以分为工字形组

合梁、槽形组合梁等。 工字形组合梁因其单片梁重量

低、吊装方便、加工简单等优势,得到广泛运用。 但因

工字形组合梁是由横向多片工字形钢梁通过横向联

系连接而成,若在计算时建立所有梁片及横梁,显得

费时费力。 因此,本文以工程实例为背景,通过全桥

梁格有限元模型,分析工字形组合梁横向分布系数,

进而简化计算模型。

1 理论分析

1. 1 理论计算

目前,对于多片梁预制结构横向分布系数的传统

计算有多种,适用于不同情况。 主梁支点附近的横向

分布系数采用杠杆法。 主梁跨中的横向分布系数计

算则根据桥梁宽跨比、横向联系布置等差异,采用不

同的计算模式,刚性横梁法适用于具有可靠横向联系

的桥,且宽跨比小于等于 0. 5 的窄桥;刚接板梁法用

于横向联系薄弱,且桥面能传递弯矩和剪力的桥梁;

比拟正交异性板梁法(G - M 法)则用于多道横梁和

2024 年 01 期 总第 307 期 黄晓铨·简支工字形钢混组合梁横向分布系数研究及简化计算 ·105·

较宽的桥梁[2]

。 钢混组合梁由于钢梁形式较多,对横

向分布系数的研究也相对较少[3]

,而对应的横向分布

系数的简化计算,目前还未有明确的方法。 因此,本

文将选取桥宽、横梁强度、中间横梁间距、中间横梁强

度、主梁片数等参数,对工字形钢混组合梁的横向分

布系数进行研究,将有限元结果与传统计算方法进行

比较,寻求符合工程精度的简化算法。

在有限元中,可先得出各主梁的横向影响线,再

根据影响线进行横向最不利布载,最终得到各主梁的

横向分布系数。 具体实现方法,为在有限元计算模型

中的横向各主梁同一位置施加集中力 P,得出各主梁

竖向位移 f

ij。 由于此时得到的竖向位移为绝对值,该

值无法客观反应各主梁所承受 P 值的比例,因此,再

根据式(1)计算得到各主梁竖向位移的相对值,即横

向影响线。

ηij =

f

ij

∑

n

i = 1

f

ij

(1)

根据公式(1),可以绘制出各片主梁横向影响

线,结合车道数及车道横向折减系数,根据公式(2),

能得出各片主梁的最不利横向分布系数。

mcq =

1

2

λ∑ηq =

1

2

λ(ηq1 + ηq1 + . . . + ηqi) (2)

式中:ηij为横向移动荷载 P 位于 j 号梁时,i 号梁

的横向影响线;f

ij为横向移动荷载 P 位于 j 号梁引起 i

号梁的竖向位移; mcq为所求主梁最不利横向分布系

数;ηq为汽车轮载对应最不利位置处的横向影响线竖

标值;λ 为车道横向折减系数。

为简化步骤,本文仅对主梁跨中横向分布系数进

行分析,暂不考虑车道横向折减系数,在与之比较的

刚性横梁法、刚接板梁法和 G - M 法中,也不考虑车

道横向折减系数。

1. 2 有限元模型分析

本文有限元分析对象以某工程北幅桥为例。 如

图 1 所示,该桥梁为简支工字形钢混组合梁,跨径

21. 7 m,桥宽 15. 0 m。 桥面布置为:0. 5 m(防撞护

栏) + 14 m(机动车道) + 0. 5 m(防撞护栏)。 桥梁横

向由 12 片主梁构成,主梁间距 1. 25 m。

图 1 主梁断面图

主梁尺寸为:中跨部分主梁总高 1000 mm,为了

景观效果,本桥在支点附近做了变高处理主梁,总高

为 1300 mm,其中桥面厚度为 200 mm,工字钢高度

为 800 mm ~ 1100 mm。 钢梁上翼缘宽度为 300 mm,

板厚为 30 mm;腹板板厚为 22 mm;下翼缘宽度为

500 mm,板厚为 40 mm。 钢梁横向之间采用桁架式横

向联系,如图 2 所示。

图 2 中间横梁

全桥梁格模型(图 3)采用 Midas Civil 2021 建立,

各纵向主梁采用组合梁截面,横向桥面板采用无容重

梁单元,横向联系采用梁单元通过弹性连接,与主梁

节点相连。

图 3 梁格模型

2 参数分析

2. 1 桥宽参数研究

本节选取 15 m 和 7. 5 m 桥面宽度进行研究,宽

跨比分别为 0. 69(宽桥)和 0. 35(窄桥)。 在实际工

程中,一般以边梁为最不利控制。 本文选取跨中边梁

和中梁效应作为研究对象,同时由于本节采用的是桁

架式横隔板,较难计算抗弯惯性矩和抗拒惯性矩,因

此在本节分析中,不考虑正交异性板梁法 ( G - M

法),计算结果如表 1 所示。

表 1 桥宽参数横向分布系数

研究对象

有限元

法(1)

刚接板

梁法(2)

刚性横

梁法(3)

差值(% ) 差值(% )

(2 - 1) / 2 (3 - 1) / 3

宽桥

边梁 0. 365 0. 414 0. 481 11. 84 24. 12

中梁 0. 366 0. 385 0. 344 4. 94 - 6. 40

窄桥

边梁 0. 359 0. 385 0. 402 6. 75 10. 70

中梁 0. 346 0. 349 0. 347 0. 86 0. 29

·106· 福 建 建 筑 2024 年

从有限元计算可知,随着桥宽的增加,各主梁荷

载横向分布系数更加均匀;就宽桥而言,采用刚接板

梁法简化计算边梁相对保守,差值在 10% 左右。 中

梁差值为 5% 左右,而宽桥不宜采用刚性横梁法,其

差值接近 25% 太过浪费;窄桥有限元方法与刚接板

梁法较为接近,而边梁采用刚性横梁法计算相对保

守,差值同样在 10% 左右,从侧面反映桁架式横向联

系较弱,对主梁荷载横向分布并未取得实质性改变,

因此,对于窄桥,采用刚接板梁法是更加合适的。

2. 2 中间横梁间距参数研究

对宽桥和窄桥各选取 1. 25 m、2. 5 m 和 5 m 间距的

桁架式中间横梁,跨中均有设置中间横梁,共6 组有限元

模型。 根据上节内容,在本文接下的分析中,对于宽桥不

再考虑刚性横梁的简化计算,计算结果如表2 所示。

表 2 中间横梁间距参数横向分布系数

计算方法 有限元法(1) 刚接板梁法(2) 刚性横梁法(3)

差值(% ) 差值(% )

(2 - 1) / 2 (3 - 1) / 3

宽桥 - 1. 25m 横梁间距

边梁 0. 371 0. 414 — 10. 39 —

中梁 0. 359 0. 385 — 6. 75 —

宽桥 - 2. 5m 横梁间距

边梁 0. 365 0. 414 — 11. 84 —

中梁 0. 366 0. 385 — 4. 94 —

宽桥 - 5. 0m 横梁间距

边梁 0. 360 0. 414 — 13. 04 —

中梁 0. 374 0. 385 — 2. 86 —

窄桥 - 1. 25m 横梁间距

边梁 0. 361 0. 385 0. 402 6. 23 10. 20

中梁 0. 344 0. 349 0. 347 6. 23 0. 86

窄桥 - 2. 5m 横梁间距

边梁 0. 359 0. 385 0. 402 1. 43 10. 70

中梁 0. 346 0. 349 0. 347 6. 75 0. 29

窄桥 - 5. 0m 横梁间距

边梁 0. 358 0. 385 0. 402 0. 86 10. 95

中梁 0. 350 0. 349 0. 347 7. 01 - 0. 86

从表 2 分析可知,中间横梁可以将荷载向边梁传

递,随着中间横梁的加密边梁横向分布系数增大,中梁

则减小。 宽桥和窄桥边梁横向分布系数与其它两种简

化算法的差值,也是随着中间横梁的加密而增加,中梁

则相反。 总体来说,中间横梁的间距对各主梁横向分

布起到一定作用,但是影响不大,最大影响为 4% 。

2. 3 横梁刚度参数研究

示例中,桥梁采用桁架式横向联系。 为比较横向

联系刚度对横向分布系数的影响,采用实腹式横向联

系进行对比分析,对实腹式横向联系,在简化算法中

增加了 G - M 法进行比较, 宽桥和窄桥的对比计算

结果如表 3 所示。

表 3 中间横梁刚度参数横向分布系数

计算方法 有限元法(1) 刚接板梁法(2) 刚性横梁法(3) G - M 法(4)

差值(% ) 差值(% ) 差值(% )

(2 - 1) / 2 (3 - 1) / 3 (4 - 1) / 4

宽桥 - 桁架式横向联系

边梁 0. 365 0. 414 — — 11. 84 — —

中梁 0. 366 0. 385 — — 4. 94 — —

宽桥 - 实腹式横向联系

边梁 0. 38 0. 414 — 0. 413 8. 21 — 7. 99

中梁 0. 351 0. 385 — 0. 35 8. 83 — - 0. 29

窄桥 - 桁架式横向联系

边梁 0. 359 0. 385 0. 402 — 6. 75 10. 70 —

中梁 0. 346 0. 349 0. 347 — 0. 86 0. 29 —

窄桥 - 实腹式横向联系

边梁 0. 361 0. 385 0. 402 0. 38 6. 23 10. 20 5. 00

中梁 0. 342 0. 349 0. 347 0. 343 2. 01 1. 44 0. 29

2024 年 01 期 总第 307 期 黄晓铨·简支工字形钢混组合梁横向分布系数研究及简化计算 ·107·

根据表 3 计算结果,中间横梁刚度的增加,与中

间横梁加密的呈现的效应是类似的,中间横梁刚度对

窄桥的横向分布的影响,几乎可以忽略不计。 另外,

从三种简化算法比较来看,G - M 法的精度,相对其

它两种办法精度更高,最大误差仅为 8% 。

2. 4 主梁间距参数研究

本节主要研究横向主梁间距对横向分布系数简化

算法的影响。 在桥宽不变的情况下,以主梁片数为研究

对象。 对15 m 桥宽分别设置 12 片和 6 片主梁,7. 5 m

桥宽分别设置 6 片主梁和 3 片主梁,经有限元计算结

果与三种简化算法进行比较,计算结果如表 4 所示。

从表 4 计算结果可知,对于宽桥在桥宽不变的

情况下,随着主梁片数的变化,有限元计算结果与

刚接板梁法差值变化不大,而 G - M 法与有限元计

算结果随着主梁片数减少,差值有一定程度的降

低。 对于窄桥而言,有限元计算的横向分布系数

随着主梁片数的减少,与 3 种简化算法差值明显降

低,且 3 种简化算法的精度均在 5% 左右。 此外,

通过 3 种简化方法的比较,可以再次看出,无论宽

桥还是窄桥 G - M 法的精度都较高,最大差值在

8% 以内,而窄桥采用 G - M 法最大误差可以控制

在 5% 。

表 4 主梁片数参数横向分布系数

计算方法 有限元法(1) 刚接板梁法(2) 刚性横梁法(3) G - M 法(4)

差值(% ) 差值(% ) 差值(% )

(2 - 1) / 2 (3 - 1) / 3 (4 - 1) / 4

宽桥 - 12 片梁

边梁 0. 38 0. 414 — 0. 413 8. 21 — 7. 99

中梁 0. 351 0. 385 — 0. 35 8. 83 — - 0. 29

宽桥 - 6 片梁

边梁 0. 772 0. 844 — 0. 808 8. 53 — 4. 46

中梁 0. 671 0. 754 — 0. 705 11. 01 — 4. 82

窄桥 - 6 片梁

边梁 0. 361 0. 385 0. 402 0. 380 6. 23 10. 20 5. 00

中梁 0. 342 0. 349 0. 347 0. 343 2. 01 1. 44 0. 29

窄桥 - 3 片梁

边梁 0. 744 0. 753 0. 787 0. 738 1. 20 5. 46 - 0. 81

中梁 0. 668 0. 670 0. 667 0. 667 0. 30 - 0. 15 - 0. 15

3 结语

本文以实际工程为例,研究了简支多梁式工字形

钢混组合梁横向分布系数以及简化算法。 本文通过

有限元,研究了桥宽、中间横梁间距、中间横梁刚度以

及主梁片数对主梁横向分布系数的影响,同时将有限

元计算结果与现有的 3 种简化计算方法进行对比较,

得出以下结论:

(1)在传统计算方法中,窄桥往往选择刚性横梁

法的计算模式,而对于本文所述的简支多梁式工字形

组合梁窄桥,选择刚性横梁法,反而精度不如刚接板

梁法高;而宽桥采用刚性横梁法,以最不利边梁控制

设计时,误差较大且过于保守。

(2)随着桥宽的增加,各主梁的横向分布系数更

加均匀。

(3)中间横梁的间距和刚度对主梁横向分布系

数影响不大。 在主梁较密的工字形钢混组合梁,可以

减少中间横梁的设置,以减少焊接量和节约材料。

(4)当桥宽不变,随着主梁片数的减少,采用 G -

M 法计算横向分布系数的误差也随之减少。

(5)对于简支工字形钢混组合梁,无论宽桥和窄

桥,不建议采用刚性横梁法简化计算;采用刚接板梁

法简化计算相对保守,最大误差在 13% ;3 种简化算

法中 G - M 法精度最高,最大误差为 8% 。 因此,在类

似工程中,可以采用 G - M 法建立单梁计算,以减少

工作量,同时又能保证较好的精度。

参 考 文 献

[1] 赵秋. 钢桥[M]. 北京:人民交通出版社,2017.

[2] 陈宝春. 桥梁工程[M]. 北京:人民交通出版社,2009.

[3] 陈何峰,吕沛文. 城市高架简支预制槽形钢混组合梁荷载横

向分布研究[J]. 城市道桥与防洪,2022(5):190 - 193.

2024 年第 01 期

总第 307 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 01·2024

Vol·307

历史建筑平移和加固改造施工关键技术研究

侍晶晶

(上海建工二建集团有限公司 上海 200080)

摘 要:随着“拆改留”向“留改拆”政策的调整,城市发展逐渐从大拆大建转向有机更新。 历史建筑改造过程中,当防

止大拆大建与建筑功能改造升级之间出现矛盾时,为充分保护历史建筑群历史风貌,改造其内部空间,解决老旧建筑

设施配置不足、建筑功能落后的问题,对于整体性能较差的历史建筑来说,建筑物移位及加固改造,成为保护历史建筑

的有效措施。 以黄浦区 160 街坊保护性综合改造项目为例,在保留历史建筑外貌的基础上进行整体移位及加固改造,

为历史建筑移位及加固改造技术在实际工程应用中提供参考依据。 其延续了文化价值及其物质价值,促进了历史建

筑与城市文化建设协调发展,为城市历史建筑遗产的保护发挥了重要作用。

关键词: 历史建筑;平移;加固;保护

中图分类号:TU74 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2024)01 - 0108 - 05

Translation and Reinforcement Renovation Construction of Historical Buildings

SHI Jingjing

(Shanghai Construction No. 2( Group) Co. ,Ltd,Shanghai 200080)

Abstract:With the shift from \" demolition to retention\" to \" retention to demolition\" policies,urban development is gradually shifting from

large - scale demolition and construction to organic renewal. In order to fully protect the historical style of the historical building complex,

transform the internal space of the historical building complex,and solve the problem of insufficient configuration of old building facilities

and backward building function,for historical buildings with poor overall performance,building displacement and reinforcement have become

effective measures to protect historical buildings. Taking the 160 neighborhood protective comprehensive renovation project in Huangpu District as an example,the overall displacement and reinforcement transformation is carried out on the basis of retaining the appearance of historical buildings,which provides a reference basis for the displacement and reinforcement and transformation technology of historical buildings in practical engineering applications,continues the cultural value and its material value,promotes the coordinated development of historical buildings and urban cultural construction,and plays an important role in the protection of urban historical architectural heritage.

Keywords:Historical buildings; Translation; Reinforcement; Protection

作者简介:侍晶晶(1996. 06— ),女,工程师。

E-mail:1599943253@ qq. com

收稿日期:2023 - 06 - 01

0 引言

中国现存大量的历史建筑,承载着经济、文化、

政治等珍贵历史信息,富含着宝贵的文化价值、历史

价值及物质价值,是我国优秀传统文化的见证[1]

。

随着我国城市更新及城市规划的发展,因部分历史

建筑的地理位置及空间等,无法满足城市发展及现

代使用的需求,经常会涉及到历史建筑面临重建拆

除等问题,失去具有特殊意义的城市历史建筑遗

产[2]

。 随着“拆改留”向“留改拆”政策的调整,城市

发展逐渐从大拆大建转向有机更新。 因此,如何实

现城市规划发展与历史建筑保护的和谐统一,成为

极具意义的研究方向。

为更多保存城市历史建筑遗产,修缮保护历史

建筑,体现人文风貌和文化价值的外貌,针对因历史

建筑在长期服役期间产生砖墙风化、老化、循环加载

及侵蚀性环境作用等,从而出现损伤、整体性及抗震

性变差的问题以及满足后续承载力、抗震性能及使

用功 能 的 需 求, 建 筑 物 移 位 及 加 固 技 术 应 运 而

生[3]

。 在保留历史建筑外立面的前提下对内部结

构进行改造升级,为城市历史建筑遗产保护发挥了

重要的作用。

2024 年 01 期 总第 307 期 侍晶晶·历史建筑平移和加固改造施工关键技术研究 ·109·

1 工程概况

1. 1 总体概况

上海市黄浦区 160 街坊保护性综合改造项目位

于“江西中路 - 福州路 - 河南中路 - 汉口路”合围区

间内(图 1),是上海市城市更新示范项目和外滩第二

立面综合改造率先启动项目。 项目内容包括改建修

缮原工部局大楼(A 楼)、小红楼(B 楼) 两栋已有历

史建筑,以及新建环形扩建建筑(C 楼)、庭院建筑(D

楼)、地下室(E 楼),如图 2 所示,共同组成街区尺度

的围合式建筑综合体,实现了地区功能转换,提升业

态能级。 小红楼(B 楼)因位于拟建地下室(E 楼)上

方,因此,将配合中庭新增地下室施工进行平移至东

侧中间址,待地下室永久址完成后再复位并进行修

缮,以还原上世纪初的设计蓝图,最大限度地保留红

楼的原始风貌,使得历史建筑自然融入到现代都市

中,重焕新生。

图 1 项目地理位置图 图 2 项目平面布置图

1. 2 小红楼概况

红楼建造于 19 世纪末 20 世纪初的清水红砖建

筑,为 4 层砖木结构房屋,平面近似呈“凹”字型布置,

如图3 所示。 东西方向长约24 m、南北方向宽约23 m,

建筑面积约 2100 m

2

。 层高为 3. 25 m ~4. 20 m 之间。

红楼墙体多采用青砖及混合砂浆砌筑,仅外墙外

皮砖、砖腰线等,采用红砖及混合砂浆砌筑。 二 ~ 四

层楼面采用木梁 + 木搁栅 + 楼板结构形式,卫生间、

厨房区域楼面采用夹砂板,做法为木搁栅 + 木板 + 80

厚水泥砂浆,屋盖主要采用木屋架 + 木檩条 + 木望板

+ 红色机制平瓦片结构形式。

红楼竖向结构平面布置不对称,由竖向砖墙、砖壁

柱及钢柱共同承重。 钢柱分布在一层、二层,钢柱直径

150、壁厚 12;二层柱顶焊接 400 × 400(厚 8 mm)钢板

支撑木梁(150 × 250)。 为了提高节点板平面外刚度,

钢柱及节点板间通过 4 片近似三角形钢肋板焊接而

成,如图 4 所示。

图 3 红楼鸟瞰图 图 4 竖向结构

1. 3 平移加固施工概况

小红楼采用外立面保留加固、内部换胆的方式进

行保护修缮。 因小红楼位于中庭新建地下室的上方,

为配合项目的地下空间开发,采用临时平移至东侧中

间址再复位的方式改建。 先将小红楼平移 32. 33 m

至东侧中间址,待原址位置处地下室 B0 板施工完成

后,将小红楼整体顶升 0. 84 m,然后从中间址沿轴线

整体向西 29. 65 m、向北 0. 79 m,经两次直线,平移至

原址位置处,如图5 所示。 小红楼重达3800 t,是目前

上海面积最大、重量最重的砌体结构平移工程。 平移

施工过程中,需要严格保证既有建筑的结构安全和移

位过程的稳定可靠。 因项目主体结构损坏严重,在建

筑物外立面保留的情况下,对内部结构进行加固改

造,使得结构安全、抗震性能、使用功能满足后续使用

要求。

图 5 小红楼移位路线

2 平移施工关键技术

2. 1 移位前加固

小红楼服役期间,因砂浆粉化、砖墙风化、老化、

循环加载及侵蚀性环境作用等,出现不同程度的损伤

及性能下降,房屋存在不均匀沉降。 在之后多次平移

过程中,不可避免地会对建筑物造成扰动。 因此,在

移位及顶升施工前,需对原建筑采取保护加固措施,

确保在移位及顶升过程稳定安全。

·110· 福 建 建 筑 2024 年

(1)钢结构整体稳定性加固

在上托盘结构完成后,搭设外脚手架进行钢结构

加固。 内外墙两侧设置纵横向槽钢进行包夹,横向每

层二道,设于楼屋面板下沿及半楼层处,竖向槽钢固

定在混凝土托盘上。 内外墙两侧槽钢用对拉螺杆紧

固。 建筑物内部每道横向槽钢设置钢筋拉结,将内外

墙槽钢拉结为整体,形成“内拉外撑,五花大绑”的形

式,能够加强建筑物整体稳定可靠性。

(2)较大洞口及墙体缺口加固

利用砖砌体封堵小红楼存在的较大门窗洞口,利

用塑料布及土工布,垫在砖砌体及原墙体之间,在砖

砌体中部预留孔洞,以便后期拆除。 内墙中断处砌筑

封堵墙,将内外墙连成整体,增强其支撑力。

(3)墙体裂缝压力灌浆加固

对墙体饰面进行凿除并全面清理墙板,详细记录

墙板裂缝,并根据裂缝大小进行分类。 对于可见裂

缝,用灌注结构胶将裂缝处混凝土粘牢,形成密闭空

腔,并借用专用灌浆泵将浆液压入并填满缝隙。

2. 2 托换技术

综合考虑中间址和旧址存放和可靠连接问题。

本项目托换结构体系采用“上托梁 + 下筏板 + 滑脚”

的形式,如图 6 ~ 图 7 所示。

图 6 原址墙体托换立面示意图

图 7 托换体系示意图

在承重墙两侧布置上托梁,上托梁中间,通过贯穿

原承重墙的抬墙梁进行连接。 红楼建筑沿程路线上下

底盘结构采用整板式筏基,筏板厚度 0. 45 m,配筋为

ϕ16@ 200 双层双向,采用 C30 混凝土。 上部结构平移

时依靠上托盘梁与基础砖墙之间的剪切摩擦力,将重

力传递到滑脚装置上。 滑脚装置下部内嵌的四氟乙烯

板与下筏板基础,在顶推千斤顶推力作用下摩擦滑移,

将建筑结构的上部荷载传递给下底盘结构[4]

。

原先勒脚部位有 28 cm 高的精致石材装饰,项目

保留石材上部 16 cm 露在室外地坪以上,作为勒脚的

一部分兼顾外立面装饰。 因此,托换结构设计时,将

下底盘布置在石材底部 50 cm,并在石材下部墙体中

植入 ϕ12 钢筋,钢筋锚固在上托盘梁内,切割面控制

在石材以下 5 cm ~ 10 cm 处,保证石材在托换过程中

的稳定安全。

2. 3 移位设计

为满足城市更新与历史建筑的协调共同发展,在

无法满足原地保护的情况下,异地迁移的方式,能在

保护性建筑规划改造中发挥重要作用。 目前,对于建

筑物,主要采用千斤顶顶推移位(顶推法)和 SPMT 液

压平板车移位(车载法),如图 8 ~ 图 9 所示,两种移

位方法均能满足建筑移位的安全技术要求。 两种移

位方法针对不同的施工环境、工期要求、经济合理性

等方面,存在一定的适用范围。 顶推法适用于平移距

离相对较近,且为场地内进行平移,工艺相对成熟,平

移过程平稳且易于纠偏,而车载法适用于长距离、小

型自重轻的建筑物,车载车辆自重较大,且装卸需要

大吨位吊车。

图 8 顶推法移位 图 9 车载法移位

经计算,若采用车载法,需布置 6 列车,单列车 18

轴线,单个车轮承重为 9 t(最大承载力为 10 t)。 这

意味着中间址第一道水平支撑及新址地下室顶板较

顶推法方案须增加梁板截面,同时地下室顶板的抗冲

切计算根本无法满足。 从移位的简便程度还是移位

的可行性分析,本项目采用顶推法进行平移。

2024 年 01 期 总第 307 期 侍晶晶·历史建筑平移和加固改造施工关键技术研究 ·111·

2. 4 建筑移位施工

(1)滑道施工

沿滑脚滑动轨迹,在下底盘顶面施工宽度 30 cm、

厚度3 cm 左右的找平层。 找平层顶面使用 M10 膨胀

螺栓固定宽度 30 cm、厚度 1 cm 的钢板作为滑道,紧

接着用电焊机与滑道钢板焊接固定,涂抹一层松脂

油。 钢板铺设范围为平移方向上2 m,待平移1 m 后,

拆除点焊部位的钢板前铺,循环利用。

(2)平移施工

本工程采用力和位移双闭环综合控制的 PLC 液

压顶推系统[5]

,通过位移压力反馈及可视化操作,保

证移位过程安全稳定,很好地控制顶推过程建筑的整

体姿态。

PLC 液压同步控制系统,由液压系统(油泵、液压

千斤顶、平衡保护阀等)、 计算机控制系统(计算机、

计算机软件等)、监测传感器(位移传感器、力传感

器)等几个部分组成。

小红楼采用的液压装备系统由 4 组分泵站组成,

每组泵站动力推进系统由由 8 个并联的大型液压缸

组成。 用带保压环的直径 39 cm、高度 26 cm,最大行

程 14 cm 的 200 t 液压千斤顶进行顶升,约 5 个行程

将小红楼顶升至指定高度。 小红楼共布置60 台200 t

液压千斤顶,按照位置接近、荷载相似的原则,进行分

组布置顶升千斤顶;采用 12 点同步控制,对应每组液

压千斤顶安装一台位移传感器,通过 PLC 系统控制各

监测点位移的同步性,避免在移位过程中因变形过大

而出现开裂。

(3)施工监测

小红楼平移的全过程,均在中央控制室内进行操

作完成。 平移与地下室基坑施工同时进行。 因此,小

红楼平移过程需实时监测,既要监测液压千斤顶的顶

推力,还要监测红楼的沉降、倾斜、基坑变形、位移等

参数。 全过程对监测数据进行观察,如出现数据报警

立即停止顶推,直至问题解决再继续。 同时,在每行

程结束后,对监测数据进行分析,预测变化趋势是否

处于受控,如受控再进行下一行程的顶推。

监测内容主要包括:

①基坑开挖及建筑物荷载托换过程中,将基础的

不均匀沉降值作为监测重点,同时对建筑物本身沉降

和倾斜进行监测;

②位移同步观测:对应位移同步控制点,设置观

测点;液压压力观测:对应泵站设置液压压力观测点;

③建筑物顶升过程中,建筑物的受力状态的改

变,主要取决于各同步控制点顶升位移的同步性,将

顶升位移的同步性作为监测重点。 在顶升过程中,托

盘的变形,可能引起建筑物的开裂。 应观察是否有新

裂缝的产生,并观察既有裂缝的变化。

移位施工前先进行试平移,以 10 mm 为单位进行

顶推,累计顶推 100 mm,试平移速度 1 cm / min。 正式

平移速 度 控 制 在 3 cm / min。 顶 推 千 斤 顶 单 行 程

70 cm,第一阶段平移距离为 32. 33 m,共 46 个行程平

移到位。 初始顶推阶段采用砼反力后背,随着距离增

加,在千斤顶与后背之间逐步安装顶铁,顶铁安装长

度达到 10 m 时,将反力后背前换成可移动的钢反力

后背,后再继续顶推,如图 10 ~ 图 11 所示。

图 10 首次行程顶推 图 11 逐个行程顶推

2. 5 中间址临时固定

因红楼建筑平移至中间址后,需存放约一年再平

移至永久位置。 考虑停留时间较长,为了防止因振

动、台风等因素造成移位,在建筑物四周植化学螺栓,

锚固 H 型钢限位柱,在限位柱与托盘梁之间打入木

楔,进行限位固定。

3 内部换胆加固改造

小红楼主体局部严重损坏(老化损伤显著,局

部存在危险点及安全隐患点) ,结构体系及整体性

差,大部分构件承载力不足,房屋结构安全、抗震性

能均不满足现行规范及后续功能使用要求。 因而,

对内部结构进行“热水瓶换胆” 式整体加固改造升

级[6]

。 综合其保存完整性、科学性、艺术价值及历

史价值等,红楼保护价值相对较高。 因而,小红楼采

用保留历史建筑外立面墙体、“热水瓶换胆”式完全

换胆改造。

屋面瓦片、外立面门窗及楼内保留构件进行保护

性拆除,待新建结构完成后恢复原貌。 在施工过程

中,保留内部竖向支撑墙体,并新增临时钢支撑体系,

按照“拆换一体”概念,自下而上分层拆除梁板,并新

·112· 福 建 建 筑 2024 年

建混凝土框架结构;混凝土结构完成至屋面后,自上

而下拆除内部竖向支撑墙体;外墙均采用墙体加固后

予以保留。 根据设计图纸并结合小红楼建筑及结构

现状,有针对性地采取施工步骤,如图 12 所示。

图 12 换胆施工步骤

(1)完成内承重墙底至地下室顶板局部灌浆连

接,并拆除位置与新建附壁柱、框架柱相遇托盘梁、滑

道梁;

(2)自上而下拆除隔墙、板上起墙等非承重墙;

(3)需保留的外墙门窗洞口,采用型钢进行竖向

支撑加固;

(4)自下而上进行首层墙体加固和扶壁柱施工、

首道型钢换撑施工、拆除原二层木梁板、新建二层

楼板;

(5)二层墙体加固、第二道型钢换撑施工、拆除

原三层木梁板、新建三层楼板;

(6)三层墙体加固、第三道型钢换撑施工、拆除

原四层木梁板、新建四层楼板、四层墙体加固;

(7) 自上而下逐层拆除型钢换撑、内部承重墙、

托盘梁和滑道梁,并进行楼板、楼梯和墙体加固补缺;

(8)上部进行新建四层夹层和屋面层施工、底部

进行首层新建梁板施工。

4 实施效果

小红楼于 2020 年 12 月完成迁出,并于 2022 年 7

月经两次直线平移至原址位置处。 移位后经检测,建

筑整体完好,体系受力正常,且未新增安全隐患,极大

程度上保持了历史建筑的文物价值,有效地提高了历

史建筑的商业价值。

5 结语

随着城市更新的不断推进,历史建筑的原有使用

功能已无法满足现代使用需求。 为充分保护历史建

筑群历史风貌,改造历史建筑群的内部空间,解决老

旧建筑设施配置不足、建筑功能落后的问题,在进行

改造的过程中,对于整体性能较差的历史建筑来说,

采取移位及加固是有效的保护措施。 本文以黄浦区

160 历史街坊改造项目为背景,在保留历史建筑外貌

的基础上进行移位与加固,为今后类似工程提供了借

鉴。 在保护历史建筑的同时,延续了文化价值及其物

质价值,促进历史建筑与城市文化建设协调发展。

参 考 文 献

[1] 沈吉云,王志浩. 历史建筑加固与修缮中对历史文化价

值的保护[J]. 建筑结构,2007,37(S1):8 - 12.

[2] 杨一帆. 遗产保护视角下的历史建筑整体位移探讨[ J].

工业建筑,2019,49(01):49 - 52.

[3] 张鑫,蓝戊己. 建筑物移位工程设计与施工[M]. 北京:

中国建筑工业出版社,2012.

[4] 李国雄,张鑫. 历史建筑移位保护设计与施工[ J]. 广东

土木与建筑,2012,19(10):43 - 48.

[5] 李想. 基于 PLC 的老旧土木结构建筑连续多向移位技术

的应用[J]. 工程建设,2022,54(11):56 - 61.

[6] 张敏. 历史建筑群“热水瓶换胆” 改造中的外墙支护体

系研究[J]. 建筑施工,2022,44(04):743 - 746.

2024 年第 01 期

总第 307 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 01·2024

Vol·307

超高曲线梁双层屋盖板施工技术的应用研究

王炳燕

(福建省九龙建设集团有限公司 福建厦门 361008)

摘 要:为打造 21 世纪新海丝文化新传播中心,厦门海沧区政府特邀国际普利兹克建筑奖获得者 - 王澍大师以五

代董源的《潇湘图卷》为蓝本,设计了具有重峦叠嶂屋面、造型独特的金沙书院项目。 项目屋盖结构复杂,施工质量

要求高,采用的新技术,新工艺较多。 为了达到隐藏通风管道美观的设计效果以及满足建筑使用功能,局部屋盖采

用 2. 2 m 超高曲线梁双层板楼盖,形状为双曲线,施工难度大。 通过双层楼盖结构 2. 2 m 超高曲线梁钢筋模板砼工

程的制作安装施工,探讨总结特殊施工工艺的做法. 该施工技术得以应用,行之有效,具有较广的应用前景,可为类

似工程提供理论指导与技术借鉴。

关键词: 王澍;立杆网格法;2. 2 m 梁;双层板楼盖;双曲屋面

中图分类号:TU74 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2024)01 - 0113 - 06

Research on the application of construction technology of super - high curved beam double - deck roof

WANG Bingyan

(Fujian Jiulong construction group Co. ,Ltd. ,Xiamen 361008)

Abstract:In order to build a new communication center of new sea silk culture in the 21st century,Xiamen Haicang District Government

specially invited Master Wang Shu,winner of the International Pritzker Architecture Prize,to design the Jinsha Academy project with a unique roof shape based on the \" Xiaoxiang Scroll\" of the fifth generation of Dong Yuan,which has a complex roof structure,high construction quality requirements,and many new technologies and new processes. In order to achieve the beautiful design effect of the hidden ventilation duct and meet the function of building use,the partial roof adopts a 2. 2 - meter ultra - high curve beam double - panel roof,

which is difficult to construct in the shape of a hyperbola. This paper summarizes the practice of special construction technology through

the production,installation and construction of 2. 2m ultra - high curved beam steel formwork concrete project of double - layer building

structure,which is effective in application and has a wide application prospect,which can provide theoretical guidance and technical reference for similar projects.

Keywords:Wang Shu; Vertical bar grid method; 2. 2m beam; Double slab floor; Double curved roof

作者简介:王炳燕(1992. 11— ),女。

E-mail:478223198@ qq. com

收稿日期:2023 - 06 - 09

0 引言

随着社会经济发展和技术水平的提高,各大城市

博物馆、展览馆、书院等艺术与功能性相结合的复古

建筑日益增多。 为了实现室内空间大跨度跨越,改善

室内空间视觉效果,具有结构合理、整体美观、充分利

用室内空间和降低整体造价的超高曲线梁双层屋盖

板,很好地满足了上述要求。 超高曲线梁双层屋盖板

属异形,结构造型复杂,双层板之间的空腔既可隐藏

通风管道,起到整体美观的效果,也可隔热降温,减少

装设空调容量,节省能源降低建筑总成本。 双层屋盖

下层板主要起装饰和承受荷载的作用,上层屋面板主

要承受屋面建筑面层荷载。

1 工程概况

据闽南理学名儒、金沙书院首任山长林希元《金

沙书院记》记载,设立于明朝的金沙书院位于海沧镇

附近的沙坂(今海沧后井村),本是佛郎机(葡萄牙)

商人在的海沧一带深购远销的商业盘踞点———金沙

公馆。 公元 1548 年,柯乔和林松偕同曾任钦州知府

的理学名儒林希元专程来到海沧,“岛夷既去,乃将公

馆改为书院。 堂庭厢庖,咸拓其旧,梁栋榱桷,易以新

材,又增号舍三十楹。 由是诸生讲诵有所。 五澳之

·114· 福 建 建 筑 2024 年

民,远近闻风,咸兴于学。”

[1]岁月变迁,古代的金沙书

院建筑早已不复存在,只能找到旧址。 为庚续历史文

脉,重振海沧海丝文化桥头堡的风采,在各级领导的

重视下,海沧区重建金沙书院。

金沙书院由国际顶级建筑大师、普利兹克建筑奖

(建筑界的诺贝尔奖) 首位中国籍得主王澍担纲设

计,他是继梁思成、贝聿铭之后,享有世界声誉的华人

建筑大师之一。 项目位于海沧 CBD 嵩屿街道文化设

施用地,其重建对于海沧文化保护、传承与振兴,有着

重大意义,也将打造成为海峡两岸与海丝文化的人文

新地标,主要定位为海峡两岸文化交流中心、海丝文

化传播中心、地方文献典藏中心、闽南非遗文化传习

中心、群众文化活动中心。 整个设计以古出新,以四

重院落作为主体形态。 在主体墙顶釆用红砖空斗砌

法,这是对闽南传统建筑经典的致敬;而采用五重屋

脊连绵之法,却是古亦未有,王澍大师试图创出新意。

主体建筑及周边配套,以不对称形态连绵取势,远望

如海波,也像是传统木船形态;选用夯土、红瓦、红砖、

原木等传统闽南建筑材料,采用梁柱、木拱、飞檐、漆

艺等传统闽南建筑技艺。

金沙书院项目总建筑面积 24 450. 12 m

2

。 地上 3

层,地下 1 层,建筑高度 22. 14 m,分为北附楼、南附

楼、南北区主楼等。 项目将闽南地区特有的双曲屋

盖、红砖墙、条石墙、夯土墙、清水墙等元素巧妙融合

一起,体现出闽南地域海上丝绸之路文化的内涵,实

现功能上的互补、环境上的协调和文化上的传承。 其

中,南区主楼大讲堂及北区主楼公共展厅屋面设计,

为造型美观、结构组合方式灵活的超高曲线梁双层屋

盖板,空腔高度1. 96 m。 通风管道及雨水管巧妙隐藏

布置在其中,结构上层屋面板厚 120 mm,下层屋面板

为具有装饰效果的席纹砼清水面厚度 120 mm,梁高

2. 2 m,梁宽0. 25 m。 双曲面结构复杂,具体表现为随

标高的变化而变化,对现浇结构施工质量要求高,双

曲屋面效果如图 1 ~ 图 3 所示。

图 1 超高曲线梁双层屋盖板效果图

图 2 2. 2 m 超高曲线梁双层屋盖板剖面

图3 2. 2 m 超高曲线梁双层屋盖板空腔内通风管布置剖面图

2 施工难点分析

由于双层板屋盖结构复杂多变,且为双曲线,构

件形状不规则,标高变化幅度较大,建筑蓝图给定结

构标高网点密度稀疏,无法满足实际施工需要;各剖

切面曲率各不相同,测量定位困难;模板支撑架立杆

标高难以确定;梁板支模架水平钢管需随相应屋面楼

盖进行弯曲,标高、角度难以确定;各预埋件、管道开

口定位存在较大难度,本工程屋面楼盖存在的主要技

术特点及难点如下。

2. 1 双层板曲线屋面竖向支撑体系的成型

该结构共分为 2 层支撑体系。 下层板支撑架立杆

落在 ±0. 00 标高上,支撑体系为高支模,采用盘扣架体

系,支撑架搭设最大高度达到 21 m。 高支模架体立杆排

布定位精度要求高,立杆排布疏密不一,立杆顶标高要求

精准。 由此,施工放样难度高、工作量大。 为保证双曲屋

面的曲率造型,需要对每根立杆的标高进行控制及校核。

上层板支撑架立杆落在下层板面上,由于层高较低,仅有

1. 96 m,采用传统扣件式钢管脚手架体系,架体立杆排布

定位精度、立杆顶标高精准度均要求极高[2]

。

2024 年 01 期 总第 307 期 王炳燕·超高曲线梁双层屋盖板施工技术的应用研究 ·115·

2. 2 双曲屋面板模板体系的安装

由于屋盖的特殊性,其屋盖中除边梁外都是暗梁

及肋梁。 双曲面楼盖所有支撑方式均采用顶托,顶托

上部采用主楞 1. 8 m 长的短方钢,沿屋盖曲率小的方

向单跨间隔布置。 由于钢管刚性大,为达到曲线效

果,又考虑减少材料损耗,承载面板下采用 40 mm ×

90 mm 规格且长度控制在 1. 2 m 长的木方,以@ 200

间距进行布置。 通过以上方案控制,基本可以达到设

计要求的双曲面效果。

2. 3 超高曲线梁钢筋绑扎过程的稳定性及安全性

双层屋面板的每根模板支撑立杆根据屋面网格

高程图进行布置,在屋面下层板底模完成后,再进行

2. 2 m 高梁钢筋的定位和施工。 由于双层板曲线坡

度在 45° ~ 75°之间,坡度十分陡峭,2. 2 m 高梁钢筋

施工过程中,容易发生整体滑移及倾覆,且工作面小,

对作业人员的施工操作技术、安全性是个考验。 参建

各方根据现场实际情况,在梁底筋钢筋保护垫块待梁

线完成定位后,采取临时固定措施,如:钢筋主节点进

行焊接、搭设小型操作平台等。

2. 4 曲面砼浇倒难度大

该结构双层板曲线坡度较大,一次整体浇筑量大,

曲面难以一次成型,需提前策划设置施工缝分块浇筑。

经设计单位验算后,施工缝需设置在结构受力的最小

处。 坡度大作业人员施工不便,砼下滑曲面成型困难,

因此砼塌落度需要控制十分精准,且双层板内为有限

空间,对作业人员应变能力、安全意识要求高。

3 施工技术方法

金沙书院项目南主楼(A7) ~ (A9) × (A - D) ~

(A - M)轴、北主楼(B4) ~ (B12) × (B - D) ~ (B -

J)轴均为双层屋盖结构,红线部分均为超高大模板工

程,如图 4 ~ 图 5 所示。 其中南主楼梁板顶标高:

12. 677 m ~19. 01 m,立杆基础标高为 - 0. 12 m ~ 1. 5 m,

层高 11. 1 m ~ 19. 01 m; 涉 及 的 梁 有 300 mm ×

800 mm、250 mm × 2200 mm、1000 mm × 800 mm,最大

跨度22. 0 m;板有 KXB -800 -1,板厚200 mm、120 mm +

120 mm;北主楼(B4) ~ (B6) × (B - E) ~ (B - H)轴

间为序展厅,梁板顶最高标高 15. 687 m ~ 20. 340 m,

立杆基础标高为 0. 00 m(序展厅)、5. 4 m,最高层高

14. 94 m;涉及的梁有 250 mm × 800 mm 、300 mm ×

600 mm、250 mm × 2200 mm、400 mm × 700 mm,最大

跨度 24. 0 m、6. 0 m;板厚 120 mm + 120 mm。

图 4 南主楼(A11) ~ (A15) × (A - E) ~ (A - M)轴间超高部位平面、剖面图

·116· 福 建 建 筑 2024 年

图 5 北主楼(B4) ~ (B12) × (B - D) ~ (B - J)轴间超高部位平面图、剖面图

3. 1 支撑架及模板施工

双层板曲线为无数段直线构成。 结合支模架网格

立杆间距,项目部商定,以直线代曲线原理进行模板的施

工安装。 120 mm 厚的双层屋面板的曲率成型控制采用

立杆间距网格法,按照井字梁平面布置尺寸及梁板底标

高,制定出满堂排架立杆间距、水平步距。 所有立杆采用

纵横水平杆连成整体,水平杆步距为 1. 2 m,在梁下面第

一道水平杆、中间水平杆、底部扫地杆均设置水平剪刀

撑,沿井字梁十字交叉中间位置及架体外边缘设置竖向

剪刀撑,并设置连墙点保证架体与建筑物可靠连接。 具

体设计方案为:绘制上下层板支模架立杆间距网格图,如

图6 所示。 同时编制轴号,根据每段不同双曲半径计算

每个网格点的施工高程,同时采用 Revit BIM 软件绘制

双曲屋面和方格网高程的复核,并在建筑物的 8 个方向

设置同网格点高程一样的高程控制点。

图 6 立杆间距网格立面示意图

每个网格交点即为模板支撑立杆中心线位置。

根据 Revit BIM 软件,计算得出的每个网格点处屋面

施工高程确定立杆高度。 例如某处网格标高控制顶

托面标高计算示意如:3 mm 清水席纹板 + 15 mm 厚

普通模板 + 40 mm 厚次龙骨 + 134 mm 厚三角垫木 +

50 mm 厚主龙骨 = 242 mm,如图 7 所示,即砼板底

(BIM 计算标高)距离立杆顶托面标高距离。

图 7 顶托面推算高程计算示意图

模板下主楞沿 X 向布置, 主楞采用 50 mm ×

50 mm × 3. 2 mm 方钢,所有方钢根据双曲面的位置

及弧度摆放成型;模板下次楞沿 Y 向布置,采用 40 ×

90 木方(由于市场材料 50 × 100 规格不统一,为了形

成统一模数经过刨铣后规格为 40 × 90)。 由于沿 Y

向的曲率半径较大,采用“以直线代曲线”方式进行木

方安装,每段的直线长度为 1 个网格跨距,木方与方钢

采用铁丝绑扎牢固。 木方沿 x 向间距为200 mm。 屋面

XY 方向剖面如图 8 所示。

模板选用15 mm 厚模板进行铺设,接缝采用对接

拼缝,同时在模板上每隔 450 mm 切割 5 mm 的变形

缝,以便模板的弯曲成型。 模板开槽如图 9 所示。

2024 年 01 期 总第 307 期 王炳燕·超高曲线梁双层屋盖板施工技术的应用研究 ·117·

图 8 模板工程现场作业图

图 9 模板开槽弯折示意图

3. 2 超高曲线梁钢筋施工

双层屋面板的每根模板支撑立杆根据屋面网格

高程图进行布置。 在屋面下层板底模完成后,再进行

2. 2 m 高梁钢筋的定位和施工。 由于双层板曲线坡

度在 45° ~ 75° 之 间, 坡 度 十 分 陡 峭, 且 梁 宽 仅

250 mm,为防止2. 2 m 高梁钢筋施工过程中发生整体

滑移及倾覆,梁底筋钢筋保护垫块待梁线完成定位后

采取临时固定措施。 通过对梁钢筋总体施工荷载的

测算以及相关的试验验证,采取搭设临时支撑架架空

梁钢筋骨架的施工方案,临时钢管支架根部设置抗滑

移垫木,纵横向梁主筋之间以及梁主筋与柱筋之间采

取焊接临时固定工艺,如图 10 ~ 图 11 所示。

图 10 2. 2 m 梁钢筋防滑移临时支撑架措施

图 11 2. 2 m 曲线梁钢筋施工

3. 3 混凝土施工

3. 3. 1 板厚及结构密实度控制

本屋面工程结构混凝土的施工重点,在于对双曲

屋面板厚、表面平整度及结构板密实度进行控制,砼

的运输及砼的浇捣控制。 其操作要点如下:

(1)屋面梁板钢筋绑扎完毕验收合格后,由测量工程

师测量出屋脊、屋面各阴阳角和水沟内边处得混凝土标

高,并在焊工的配合下,用钢筋头来标识混凝土面的标高,

钢筋头固定在已经绑扎好的梁板钢筋上。 钢筋头上做好

混凝土面标高的标记,标识间距不大于4 m,如图12 所示。

图 12 钢筋头示意图

(2)钢丝截流网分块设置:针对曲面屋盖坡度较

大处梁板钢筋绑扎成型后,先垂直坡向水平设置步距

2. 5 m / 1. 5 m ( 坡度超过 60° 时) 一道的 15 mm ×

15 mm钢丝网(高度延伸与面筋),钢丝网采用扎丝固

定于成型钢筋上,如图 13 所示。

图 13 钢丝网拦截示意图与实际作业图

·118· 福 建 建 筑 2024 年

3. 3. 2 混凝土浇筑

双层板混凝土分仓推进浇筑。 砼共分二次浇筑,

施工缝设置在下层板顶,第一次浇筑 120 mm 下层板

面,待梁身及上层板模板完成后,第二次浇筑上层

120 mm板下及梁身部分,如图 14 所示。

图 14 2. 2 m 梁分次浇筑施工缝设置示意图

采用汽车泵浇筑,混凝土控制塌落度在 110 mm

左右,以此有效降低砼自由滑落速度,控制作业面,确

保“S 型”顺序推进浇筑的实现。 对于每块浇筑带从

左(右)至右(左) 浇筑到边,浇筑带水平宽度不大于

每仓宽度,再倒回逆向浇筑,如此成 S 型由下至上向

屋脊推进,如图 15 所示。 另一侧对称浇筑带,再浇筑

第一浇筑带上一阶浇筑带。 依据砼初凝时间、浇筑速

率计算,S 型浇筑时水平浇筑宽度不大于每仓宽度,

浇筑长度随屋脊高度[3]

。 同时,每个振动棒手需配一

名工人,专门处理因坡度过高滑落的混凝土,避免因

此而造成缺振、漏振而产生质量问题。

图 15 2. 2 m 梁砼工程现场作业图

4 结语

本文通过实际的超高曲线梁双层屋盖板现浇

结构施工的建筑工程实例,分析 2. 2 m 超高曲线

梁双层板在工程中的实际施工应用,深入研究超

高曲线梁双层板的施工难度、质量控制要点等。

本工程 异 形 曲 面 结 构 的 施 工 实 践, 综 合 运 用 了

RTK、Revit、AutoCAD 等建筑施 工 软 件,解 决 了 超

高曲线梁模板设计、支撑架深化、空间定位等主要

难题,提高了超高曲线梁双层屋盖板结构施工的

精度,同时节约了施工成本,缩短了整体工期,保

证了超高曲线梁双层屋盖板现浇结构施工质量和

安全。

随着人们对大空间需求的迫切,井字梁结构作

为一种能解决大跨度问题的结构形式,在建筑行

业更是受到追捧。 井字梁楼盖能满足建筑物较大

使用空间的要求,受力合理。 该楼盖两个方向的

梁不分主次且交叉形成井格,相互协同工作,共同

承受板 上 的 荷 载, 改 善 了 大 跨 双 向 板 的 受 力 情

况[4]

,且自身布置具有一定的建筑美感。 此结构

与清水混凝土相结合,形成了独特的建筑语言。

该施工技术在金沙书院项目得以应用行之有效,

具有较广的应用前景,可供类似工程提供理论指

导与技术借鉴。

参 考 文 献

[1] 林希元. 金沙书院记[M]. 嘉靖三十四年(1555 年).

[2] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 建筑施工承插型

盘扣 式 钢 管 脚 手 架 安 全 技 术 标 准: JGJ/ T231—2021

[S]. 2021.

[3] 朱靖聪. 空间异形曲面现浇混凝土结构施工技术[ J]. 建

筑施工,2017,39(6):796 - 797,800

[4] 刘力. 井字梁结构的设计在民用建筑中的应用探究[ J].

江西建材,2014.

2024 年第 01 期

总第 307 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 01·2024

Vol·307

螺柱焊工艺的光伏夹具在屋面压型钢板上的应用与分析

谢 鸣

(福建省供电服务有限责任公司 福建福州 350012)

摘 要:在梯形屋面压型钢板上建设分布式光伏发电系统时,通常采用自攻螺钉附加硅酮结构密封胶的光伏夹具工艺。

但是该工艺存在密封胶热老化、腐蚀,屋面压型钢板渗水,设计使用年限不足等问题。 为了解决这些问题,探讨一种采用

电容放电螺柱焊,将光伏夹具焊接固定在梯形屋面压型钢板上的工艺。 分析结果表明,螺柱焊工艺的光伏夹具,具有不

破坏屋面防水、满足光伏 25 年设计使用年限的要求等优点,可供同类型项目光伏夹具的设计与施工参考。

关键词: 分布式光伏;光伏夹具;屋面压型钢板;自攻螺钉;硅酮结构密封胶;螺柱焊

中图分类号:TU74 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2024)01 - 0119 - 05

Application and Analysis of Photovoltaic Fixture with Stud Welding Process on Roof profiled steel sheets

XIE Ming

(Fujian Energy Service Co. ,Ltd. Fuzhou 350012)

Abstract:When constructing distributed photovoltaic power generation systems on trapezoidal roof profiled steel plates,the photovoltaic fixture process of self tapping screws and silicone structural sealant is usually used. However,this process has issues such as thermal aging and

corrosion of the sealant,water seepage from the roof profiled steel plate,and insufficient design service life. To address these issues,this article explores a process of using capacitor discharge stud welding to weld and fix photovoltaic fixtures on trapezoidal roof profiled steel

plates. The analysis results indicate that the photovoltaic fixture using the stud welding process has the advantages of not damaging the roof

waterproofing and meeting the requirement of a 25 year design service life for photovoltaic,which can be used as a reference for the design

and construction of photovoltaic fixtures in similar projects.

Keywords:Distributed photovoltaic; Photovoltaic fixtures; Roof profiled steel sheets; Self tapping screws; Silicone structural sealant; Stud

welding

作者简介:谢鸣(1988. 1— ),男,工程师。

E-mail:xiami1973@ 126. com

收稿日期:2023 - 06 - 26

0 引言

在梯形屋面压型钢板上建设分布式光伏发电系

统时,通常采用自攻螺钉附加结构密封胶的光伏梯形

夹具。

这种自攻螺钉工艺的光伏夹具,存在密封胶热老

化、密封胶酸碱腐蚀,屋面压型钢板渗水,设计使用年

限不足等问题。 光伏施工单位、光伏建设单位以及厂

房业主,均对自攻螺钉工艺的光伏夹具较为排斥。

为了解决这些问题,本文探讨一种采用电容放电

螺柱焊,将光伏夹具焊接固定在梯形屋面压型钢板上

的工艺。

1 自攻螺钉工艺存在的问题

1. 1 硅酮结构密封胶的热老化问题

厂家提供的使用说明书中注明,硅酮结构密封

胶,应在温度 10℃ ~ 40℃的环境条件下使用[1 - 2]

。

经查 编 者 所 在 地 的 《 2022 年 福 建 省 气 候 公

报》

[8]

,全省年极端最低气温 - 4. 9℃ (屏南,寿宁) ~

6. 2℃ (云霄),其中 37 个县(市) 年极端最低气温 <

0℃ 。 7 月 20 日 ~ 8 月 2 日,我省出现大范围持续性

高温过程,福州和三明大部、南平、宁德和龙岩局部共

20 个县(市)≥40. 0℃ ,以福安 42. 8℃为最高。

但是结构密封胶均设置在屋面压型钢板上。 压

型钢板具有良好的导热性能,压型钢板表面的实际温

度比环境温度高很多。 当出现极端天气时,硅酮结构

密封胶的使用环境温度,将超出厂家使用说明书中允

许的温度环境条件,导致硅酮结构密封胶出现龟裂、

粉化等热老化问题。

1. 2 硅酮结构密封胶的耐酸碱腐蚀问题

目前,硅酮结构密封胶的检验依据是(GB16776)

《建筑用硅酮结构密封胶》

[9]

。 该标准中的第 5. 2 节

产品物理力学性能,并未要求硅酮结构密封胶,进行

酸雾和盐雾处理后的拉伸粘接性能试验。

但是结构密封胶,是在屋面的露天环境中使用,

可能还在受污染的工业区内使用。 结构密封胶同时

受到阳光紫外线照射、污染大气腐蚀、酸碱雨水侵蚀

·120· 福 建 建 筑 2024 年

的影响。 在长期的使用过程中,结构密封胶存在腐

蚀、脱胶等问题,进而造成光伏夹具松动。

1. 3 屋面压型钢板渗水问题

目前已实施的,采用自攻螺钉工艺光伏夹具的工

程案例。 屋面压型钢板在自攻螺钉的后开孔位置,经

常出现渗水问题,影响厂房正常使用和内部设备的正

常运行。

1. 4 结构密封胶的设计使用年限问题

根据《压型金属板工程应用技术规范》附录 C,屋

面压型钢板的相对使用年限为 10 ~ 20 年[3]

;根据《光

伏支架结构设计规程》,光伏电站的设计使用年限为

25 年[4]

。 但在屋面露天环境中,长期受到热老化和

酸碱腐蚀影响下的结构密封胶,其使用年限无法满

足。 采用结构密封胶的光伏夹具,在屋面压型钢板的

相对使用年限内,就需要拆除并重新粘胶处理,造成

光伏电站的运维难度和运维成本相对较高。

2 螺柱焊工艺的光伏夹具

为了解决在梯形屋面压型钢板上,自攻螺钉附加

结构密封胶的光伏夹具存在的问题,结合国家标准

《电弧螺柱焊工艺方法》

[6] 与实际工程案例,本文探

讨一种采用电容放电螺柱焊,将光伏夹具焊接固定在

梯形屋面压型钢板上的工艺。

2. 1 螺柱焊工艺简介

电弧螺柱焊是指采用机械或自动方式操作焊枪,

将待焊螺柱端头与金属工件表面接触,通电引弧,两

者的接触面被引燃的电弧加热至熔化,接着施加压力

将螺柱顶入熔池中,两者的接触面挤压在一起完成焊

接,螺柱焊节点如图 1 ~ 图 2 所示。

图 1 螺柱焊节点大样 图 2 螺柱焊照片

作为一种广泛应用的螺柱焊接方法,电弧螺柱焊

技术具有焊接效率高,易于实现自动化控制等优点[5]

。

2. 2 螺柱直径选择方法及应用范围

根据国家标准(GB / T 41984) 《电弧螺柱焊工艺

方法》

[6]

,电弧螺柱焊分三种方法,带瓷环或保护气体

的电弧螺柱焊,短周期电弧螺柱焊以及电容放电螺柱

焊。 这三种电弧螺柱焊方法, 对螺柱的直径范围

(d),以及最小母材厚度,均有相应的要求。 具体如

表 1 所示。

表 1 各种电弧螺柱焊的使用范围[6]

(d:螺柱直径)

焊接方法 螺柱直径(mm) 最小母材厚度(mm)

带瓷环电弧螺柱焊 3 ~ 25 0. 25d,最小 1

保护气体电弧螺柱焊 3 ~ 16 0. 125d,最小 1m

短周期电弧螺柱焊 3 ~ 12 0. 125d,最小 0. 6

电容放电螺柱焊 3 ~ 10 0. 1d,最小 0. 5

对于薄板的螺柱焊接,普通电弧螺柱焊(如带瓷

环或保护气体的电弧螺柱焊),存在烧损严重和热变

形的问题[5]

。 结合《电弧螺柱焊工艺方法》

[6] 中,螺

柱焊工艺对最小母材厚度的要求,在屋面压型钢板这

类薄板母材上,采用电容放电螺柱焊工艺固定光伏夹

具,是最合适的选择。

考虑目前已建设竣工的工业厂房或建筑,屋面压

型钢板基本都是薄板,常见的屋面压型钢板厚度为

0. 6 mm ~ 1. 0 mm。 根据电容放电焊螺柱焊对母材的

最小厚度要求,0. 6 mm 的屋面压型钢板,可选择直径

6 mm的螺柱;0. 8 mm ~ 1. 0 mm 的屋面压型钢板,可

选择直径 8 mm 的螺柱。

3 实际工程案例

3. 1 项目概况与设计参数

该屋顶分布式光伏发电项目位于福建宁德。 既

有厂房为钢架结构,屋面最大高度 20 m;屋面压型钢

板为梯型,压型钢板厚度为 0. 8 mm;螺柱采用 M8 ×

20 不锈钢材质,螺柱直径 d 为 8 mm。 光伏组件顺坡

固定在既有屋面上,组件坡度同既有屋面坡度,均为

5 度。

光伏支架结构设计使用年限为 25 年,结构重要

性系数为 1. 0。 基本雪压 0. 00 kN/ m

2

;25 年一遇基本

风压 ω0为 0. 46 kN/ m

2

;地面粗糙度:B 类。 查表《建

筑结构荷载规范》

[7]

,风压高度变化系数 μz = 1. 23 抗

震设防类别为丙类,抗震设防烈度:6 度,设计基本加

速度为 0. 05 g,所在场地设计地震分组为第二组,场

地类别为Ⅲ类。

3. 2 螺柱焊现场预生产焊接试验

为了确认现场焊接参数,并且评定焊接工艺是否

可行,螺柱焊光伏夹具在设计前,要求施工单位在原

屋面压型钢板上,先焊接少量螺柱,进行预生产焊接

试验。 试验用的螺柱焊接完成后,委托第三方资质检

测单位,对螺柱进行抗拔承载力现场预生产试验。

2024 年 01 期 总第 307 期 谢 鸣·螺柱焊工艺的光伏夹具在屋面压型钢板上的应用与分析 ·121·

根据检测单位出具的《抗拔检测报告》,本工程

螺柱焊检测依据,参照《混凝土结构后锚固技术规

程》

[11]

。 主要仪器设备采用 HC - V5 微型拉拔仪。

检验结果评定,要求试样在持荷期间,锚固件无

滑移、基材无裂纹或其他局部损坏迹象出现,且加载

装置的荷载示值,在 2 min 内无下降或下降幅度不超

过 5% 的检验荷载时,应评定为合格。

螺柱抗拔承载力试验现场照片,如图 3 ~ 图 4

所示。

图 3 螺柱抗拔承载力试验 图 4 螺柱抗拔承载力试验

现场预生产焊接的螺柱,抗拔承载力试验的主要

结果数据,如表 2 所示。 试验荷载为 2. 0 kN,试验结

果数据均满足检验结果评定的要求。

表 2 M8 不锈钢螺柱抗拔试验结果

试件编号

试验荷载

F0 (kN)

持荷时间

(min)

持荷结束时荷载情况

荷载值 F1

(kN)

(F0 - F1 ) / F0

(% )

1# 2. 0 2 1. 97 1. 5

2# 2. 0 2 1. 97 1. 5

3# 2. 0 2 1. 98 1. 0

4# 2. 0 2 1. 97 1. 5

5# 2. 0 2 1. 95 2. 5

3. 3 螺柱焊工艺光伏夹具的设计

3. 3. 1 光伏组件支架布置与夹具节点大样

本工程光伏组件支架平面布置图和剖面图,如图

5 所示。

图 5 光伏组件支架布置示意图

光伏夹具节点大样如图 6 ~ 图 7 所示,采用电容

放电螺柱焊工艺,焊接固定在梯形屋面压型钢板上。

图 6 光伏夹具节点大样 图 7 光伏夹具节点照片

3. 3. 2 光伏夹具抗拔承载力计算

光伏组件尺寸 L × b × h = 2278 × 1134 × 35 mm。

单块光伏组件重量 27. 5 kg。 单块光伏组件容重 Gk =

0. 275 kN。

根据《光伏支架结构设计规程》

[4]第 4. 1. 2 条,垂直

作用于光伏组件表面,方向向上的风荷载标准值为 ωk :

ωk = βz μs μz ω0 = 1. 0 × 0. 95 × 1. 23 × 0. 46 =

0. 54 kN/ m

2

(1)

参考《光伏支架结构设计规程》

[4] 第 8. 3. 13 条,

光伏夹具抗拔稳定性系数取 1. 6。 设 Nk为光伏夹具

承受的上拔力标准值,设 F 为光伏夹具抗拔承载力设

计值,光伏夹具计算简图如图 8 所示。

图 8 光伏夹具计算简图

对夹具受力分析,可得光伏夹具抗拔承载力计算

公式:

F / Nk = 1. 6; Nk = (ωk × L × b - Gk ) / 2 (2)

计算公式中代入数值,计算可得 F = 0. 9 kN。 每

个光伏夹具的抗拔承载力设计值,不应小于 0. 9 kN。

3. 3. 3 螺柱抗拔承载力计算

光伏夹具详图,如图 9 所示。 设 Ft为螺柱抗拔承

载力设计值,每个夹具含有 2 个螺柱。 螺柱计算简

图,如图 10 所示。

图 9 光伏夹具详图 图 10 螺柱计算简图

·122· 福 建 建 筑 2024 年

对 A 点取矩,根据弯矩平衡,可得螺柱抗拔承载

力计算公式:

Ft × 2 × 17. 5 = F × (35 + 21. 8) (3)

计算公式中带入数值,计算可得 Ft = 1. 46 kN。

每个螺柱的抗拔承载力设计值,不应小于 1. 46 kN。

3. 4 螺柱焊工艺流程及施工质量控制要点

本工程图纸设计完成后,项目现场转入螺柱焊工

艺光伏夹具的大面积施工。 螺柱焊工艺光伏夹具的

施工工艺流程,主要是:压型钢板表面处理→螺柱焊

接→压型钢板面层防腐喷漆→光伏夹具固定。 现场

施工照片如图 11 ~ 图 12 所示。

图 11 现场施工照片 图 12 现场施工照片

3. 4. 1 焊接人员的专业技能要求

焊接人员应具备螺柱焊工艺知识和相关经验,这

对螺柱焊接质量,起到关键作用。 焊接人员应能采用

合适的螺柱焊设备,应能选择和设定正确的焊接

参数。

3. 4. 2 压型钢板表面处理

待焊螺柱端头与屋面压型钢板接触表面,是焊缝

热熔成型的位置。 因此,压型钢板表面处理工艺,直

接影响到焊缝的强度与质量。 设计图纸要求,螺柱焊

接前,屋面压型钢板的焊接部位,应清除所有留存的

油脂、灰尘、水分、表面脏污和保护涂层等杂质及污染

物,直至出现压型钢板金属光泽。

螺柱焊接完成后,被处理过的屋面压型钢板面

层,为了防锈防腐,应采用聚酯漆重新喷涂处理。

3. 4. 3 螺柱焊的试验和检测

根据《电弧螺柱焊工艺方法》

[6] 第 10. 2. 6 条表

3,电容放电螺柱焊的检测要求,如表 3 所示。

表 3 电容放电螺柱焊试件的检测

试验项目 螺柱的试验数量

目视检验 全部

拉拔试验 10

30°弯曲试验 20

目视检验的合格判定标准,要求螺柱焊不存在焊

缝飞溅、外观缺陷、咬边、偏离中心线等现象。

30°弯曲试验的合格判定标准,要求焊缝处未发

现裂纹。

拉拔试验的合格判定标准,要求焊缝区域不准许

断裂。 不准许出现母材撕裂。

考虑螺柱焊工艺在光伏夹具上的应用案例较少,

结合现场螺柱焊的预生产焊接试验结果(详见本文第

3. 2 节论述),设计图纸要求,本工程光伏夹具的抗拔

承载力检验值取 1. 5 kN,螺柱抗拔承载力检验值取

2. 0 kN。

两者的抗拔检验值,分别大于根据规范计算出的

抗拔设计值 F = 0. 9 kN,Ft = 1. 46 kN(详见本文第

3. 3 节论述)。 抗拔检验值富余的承载力冗余度,作

为构造安全措施。

4 螺柱焊工艺光伏夹具的优点

对比螺柱焊工艺与自攻螺钉工艺,螺柱焊工艺的

光伏夹具存在以下优点:

(1)螺柱焊工艺,不在屋面压型钢板上后开孔,

不破坏既有屋面防水,同时也不影响厂房正常使用和

内部设备的正常运行。 光伏施工单位、光伏建设单位

以及厂房业主的接受程度相对较高。

(2)在屋面压型钢板表面防腐涂层完好的情况

下,压型钢板与不锈钢螺柱均不会生锈腐蚀。 如压型

钢板表面涂层脱落,运维单位只需重新除锈喷漆处

理。 螺柱焊工艺的光伏夹具,运维难度和运维成本相

对较低,可以满足光伏电站 25 年设计使用年限的

要求。

5 螺柱焊现场施工问题分析及解决措施

5. 1 压型钢板表面处理工艺

螺柱焊现场施工过程中,发现个别螺柱在焊缝处

脱落。 现场照片如图 13 ~ 图 14 所示。

图 13 螺柱焊缝脱落 图 14 螺柱焊缝脱落

2024 年 01 期 总第 307 期 谢 鸣·螺柱焊工艺的光伏夹具在屋面压型钢板上的应用与分析 ·123·

螺柱焊缝位置,可见压型钢板生锈痕迹和涂层,

表面处理工艺不符合要求,螺柱与压型钢板接触面未

充分熔合而脱落。 可见螺柱焊工艺对压型钢板表面

处理工艺的要求较高,需严格按照设计要求,进行

处理。

5. 2 螺柱焊缝飞溅现象

螺柱焊现场施工过程中,发现个别螺柱焊缝周

边发 黑, 正 面 有 印 痕。 现 场 照 片 如 图 15 ~ 图 16

所示。

图 15 螺柱焊缝飞溅 图 16 螺柱焊缝飞溅

参考 《 电 弧 螺 柱 焊 工 艺 方 法》

[6] 附 录 A 表

A. 7,初步评估结果为螺柱焊缝轻微飞溅,原因为

焊接能量过高或压速太低。 可见螺柱焊工艺要求

焊接人员设定正确的焊接时间和电流强度参数,

保证焊接质量。

5. 3 螺柱焊检测问题

检测单 位 反 馈, 截 止 2023 年 7 月, 国 家 标 准

(GB / T 41984—2022 ) 《电弧螺柱焊工艺方法》

[6] 暂

未被相关主管部门,批准纳入到检验检测机构资质认

定证书中。 根据《检验检测机构资质认定管理办法》

第十九条[10]

,检测单位不能依据该标准的程序和要

求,出具检测报告。

考虑光伏夹具与螺柱的拉拔试验,与《 混凝土

结构后锚固技术规程》

[11] 附录 C 中的锚固承载力

现场检验方法原理相同。 因此,本工程委托检测

单位,根据《混凝土结构后锚固技术规程》 ,对光伏

夹具与 螺 柱, 分 别 进 行 抗 拔 承 载 力 现 场 非 破 损

检验。

6 结语

(1)螺柱焊工艺的光伏夹具,现场施工质量的控

制要点,主要包括焊接人员的专业技能要求,压型钢

板表面处理工艺以及螺柱焊的检测。

(2) 因采用特殊形状(Z 字形)的光伏夹具,螺柱

与光伏夹具的抗拔承载力应进行受力分析,分别计

算。 螺柱与光伏夹具两者均应委托检测单位,进行抗

拔承载力现场非破损检验。

(3)待相关主管部门将国家标准《电弧螺柱焊工

艺方法》批准纳入到检验检测机构资质认定证书中,

可以有效解决目前螺柱焊工艺光伏夹具的检测问题,

保证螺柱焊现场施工质量。

(4)螺柱焊工艺对比自攻螺钉工艺的光伏夹具,具

有不破坏既有屋面防水,运维难度和运维成本相对较低,

可以满足光伏电站 25 年设计使用年限的要求等优点。

可供同类型项目光伏夹具的设计与施工参考。

参 考 文 献

[1] 白云牌硅酮结构密封胶使用工艺指南[HTML/ OL]. 广州:

广州市白云化工实业有限公司官方网站,2018 -7 -23.

[2] 硅酮结构密封胶使·说明书[PDF/ OL]. 浙江凌志新材

料有限公司官方网站,2022.

[3] 中国冶金建设协会. 压型金属板工程应用技术规范:GB

50896—2013[S]. 北京:中国计划出版社,2013.

[4] 电力规划设计总院. 光伏支架结构设计规程:NB/ T

10115—2018[S]. 北京:中国计划出版社,2018.

[5] 池强,张建勋,付继飞. 电弧螺柱焊技术的发展与应用

[J]. 焊接技术,2003,32(6):18 - 20.

[6] 全国焊接标准化技术委员会. 电弧螺柱焊工艺方法:

GB/ T 41984—2022[S]. 北京:中国标准出版社,2022.

[7] 中国建筑科学研究院. 建筑结构荷载规范:GB50009—

2012[S]. 北京:中国建筑工业出版社,2012.

[8] 2022 年福建省气候公报[HTML/ OL]. 福建:福建省气象

局,2023 - 2 - 10.

[9] 中国建筑材料工业协会. 建筑用硅酮结构密封胶:GB

16776—2005[S]. 北京:中国标准出版社,2005.

[10] 检验检测机构资质认定管理办法[PDF/ OL]. 北京:国家

质量监督检验检疫总局,2015 - 4 - 9.

[11] 中华人民共和国建设部. 混凝土结构后锚固技术规程:

JGJ 145—2013[S]. 北京:中国建筑工业出版社,2013.

2024 年第 01 期

总第 307 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 01·2024

Vol·307

基于四种地层的地铁隧道降水井优化研究与实践

张友明

(中铁二十四局集团福建铁路建设有限公司 福建福州 350013)

摘 要:地铁隧道作业区范围内的地下水,极大增加了施工成本和安全风险。 因此,文章基于四种地层的现场抽水试

验,得出结论:同一地层不同降水深度对应的影响半径不同;各地层渗透系数取值为:强风化花岗岩(砂土状)0. 6 m/ d,

中风化花岗岩 0. 02 m/ d,强风化花岗岩(碎块状)0. 8 m/ d,微风化花岗岩 0. 04 m/ d。 通过计算分析,设计三种方案对

降水井孔径、间距和数量进行优化,得出结论:①涌水量取最大值,降水井数量不变,降水井直径可由 800 mm 优化为

450 mm ~ 600 mm;②降水井出水量及直径不变,降水井间距由 10 m 优化为 15 m;③按等效渗透系数计算出水量,降水

井数量可取 8 ~ 10 口。 最后,采取优化后降水井方案实施,顺利完成施工任务,实践结果可为当地类似工程提供参考。

关键词: 隧道;降水;试验与设计;经验

中图分类号:U45 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2024)01 - 0124 - 06

Optimization study and practice of metro tunnel dewatering well based on four strata

ZHANG Youming

(China Railway 24th Bureau Group Fujian Railway Construction Co. Ltd. ,Fuzhou 350013)

Abstract:The underground water in the operation area of subway tunnel greatly increases the construction cost and safety risk. Therefore,

based on the field pumping test of four strata,the paper draws the conclusion that the influence radius of different precipitation depths in the

same strata is different; The permeability coefficient of each layer is 0. 6m/ d for strongly weathered granite ( sand - like),0. 02 m/ d for

moderately weathered granite,0. 8 m/ d for strongly weathered granite (fragment - like),and 0. 04 m/ d for breezy granite. Through calculation and analysis,three schemes are designed to optimize the diameter,spacing and number of dewatering Wells. The conclusions are as follows:1)The maximum water inflow is taken,the number of dewatering Wells is unchanged,and the diameter of dewatering Wells can be optimized from 800 mm to 450 mm ~ 600 mm; 2)The water yield and diameter of the dewatering well remain unchanged,and the spacing of

the dewatering well is optimized from 10 m to 15 m; 3)Calculate the water amount according to the equivalent permeability coefficient,and

the number of dewatering Wells can be 8 to 10. Finally,the optimized dewatering well scheme is adopted to successfully complete the construction task,and the practical results can provide reference for similar local projects.

Keywords:Tunnel; Precipitation; Test and design; Experience

作者简介:张友明(1989— ),男,工程师。

E-mail:1035133578@ qq. com

收稿日期:2023 - 09 - 20

0 引言

因地下水会影响隧道工程施工,对隧道结构产生

危害,故施工前需进行降水。 隧道降水措施研究方面,

张晓宇等[1 - 2]以银西高铁驿马一号隧道穿越黄土含水

层为例,开展降水现场试验研究,降低了施工安全风

险;陈天明等[3 - 4] 在富水软土隧道施工中采用管井降

水措施,并对降水疏干与加固效果进行了分析、验证。

此外,也有部分学者开始研究隧道降水所带来的影响。

贾媛媛[5]等针对某新建铁路隧道下穿既有市政管线隧

道的降水施工方案,研究了降水施工过程中既有市政

管线隧道的受力特性及位移变化规律;施成华[6] 等对

隧道开挖及降水引起的地层沉降和变形进行了分析;

徐岩[7]等对地铁隧道管井井群降水设计进行优化分

析,获得降水影响范围、降水井合理布置方案及单井排

水量等指标。 综上,目前关于隧道降水的研究集中于

复杂地质条件降水措施和隧道降水影响方面,多数研

究要通过复杂的数值模拟分析,施工技术人员不容易

掌握。 本文以某隧道降水工程为例,通过现场抽水试

验,结合规范公式,对降水井设计进行优化。

1 工程概况

某地铁区间隧道线位长度1. 9 km,沿线场地涉及

莲花山山体及东侧山前平地莲花村区域,沿线场地起

2024 年 01 期 总第 307 期 张友明·基于四种地层的地铁隧道降水井优化研究与实践 ·125·

伏较大,场地标高为 30 m ~ 120 m。 降水工程主要在

隧道进洞口 ~ ZDK43 + 200. 0 段进行,该段主要为莲

花山山体,山体地势起伏较大,在里程 ZDK42 + 500

北侧,约 50 m 分布有龙泉禅寺,在里程 ZDK43 + 000

~ ZDK43 + 200 段山体表面分布有密集的坟墓。 拟建

隧道沿线场地现状如图 1 所示。

图 1 某隧道沿线场地现状

根据岩土工程勘察报告,拟降水场地分布坡积粉

质粘土、全风化花岗岩、强风化花岗岩(砂土状)、强

风化花岗岩(碎块状)、中风化花岗岩及微风化花岗

岩。 地层稳定水位标高 9. 48 m ~ 15. 83 m。 坡积粉质

粘土透水性弱,水量一般,全风化及强风化花岗岩为

风化岩孔隙 - 裂隙水的主要含水层,透水性、富水性

较弱,受大气降水影响,水量会有所增加。 中风化及

微风化岩层为基岩裂隙水的主要含水层,透水性较

弱,裂隙发育处透水性及富水性较好,与风化岩孔隙

- 裂隙水水力联系紧密。

2 现场抽水试验

2. 1 试验概况

本工程在首占站 - 莲花山站区间进行,钻孔终孔

后,用套管对上部填土层隔离,充分洗孔后进行抽水

试验。 试验主要针对降水区域所涉及的四种地层,了

解含水层水位埋深,获取含水层的水文地质参数,确

定单井出水量、地下水降水影响半径以及各土层渗透

系数等,为下一步优化计算提供基础数据。

2. 2 测试方法

本次抽水试验采用 6 m

3

、15 m

3 等不同泵量的深

井潜水泵,水位量测采用水位计,流量采用水表进行

计量。 测试方法如下:

(1)各孔抽水试验前均先观测静止水位,每 1 h

观测一次,连续观测时间不少于 25 h;

(2)各孔进行稳定流抽水试验;

(3)抽水稳定延续时间为 24 h。 用水泵抽水时,

水位波动不超过 5 cm;

(4)试验时及时绘制 Q - s、s - t 等曲线,以了解

抽水试验资料的准确性,发现异常及时纠正;

(5)抽水结束后,立即观测恢复水位,观测时间

间隔与抽水时相同,且不少于 24 h。

整个试验结束后测量孔深,若沉砂较厚,则捞砂

重新进行试验。

2. 3 试验成果

试验过程各抽水井数据采集如表 1 所示。

表 1 抽水试验采集数据

试验井号 井深(m) 滤管长度/ m 抽水井流量/ (m

3

/ d) 抽水井降深/ m 抽水井半径/ m 涉及土层

MJK - 1 88. 23 87. 43

237. 36 5. 00

446. 4 10. 30

686. 4 16. 80

0. 045 强风化花岗岩(砂土状)

MJK - 2 72. 80 66. 3

11. 76 8. 60

21. 12 18. 20

30. 96 26. 60

0. 045 中风化花岗岩

MJK - 3 25. 71 11. 21

16. 56 1. 50

31. 20 3. 20

43. 92 4. 80

0. 055 强风化花岗岩(碎块状)

MJK - 4 68. 90 57. 30

18. 24 8. 60

31. 68 15. 90

48. 24 25. 2

0. 055 微风化花岗岩

根据采集数据绘图,其中抽水井 MJK - 1 的 Q -

s、s - t 曲线如图 2 ~ 图 3 所示。

由图 3 可知,本次抽水试验单井分三次进行降

水,即在同一地层埋深范围内陆续进行三次降水,相

互之间形成对照,试验计算结果更具真实性。

对于试验井 MJK - 1,Q - s 曲线近似线性分布,

单井出水量随降水深度呈近线性增长。 且降深范围

内,单井流量分布于 5 m

3

/ h ~ 30 m

3

/ h 间,说明该地

层含水量丰富。 s - t 曲线呈“L”形分布,在抽水开始

1 h 后,水位趋于平稳,三次降深处出水量分别保持在

·126· 福 建 建 筑 2024 年

9. 89 m

3

/ d,18. 6 m

3

/ d 和 28. 6 m

3

/ d,且第三次降水开

始到降水 2 h 间,s - t 曲线呈“V”形分布,即降水到该

位置后,附近水回流,说明该试验段与周围地层存在

水力联系。 综上,该地层含水量丰富,且地层周围存

在水力补给区。

图 2 MJK - 1 抽水井 Q - s 曲线

图 3 MJK - 1 抽水井降水 s - t 曲线

MJK - 2 的 Q - s、s - t 曲线如图 4 ~ 图 5 所示。

对于试验井 MJK - 2,Q - s 曲线近似线性分布,单井

出水量随降水深度呈近线性增长,但降深范围内,单

井流量仅分布于 0. 4 m

3

/ h ~ 1. 4 m

3

/ h 间。 s - t 曲线

呈“L”形分布,在抽水开始 1 h 后,水位趋于平稳,三

次降深处出水量分别保持在 0. 49 m

3

/ d,0. 88 m

3

/ d

和 1. 29 m

3

/ d,且第二、三次降水开始到降水 2 h 间,s

- t 曲线呈“V”形分布,说明该试验段与周围地层存

在水力联系。 综上,该地层周围存在水力补给区,但

含水量一般。

MJK - 3、MJK - 4 类似过程分析,不再赘述。 依

据巴布什金公式和库萨金公式,经计算,各岩层渗透

系数及影响半径如表 2 所示。

图 4 MJK - 2 抽水井 Q - s 曲线

图 5 MJK - 2 抽水井降水 s - t 曲线

表 2 各地层影响半径及渗透系数

试验井号 影响半径/ (m) 渗透系数/ (m/ d) 岩性

MJK - 1

82. 3 0. 677

162. 0 0. 618

256. 6 0. 583

强风化花岗岩

(砂土状)

MJK - 2

27. 1 0. 025

52. 8 0. 021

77. 3 0. 021

中风化花岗岩

MJK - 3

28. 1 0. 876

56. 3 0. 773

81. 8 0. 726

强风化花岗岩

(碎块状)

MJK - 4

35. 5 0. 043

63. 6 0. 040

98. 7 0. 038

微风化花岗岩

由表 2 可知,各地层渗透系数取值:强风化花岗岩

(砂土状)0. 6 m/ d,中风化花岗岩 0. 02 m/ d,强风化花

岗岩(碎块状)0. 8 m / d,微风化花岗岩 0. 04 m / d。 降

水影响半径随降水深度增大而增大,具体取值需按实

际地层而定。

3 降水井设计优化

本工程主要针对里程 ZDK43 + 000 ~ ZDK43 +

200 段约60 m 长的坟墓密集区,隧底位于微风化花岗

2024 年 01 期 总第 307 期 张友明·基于四种地层的地铁隧道降水井优化研究与实践 ·127·

岩层,隧底标高 - 4. 52 m,距地面 33 m ~ 34 m。 原设

计为隧道两侧每侧 7 口降水井,间距 10 m,降水井直

径 800 mm,过滤管外径 300 mm。 分别通过对计算涌

水量取最大值时,推算滤管长度,依据规范优化降水

井孔径和计算总出水量保持不变时,推算满足要求的

降水井数量。 该段地层及水位分布如图 6 所示。

图 6 地层分布

3. 1 涌水量取最大值,降水井直径优化

(1)含水层概化

地下水位埋深标高 9. 48 ~ 15. 83 m,设计井深位

于洞身下 10 m 左右,设计井深范围内含水层厚度 20

~ 35 m,按 30 m 考虑,设计降深 20 m。

该里程段地层分布不均匀,考虑到降水井孔径与

出水量有直接关系,令出水量达到最大,即假设地层

均匀分布,渗透系数取 0. 8 m / d。

降水影响半径 R 计算公式为:

R = 2Sω Hk (1)

式中:Sω为井水位降深(m),取 20 m;k 为含水层

渗透系数(m / d),取 0. 8 m / d;H 为含水层厚度(m),

取 30 m。

降水影响半径 R = 196 m,降水一段时间后,补给

来源有限,R 取 150 m。

(2)单井涌水量计算

根据 《 建 筑 基 坑 支 护 技 术 规 程》 ( JGJ 120—

2012),将降水范围内隧道洞身概化为基坑。 基坑宽

35 m,即隧道两侧同一位置降水井直线距离(图 7 中

J1 与 J01 之间距离),长 60 m,每侧 7 口井,井间距

10 m。

等效半径计算公式:

r0 = A / π (2)

式中:A 为各降水井中心连线所围面积。 等效半

径 r0 = 25. 85 m,取 30 m。

隧道基坑降水按潜水完整井计算总涌水量 Q,计

算公式为:

Q = πk[(2H - Sd )Sd

/ ln(1 + R / r0 )] (3)

式中:

Sd 为基坑地下水位的设计降深(m),取 20 m;

r0 为基坑等效半径(m)。

基坑降水总涌水量:

Q = π × 0. 8 × [(2 × 30 - 20) × 20 / ln(1 + 150 /

30)] = 1122. 15 m

3

(4)

降水井的设计单井流量可按式(5)计算:

q = 1. 1

Q

n

(5)

式中:

Q 为基坑降水的总涌水量(m

3

/ d);

n 为降水井数量。

所得单井涌水量为:

q = 1. 1 ×

1122. 15

14

= 88. 17 m

3

/ d (6)

(3)基坑中心地下水位计算

基坑周围降水井布置如图 7 所示,各降水井与基

坑中心距离如表 3 所示。

图 7 降水井位置

表 3 不同降水井至基坑中心点(i)距离

降水井 r/ m 降水井 r/ m

J1 34. 7 J01 34. 7

J2 26. 6 J02 26. 6

J3 20. 2 J03 20. 2

J4 17. 5 J04 17. 5

J5 20. 2 J05 20. 2

J6 26. 6 J06 26. 6

J7 34. 7 J07 34. 7

降深计算公式:

Si = H - H

2

- ∑

n

j = 1

qj

πk

ln

R

rij

(7)

·128· 福 建 建 筑 2024 年

式中:

Si 为基坑内任一点的地下水位降深(m);

qj 为按干扰井群计算的第 j 口降水井的单井流量

(m

3

/ d);

rij为第 j 口井中心至 i 点的距离(m),当 rij > R

时,取 rij = R;n 为降水井数量。

Si = 25. 6 m > 20 m(设计降深)。

所以,降水井间距 10 m,单井涌水量为 88. 17 m

3

/ d

时,基坑中心地下水位降深可以达到 25. 6 m,水位已降

至隧底。

降水井出水能力:

q0 = 120πrs

l

3

k (8)

式中:

q0 为单井出水能力(m

3

/ d);

rs 为过滤器半径(m);

l 为过滤器进水部分长度(m);

k 为含水层渗透系数(m / d)。

《水文地质手册》给出了过滤器长度计算式:

D≥

q

πlVc

(9)

式中:

D 为过滤器的外径(m),此处计算取 0. 3 m;

q 为井的出水量(m

3

/ d);

l 为过滤器工作部分长度(m);

Vc 为含水层的允许渗透速度(m / d)。

Vc = 63

3

k (k 为含水层渗透系数,m / d)计算。

l≥

q

πDVc

=

88. 17

π × 0. 3 × 65 ×

3

0. 8

= 1. 55 m (10)

计算时取 3 m,过滤管工作部分长度直接影响出

水能力,且底部地层渗透系数较小。 为提高出水速

率,实际施工中长度远大于 3 m。

降水井出水能力:

q0 = 120 × π × 0. 15 × 3 ×

3

0. 8 = 157. 48 m

3

/ d (11)

满足要求。

(4)设计新孔径

根据《管井技术规范》(GB50296—2014):填砾过

滤器井的开采段井径,应大于过滤管外径 150 mm ~

300 mm,原设计过滤管外径 300 mm。 故在满足出水条

件的情况下,设计降水井直径可以取450 mm ~600 mm。

3. 2 出水量不变,降水井数量优化

在保持总出水量不变的情况下,根据(5)式,需要

降水井数量 n = 7. 8,考虑现场施工存在偏差及对称设

计,n 取 10。 此时,降水井间距 15 m,如图 8 所示。

图 8 降水井位置

根据式 ( 5 ) 算得此时降水井单井出水量 q =

123. 4 m

3

/ d, 由 式 ( 7 ) 得 基 坑 中 心 带 点 降 深 Si =

24. 2 m > 20 m。 所以,降水井间距 15 m,单井涌水量

为 123. 4 m

3

/ d 时,基坑中心地下水位降深可以达到

24. 2 m,水位已降至隧底,且此时单井出水能力 q0 =

157. 48 m

3

/ d > q,满足要求。

3. 3 按等效渗透系数计算出水量,降水井数量优化

考虑到隧道基坑地层分布不均,因此按式(12)计

算土层等效渗透系数。

k =

∑Hi

∑

Hi

ki

(12)

式中,Hi 为土层厚度;ki 为土层渗透系数;

得,k = 0. 08

根据式(1),影响半径 R = 62 m;

根据式(3),总出水量 Q = 225. 5 m

3

/ d。

考虑地层空间分布不均匀,选取以上 k 值,计算

不同降水井数量以及单井出水能力对应的基坑中心

点降深,结果如表 4 所示。

表 4 不同情况对应的中心点降深

降水井数量 单井出水能力(最小值)m

3

/ d 中心点降深 m

6 41. 3 19. 8

8 31. 0 22. 3

10 24. 8 24. 5

12 20. 7 26. 5

14 17. 7 28. 3

参考方案一的单井出水能力,可知设计单井出水

能力,大于此处计算的所有单井出水能力,原因是此

处计算更符合实际情况,微风化花岗岩的渗透系数以

及贮水量较小,总涌水量较方案一小。

假设水位线以下全部为微风化花岗岩且均匀分

布,此时根据式(1),影响半径 R = 44. 0 m > 34. 7 m

(降深中心与降水井的最远距离),故概化基坑范围

内所设降水井均可发挥作用。 (下转第 133 页)

2024 年第 01 期

总第 307 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 01·2024

Vol·307

含钢率对长期荷载下钢管混凝土轴压性能的影响分析

刘文华

(福建船政交通职业学院 福建福州 350007)

摘 要:为研究含钢率对长期荷载下钢管混凝土性能的影响,采用 ABAQUS 软件,对长期荷载作用下不同含钢率的钢管

混凝土柱的变形(ε) - 时间(t)、承载力(N) - 时间(t)关系曲线进行计算,并在此基础上,对长期荷载作用下典型含钢率

的钢管混凝土进行机理分析。 分析结果表明:在长期荷载作用下,钢管混凝土构件的受力初期增长很快,随着时间的推

移,大约在 200 d 时变形稳定,徐变趋于平稳;含钢率大则徐变小,随着含钢率的增加,钢管混凝土的徐变量减小。

关键词: 长期荷载;钢管混凝土;含钢率;徐变;机理

中图分类号:TU528. 57 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2024)01 - 0129 - 05

Analysis oo the effect of steel ratio on axial compression properties of concrete filled

steel tube under long - term load

LIU Wenhua

(Fujian Chuanzheng Communications College,Fuzhou 350007)

Abstract:In order to study the influence of steel content on the performance of concrete filled steel tube under long - term load,based on

the reasonable material constitutive model,the deformation - time and bearing capacity - time of concrete - filled steel tubular columns with

different steel loading rates under long - term loading are studied by finite element method. The relationship curve is calculated,and on this

basis,the mechanism analysis of concrete filled steel tube under long - term load with different steel content is carried out. The analysis results show that under the long - term load,the initial stress of the CFST members increases rapidly. With the passage of time,the deformation is stable at about 200d,and the creep tends to be stable. If the steel content is large,the creep becomes small. With the increase of the

steel content,the creepage of the concrete filled steel tube decreases.

Keywords:Long - term sustained loading; Concrete filled steel tube; Steel ratio; Creep; Mechanism

作者简介:刘文华(1995— ),女,助教。

E-mail:1585826111@ qq. com

收稿日期:2023 - 06 - 05

0 引言

混凝土在长期持荷作用下会发生收缩徐变,导致

钢管混凝土出现内力重分布、应力集中、位移增大等

问题,并将危害到结构的安全。 钢管混凝土具有承载

力高,塑性韧性好的特点,随着钢管混凝土在工程实

践中的广泛应用,其在长期荷载作用下的力学性能得

到学者们的重视与研究[1 - 5]

。

核心混凝土弹性模量的高低、含钢率和长期荷载

比的大小,为对长期荷载下钢管混凝土性能影响较大

的三个因素[1,6]

。 丁敏等[7] 采用 Huo 模型就含钢率、

加载龄期、构件长度、截面应力水平对钢管混凝土徐

变性能的影响进行了研究,结果表明,截面应力水平

对钢管混凝土轴压构件徐变的影响最为显著,影响其

次的为含钢率的大小。

本文拟采用有限元软件 ABAQUS 建模,阐述了含

钢率 a( = As

/ Ac。 其中,As为钢管的截面积;Ac为混凝

土截面积)

[2]对长期荷载下钢管混凝土结构的影响。

结果可为长期荷载下钢管混凝土的研究提供参考。

1 有限元分析模型

1. 1 有限元模型

本构模型的合理与否,直接影响到有限元模型的

合理性。 钢材采用符合 Von Mises 屈服准则的二次塑

流模型[2]

,核心混凝土采用文献[3]报道的考虑时间

效应的本构模型,见式(1):

φ t) = 1 - e

- kt

)φu (1)

其中,φ(t)为对应时间的徐变系数;φu为徐变系

数终值;k 取为 0. 02。

有限元模型示意图以及网格划分如图 1 所示,钢

管采用在厚度方向的壳单元(S4R)进行模拟,混凝土

和端板单元均采用实体单元(C3D8R)进行模拟。 模

型钢管和混凝土间的法向接触考虑的是“硬接触”,

摩擦系数设为 0. 6

[8]

。

·130· 福 建 建 筑 2024 年

图 1 长期荷载阶段模型示意图与网格划分

1. 2 有限元验证

为验证有限元模型的正确性,对收集到的考虑长

期持荷作用下的试验构件进行计算,构件参数如表 1

所示。 表中,D(B)为构件的外直径(外边长),t

s为钢

管的厚度,L 为试件的高度,f

y和 f

ck分别为为钢管的屈

服强度和混凝土抗压强度标准值,n( = NL

/ Nu ,其中

NL为施加在构件上的恒定荷载,Nu为柱不考虑轴心受

压时的强度承载力)为长期荷载比[2]

,φu为徐变系数

终值。

图 2 将表 1 中部分试件的有限元计算曲线与试

验曲线进行对比。 可见有限元模型准确性较好,能较

好地吻合试验结果。

表 1 试件一览表

编号 试件编号

D(B) × t

s × L

(mm ਀mm ਀mm)

f

y

(MPa)

f

ck

(MPa)

α n φu

NL

(kN)

资料来源

1 试件 4 102. 7 × 1. 87 × 500 314 25. 1 0. 08 0. 32 0. 6 207. 3 谭素杰等(1987)

[9]

2 CFTE - 1 140 × 2. 9 × 560 265 45. 7 0. 09 — 0. 70 370 Kwon 等(2005)

[10]

3 S - 2 - 1 100 × 2. 93 × 600 293. 5 23. 1 0. 13 0. 62 0. 9 360 韩林海等(2007)

[2]

4 S - 4 - 2 120 × 2. 93 × 600 293. 5 23. 1 0. 11 0. 62 0. 9 470 韩林海等(2007)

[2]

5 C - 1 120 × 1. 96 × 1200 311 26. 3 0. 07 0. 6 0. 90 305 李永进(2009)

[3]

6 S - 1 120 × 1. 96 × 1386 311 26. 3 0. 07 0. 6 0. 90 368 李永进(2009)

[3]

7 I - 1 140 × 2. 63 × 420 315 20. 7 0. 079 0. 38 — 303 Wang Yuyin(2011)

[4]

8 Ⅴ 140 × 2. 60 × 420 315 45. 8 0. 08 0. 5 — 290 Wang Yuyin(2011)

[4]

9 Cc0 - 1 165 × 3 × 495 268 72. 8 0. 04 0. 4 0. 6 470. 9 李东升(2014)

[11]

10 Cc0 - 2 165 × 3 × 495 268 72. 8 0. 04 0. 4 0. 6 941. 7 李东升(2014)

[11]

(a)对比图 1 (b)对比图 2 (c)对比图 3

图 2 计算曲线与试验变形曲线的对比

2 钢管厚度影响分析

利用有限元法,对考虑长期荷载作用影响时的钢

管混凝土轴压柱进行受力全过程分析,典型算例的基

本计算条件为:D(B) = 400 mm; f

cu = 60 MPa;n =

0. 6;φu = 0. 9;k = 0. 02;α = 0、0. 01、0. 03、0. 06、0. 1、

0. 2;f

y = 355 MPa,试件长 1200 mm 持荷时间 t = 3 年。

由图 3 可知,持荷时间 t 为 3 年时,无论是素混凝

土还是不同含钢率值的钢管混凝土构件,在长期荷载

作用下的纵向变形早期发展都很快,持荷 1 个月的变

形量为持荷 4 个月变形量的 60% 左右。 此后变形发

展趋缓,大约在 200 d 时变形稳定,曲线渐趋水平。

长期荷载比相同时,随着钢管屈服强度等级的提

高,含钢率由 0. 03 增加到 0. 1 时,构件的变形值降

低。一方面因为钢管壁厚的增加,对混凝土徐变的约

束作用随之增大,构件的变形随之降低[8]

;另一方面,

应力重分布,使得核心混凝土应力值减小,进而使得

钢管混凝土变形值减小[12 - 13]

。 当钢管进入弹塑阶段

时,含钢率的影响降低,构件的徐变减小 11% 左右。

含钢率增大的过程中,由于应力重分配,钢管承担的

荷载增加幅度大于混凝土承担荷载的减小幅度,致使

2024 年 01 期 总第 307 期 刘文华·含钢率对长期荷载下钢管混凝土轴压性能的影响分析 ·131·

构件的变形随含钢率的增大而减小。 构件在长期持

荷下的极限承载力,随着含钢率的增加而增加。

图 3 钢管混凝土变形曲线

图 4 可见,由钢管混凝土长期荷载下产生的应力

重分布是非常明显的。 核心混凝土发生卸载,钢管承

担了该部分的荷载。 由于核心混凝土的徐变,含钢率

为 0. 03 时,持荷 50 d,钢管应力分别增加 32. 6% ,混

凝土应力减小 6. 1% ;120 d 时,钢管应力分别增加

48. 7% ,混凝土应力分别减小 9% ;220 d 时钢管应力

分别增 加 48. 7% , 核 心 混 凝 混 凝 土 应 力 分 别 减

小 9. 2% 。

图 5 为长期荷载作用过程中,钢管在钢管混凝土

中的承载力占比。 由图可知,钢管混凝土在长期荷载

不变,变形持续增加的过程中产生应力重分布,钢管

对钢管混凝土的承载力占比也随之增加。 钢管纵向

应力,在钢管进入塑性阶段后有小段下降,在钢管进

入强化阶段后增大。

图 4 钢管混凝土承载力比例比较

图 5 钢管混凝土承载力比例比较

图 6 为长期荷载下的钢管混凝土达到 2000με

时,钢管承载力与钢管混凝土承载力的比值随含钢率

和钢管屈服强度等级不同的曲线图。 可见 2000με

时,钢管混凝土的主要承载力还是由混凝土来承担,

且随着含钢率和钢管屈服强度等级的提高,钢管的承

载力占比逐渐增大。

图 6 含钢率和钢管屈服强度对 Ns

/ N 的影响

为便于分析,文献[2]定义了承载力影响系数 kcr

的表达式如下:

kcr =

NuL

Nuo

(2)

图 7 可见,素混凝土在长期荷载作用下的承载

力低于其正常轴压承载力,而钢管混凝土在长期

荷载下的承载力高于其轴压承载力。 图 7 可见随

着含钢率的增加,承载力影响系数 kcr即钢管混凝

土在长期荷载下的极限承载力,与其不考虑长期

荷载作用下轴压极限承载力比值呈增加趋势,因

而含钢率的增加,有利于提高长期荷载下钢管混

凝土的极限承载力。

图 7 含钢率和钢管屈服强度对 kcr的影响

3 工作机理分析

本文采用 ABAQUS,对长期持荷作用下钢管混凝

土轴压构件进行全过程机理分析。 对长期荷载作用

后钢管混凝土构件,主要要解决的问题是:构件在受

力全过程中,外钢管与核心混凝土如何工作;外钢管

与核心混凝土的应力重分布如何进行。 机理分析中,

·132· 福 建 建 筑 2024 年

算例的基本参数为:构件直径为 400 mm;钢管厚度 t

为 9. 31 mm;构件长度 L 为 1200 mm;f

y = 345 MPa;f

cu

= 60 MPa。

典型构件在长期持荷作用下的全过程受力状态

如图 8 所示,受力过程可以分为 5 个阶段。 OA 段为

构件的初始受力的阶段,此阶段构件的承载力极速增

长,钢管和混凝土的承载力也持续增加。 AB 段为长

期持荷阶段,此阶段外荷载保持不变,核心混凝土承

担的外荷载因钢管和核心混凝土之间的变形协调而

发生改变,核心混凝土发生卸载,钢管承担了该部分

的荷载。 因此,在 AB 阶段,核心混凝土的承载力下

降,钢材承载力继续增加。

BC 段长期荷载作用结束,继续施加荷载,钢管在

构件达到其极限强度前已屈服。 此阶段混凝土承担

的荷载持续增加,钢管屈服后承担的轴向荷载持续下

降。 到达 C 点时,核心混凝土达到了强度极限,此时

构件也达到了极限承载力。 CD 段以及 D 点之后,构

件及其核心混凝土承载力均为下降状态,钢管在进入

强化阶段后承载力有些许增大。

图 8 长期荷载作用下钢管混凝土轴压 N - ε 曲线

图 9 给出了长期持荷作用下的典型构件全过程

受力下的受力特征点的核心混凝土截面纵向应力图。

从图 9 可见,在长期荷载开始作用时(即图 8 中 A

点),核心混凝土截面纵向应力值相近;在长期荷载作

用结束时(即图 8 中 B 点),混凝土应力小于 A 点时

应力,验证了长期荷载对混凝土徐变的影响。 AB 段,

混凝土应力因应力重分布而减小。 在构件达到极限

承载力的 C 点,核心混凝土中心的纵向应力值最大,

约为 0. 15f

c

′,且越靠近构件截面中心,混凝土应力越

大,但整个截面上的纵向应力值相差不大,且混凝土

应力在混凝土圆周方向分布均匀;在 20000με 时(即

图 8 中 D 点),混凝土中心应力增大到 0. 16f

c

′,混凝

土外边缘应力减小到 0. 12f

c

′。

(a)A 点

(b)B 点

(c)C 点

(d)D 点

图 9 圆钢管混凝土中混凝土截面纵向应力分布

4 结论

本文考虑构件截面内力重分布,结合相关试验数

据,建立了稳定可靠的长期持荷作用下的钢管混凝土

轴压构件有限元模型的有限元分析模型,研究了含钢

2024 年 01 期 总第 307 期 刘文华·含钢率对长期荷载下钢管混凝土轴压性能的影响分析 ·133·

率对长期持荷作用下钢管混凝土轴心受压构件的受

力性能影响,得到以下结论:

(1)有限元理论模型和试验结果相互验证,结果

表明,钢管混凝土构件的徐变在受力初期增长很快。

随着时间的推移,大约在 200 d 时变形稳定,徐变趋

于平稳。

(2)含钢率大则徐变小,随着含钢率的增加,钢

管混凝土的徐变量减小。 含钢率由 0. 03 增加到 0. 1

时,徐变数减少 6. 3% ~ 13% 。 因为含钢率越大,意味

着核心混凝土的“贡献”的减小,以及钢管对构件“贡

献”的增大。 因而,构件的变形值,随含钢率的增加而

越小。

(3)长期持荷下,钢管混凝土构件发生了应力重

分布,核心混凝土在这一阶段应力减小,而钢管承担

了混凝土卸下的荷载而应力增大。 钢管应力增加

6. 1% ~ 62. 8% ,混凝土应力减小 0. 98% ~ 25% 。

参 考 文 献

[1] 钟善桐. 钢管混凝土结构[M]. 哈尔滨:黑龙江科技出版

社,1994.

[2] 韩林海. 钢管混凝土结构 - 理论与实践(第二版) [M].

北京:科学出版社,2007.

[3] 李永进. 考虑长期荷载作用影响时钢管混凝土柱的力学

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混凝土徐变性能影响试验研究[ J]. 建筑结构,2014,44

(22):41 - 44.

(上接第 128 页)

综合考虑地层、渗透系数以及出水量等因素,降

水井数量可选取 8 ~ 10 口。

4 结论

(1)通过现场抽水试验及计算得出,同一地层不

同降水深度对应的影响半径不同,各地层渗透系数取

值:强风化花岗岩(砂土状)0. 6 m / d,中风化花岗岩

0. 02 m / d,强风化花岗岩(碎块状)0. 8 m / d,微风化

花岗岩 0. 04 m / d,可为当地工程提供参考。

(2)方案一中将地层概化,涌水量取最大值,保

持原设计降水井数量不变,降水井直径由 800 mm 可

优化为 450 mm ~ 600 mm,具有成本降低、单井成孔速

度快优势;方案 2 设计出水量不变,保持原设计降水

井直径 800 mm 不变,降水井间距由 10 m 优化为 15

m,即降水井每侧由 7 口减少至 5 口,两侧共 10 口,具

有成本明显降低、井孔数量少优势;方案 3 取等效渗

透系数计算出水量,更接近于实际情况,降水井数量

取 8 ~ 10 口,具有单井利用率高优势。

(3)降水井出水量与过滤管孔径、工作部分长度

有直接关系,故以上方案均可在保证过滤管孔径和工

作部分长度满足要求的情况下,减小降水井孔径。

参 考 文 献

[1] 张晓宇. 银西高铁软塑黄土隧道地表降水试验研究[ J].

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2024 年第 01 期

总第 307 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 01·2024

Vol·307

工程认证背景下地方高校校企合作协同育人的

探索与实践

王新文

(洛阳理工学院土木工程学院 河南洛阳 471023)

摘 要:为了使地方院校的校企合作落到实处,实现校企合作协同育人,通过建立校企合作协同育人安全保障机制,寻

找校企合作的契合点和驱动力,构建校企合作协同育人体系。 同时,将协同育人落实到专业教育、课程教学、实践环节

和毕业教育等全过程专业教学中,使地方院校培养出更多适应产业发展和国家发展战略需求的后备人才。

关键词: 工程教育认证;地方高校;校企合作

中图分类号:G420 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2024)01 - 0134 - 04

Exploration and Practice of University - Enterprise Cooperation Model in Local Universities

in the Context of Engineering Education Accreditation

WANG Xinwen

(School of Civil Engineering,Luoyang Institute of Science and Technology,Luoyang 471023)

Abstract:In order to implement the collaboration between local university and enterprise and achieve the collaborative education through university - enterprise cooperation,we should construct a university - enterprise collaborative education system by establishing a safety assurance mechanism,seeking alignment and driving forces of the university - enterprise cooperation and integrating the collaborative education

into the entire process of professional education,curriculum instruction,practical training and graduation education,so as to promote the local colleges and universities to cultivate the talents who can adapt to the development of the industry and the national strategic requirements

for outstanding engineers in the reserve talents.

Keywords:Engineering education accreditation; Local universityc; Cooperation between university and enterprise

基金项目:河南省教育科学规划 2022 年度一般课题“工程教育认证背

景下校企合作协同育人模式研究”(2022YB0289)阶段成果。

作者简介:王新文(1970— ),女,副教授。

E-mail:wangxw2015@ 163. com

收稿日期:2023 - 08 - 11

0 引言

根据教育部2021 年发布的教育统计数据可知,2021

年我国全日制本科院校在校学生人数为 18 931 044 人,

其中地方本科院校在校学生人数为 17 044 505 人[1]

,占

比为90. 03%。 可见,地方高校是我国本科生培养的主

要力量。 2023 年 5 月 19 日,在全国地方高校卓越工

程教育校企联盟大会上,教育部高等教育司理工处一

级调研员侯永峰表示,地方高校是新工科建设的主力

军,肩负支撑区域经济发展和产业转型升级的重任,

希望联盟成员单位积极开展多角度、多样化、多层次

的协同育人工作,有效提升办学水平与教学质量,努

力培养造就适应国家发展战略的卓越工程师后备人

才[2]

。 《华盛顿协议》 确立的工程教育认证,是目前

国际上互认的工程教育质量保证制度,我国于 2006

年启动该工作,2016 年正式成为成员后大力推进该

工作[3]

。 众多的地方院校,为了提升办学质量,更是

把通过工程教育认证当作是学校、学科和专业发展的

重要任务,纷纷加入工程教育认证行列。 中国工程教

育专业认证协会在 2022 - 07 - 15 发布并实施的团体

标准《 工程教育认证标准》 ( T / CEEAA 001—2022 )

(以下简称为标准)中明确表示,开展工程教育认证,

旨在建立与工程师制度相衔接的工程教育认证体

系,促进教育界与企业界的联系,增强工程教育人才

培养对产业发展的适应性[3]

。 《 标准》 中涉及到校

企合作的有关内容包括:课程体系的设计需要行业

或企业专家参与,实践教学需要和企业合作,毕业设

计(论文) 的指导和考核需要聘请企业或行业专家

参与,师资队伍中除了要求专任教师具有一定的工

程背景外,同时还要求聘请企业或行业专家作为兼

职教师;支持条件中要求院校和企业合作,建立实习

和实训基地,为学生提供参与工程实践的平台[3]

。

而中国工程教育专业认证协会在 2022 - 07 - 15 发

布并实施的团体标准 T / CEEAA 002 - 2022《工程教

2024 年 01 期 总第 307 期 王新文·工程认证背景下地方高校校企合作协同育人的探索与实践 ·135·

育认证工作规范》 要求,申请工程教育认证的专业

从申请到自评,再到入校考查,都需要结合《 标准》

要求, 对 专 业 的 实 际 办 学 情 况 进 行 逐 条 核 实 评

估[4]

。 因此,构建校企合作协同育人体系,建立校

外实习基地,充分发挥企业教师在课程体系设置、理

论教学、实践指导等方面的重要作用,有利于专业通

过工程教育认证,有利于高校培养适应产业发展和

国家发展战略的卓越工程师后备人才。

1 地方院校校企合作现状

进行工程教育认证的各高校各专业为了通过认

证,均建设了校企合作单位,聘请了企业教师。 然

而,一些地方院校的校企合作却只是签个协议、挂个

牌子[5]

、录些视频、拍些照片等形式。 之所以出现

这种现象,对于地方院校来说,由于担心学生到企业

学习的安全问题,加之地方院校经费有限,找合作单

位、聘请企业教师还需要一定的经费投入等因素,因

此不少高校很难做到真正的校企合作协同育人,基

于工程教育认证需要,往往也只是聘请行业或企业

专家在认证要求环节进行必要的指导;对于企业来

说,由于校企合作培养学生难以产生直接效益,且学

生到工程现场存在一定安全隐患,将给企业的正常

工作产生一定影响,同时地方院校知名度、学科水

平、学生动手解决实际工程问题的能力均有限,对企

业的吸引力小,因此企业对于校企合作的积极性不

高。 上述原因,导致目前各地方院校缺乏一套实质

性的校企合作协同育人培养模式,流于形式的校企

合作,也成为地方院校培养适应产业发展和国家发

展战略需求人才的瓶颈。

2 校企合作协同育人模式的探索与实践

为了破解目前校企合作限于表面的状况,确保教

学内容与生产实际相结合,需要消除“校” “企” 两者

合作障碍,找出两者合作的契合点和驱动力,并建立

长效运行管理合作机制,真正实现校企合作协同育

人。 洛阳理工学院是一所地方性本科院校,为了学校

和专业的发展,学校大力支持所有可以参加认证的专

业进行认证申请。 给排水科学与工程专业是学校重

点支持的工程教育认证专业之一,该专业在 2022 年

向住房和城乡建设部高等教育给排水科学与工程专

业评估委员会提出申请且被受理,2023 年 6 月通过工

程教育认证。 下面以洛阳理工学院给排水科学与工

程专业为例,探讨地方院校校企合作协同育人模式的

构建。

2. 1 建立校企合作协同育人的安全保障机制

从校企合作的现状看,学生的安全是制约校企深

度合作的首要因素。 为了解决该问题,专业教师会根

据合作企业的实际生产状况,与企业相关负责人协商

共同制定严格的企业实习实训安全条例和安全操作

规程,并在工程现场对学生进行全面的安全教育,将

安全操作规程落实到每位同学、每个细节,让每位同

学都知晓工程现场的安全注意事项;同时为学生购买

相应的人身保险进行保障,使企业放心,让指导教师

安心。

2. 2 寻找校企合作的契合点和驱动力

2. 2. 1 通过为企业解决工程问题,建立和稳固校企

合作基地

对于行业和企业来说,在实际的生产过程中,往

往存在一些技术问题亟待解决,例如第九届中国国际

“互联网 + ”大学生创新创业大赛产业命题赛道入选

命题名单有 2729 项,其中涉及新工科的项目多达

1892 项[6]

,这些命题均来自众多企业,其中不乏一些

大公司。 可见,企业在实际生产中存在一些亟待解决

的难题,也希望通过校企合作予以解决。 因此,专业

教师深入相关行业企业,了解其在生产过程中的痛点

和难点问题,并为其解决这些问题,赢得企业信任,从

而建立和稳固校企合作。 例如某污水处理厂在提标

改造中存在多个技术问题,专业教师了解后,带领学

生和企业技术人员进行大量的实验研究,为该污水处

理厂的提标改造提供了多项技术支持,从而为该污水

处理厂和专业的校企合作奠定了稳固的基础。

2. 2. 2 培养企业急需人才吸引企业主动进行合作

通过调查研究,寻找行业企业的人才需求,培养

企业急需人才,建立校企合作基地。 例如土木行业正

在兴起的 BIM 技术,企业内部目前比较缺乏这方面的

技术人员,而实际工程中,尤其是一些大型的工程设

计及施工中,需要这门技术。 然而企业内部技术人员

工作繁忙,没有更多的时间进行培训学习,但对于高

校的学生来说,由于年轻人对于虚拟仿真、三维模型

构建等技术感兴趣、上手快,因此学院抓住该机会培

训教师及学生,开设 BIM 相关课程,还面向全校开设

了 BIM 微专业;加之每年广联达、鲁班、品茗等几大软

件公司基于 BIM 技术组织的创新创业大赛和毕业设

计大赛,学生参加竞赛的积极性非常高,获奖无数,作

品的质量也逐年提高。 基于此一些企业纷纷向学院

招聘具有 BIM 技术的毕业生,并乐于和学院进行长期

合作,学生入职这些企业后,和学院的合作更加紧密,

形成了校企合作的良性发展。

·136· 福 建 建 筑 2024 年

2. 2. 3 充分发挥博士教师的高新技术和科研水平,

为校企合作建立新的契合点和驱动力

近年来就业压力不断增大的情况下,不少名校博

士纷纷加入地方院校从事教学工作,而地方院校的仪

器设备、实验室条件和经济条件均有限,往往成为这

些年轻教师进行科学研究的制约因素。 而学校和学

院依托引进的年轻博士的新技术、较高的科研学术水

平,和一些企业联合申请高层次科研平台,让这部分

教师带领学生和企业技术人员一起进行科技研发,得

到了企业的高度认可,为校企合作注入新动力,同时,

教师也通过这些合作,借助于企业的经济条件、科研

平台,为自己开启了科学研究的新渠道。 学生在老师

的指导、带领下进行科学研究,不仅可以提升科研水

平,培养创新能力,还可以逐步培养其解决复杂工程

问题的能力,企业、学校、教师、学生四赢,是一个非常

好的校企合作契合点和驱动力。

2. 2. 4 充分利用政府部门的主导作用建立校企合作

借助于政府部门的主导作用,推进校企合作。 例

如教育部高校学生司分别于 2022 年 4 月、2023 年 4

月公布的第一期、第二期供需对接就业育人项目,教

育部举办的中国国际“互联网 + ”大学生创新创业大

赛中的产业命题赛道,以及地方政府部门主导的校企

合作项目(例如河南省教育厅主导成立的鲲鹏产业学

院)等渠道,使高校可获得校企合作机会和资金。 专

业教师抓住这些机会,积极申报,尤其是地方政府部

门组织的各种校企合作项目和赛事,申报难度相对

低、易于实现,成为教师们的主要申报对象,既增加了

校企合作机会、也培养了学生的创新意识,便于引导

学生寻找复杂工程问题的解决途径。

2. 2. 5 依托校友进行校企合作

行业专业领域内的一些优秀校友,要么已经成为

行业企业的管理人员,要么已是行业企业的高级技术

人才。 借助于校友对母校的情义,和校友的企业签订

校企合作协议,聘请其担任企业教师,使校企合作基

地更加稳固。 基于这份情义聘请的企业教师会更加

贴近在校生的需求,更有利于实现校企合作协同

育人。

2. 2. 6 积极申请工程教育认证,以评促建,促使校企

合作提质增效

专业在进行工程教育认证过程中,校方甚至有关

管理部门会给予了一定的政策、资金等支持,以评促

建,便于后续校企合作的进一步开展,有利于校企合

作提质增效和良性发展。 同时,通过工程教育认证,

也体现了学校、专业的办学水平,说明专业培养的学

生具有较高的知识、能力和素质,尤其是职业能力较

强。 因此,申请工程教育认证并获得通过,也是促进

校企合作的一个良好契合点和驱动力。

2. 3 校企合作协同育人模式的实践

利用上述校企合作的契合点和驱动力,给排水科学

与工程专业建立了一些实习实训基地、科技研发平台,聘

请行业企业的高级技术人员和行业企业中优秀的校友作

为企业教师,在专业工程教育认证及校企合作过程中构

建了协同育人体系,如图1 所示,并予以实施。

图 1 校企合作协同育人体系

从图 1 可见,给排水科学与工程专业的校企合作

协同育人体系,涵盖了专业招生宣传、入学教育、理论

课程教学、实践环节和毕业教育等专业教育的全过

程,在每个环节校企合作协同育人的实施措施如下。

2. 3. 1 专业培养方案、培养目标的制定和修订

专业培养方案、培养目标是专业人才培养的基

石,既需要符合专业指导规范或专业指南、满足工程

教育认证要求,又要紧密联系行业需求。 所以,专业

培养方案、培养目标制定和修订时,应邀请企业教师

参与,并让工程教育认证专家和行业企业专家进行审

核把关,以保证两者符合工程教育认证的要求。

2. 3. 2 招生宣传、入学教育

目前,由于一些高校进行大类招生,还有一些院

校学生的转专业现象比较多,为了保证专业生源,吸

引优秀学生,很多院校会进行招生宣传;新生入校后,

也会进行专业教育。 此时,让外聘教师尤其是优秀校

友“现身说法”,不仅让学生明白专业的就业前景,岗

位要求的专业知识和技能,让学生选择专业时或者一

入校,就明白所学专业重点要掌握那些知识和技能,

并且由于这些介绍出自校友,更贴近学生实际,学生

也乐于接受。 借助于这些招生宣传和入学教育,近年

来专业的第一志愿率有较大的上升趋势,学生的转专

业人数有较大幅度的减少。

2. 3. 3 理论课程教学

理论课的教学中,尤其是核心专业课中和工程实

2024 年 01 期 总第 307 期 王新文·工程认证背景下地方高校校企合作协同育人的探索与实践 ·137·

际联系紧密的部分,尽可能聘请企业教师进行授课,

且进行一定的现场授课;并将任课教师送到企业进行

脱产挂职锻炼,使授课教师熟练掌握所教课程内容在

工程实际中的应用,由任课教师来完成这部分内容的

教学。 现场授课条件不具备时,通过购买模拟仪器设

备、工艺模型,甚至是虚拟仿真软件来完成这部分内

容的教学。

2. 3. 4 课程设计环节

一般专业核心课才有课程设计环节,是课程理论

联系实际的重要环节之一,要求指导教师选题时要源

自工程实际。 例如污水处理厂课程设计近年来的选

题,均是洛阳市的县区污水处理厂的初步设计,让学

生“真题真做”,查找县区的水文地质资料、气象资

料,收集、调查并实测污水水质、水量;并邀请设计院

高级工程师作为企业教师,对课程设计的大纲、任务

书进行审核,对设计进行指导,以保证课程设计的广

度和深度。 指导教师要自己做过课程设计后再指导

学生,用以上措施来保证课程设计的质量。

2. 3. 5 实习环节

实习是学生深入企业进行学习的难得机会。 借助

于校企合作建设的实习基地,要求指导教师要和企业

教师进行协商,做好安全教育,备好课,并根据企业车

间班组情况,将学生分组,建立分班轮班制度,让学生

深入到各主要岗位进行实际操作学习。 让学生每天通

过实习日志,记录实习中的所学所思及工程实际中遇

到的问题,实习结束后提交一份完整的实习报告。

2. 3. 6 毕业设计

毕业设计是校企合作的一个重要组成部分。 因

此,邀请企业教师全程参与毕业设计的选题、指导和

毕业答辩,重点把握设计的广度、深度及和实际工程

的符合度。

2. 3. 7 毕业教育

毕业教育是学生走上工作岗位前最后一个学校教

育,关系到用人单位对学生的第一印象,关系到学生是

否能尽快适应岗位需求,关系到学生如何将理论知识

应用到工程实际,关系到学生如何较快融入企业生活。

此时,再邀请企业教师、优秀校友给学生做入职前最后

一个指导,能够使学生较快融入行业企业的工作和生

活中,为学生成为优秀的行业企业人才打下基础。

2. 3. 8 校企合作成效

在校企合作协同育人的探索实践中,给排水科学

与工程专业的教学质量有了较大幅度提升,吸引了众

多的优秀生源。 近年来,本专业平均录取分均比各省

控线高几十分以上,2019 ~ 2021 年在河南省内平均

录取分分别高出省控线 106 分、118 分、109 分,生源

质量相对稳定;转出本专业的人数仅有 2 人;2019 年 ~

2023 年的就业率分别达到了 94. 7% 、100% 、100% 和

100% ,稳居学校前列;研究生录取率保持较高水平,

分别为 41. 1% 、44. 2% 、53. 2% 、41. 5% ;约 80 人次获

得国家奖学金、国家励志奖学金、学校奖学金;在各类

学科竞赛获省级以上荣誉近 30 人次。

3 结语

在工程教育背景下,建立校企合作安全保障机

制,通过为企业解决工程实际问题、培养企业急需人

才、和企业一起进行技术创新和科技研发等找到校企

合作的契合点和驱动力。 充分利用政府部门的主导

作用、校友的实力稳固校企合作机制,积极申请工程

教育认证,以评促建,促使校企合作提质增效;聘请行

业企业高级技术人员和优秀校友作为企业教师,构建

校企合作协同育人体系,并将协同育人落实到专业教

育、课程教学、实践环节和毕业教育等专业全过程教

学中,从而真正实现校企合作协同育人,同时助力专

业通过工程教育认证。

参 考 文 献

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[4] 中国工程教育专业认证协会. 工程教育认证工作规范:

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2024 年第 01 期

总第 307 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 01·2024

Vol·307

基于课程思政的建筑设计课程的教学研究与探索

———以《建筑设计四》为例

张小迪 郭 建 郭奇伟 贾静静

(河南城建学院 建筑与城市规划学院 河南平顶山 467036)

摘 要:《建筑设计四》课程是建筑学专业的一门专业核心课程,对培养建筑设计及相关行业具备实践能力和创新意识

的高级应用技术型人才,起着重要作用。 为此,探讨该课程如何树立为人民做好设计的专业价值观与思政建设目标,

提出在课程中引入工匠精神、责任意识、生态文明、审美素养等思政元素,以 OBE 理念组织教学。 以学生专业知识培

养、学生学习能力培养为重点,注重理论联系实际,将优秀设计案例及专业知识实际工程应用内容贯穿整个教学过程,

激发学生学习兴趣,培养学生认识工程问题、解决复杂工程问题的能力。 采用翻转课堂、案例式、竞赛嵌入式、线上线

下辅导等灵活多变的教学模式,保证支撑毕业要求的所有指标点落到实处,从而实现专业知识与思政教学的互相

融合。

关键词: 建筑设计;课程思政;教学改革

中图分类号:G420 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2024)01 - 0138 - 04

Teaching Research and Exploration of Architectural Design Course Based on Ideological and

Political Theories Teaching in All Courses

———A Case Study of \"Architectural Design IV\"

ZHANG Xiaodi GUO Jian GUO Qiwei JIA Jingjing

(School of Architecture and Urban Planning,Henan University of Urban Construction,Pingdingshan 467036)

Abstract:As a professional core course for students of the architecture major,the “Architectural Design Ⅳ” is playing an important role in

cultivating advanced talents for applied technology in the architectural design industry and other relevant industries that are equipped with

practical abilities and consciousness of innovation. Thus,the author discusses the way how the course sets up the professional values,namely

to make good designs for the people,and the ideological and political construction objectives; and proposes introducing craftsman’s spirit,

consciousness of responsibility,ecological civilization,aesthetic accomplishment and other ideological and political elements into the course

and organizing teaching with OBE concepts. The idea takes cultivation of students’ professional knowledge and learning ability as the key

point,emphasizes the connection between theory and practice,and makes good design cases and practical engineering application contents of

professional knowledge throughout the whole teaching process in order to arouse students’ learning interest and cultivate students’ abilities

in recognizing engineering problems and solving complex engineering problems. Flexible teaching modes are adopted, including flipped

classroom,case study,competition embedding as well as online and offline coaching,to ensure that all the indexes supporting graduation requirements are put into practice,thus achieving mutual integration between professional knowledge and ideological and political teaching.

Keywords:Architectural design; Ideological and political theories teaching in all courses; Teaching reform

作者简介:张小迪(1979— ),女,副教授。

E-mail:906985618@ qq. com

收稿日期:2022 - 12 - 29

0 引言

建筑设计课程思政背景:我国高等教育已进入了

普及化阶段,理应是多元化的。 然而,当前,许多不同

层次、不同类型的高校普遍存在着人才培养与社会需

求错位,“千校一面”

[1]

。 2020 年教育部颁发了《高等

学校课程思政建设指导纲要》(以下简称《纲要》),提

出“课程思政”的新认识、新理念、新抓手、新要求,对

全面推进课程思政建设提出了明确的方向。 《纲要》

明确指出,专业课程是课程思政建设的基本载体,要

结合专业特点分类推进课程思政建设,深度挖掘各学

科门类专业课程蕴含的思想政治教育资源,寓价值观

引导于知识传授和能力培养之中,帮助学生塑造正确

的世界观、人生观、价值观;要深入梳理专业课教学内

容,结合不同课程特点、思维方法和价值理念,深入挖

掘课程思政元素,有机融入课程教学[2]

。

2024 年 01 期 总第 307 期 张小迪,郭 建,郭奇伟,等·基于课程思政的建筑设计课程的教学研究与探索 ·139·

本研究结合建筑学本科设计类课程的课程体系

框架,以《建筑设计四》为例,以“立德树人”为基础,

以课程为载体,在课程体系中自然融入思政元素,探

究建筑设计课程多元嵌入式教学。

1 《建筑设计四》课程简介

《建筑设计四》 共 64 学时,是建筑学专业中年

级学生必修的一门学科核心课程,其设计内容,为既

有建筑改造设计( 旅馆改造设计) 。 通过该课程的

学习,使学生掌握中型公共建筑改造设计技巧,具有

工程师责任感和职业道德,为后续的建筑设计课程

打下牢固的基础。 通过课程的训练,使学生充分掌

握设计的基本方法和技巧。 中年级学生对专业已经

有了基本的认知和感知,需要进行学习技巧与难度

强化训练,在此课程中,开展思政改革,具有典型的

引导意义。

2 《建筑设计四》课程思政的体现

建筑学专业是理论与实践并重的专业,同时也是

具有技术与艺术双重属性的专业。 本科建筑设计人

才不仅要具备较强实践能力和创新意识,还要具有工

程师责任感、职业道德及社会责任感。 以课程为载

体,融入人文素养专业价值观、传统文化、工匠精神、

责任意识、生态文明、审美素养等思政元素,以 OBE

理念组织教学。 OBE 全称为 Outcomes - based Education,含义为成果导向教育。 20 世纪 80 年代,美国

通过对教育进行基础改革,提出以学习目标为导向,

对教育过程中的每一个环节进行周密的组织和改革,

从而最终达到预期的学习效果[3 - 5]

;以学生专业知识

培养、学生学习能力培养为重点,同时注重理论联系

实际,将设计案例及专业知识实际工程应用内容贯穿

整个教学过程,激发学生学习兴趣,培养学生认识工

程问题、解决复杂工程问题的能力。

以学生为中心,以“立德树人”为基础,在课程体

系中自然融入思政元素,探究建筑设计课程多元嵌入

式教学。

3 《建筑设计四》课程思政的教学设计

3. 1 明确思政教学目标

通过循序渐进的课程设计训练,中年级建筑学学

生已经具备一定的专业素养及审美素养。 在这个承

前启后的学习阶段,在课程中自然融入工匠精神、责

任意识、生态文明、审美素养等思政元素,培养学生的

职业认同感和责任感、工程师职业道德和敬业精神、

文化自信、民族自信等。

3. 2 课程思政与教学内容的融合

《建筑设计四》以人才培养要求及教学大纲为基

础,结合既有建筑改造设计的基础原理与相关规范,

将课程内容分为 3 个单元,8 个知识模块。 将每个模

块的知识点与思政元素自然融合,“如盐入水,润物无

声”,如表 1 所示。

表 1 《建筑设计四》课程思政教学内容

知识单元 知识点 思政元素案例 育人目标

旅馆改造场地设计

①旅馆改造设计原理、设计要点,对既有建筑的现

状有效分析、判断,结合改造设计任务深入分析并

确定调研对象

①感恩社会、回报社会的人生价值观

②在设计中体现美丽乡村的设计理念

①人生价值观

②生态文明、环境保护

③审美素养

②旅馆改造设计的调研分析,对既有建筑场地现

状有效分析、研究,结合设计任务形成初步的改造

设计成果

以木香草堂、爷爷家青年旅舍为切入点,

讲解设计者怎样助力农村的美丽蜕变

①生态文明、环境保护

②工匠精神

③审美素养

③依据旅馆改造设计要点,对既有建筑的室内外

环境,进行功能再分区与流线再设计

以王澍文村改造为例,讲授乡村保护改

造的相关理论

①文化自信

②传统文化传承

旅馆改造功能分区及

流线设计

①按旅馆改造设计要点,重新考虑既有建筑的室

内外空间序列关系,对既有建筑的建筑造型进行

改造设计,考虑建筑材料选取及美学原理的应用

①在设计中融入历史、风俗民情等文化

元素,培养学生的民族自信精神

②培养学生在专业学习中的学习兴趣

民族自信

②旅馆改造要注重建筑环境心理与空间设计相结

合,运用美学原理,进行建筑内外环境的改造设计

以成都宽窄巷子改造为切入点,讲解怎

样让城市的历史文脉得到延续

①传统文化

②环境保护

③旅馆改造建筑造型设计及建筑结构、构造、材

料、技术等融入设计

中国传统建筑的结构、材料及建造优势 民族自信

旅馆 改 造 设 计 综 合

表现

①旅馆改造设计成果推敲、优化以及合理性、准确

性验证

地域文化的现代转译方法与途径 地域文化特色

②旅馆改造设计成果综合表现与多种方式的汇报 数字技术与现代建筑空间设计的结合 与时俱进