·90· 福 建 建 筑 2023 年

该建筑深基坑工程场地周边平坦开阔,周边环境

如图 1 所示。 场地除南侧为已建道路外,其余各侧均

为规划市政道路,北侧隔道路存在两栋已建建筑(5F,

桩基础),已建建筑距该工程用地红线距离约 24 m。

图 1 位置关系示意图

1. 2 工程地质及水文地质条件

拟建场地地貌属河流堆积形成的冲积平原地貌,

拟建场地地基土主要有近代人工填土层①;近代冲填

层的冲填砂①1 、全新统淤泥夹砂②、淤泥夹砂④、粉

质粘土④1 ;全新统冲洪积层中砂③、中砂⑤、粉土⑥、

粉砂⑦、卵石⑧,基底为燕山晚期侵入的花岗岩、风化

基岩组成。

场地土层分布及典型断面如图 2 所示,可见该场

地内地下水位较高。 场地内分布有③中砂、⑤中砂、

⑦粉砂、⑧卵石等强透水层,基坑底位于③中砂层,赋

存于上述土层的承压水对基坑开挖会产生较大影响,

地下水处理不当,将引起涌水涌砂、周边地表发生沉

降等问题,且场地内存在有②淤泥夹砂、④淤泥夹砂

等软弱土层,基坑开挖过程中,易发生较大变形。

图 2 典型地质剖面示意图

各土层物理力学参数如表 1 所示。

表 1 土层物理力学参数

岩土层名称

及编号

天然重度

γ

/ (kN/ m

3

)

压缩模量

Es1 - 2

/ MPa

快剪指标 渗透系数

粘聚力 ck

/ kPa

内摩擦角

φk

/ (°)

k / (m/ d)

①杂填土 17. 50 5. 00 8. 00 15. 00 0. 70

①1冲填砂 18. 00 8. 00 2. 00 22. 00 10. 00

②淤泥夹砂 16. 50 2. 10 8. 36 7. 38 0. 01

③中砂 18. 50 15. 00 2. 00 28. 00 13. 26

④淤泥夹砂 16. 37 2. 26 6. 20 5. 22 0. 01

④1粉质黏土 19. 52 5. 84 16. 15 14. 71 0. 03

⑤中砂 18. 50 15. 00 2. 00 28. 00 18. 10

⑥粉土 19. 93 7. 13 23. 67 13. 96 0. 03

⑦粉砂 18. 00 8. 00 2. 00 22. 00 6. 00

⑧卵石 19. 00 40. 00 2. 00 35. 00 80. 00

⑨砂土状强风

化花岗岩

21. 00 50. 00 30. 00 30. 00 0. 40

⑩碎块状强风

化花岗岩

22. 00 100. 00 35. 00 35. 00 1. 00

1. 3 支护方案确定

本基坑长约200 m,宽约100 m,挖深约15. 1 m,基坑

周长约700 m,属于超大深基坑工程。 由于其地质条件

存在深厚软土以及富水砂层,需选取整体刚度较大的支

护方案,同时,考虑到在各强透水层间存在④淤泥夹砂、

④1粉质黏土等隔水层,可对③中砂采取全封闭的止水帷

幕以阻隔地下水,但仍需考虑⑤中砂层的突涌问题。

(1)支护方案

由于本基坑工程平面尺寸较大,挖深达 15. 1 m,

优先考虑采用灌注桩 + 钢筋混凝土内支撑支护,其具

有强度高、刚度大、支护稳定性好、变形小等优势。

通过采用理正深基坑软件对支护方案进行初步

验算,支护方案如图 3 所示,即采用 A900@ 1200 钻孔

灌注桩 + 两道钢筋混凝土内支撑的支护方式。 开挖

到坑底时,桩身位移及内力结果如图 4 所示,可见该

支护方案下,围护桩最大水平变形为 33. 92 mm,可满

足相关规范要求。

图 3 初步基坑支护方案示意图

2023 年 11 期 总第 305 期 陈旭丹·某(含)深厚强透水砂层软土地基深基坑支护及地下水控制方法研究与实践 ·91·

图 4 初步验算结果

(2)地下水控制措施

由于场地内水位较高,且存在承压水,基坑开挖

过程中,可能引发突涌问题,依据相关规范,对抗突涌

稳定性进行计算,选取钻孔如图 3 所示,该承压水位

标高为 - 5. 20 m,承压水含水层顶面的压力水头高度

为 20 m,承压水含水层顶面至坑底的土层天然重度

为 18. 1 kN/ m

3

,承压水含水层顶面至坑底的土层厚

度为 10. 1 m,计算结果如下:

K =

Dγ

hw γw

=

10. 1 × 18. 09

20. 0 × 10

= 0. 913 < 1. 10

式中:γ 为承压水含水层顶面至坑底的土层天然

重度(kN/ m

3

);D 为承压水含水层顶面至坑底的土层

厚度(m);γw为水的重度( kN/ m

3

);hw为承压水含水

层顶面的压力水头高度(m)。

由此可知,基坑底部突涌稳定性不满足规范要求,

该基坑工程施工需进行减压降水,避免基坑底部土发

生突涌。 同时,为避免降水对周边环境的影响,还需设

置全封闭的止水帷幕,以保证基坑降水过程中的安全。

综合上述考虑,本工程采用冲钻孔灌注桩 + 两道

钢筋混凝土内支撑进行支护,桩间设置三轴水泥搅拌

桩 + 双重管高压旋喷桩,形成止水帷幕,以阻隔地下

水,同时布设疏干降水井、减压降水井以及回灌井,以

此防止基坑开挖过程中出现突涌现象,减小基坑降水

对周边环境的影响。

典型基坑支护剖面图如图 5 所示,基坑支撑平面

布置图如图 6 所示。 地面标高 0. 00 m(对应 1985 国

家高程 7. 20 m),地下水位标高为 - 3. 00 m,基坑开

挖深度 15. 1 m。 具体支护方案为:坡顶 1 m 放坡,围

护桩采用 A900@ 1200 钻孔灌注桩(桩长 30 m),桩后

止水止泥采用 A850@ 600 三轴水泥土搅拌桩(桩长

21 m),桩间止水止泥采用 A600@1200 双重管高压旋喷

桩(桩长16 m),冠梁尺寸为1400 ×900,围檩尺寸为 1800

×1100,支撑尺寸为800 ×900(ZL) / 800 ×600(CL)。

具体的基坑降水方案如下:场地共布设 28 口疏

干井、18 口减压井及预设8 口回灌井。 疏干井主要用

于基坑开挖过程中疏干坑内滞水和坑壁渗水;减压井

主要用于降低承压水头水位,防止基坑开挖过程中出

现突涌现象;回灌井主要用于保持围护结构外地下水

位,防止周边地表及建(构) 筑物沉降。 其根据道路

监测变形和水位下降情况,确定是否打设;坑内水位

降至坑底以下 0. 5 m,降深约 12. 6 m。

图 5 典型基坑支护剖面图

图 6 基坑支护平面布置图

基坑工程施工顺序为:①三轴水泥搅拌桩止水帷

幕施工;②支护桩(钻孔灌注桩)施工;③双重管高压

旋喷桩施工;④降水井施工;⑤分步开挖土方,并施作

冠梁、内支撑及格构柱;⑥围护桩与地下室填槽施工;

⑦支撑构件换撑拆除。 其中土方开挖前,三轴水泥搅

拌桩止水帷幕、支护桩(钻孔灌注桩)、双重管高压旋

喷桩、格构柱、降水井施工应完毕。

2 支护方案模拟分析

2. 1 分析假定

本文采用有限元软件,对上述工程建立三维模型

进行模拟分析,研究建筑深基坑工程施工过程中基坑

围护结构、土体、周边地表及建筑的变形规律,评估该

支护方案及地下水控制措施的合理性。

·92· 福 建 建 筑 2023 年

整个模型建立过程基于如下假定:

(1)土体在自重作用下产生的变形和应力在开

挖前已经完成,在计算中不予考虑,且不考虑土体变

形的时间效应。

(2)冲孔灌注桩、建筑外墙、结构底板及顶板采

用板单元、冠梁、围檩及钢筋混凝土内支撑采用梁单

元,混凝土重度为 25 kN/ m

3

。

(3)考虑到高压旋喷桩以及水泥土搅拌桩主要

作用为止水,模型中通过限制围护桩的渗透性已控

制,实际不进行建模。

(4)土体本构模型方面:土体均采用硬化土本

构(Plastic - Hardening model) 。 对应硬化土本构模

型,基于工程经验,取 E50 = Es1 - 2 ,Eoed = E50 ,Eur = (3 ~

10)E50 。

(5)已建道路荷载按 20 kPa 取值。

2. 2 模型工况介绍

根据第 2 节所述支护方案,建立基坑开挖三维数

值模型,模型如图 7 所示。

对于模型工况,具体如下:①放坡开挖至 - 1. 00

标高;②围护桩、支撑立柱桩、止水帷幕搅拌桩、高压

旋喷桩施工;③开挖至第一道钢筋混凝土内支撑面以

下 0. 5 m;④施工冠梁及第一道钢筋混凝土内支撑;

⑤开挖至第二道钢筋混凝土内支撑面以下 0. 5 m;⑥

施工围檩及第二道钢筋混凝土内支撑;⑦开挖至坑底

标高 - 15. 10 m。 其中,在每步开挖前,均将坑内水位

降至拟开挖面以下 0. 5 m。

2. 3 结果分析

基坑开挖过程中,各工况下基坑围护结构、土体、

周边地表及建筑的变形最大值汇总结果如表 3 所示,

各工况下土体及结构变形均满足相关规范要求。

(a)整体模型图 (b)支护结构模型图

图 7 模型土体及结构示意图

表 3 各工况下变形最大值汇总结果

项目 变形方向

变形最大值(mm)

工况① 工况③ 工况⑤ 工况⑦

规范允许值

(mm)

是否超规范要求

土体变形

X 方向 - 2. 24 - 3. 27 - 8. 62 - 28. 10 45 否

Y 方向 - 2. 51 - 3. 39 10. 22 38. 88 45 否

Z 方向 - 4. 83 - 5. 98 - 12. 01 - 27. 56 30 否

围护结构变形

X 方向 — 2. 35 8. 01 - 25. 75 45 否

Y 方向 — - 2. 67 10. 22 38. 79 45 否

道路变形 Z 方向 - 4. 83 - 5. 98 - 12. 01 - 27. 56 30 否

建筑变形

X 方向 0. 34 1. 10 1. 33 4. 18 30 否

Y 方向 0. 50 - 2. 87 - 1. 95 - 9. 43 30 否

Z 方向 - 2. 12 - 5. 73 - 13. 69 - 21. 42 30 否

注:Z 方向变形中数值为 Z 方向最大沉降变形值。

根据表 3 可知,基坑开挖过程中,控制工况为⑦

开挖至坑底标高 - 15. 10 m,故针对控制工况下的基

坑围护结构、土体、周边地表及建筑的变形进行进一

步分析。

2. 3. 1 土体变形分析

开挖到坑底时,基坑周边土体变形云图如图 8

所示。 根据云图结果可知,水平方向变形中,Y 方向

变形大于 X 方向变形,因为 X 方向的基坑跨度更

大;Z 方向变形最大值位于南侧已建道路,由于该处

已通车,车辆荷载对基坑开挖引起的变形存在较大

影响。

2. 3. 2 围护桩变形分析

开挖到坑底时,围护桩变形云图如图 9 所示,可

见围护桩的水平变形最大值为 38. 79 mm。 由于支撑

的作用,围护桩桩顶水平变形较小,水平变形最大值

位于围护桩中部。

2023 年 11 期 总第 305 期 陈旭丹·某(含)深厚强透水砂层软土地基深基坑支护及地下水控制方法研究与实践 ·93·

(a)X 方向 (b)Y 方向 (c)Z 方向

图 8 土体变形云图

(a)X 方向 (b)Y 方向

图 9 围护桩变形云图

2. 3. 3 邻近建筑变形分析

开挖到坑底时,邻近建筑变形云图如图 10 所

示。 由于基坑位于建筑的南侧,导致建筑主要发

生向南侧变形,其中最大沉降值为 - 21. 42 mm,计

算所得 最 大 倾 斜 值 为 1. 24‰, 均 满 足 相 关 规 范

要求。

(a)X 方向 (b)Y 方向 (c)Z 方向

图 10 邻近建筑变形云图

3 监测数据分析

针对该深基坑工程,进行了包括坡顶沉降、坡顶

水平位移、冠梁水平位移、支撑桩竖向位移、周边道路

沉降、围檩水平位移、地下水位(坑内外)、邻近建筑

物沉降、邻近建筑物倾斜、支撑内力、灌注桩内应力、

深层位移(坡顶深层位移、灌柱桩深层位移)、裂缝等

内容监测。

如图 11 所示,为基坑施工过程中,坑内外水位变

化曲线。 坑内水位变化幅度较大,最大下降幅度达

8 m。这是由于坑内设置了减压井以及疏干井,对坑内

水位进行了降低;坑内水位存在上升的情况,因为自

然降雨的作用,导致坑内水位反复变化。

根据水位监测数据反算降水后的抗突涌稳定安

全系数,如下:

K =

Dγ

hw γw

=

10. 1 × 18. 09

12. 0 × 10

= 1. 522 > 1. 10

·94· 福 建 建 筑 2023 年

图 11 地下水位变化曲线

可见,降水后的基坑抗突涌稳定安全系数满足规

范要求。

另一方面,从图 11 中,可观察到坑外水位变化幅

度较小,最大幅度在 2 m 范围内。 这是由于基坑采取

了全封闭的地下水控制措施,同时结合回灌措施,有

效控制了坑外水位的变化。 这进一步表明,采取全封

闭的止水帷幕 + 减压降水 + 坑外回灌,可有效控制坑

内降水对坑外地下水位的影响。

如图 12 所示,为基坑施工过程中地表沉降最大

监测点的变化曲线。 可见,地表沉降值随时间逐渐增

大,最大沉降值小于 30 mm。

各项监测预警指标及监测数据最大值汇总表如

表 6 所示,可见,各项数据中仅地下水位超预警,其余

数据均未超预警值,进一步验证了该支护方案及地下

水控制方案的安全性与合理性。

图 12 地表沉降变化曲线

表 6 监测预警值及监测数据最大值汇总表

项目 预警指标 最大值

是否超

预警

坡顶地面水平位移 30mm 或变化速率 3mm/ d - 28. 8mm 否

坡顶地面沉降位移 30mm 或变化速率 3mm/ d - 28. 5mm 否

深层位移 45mm 或变化速率 3mm/ d - 39. 9mm 否

冠梁水平位移 30mm 或变化速率 3mm/ d - 25. 3mm 否

围檩水平位移 30mm 或变化速率 3mm/ d - 25. 7mm 否

支撑桩竖向位移 30mm 或变化速率 3mm/ d - 20. 5mm 否

周边道路沉降 30mm 或变化速率 3mm/ d - 25. 9mm 否

邻近建筑物沉降 30mm 或变化速率 3mm/ d - 22. 7mm 否

邻近建筑物倾斜

2 / 1000 或连续 3 天

大于 0. 0001H/ d

27. 5mm 否

地下水位(坑内)

1000mm 或变化速率

500mm/ d

- 8612mm 是

地下水位(坑外)

1000mm 或变化速率

500mm/ d

- 2722mm 是

支撑内力 70% F 169. 24kPa 否

灌注桩内力 70% F 159. 53kPa 否

裂缝观测 15mm 或持续发展 8. 7mm 否

注:F 为构件承载能力设计值。

4 结论

针对闽江深厚冲洪积地层条件下的某深基坑工

程,采用数值模拟及施工过程监测数据验证的方式进

行分析,得到以下结论:

(1)采用钻孔灌注桩 + 两道混凝土内支撑的支

护方式,并采用三轴水泥搅拌桩 + 双重管高压旋喷桩

+ 坑内减压降水 + 坑外回灌组合,所形成的地下水控

制措施,可在保证深基坑工程安全施工的同时,有效

控制基坑开挖引起的土体及围护结构变形,降低基坑

降水对周边环境的影响。

(2)该支护方案中,部分支撑轴力较小,存在冗

余度过大的情况,可对支撑布置形式进一步优化。

(3)该地下水控制措施中,部分止水帷幕长度及

降水井布置可进一步优化,从而减小工程造价,提高

经济性。

参 考 文 献

[1] 张旷成,李继民. 杭州地铁湘湖站“08. 11. 15”基坑坍塌

事故分析[J]. 岩土工程学报,2010,32(S1):338 - 342.

[2] 薛丽影,杨文生,李荣年. 深基坑工程事故原因的分析与

探讨[J]. 岩土工程学报,2013,35(S1):468 - 473.

[3] 卢勇. 某软土深基坑变形事故处理[ J]. 建筑结构,2021,

51(S2):1672 - 1678.

2023 年第 11 期

总第 305 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

基于缓粘结预应力技术在大跨度空心楼盖中

应用的监理质量控制

殷 芝

(厦门长实建设有限公司 福建厦门 361006)

摘 要:缓粘结预应力技术作为适用于大跨度、重荷载结构当中的一种新型技术,近年中得到广泛应用。 结合具体项

目,探析缓粘结预应力技术在大跨度空心楼盖中的应用及监理质量控制要点,以供类似工程参考。

关键词: 缓粘结预应力;空心楼盖;技术运用;施工监理

中图分类号:TU74 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)11 - 0095 - 05

The supervision quality control of the application of slow - bonding prestressing technique

in large - span hollow floor

YIN Zhi

(Xiamen Changshi Construction Co. ,Ltd. ,Xiamen 361006)

Abstract:TSlow bonding prestress technology,as a new technology suitable for large - span and heavy load structure,has been widely used

in recent years. This paper,it expounds the application of slow bonding prestress technology in large - span hollow buildings and the quality

control points of supervision,for reference for similar projects.

Keywords:Slow bonding prestress; Hollowbuilding; Technology application; Construction supervision

作者简介:殷芝(1979. 3— ),女,高级经济师。

E-mail:524763894@ qq. com

收稿日期:2023 - 05 - 07

0 引言

缓粘结预应力,指通过缓粘结剂的固化,实现预

应力筋与混凝土之间从无粘结逐渐过渡到有粘结的

一种预应力形式[1]

。 在张拉适用期内,预应力筋与混

凝土之间能相对滑动,无粘结;结构投入使用时,缓粘

结剂已经完全固化,预应力筋与混凝土之间不能滑

动,为有粘结[1]

。 它是在有粘结和无粘结之后发展起

来的一种新的预应力技术,是对有粘结和无粘结预应

力技术的补充。 缓粘结预应力具有无粘结预应力施

工方便、构造简单的优点,也具有有粘结预应力混凝

土结构延性好、抗震性能优等特点,同时,可避免有粘

结预应力压力灌浆不密实引起的耐久性问题[1]

。 随

着我国大型综合体、场馆等公共建筑领域的快速发

展,缓粘结预应力技术作为适用于大跨度、重荷载结

构当中的一种新型技术,在近几年得到了广泛应用。

本文结合我司监理的闽南佛学院项目之斋堂综合楼,

阐述缓粘结预应力技术在大跨度空心楼盖中的应用,

以及监理人员如何以法律法规及工程建设标准、勘察

设计文件等为主要依据,在施工阶段采用平行检验、

巡视检查、旁站监理、见证取样送检等监理工作方法

手段进行质量控制[2]

。

1 工程概况

闽南佛学院项目位于厦门市翔安区香山风景区

内,三面临山,包含大雄宝殿、斋堂综合楼等 14 个单

体建筑。 其中,斋堂综合楼建筑面积 9014 m

2

,主要用

途为斋堂、厨房等。一、二层 1 ~ 8 轴/ D ~ G 轴采用预

应力空心板,跨度 36. 3 m × 26. 1 m,板厚 900 mm。 空

心楼盖为双向布置,间隔 1200 mm 或 1500 mm 布置 1

道肋梁,横向(X 轴)跨度 36. 3 m 共布置 20 道肋梁,

纵向(Y 轴)跨度26. 1 m,肋梁宽度200 mm;内部放入

轻质填充块。 沿横向(X 轴)在 E、F 轴上的两个肋梁

内各布置 8 根、其他肋梁内各布置 4 根缓粘结预应力

钢绞线;沿纵向(Y 轴)在 2、7 轴上的两个肋梁内各布

置 8 根、在 3、4、5 轴上的三个肋梁内各布置 10 根、其

他肋梁内各布置 5 根缓粘结预应力钢绞线,具体预应

力空心板布置如图 1 所示。

·96· 福 建 建 筑 2023 年

图 1 斋堂综合楼一、二层预应力空心板布置图

2 材料规格、参数

采用直径 21. 8 mm 的高强低松弛缓粘结预应力

钢绞线,极限强度标准值 1860 MPa;高强耐磨缓粘结

预应力筋由钢绞线、外涂缓粘结胶粘剂和外包 PE 组

成。 构造如图 2 所示[3]

。

注:1 - 护套;2 - 钢绞线;3 - 缓凝粘合剂;h - 肋高;

ι - 肋间距;a - 肋宽。

图 2 缓粘结预应力钢绞线构造

锚具张拉端采用圆套筒式夹片锚具,埋入式固定

端采用挤压锚具[1]

。

填充体采用 LPM 聚苯乙烯泡沫,尺寸 1000 mm

× 1000 mm,厚度 680 mm,其燃烧性能为 B2 级,箱体

中部有漏浆孔,且漏浆孔的下部为倒漏斗型。

混凝土采用强度等级 C40 的预拌混凝土;非预应

力筋采用 HRB400 钢筋。

3 施工要点及技术措施

3. 1 施工流程

缓粘结预应力深化设计→缓粘结预应力材料进

场验收及复检→材料加工制作→安装底模→安装钢

筋骨架(梁拉钩待预应力筋穿完再挂)→安装定位筋

→穿预应力筋→张拉端固定→填铺填充体→封侧模、

端模→抗浮措施、绑扎板面钢筋→隐检验收→混凝土

浇筑→预应力筋张拉→处理预应力筋端部→封堵

端头。

3. 2 模板工程

在框梁模板施工时,对于侧模,需预留穿插钢绞线

束的位置,待预应力筋穿束成型,端部锚件安装完成后

方可封模。 封模时,注意预应力 PE 护套失高位置,钻

洞时 (侧模对拉杆件),不能钻坏 PE 护套管。 预应力

混凝土底模应在同条件养护的混凝土立方体抗压强度

符合设计要求且预应力筋张拉完成后,方可拆除。

3. 3 预应力筋制作

(1) 为满足预应力筋的长度、张拉及不同形式的

组装要求,预应力筋下料长度 L 可参考下列公式确定:

L = La + N × Lb + Lc;La 为预应力筋在构件内的投影长

度,Lb 为预应力构件每跨内取一倍梁高的曲线增量,N

为梁的跨数,Lc 为操作长度(预应力筋长度在 20 m 以

内时,Lc 可取 1 m;20 m 以外时,Lc 可取 1. 8 m) 。

(2) 下料时,在平整的场地上,按下料长度在场

地两端设置标记、定长下料。 先将预应力筋拉直理

顺,再用机械切割,禁用电焊和气焊,确保端头断面

齐整。

(3) 预应力筋端头挤压成型。 应去除预应力筋

端部毛刺,装上承压板,旋入钢丝衬套,放入挤压机,

操纵油泵挤压。 挤压过程中,预应力筋应顶紧、扶正、

对中,挤压一次成型,中途不得停顿。 挤压时,需保持

挤压锚内表面的清洁。 缓粘结预应力筋挤压锚座组

合大样如图 3 所示。

图 3 缓粘结预应力筋挤压锚座组合大样

3. 4 预应力筋铺放

根据设计的曲线用同梁拉钩钢筋设置定位钢筋,

焊在梁箍筋上,定位钢筋间距 0. 6 m ~ 1 m。 为保证

预应力筋的矢高位置,当预应力筋与普通钢筋有冲突

时,应确保预应力筋的位置正确。 预应力筋铺放须保

持各自平行,严禁相互扭绞,且与外边轴线垂直。 铺

放双向预应力筋时,交叉点标高较低的预应力筋先行

铺设,较高的次之。 固定端锚具安装时,应在设计要

求位置绑扎固定,内埋式固定端承压板不得重叠,与

锚具紧贴。 张拉端承压板应牢靠固定在端部模板上,

且确保张拉作用线与承压板面垂直。一、二层 Y 轴向

肋梁预应力筋矢高图如图 4 所示。

2023 年 11 期 总第 305 期 殷 芝·基于缓粘结预应力技术在大跨度空心楼盖中应用的监理质量控制 ·97·

图 4 一、二层 Y 轴向肋梁预应力筋矢高图

3. 5 预应力筋张拉端做法

斋堂综合楼张拉端采用内藏如图 5 所示。 提前

预埋承压板,螺旋筋和穴模,浇筑完混凝土后,将穴模

掏出,形成孔洞。 张拉时将锚具放在孔洞的位置,张

拉完成后,锚具不露出梁侧面,不影响侧立面效果。

图 5 缓粘结预应力筋封锚节点大样 (内藏)

3. 6 填充体铺填及抗浮措施

将填充体按图纸尺寸、位置,准确安放在板内。

为避免填充体上浮,抗浮控制点按间距不大于 1 m 布

置,每个填充单元体不少于 4 个。 在肋梁部位的底模

上打孔,用 12#铁丝将肋梁底部纵筋固定在模板下部

的支撑架体上(有交差时固定在交差上层纵筋上)。

安装填充体后,在上部放置限位垫块,用 12#铁丝将

上部纵筋与肋梁箍筋绑扎牢固,压紧填充体。 预应力

空心板抗浮实例如图 6 所示。

图 6 预应力空心板抗浮实例图

3. 7 混凝土浇筑

考虑到混凝土浇筑时浮力较大,为避免填充体上

浮,900 mm 厚预应力空心板分四层浇筑。 每一层混

凝土初凝之前浇筑上一层,连续浇筑。 振捣时,严禁

撞碰挤压预应力筋、定位钢筋及端部预埋件。 填充箱

体平面中心位置设有振捣孔洞,振捣棒插入振捣孔洞

后,必须伸入混凝土中,待混凝土充分振捣后方可拔

出振捣棒。 振捣棒插入及拔出过程中严禁碰触孔洞

侧壁,以免损坏填充箱体。

3. 8 预应力筋张拉

3. 8. 1 张拉方式、条件

斋堂综合楼预应力空心板采用一端张拉,预应力

混凝土同条件试块强度达到设计强度后方可进行,张

拉前严禁拆除其底部支撑系统。 缓粘结预应力筋应

在张拉适用期内张拉,在小于等于 20℃ 张拉时,应采

用持荷超张拉方式,当温度高于 20℃ 时,可不用持荷

超张拉。

3. 8. 2 张拉设备

张拉千斤顶(50 t 液压式)与压力表配套标定、使

用,并定期维护和校验。

3. 8. 3 张拉顺序

预应力筋张拉,先拆除张拉端端部侧模,并搭设

操作平台,按“先长向、后短向”的原则。

3. 8. 4 张拉步骤

从零加载至初拉力,测出伸长值初始读数,再以

匀速分级加载分级测量并记录伸长值至终拉力。 张

拉至终拉力时,宜持荷 2 min。

3. 9 张拉端处理

张拉后,应采用机械方式切割多余缓粘结预应力

筋,切割后外露长度不得小于 30 mm,然后在夹片及

预应力筋端头用防腐油脂或环氧树脂涂抹,最后用微

膨胀细石混凝土或无收缩砂浆进行封闭[1]

。

4 监理质量控制要点

监理机构应依据设计图纸、相关技术规范、标准

等编制监理规划、监理细则、旁站监理等方案,并从事

前、事中、事后三个阶段,对缓粘结预应力混凝土结构

施工进行控制。

4. 1 事前控制

积极准备并参加设计交底和图纸会审,并侧重从

以下方面进行控制。

4. 1. 1 资质、施工方案的审核

监理机构应对分包单位资质及管理人员资格、预

·98· 福 建 建 筑 2023 年

应力专项施工方案以及成品、半成品供应单位资质进

行审核。 由于本混凝土模板支撑工程跨度大于 18

米,依据住房城乡建设部办公厅关于实施《危险性较

大的分部分项工程安全管理规定》 有关问题的通知

(建办质〔2018〕31 号文),施工单位应组织专家对该

项目《混凝土模板支撑施工方案》 进行论证,按专家

论证意见修改,并经总监理工程师审核通过,方可

实施。

4. 1. 2 材料、设备进场验收

缓粘结预应力筋材料进场验收:核查产品合格

证、产品质量证明书、型式检验报告,并通知施工单位

按规范要求进行见证取样送检,报告不符合或不全者

严禁使用。 现场重点对肋高进行检查,21. 8 mm 规格

缓粘结预应力筋肋高不得低于 2 mm,肋槽深不得低

于 1. 8 mm。 外包护套应为加强型的带有 4 个纵肋的

护套,材料采用挤塑型聚乙烯树脂,严禁使用聚氯乙

烯[1]

。 肋中缓凝粘合剂应填充充盈,肋中无缓凝粘合

剂或填充不充盈者不得使用。 该材料进场后下料时,应

留取同条件固化试样,每件试样长度不少于 100 mm,每

批不少于3 件观察缓粘结剂的固化情况[1]

。

进场验收合格的缓粘结预应力钢绞线在成品堆

放期间,应按不同规格分类堆放于温度变化不大、通

风良好的仓库中。 存放应远离热源,严禁太阳暴晒,

按产品说明书温度存放[3]

。

锚具、夹具进场验收:按合同核对锚具、夹具的型

号、规格、数量及适用的预应力筋品种、规格和强度等

级外,还应核查产品质量保证书(应具有可追溯性)。

其内容应包括产品的外形尺寸,硬度范围,适用的预

应力筋品种、规格等技术参数,生产日期、生产批次

等[4]

,并通知施工单位按规范要求进行见证取样

送检。

填充体进场验收:核查生产厂家提供的产品质量

证明书、型式检验报告、由其产品填充的空心板耐火

性能达到 90 min 的检验报告,并通知施工单位按规

范要求进行见证取样送检。 现场检查填充箱中部是

否有漏浆孔,且漏浆孔的下部是否为倒漏斗型,以保

证填充材料底部混凝土的浇筑质量操作及抗浮的

要求。

预应力张拉前,要求对张拉设备进行报验,查验

预应力张拉设备是否在校验期内(不应超过半年),

且应配套进行校验;查验张拉设备压力表的精度(不

应低于 1. 5 级)。

重点检查预应力梁板的底模及支架,在预应力张

拉前严禁拆除。

4. 1. 3 见证取样送检

缓粘结预应力筋:由同一规格、同一生产工艺生

产的缓粘结预应力钢绞线质量不大于 60 t 组成一批,

每批抽样数量为 3 根[3]

,进行预应力钢绞线力学性

能、缓凝粘合剂、护套型式检验。 其中,缓凝粘合剂检

验项包括外观、不挥发物含量、初始粘度、PH 值、固化

后力学性能(弯曲强度、抗压强度、拉伸剪切强度)

等;护套检验项包括护套厚度、肋宽、肋高、肋间距、拉

伸断裂强度、断裂伸长率。

锚具、夹具:进行硬度检验、静载锚固性能试验。

其中硬度检验应从每批产品中抽取 3% 且不应少于 5

套样品进行检验,硬度值应符合产品质量保证书的规

定[4]

;静载锚固性能试验应在外观检查和硬度检验均

合格的锚具、夹具或连接器中抽取样品,与相应规格

和强度等级的预应力筋组装成 3 个预应力筋———锚

具组装件,进行静载锚固性能试验[4]

。 夹具用量较少

时,如由生产厂提供有效的静载锚固性能试验合格的

证明文件,可仅进行外观检查、硬度检验[4]

。

填充体:对 LPM 聚苯乙烯填充体进行复检,检验

内容包括外观质量、尺寸偏差、密度、承载性能等。

4. 2 事中控制

采用平行检验、巡视检查、旁站监理等方法手段,

对施工过程进行监理。 在过程中如发现质量问题,采

用口头告知、下发监理通知单等方法要求施工单位整

改,具体从以下方面进行控制。

4. 2. 1 施工阶段围绕施工过程进行平行检验、巡视

检查及验收

缓粘结预应力筋安装前:监理工程师在平行检验

和巡视检查时,需检查标示的张拉适用期和固化时间

(标准张拉适用期为 180 d,标准固化时间为 540 d),

确认是否符合工程要求;检查固定端组装件、确认组

装件安装可靠。 检查外包护套外观:轻微破损,可采

用外包防水聚乙烯胶带或热熔胶棒进行修补,严重破

损的应予以报废。 制作缓粘结预应力筋的钢绞线不

应有死弯,钢绞线中每根钢丝应是通长的[1]

。

锚具、夹具和连接器使用前,监理工程师还应进

行外观检查,保证其表面无污物、锈蚀、机械损伤和

裂纹。

预应力筋安装过程中或隐蔽验收时:监理工程师

重点检查预应力筋数量、水平布置及矢高,查看定位

2023 年 11 期 总第 305 期 殷 芝·基于缓粘结预应力技术在大跨度空心楼盖中应用的监理质量控制 ·99·

钢筋间距、数量、高度是否满足图纸要求。 预应力筋

铺放各自平行,严禁扭绞,确保与外边轴线垂直。 各

交叉点标高较低的预应力筋应先行铺放,较高次之。

同时检查固定端、张拉端的锚具及锚板是否按图纸节

点设置。 固定端的锚具与承压板紧贴,严禁承压板重

叠;张拉端承压板可靠固定在端部模板上,且保持与

张拉作用线垂直。

同理,监理工程师还应检查、验收填充体完好情

况,若表面出现破损,应及时修补,当破损面积超过总

表面积的 30% 时,应予更换。 要重点检查填充体的

抗浮锚固措施是否满足图纸和施工方案要求,确保每

个单元体不小于 4 个固定点。

4. 2. 2 旁站监理

混凝土浇捣旁站监理:监理人员在旁站时,严格

监督施工单位按照施工方案整体分层连续浇筑混凝

土,尽量缩短间歇时间,并在前层混凝土初凝之前将

次层混凝土浇筑完毕,层间间歇时间不可大于混凝土

初凝时间。 观察填充体是否存在上浮现象,检查预应

力筋是否有移位、上浮现象,如有必须停止浇捣,重新

绑扎固定。 浇捣时严禁碰撞踏压预应力筋及护套、定

位筋以及端部组件;其固定端和张拉端必须振捣密

实。 除按施工规范要求留置混凝土试块外,尚应根据

需要多留置同条件养护试块,以检验强度确定张拉

日期。

预应力筋张拉旁站监理:监理人员需监督施工人

员严格按施工图纸、施工方案,采用应力应变双控张

拉,校核最大张拉力下的预应力钢绞线伸长值,实测

伸长值与计算伸长值的偏差控制在 ± 6% 之内[5]

。 按

规范要求逐根填写张拉记录表,并留好影相资料。

张拉端处理及端头封堵旁站监理:监督施工人员

将张拉中的穴模清理干净,切割后预应力筋外露长度

不得小于 30 mm,夹片及端头用防腐油脂或环氧树脂

均匀涂抹,并用微膨胀细石混凝土或无收缩砂浆进行

封闭。

4. 3 事后控制包括

4. 3. 1 验收

依据设计文件、施工方案及《缓粘结预应力混凝

土结构技术规程》 ( JGJ 387—2017)、《混凝土结构工

程施工质量验收规范》 (GB 50204—2015) 等相关规

程、规范,监理工程师在施工单位自检合格的基础上,

严格按程序组织各检验批、隐蔽工程验收。 监理机构

日常工作中,需认真做好质控资料的收集和整理,如

经审批的施工技术方案;设计变更文件;缓粘结预应

力筋、锚具、连接器的出厂质量合格证、出厂检验报

告、进场复验报告;张拉设备配套标定报告;加工、组

装缓粘结预应力筋张拉端、固定端质量验收记录;缓

粘结预应力筋安装质量验收记录;隐蔽工程验收记

录;张拉时同条件养护试块混凝土抗压强度检验报

告;缓粘结预应力筋张拉记录;封锚记录;同条件固化

观察记录等[1]

。 如果预应力专项验收时缓粘结剂还

没达到固化时间,可根据环境温度和固化程度推断是

否满足设计要求,固化期不宜超过 2 年[1]

。 在以上资

料均完整且符合要求的情况下,经施工单位自评合格

后,在质量安全监督站监督下,由总监理工程师组织

各参建单位进行缓粘结预应力混凝土分项工程验收。

4. 3. 2 成品保护及观察

混凝土浇捣后应加强早期养护,防止混凝土裂

缝。 预应力张拉前禁止拆除底模和支撑架。 在后续

施工或使用中,该楼板上严禁超荷堆载。

妥善保存留取的缓粘结预应力筋同条件固化试

样,继续观察缓粘结剂的固化情况。

5 结语

通过缓粘结预应力技术在闽南佛学院项目之斋

堂综合楼中的应用,可见该项技术不仅能满足公共建

筑所追求的大跨度、大空间效果,相比传统的预应力

技术,施工更便捷,节约劳力,节约工期,综合效益更

好。 在施工过程中,监理机构应从事前、事中、事后三

个阶段,按照监理程序采用旁站、巡视、平行检验方法

开展监理工作,对工程质量进行控制,保证工程质量。

参 考 文 献

[1] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 缓粘结预应力混凝

土结构技术规程:JGJ 387—2017[ S]. 北京:中国建筑工

业出版社,2017.

[2] 中华人民共和国住房和城乡建设部,中华人民共和国国

家质量监督检验检疫总局. 建设工程监理规范:GB/ T

50319—2013[S]. 北京:中国建筑工业出版社,2013.

[3] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 缓粘结预应力钢绞线:

JG/ T 369—2012[S]. 北京:中国标准出版社,2012.

[4] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 预应力筋用锚具、

夹具和连接器应用技术规程:JGJ 85—2010 [ S]. 北京:

中国建筑工业出版社,2010.

[5] 郝玉松,张栩珲,侯煦新一,等. 某大跨度缓粘结预应力

空心楼盖施工关键技术[J]. 施工技术,2017,46(03).

2023 年第 11 期

总第 305 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

屋面不规则弧形梁施工控制技术的探索与实践

苏亚森

(福建七建集团有限公司 福建漳州 363119)

摘 要:现浇钢筋混凝屋面大跨度不规则弧形梁,施工工艺复杂,技术要求高,传统工艺的精度和质量均无法保证。 为

此,将施工技术利用 CAD 配合 BIM 建模深化,探索并解决了孤形梁模板成型质量问题、材料损耗问题和模架定位难等问

题,使屋面不规则弧形梁成型质量大幅升高,观感效果极佳,符合设计及施工规范要求,同时,缩短了工期,降低了成本。

关键词: 现浇钢筋混凝土屋面;不规则弧形梁;BIM 建模;施工控制技术

中图分类号:TU74 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)11 - 0100 - 05

Exploration and Practice of Construction Control Technology for Irregular Curved Roof Beams

SU Yasen

(Fujian Qijian Group Co. ,Ltd. ,Zhangzhou 363119)

Abstract:The large - span irregular curved beam of cast - in - place reinforced concrete roof has complex construction techniques and high

technical requirements, and the accuracy and quality of traditional techniques cannot be guaranteed. To this end, the construction technology was deepened by combining CAD with BIM modeling, exploring and solving problems such as the quality of arc beam formwork forming, material loss, and difficult positioning of formwork. This significantly improved the quality of irregular arc beam forming on the roof,

resulting in excellent visual effects and meeting the requirements of design and construction specifications. At the same time, it shortened

the construction period and reduced costs.

Keywords:Cast - in - situ reinforced concrete roof;Irregular curved beam;BIM modeling; Construction control technology

作者简介:苏亚森(1965. 2— ),男,高级工程师。

E-mail:553176801@ qq. com

收稿日期:2023 - 05 - 12

0 引言

随着社会的发展和人民生活水平的不断提高,越

来越多民用建筑设计在满足经济适用的同时,也追求

独特、优美的线条及立面造型。 屋顶设计采用不规则

弧形梁,创新建筑品效,此类建筑构件施工工艺复杂,

技术要求很高,传统的模板支撑体系、模板安装铺设

工艺、过程材料、工艺施工精度较难控制,施工实体质

量无法保证。 同时,因为工艺控制不精准,不能一次

成型成效,经常出现返工和后期的修补,造成材料浪

费、成本增加和工期延长。 因此,如何利用新技术、新

工艺来提高施工质量、缩短工期、降低施工成本,达到

“创新、创优、创效”,尤为重要。

1 工程概况

漳州一中高中部项目位于漳州市芗城区西湖生

态园片区前山南路。 项目占地 12 hm

2

,总建筑面积

155 600 m

2

,由 6 栋教学楼、3 栋实验楼、4 栋宿舍楼和

艺术楼、行政综合楼、图书馆、礼堂、体育馆各一栋等

共 18 栋群体多、高层建筑组成。 结构质式为地下一

层,地上二 ~ 十三层框架(剪)结构,其中地下室建筑

面积35 500 m

2

,地上建筑面积120 100 m

2

。 各栋突出

屋面的屋顶造型群体单梁采用不规则弧形梁设计,屋

顶弧形架空线条别具一格,设计采用朱红色装饰面与

外墙立面装饰统一格局,深浅色泽分界清新。 屋顶装

饰装修的立体效果,与建筑物四周以“海绵城市” 设

计理念相呼应,把新型建筑元素注入校园,融入传统

建筑风格,传承与打造闽南地域文化特色,彰显群体

清色建筑弧形屋面格局,远近视觉优美。

2 工程重难点

2. 1 技术难度大

本工程中,教学楼、实验楼、艺术楼、行政综合楼、

礼堂、体育馆屋面均设计弧型梁,其弧线长度从 13 m ~

43 m,共有 11 种不同的弧度半径,从 28 m ~ 196 m,坡

2023 年 11 期 总第 305 期 苏亚森·屋面不规则弧形梁施工控制技术的探索与实践 ·101·

顶与坡底的高差大、坡率陡,不同弧度半径交接点、拐

点多。 施工时需要控制的重点:模板及支撑的高精度

放样、定位;弧形模板的选材、制作、安装,支撑架的选

型;钢筋加工、安装以及现浇混凝土浇筑等方面;各道

施工工序既有内在关联,又各有施工难度,过程质量

控制偏差要求严格,如图 1 所示。

图 1 行政楼建施屋架立面图

2. 2 安全要求高

本工程楼层高度高,最高点标高 33 m,地处沿海

台风地带,屋面风力大、风压大、弧形梁坡率较陡,加

之夏季高温作业,在提倡质量的同时,也要提高安全

生产管理水平。

3 弧形梁施工控制技术

3. 1 施工准备

(1)技术准备

施工前,项目部组织有关人员进行详细的图纸学

习,领会设计意图,了解设计要求,做好图纸会审工

作。 结合施工条件,对工程项目的做法进行认真研

究,针对屋面大跨度弧形梁编制《屋面大跨度弧形梁

模板专项施工方案》,经企业技术负责人、项目总监理

工程师审批后组织实施。 针对本工程弧形梁弧度变

化较大,交接点位置较多,且在一个弧度交接位置放

样的定位、立杆的定位、弧形梁底模的定位,技术负责

人向管理人员及班组长进行详细的技术交底,对重点

部位进行单独交底,并制定了工艺标准流程图,如图

2 所示。

(2)人员准备

抽调经验丰富、技术水平较高的技术工人进行施

工,并设专人负责,做到分工明确。

(3)材料准备

根据施工要求及材料进场计划表,及时按材料管

理制度进料,所有主材必须有出厂合格证,钢管、扣

件、钢材、水泥、砂石料等,方能满足要求放行。

图 2 工艺标准流程图

3. 2 模板施工工艺优化

3. 2. 1 应用 CAD 及 BIM 技术辅助模板及支撑高精

度放样

利用矢高法在 CAD 快速建模分解,根据弧度和弧长

大小,合理制定控制点,分解出各个控制点的高程和点与

点之间的弧度和弧长,标出各控制点之间的距离和高度

坐标,利用 BIM 技术进行建模[2]

,配合施工现场施工,提

高工作效率和质量,减少错误和风险,如图3 所示。

·102· 福 建 建 筑 2023 年

图 3 CAD 及 BIM 建模深化

3. 2. 2 模板、支撑选型以及支撑搭设要求

(1)选用塑性良好的竹胶板制作梁模板,选择安

全性可靠性较高的承插式盘扣架作为模板支撑。

(2)根据 CAD 分解的数据,结合高支模方案立杆

定位图定出立杆排布点,对弧形梁的定位,在现场架

体搭设层放线,定出控制点,逐步缩小控制点间距,放

出弧线;用全站仪对弧线任一点使用“前方交汇” 复

核并修正,引线至操作层支模;结合 BIM 建模成型数

据和效果,根据现场施工情况多次复核,如图 4 所示。

图 4 弧形梁支撑搭设

3. 2. 3 利用 BIM 技术,精确制作模具

(1)利用 BIM 建模所得到的数据,现场精确制作

模具,如图 5 所示。

(2)制作梁底木枋次楞时,应根据弧度,将梁底模

边缘木枋背楞每隔 7 cm 开“V”型槽[3]

,“V”型槽宽度

和深度根据梁的弧度而定。 木枋背楞沿着弧形梁底模

边缘做齐,保证弧形梁底模阳角弧度,如图 6 所示。

图 5 根据 BIM 模型分解现场制作模具

图 6 根据 BIM 模型对木枋开“V”型槽

3. 2. 4 合理选用加固方式

(1)制作弧形梁侧模加固次楞时,根据弧度将木

枋对接的一侧锯成“V”字型,用以加固弧形梁[3]

。

(2)弧度小的部位,采用 2 m 短木枋作为侧模背

楞;弧度较大,木枋背楞应开豁口弯折,以达到最佳效

果。 个别弧度过大的部位,可使用粗钢筋代替加固背

楞,以减少开槽木枋。 根据不同弧度,采用不同的加

固方式,如表 1 及图 7 所示。

表 1 侧模加固方式表

所用单位

弧度较小部位

(30°以下)

弧度适中部位

(30°至 60°)

弧度较大部位

(60°以上)

模块 镜面板 镜面板 镜面板

侧向背楞

横向设置

木枋两端开“V”

型口,折成弧度

横向设置

森枋两端开“V”

型口折成弧度

木枋 两 端 开 “ V”

型口折成弧度,个

别部 分 可 利 用 直

径 25 以 上 三 级

钢,变曲成弧度

图 7 粗钢筋代替加固

3. 3 钢筋加工、安装

弧形梁梁筋通过所建 BIM 模型放样后,根据放样

的角度,采用弯曲机完成,以保证钢筋保护层的均匀

性。 钢筋的安装,应严格按照设计和施工验收规范要

求完成。 在屋脊标高处沿屋脊方向每隔约 2. 0 m 加

设一根高于屋脊的钢筋弯钩[4]

,以便工人在屋面混凝

土浇筑和屋面防水施工中固定安全绳。

2023 年 11 期 总第 305 期 苏亚森·屋面不规则弧形梁施工控制技术的探索与实践 ·103·

3. 4 混凝土的浇筑

(1)为充分保证混凝土浇筑质量,浇筑前,劳动

力和机具应准备齐全。 项目部组织人员进行最后一

次检查和控制,对模板、钢筋、保护层、预埋件等规格、

尺寸、数量、位置等进行检查,检查合格后才进行混凝

土的浇筑。

(2)本工程所用混凝土为商品混凝土,利用塔吊

运至浇筑部位进行浇筑。 由于弧形梁弧度较大,混凝

土的流动性不能太大,必须严格安装混凝土配合比进

行配置,控制混凝土的水灰比和塌落度,同时应保证

混凝土的密实度。 根据以往工程经验和实际应用,混

凝土的塌落度应控制在 120 mm ~ 150 mm,能有效避

免混凝土由于自重作用产生流动及流坠现象,以保证

混凝土施工质量。 弧形梁混凝土按检验批由高到低

整体分层进行浇筑,每层厚度不得大于 300 mm,并及

时进行振捣,同时应加强对支撑系统的变形监测。

(3)使用直径 30 mm 或 50 mm 插入式振捣棒,要

做到快插慢拔,插入点按梅花形布置,按浇筑顺序进

行,不得遗漏。 移动间距不大于振捣棒作用半径的

1. 5 倍(50 mm 振捣棒移动间距不大于 50 cm;30 mm

振捣棒移动间距不大于 40 cm),振捣上一层时,插入

下一层混凝土 5 cm,以消除两层间的接缝。 振捣时间

以不再出现气泡、下沉,混凝土表面出现浮浆为宜[1]

。

(4)混凝土浇筑时,每根弧形梁必须一次性浇筑

完成,中间不允许留施工冷缝。

(5)混凝土收水初凝前,必须采用木抹进行二次

抹压,以消除混凝土因收缩和自重而产生的裂缝[1]

。

3. 5 混凝土的养护

混凝土初凝前,应派专人负责进行塑料薄膜覆盖

养护,并进行测试记录;保湿养护持续时间为 14 d。

养护期间应经常检查塑料薄膜的完整情况,应保持混

凝土表面湿润[1]

。

3. 6 质量管理措施

(1)搭设模板支架用的盘扣支架材料质量应满

足方案设计和相关规程要求,所用盘扣支架及配件应

有产品标识和产品质量合格证。 当对支架质量有疑

问时,应进行质量抽检和试验。

(2)确保各工序的检查和验收工作得到认真对

待,严格把关各工种的交接环节,确保各个环节紧密

衔接。 加强检查验收工作,找出影响质量的薄弱环

节,并提出改进措施,将质量问题消除在萌芽状态。

(3)严格执行班组内部自检、互检、交接检以及

项目整体质检的“四检” 制度,确保模板安装质量得

到充分保障。

(4)在混凝土浇筑过程中,要定期检查支架和支

承结构的稳定性,一旦发现下沉、松动或变形等情况,

应立即停止施工作业,并及时上报,采取相应的加固

措施,防止物体坠落和支撑系统局部坍塌。

(5)在支撑架体的实际施工中,要严格控制荷载,

确保分散堆放,不得超过设计荷载。 对于可能出现的

超过最大荷载的情况,要有相应的跟进控制措施。

(6)对于变形或损坏的模板及配件,要按照规范

要求及时进行修理和校正。 维修质量不合格的模板

和配件不得发放使用。

(7)在模板拼接过程中,要严格控制精度。 所有

模板拼缝,包括梁底模与侧模、柱与梁等节点处应保

持严密,模板缝隙采用胶带纸贴缝,确保混凝土不

漏浆。

(8)模板安装时,要严格控制轴线、平面位置、标

高、断面尺寸、垂直度和平整度等方面的要求。 同时,

还要确保模板接缝宽度、高度、脱模剂刷涂,及预留洞

口等的准确性。

3. 7 安全管理措施

(1)施工前,由施工员向作业班组进行详细的方

案、质量、安全技术交底,并作好职工三级安全进场及

操作规程教育,下达工程施工任务,使班组明确有关

质量、安全、进度等要求。

(2)所有作业人员均持证上岗,进入工地必须按

规定佩戴安全防护用品,严禁穿高跟鞋及硬底鞋作

业。 高处作业应遵守安全技术规范的有关规定。

(3)模板支撑系统在安装过程中,必须设置防倾

覆的可靠临时设施。 现场应搭设专门的工作梯,作业

人员不得爬模上下。 登高作业时,工具、零配件应放

在专门的工具箱或工具袋中,严禁放在模板或脚手架

上。 各种工具应系挂在作业人员身上或放置在专门

的工具袋中,防止吊落伤人。

(4)在施工前,必须保证脚手架的操作层有满铺

脚手板、维护栏杆(板)、密目网、安全网,并经专职安

全员检验合格,方可开始下一道工序施工。

(5)因屋面弧度较大,操作工人无法在屋面站

稳,所以操作人员必须系好安全绳。 安全绳应固定在

屋脊处专门设置的钢筋弯钩上,当完成一处时,再固

定到相邻的钢筋弯钩上。

(6)使用振捣器前,必须经电工检验确认合格后

方可使用;开关箱内必须装设漏电保护器,插座插头

应完好无损,电源线不得破皮、漏电;操作者必须穿绝

缘鞋,戴绝缘手套。

(7)模板搭设时,应保证安全照明及空气的流通。

·104· 福 建 建 筑 2023 年

(8)在支撑搭设、拆除和浇筑混凝土时,无关人

员不得进入支模底下。 应在适当位置挂设警示标志,

并指定专人监护。 拆模应严格遵守从上而下的原则。

严守“先支后拆,后支先拆,先拆侧模,后拆底模” 的

施工顺序,并在拆模时注意人身安全。

(9)在拆模过程中,如发现混凝土有影响结构安

全的质量问题时,应暂停拆除工作,经过研究处理后,

方可继续拆除。

(10)拆除前应做好安全技术措施,逐级进行技术

交底,消除脚手架上杂物及地面上的障碍物;划出拆

除区域,做好宣传工作,专人看守场地。

(11)拆下来的盘扣杆件不得从高处掷下,以防杆

件损坏或发生砸伤事故。 拆下来的配件要集中放在

工具箱内,不得从上面抛掷下来。

4 工程效果

通过以上控制措施,屋面不规则弧形梁混凝土一

次成型合格率和质量有较大的提高,弧线结构位置误

差均在 5 mm 以内,观感效果美观,弧度顺畅,交接位

置平顺,效果图如图 8 ~ 图 9 所示。

图 8 现场成型效果二

图 9 效果对比图

5 经济效益总结

屋面不规则弧形梁施工控制技术的使用,很好地

解决了模板成型质量问题和材料损耗问题,同时大大

缩短工期,减少了后期处理弧形梁施工质量问题的额

外费用。

屋面不规则弧形梁施工控制技术的使用,使用

CAD 建模配合 BIM 建模深化,对逐条梁进行分解,解

决了弧形梁材料加工难和模架定位难的问题,共节约

工期 25 d,具有很好的经济效益。

6 结语

屋面不规则弧形梁施工控制技术,利用 CAD 配

合 BIM 建模深化,采用合理的材料,加固的方式,解决

了弧形梁模板成型质量问题、材料损耗问题和模架定

位难等问题,使屋面不规则弧形梁成型质量大幅升

高,观感效果极佳,同时缩短工期,降低了成本。 本公

司在漳州一中高中部和漳州市职业教育园区两个项

目的屋面弧形梁均使用该技术。 漳州一中高中部项

目荣获福建省“闽江杯” 优质工程奖和国家优质工

程,漳州市职业教育园区项目荣获“闽江杯” 优质工

程奖和华东地区优质工程奖,极大提高了项目的声

誉,为我公司树立了良好的形象。

参 考 文 献

[1] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 混凝土结构工程施

工规范:GB 50666—2011[ S]. 北京:中国建筑工业出版

社,2011.

[2] 刘天英. 试论混凝土现浇弧形梁一次成型质量的控制方

法及设备应用[J]. 四川水泥,2017:223.

[3] 张涛. 混凝土现浇弧形梁一次成型质量的控制方法[ J].

安徽建筑,2014,11(6):188 - 189.

[4] 赵娟. 浅谈住宅工程中弧形梁的质量控制[J]. 交通与建

筑科学,2014(11):71.

2023 年第 11 期

总第 305 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

UHPC 的研究进展及其在混凝土结构中的应用

戴长明 王 琨 丁永琪 吴 浪 陈海鹏

(扬州大学建筑科学与工程学院 江苏扬州 225127)

摘 要:超高性能混凝土(Ultra - High Performance Concrete,简称 UHPC),也称作活性粉末混凝土(RPC,Reactive Powder

Concrete),是近三十年来最具有创新性的水泥基工程材料。 由于其优越的性能,自问世以来,其就受到了土木工程界

的广泛关注与应用。 为此,从它的材料研发、力学性能、在钢筋混凝土结构中的应用、与预应力结合的应用研究以及在

未来工程中的应用与展望等方面进行了论述。

关键词: 超高性能混凝土(UHPC);力学性能;型钢 UHPC 组合结构;预应力 UHPC 结构

中图分类号:TU5 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)11 - 0105 - 04

Research progress of UHPC and its application in concrete structures

DAI Changmin WANG Kun DING Yongqi WU Lang CHEN Haipeng

(Yangzhou University College Of Architectural Science And Engineering,Yangzhou 225127)

Abstract:Ultra - High Performance Concrete(UHPC),also knownas Reactive Powder Concrete(RPC),is the most in novative cement - based

engineering material in the past three decades. Because of its superior performance,it has been widely concerned and applied by the civil engineering community since it sinception. It is discussed from the aspects of material research and development,mechanical properties,application

in reinforced concrete structures,applicati on research combined with prestressing,and application and prospect in future engineering.

Keywords:Ultra - High Performance Concrete(UHPC); Mechanical properties; Sectionsteel UHP Ccomposite structure; Prestressed UHPC structure

基金项目:扬州大学大学生科技创新基金资助(编号:X20220427)。

作者简介:戴长明(2001. 9— ),男。

通讯作者:王琨(1982— ),男,教授。

E-mail:wangkun@ yzu. edu. cn

收稿日期:2023 - 04 - 04

0 引言

随着社会的发展,科技的进步,高等级建筑对建

设材料的要求越来越高,普通混凝土显然无法满足建

设的需求,于是人们开始探索超高性能混凝土。 超高

性能混凝土 ( Ultra - HighPerformanceConcrete, 简 称

UHPC),是基于最大堆积密度理论( densifiedparticlepacking)而设计的,相比于普通混凝土,超高性能混凝

土(UHPC)不仅兼具超高的耐久性和超高的力学性

能优势,还具有优良的抗爆性能以及工作性能。

人类发展到今天,对工程建设的要求越来越高,建

筑材料的使用要具备多方面性能。 如强度更高、机械

性能更好、更加环保、成本更低等要求,为满足人类新

需求,摆脱传统混凝土强度较低并且功能单一的限制,

促进超高性能混凝土(UHPC)的推广使用,非常必要。

2004 年,瑞士完成第一个公路桥梁 UHPFRC(瑞

士将 UHPC 称作 UHPFRC) 维修加固,其采用 30mm

配筋 UHPC 薄层加固旧钢筋混凝土桥面板。 2011

年,在肇庆马房大桥中,首次将 UHPC 与钢箱梁组合,

形成轻型组合桥面,是我国 UHPC 材料的首次应用。

迄今为止,越来越多的工程中应用到 UHPC,其已成

为国际工程材料领域一个研究热点[1 - 2]

。

1 UHPC 材料的研发

UHPC 作为一种具有优异的抗压强度、高度的耐

腐蚀性、优异的耐火性能的通用且可靠的材料,可在

建筑行业提供一系列功能。 其独特的特点,使其成为

广泛应用的理想选择,包括结构构件、桥梁施工、海洋

结构物和高层建筑。 UHPC 凭借其卓越的强度、耐用

性和对环境因素的抵抗力,正迅速成为世界各地建筑

项目的热门选择。

为了推广超高性能混凝土(UHPC)的使用,各国

学者从原材料方面入手,以提高材料性能、降低材料

成本、提高材料可持续性、改善材料环保性能为目标

开展研究。 国内已经有许多学者开展了针对超高性

能混凝土(UHPC)材料的研究。

魏慧男等[3]制备超高性能混凝土(UHPC)时,采

用废弃阴极射线管玻璃代替河砂,既有环保的意义,

又可以降低生产成本。 李文娟等[4]通过实验,研究超

高性能混凝土固化焚烧飞灰的可行性,证明利用生活

垃圾焚烧飞灰,能够制备环保型超高性能混凝土,并

且性能良好。 褚洪岩等[5]通过试验,证明了使用环保

型细集料可以用来制备环保形 UHPC 材料。 其证明

了通过使用环保型细集料制备的环保 UHPC 材料的

力学性能与采用河砂制备的普通 UHPC 力学性能相

比更为优秀。 陆秀丽等[6] 研究了通过增加植物纤维

对 UHPC 的力学性能、流动性、抗高温性这三个方面

的影响, 证明了用植物纤维增强 UHPC 性能的可

行性。

·106· 福 建 建 筑 2023 年

这些研究表明,在 UHPC 材料的制备过程中,利

用废弃物、工业废渣等替代品可以降低生产成本,同

时能够减少对自然资源的消耗和环境污染,具有环保

意义。 这些替代品经过合理配比和处理后,可以不影

响 UHPC 材料的力学性能和耐久性能,并且还能提高

其可持续性和应用范围。 使用焚烧飞灰、废弃阴极射

线管玻璃等废弃物替代传统原材料,可以有效地解决

这些废弃物的处置问题,实现资源化利用。 此外,使

用环保型细集料和植物纤维来增强 UHPC 的性能,可

以进一步提高 UHPC 的力学性能和可持续性,同时也

能满足环保需求。 通过这些研究可以看出,利用废弃

物和环保型材料制备 UHPC,是一种具有潜力和可行

性的方案,可以为 UHPC 的推广和应用提供新的途径

和选择。 但是,需要注意的是,在使用这些替代品时,

要根据具体情况,精细设计配比和生产工艺,以保证

UHPC 的性能稳定和可靠。

此外,还需进一步完善相关标准和规范,明确质量

要求和检测方法,提高行业的一致性和可信度。 在

UHPC 材料生产应用方面,通过对新型 UHPC 材料的研

发,使得在普通工艺下,制备超高强水泥基复合材料的

方法成为了可行的方案。 目前,超高性能混凝土(UHPC)材料已在迁曹铁路、京沪高速、沪宁城际等 10 多条

铁路中的低高度梁及高耐久性配套构件中成功应用,

表现出了巨大的经济与社会效益[7]

。 国内超高性能混

凝土环保新型原材料的研究仍然不足,若新型的廉价

环保超高性能混凝土材料研发能够有效降低建筑工程

成本、减少混凝土建筑、减少对天然资源的需求、减少

环境污染、提高 UHPC 材料的应用范围,促进建筑工程

行业的可持续发展,符合国家节能减排、资源节约的政

策要求,同时带来经济效益和社会效益。

2 UHPC 力学性能

2. 1 抗压性能

UHPC 的抗压强度是普通混凝土的 3 ~ 6 倍,其

优点为可以减少材料用量,降低结构自重,能够适用

于高耸结构及大跨度结构。

赵康等[8]通过分析 UHPC 抗压强度在不同试件

尺寸下的变化,得出以下结论:掺入钢纤维,可以明显

提高 UHPC 的抗压强度,其最佳掺量为 2% 且 UHPC

有比较明显的尺寸效应。 苏俊等[9] 对不同尺寸粉煤

灰钢纤维 UHPC 的立方体和棱柱体试件进行压缩试

验,研究不同尺寸试件的抗压强度和压缩破坏模式。

试验显示,其试件分别呈现韧性拉伸破坏,和脆性剪

切破坏。

2. 2 抗拉性能

UHPC 中的纤维能起到很好的拉结作用,可以保

持材料的完整性并防止其剥落,从而适用于薄壁结构

及对抗裂要求高的结构。

方志等[10]对 50 个强度等级为 150 MPa 的 UHPC

试样的轴向拉伸、弯曲拉伸和劈裂拉伸性能进行了测

试,得出了钢纤维含量和形状对 UHPC 试件轴向拉

伸、弯拉和劈拉强度的影响关系。 结果表明:UHPC

轴向拉伸在钢纤维体积含量小于等于 1% ,为单裂纹

开裂的应变软化特征;钢纤维体积含量大于等于 2%

时,为多裂纹的应变硬化特征。 杨小钰等[11] 通过使

用分离的压杆装置研究 UHPC 在高应变速率条件下

的机械响应行为。 研究表明,在拉伸过程中加入微钢

纤维,可以使 UHPC 的拉伸强度提高约 2 倍,并且

UHPC 的动态拉伸强度增加因子随着应力速率的增

加而增加,表现出明显的速率效应。

2. 3 耐久性能

UHPC 通过特殊配方,将材料分子进行有规律排

列,使其具有极低的穿透性,空气中的有害物质难以

渗入,从而拥有良好的耐久性,适用于材料潮湿、冰

雹、化学厂区等特殊环境下的结构。

杨家俊等[12] 通过设置不同风沙质量置换率的

UHPC 试件,研究了风沙混合 UHPC 在冻融循环和硫

酸盐浸渍条件下的耐久性。 结果表明,在机制砂骨料

中加入一定比例的风成砂可以优化 UHPC 的力学性

能;掺有风沙的 UHPC 在硫酸盐浸泡 60 d 以上后,抗

压强度有一定影响,浸泡 120 d 后,试件抗压强度有

较大损失。

超高性能混凝土(UHPC)拥有以下力学特点:其

抗压强度通常大于 150 MPa,是普通混凝土 2 ~ 3 倍,

从而使其成为承重结构材料的广泛选择之一。 例如

在桥梁建设中,UHPC 的使用不仅可以节省建造成

本,而且还能减轻桥的重量。 并且,UHPC 有着优秀

的抗拉性能,它的抗拉强度通常大于 10 MPa,远高于

普通混凝土的抗拉强度。 在大跨度桥梁建设中,UHPC 已成为高强度、轻量化桥梁构件的首选材料之一。

此外,UHPC 具有很高的耐久性,能够承受各种恶劣

环境条件和使用况,例如化学侵蚀、气候变化、冻融循

环和碳化等。 UHPC 的耐久性能是由其抗渗性、抗裂

性和抗化学侵蚀能力共同构成的,使其在工业场馆、

化工厂、地下结构中拥有广泛的应用前景。

未来,由于 UHPC 优异的力学性能,其在各种工

程领域都将有更广泛的应用前景[13 - 14]

。 例如,在高

层建筑和大跨度桥梁等重要工程中,UHPC 的高强

度、高韧性和耐久性将成为更加可靠的结构材料选

择。 在海洋工程领域,UHPC 的耐久性和强度使得其

具有广泛的应用前景。 不仅在军事工程和民用建筑

领域,UHPC 也广泛应用于掩体、地下堡和飞机跑道

等方面。 UHPC 的应用潜力和前景将会越来越广阔。

但在技术创新、绿色环保、可持续发展等方面,UHPC

还有很大的提高空间。

2023 年 11 期 总第 305 期 戴长明,王 琨,丁永琪,等·UHPC 的研究进展及其在混凝土结构中的应用 ·107·

3 预应力在超高性能混凝土(UHPC)中的应用

随着社会经济与技术的发展,单一的 UHPC 以及

高强预应力钢筋的性能已经很难满足人们对于技术

和经济效益的需求。 将 UHPC 与高强预应力钢筋结

合,可以充分发挥两种材料的优势与特点,增加建筑

结构的跨度和承载能力,同时缩小构件截面尺寸,优

化建筑空间布局,非常具有发展潜力。 因此,对于预

应力在超高性能混凝土中的应用,是一个十分具有发

展空间和经济效益的研究。 许多人也对预应力在超

高性能混凝土中的应用进行了进一步的研究。

其相关应用如下所示:秦昊等[15] 通过 8 个足尺

寸预应力 UHPC 梁的恒载升温试验,采用预埋测温块

采集梁内部温度变化,再根据挠度变化幅度和变化速

率获得梁的耐火极限。 发现预应力钢筋保护层厚度

越大,UHPC 梁的耐火极限越高,且有粘结预应力梁

的耐火性能明显优于无粘结预应力梁。 马熙伦等[16]

建成一座 4 m ~ 30 m 预应力 UHPC 连续箱梁桥,并利

用一个 30 m 预应力 UHPC 小箱梁进行了足尺试验,其

受力性能满足设计验算要求,经济效益明显提高。 邓

宗才等[17]用 100 t 推拉千斤顶对 3 根预应力和一根非

预应力 UHPC 梁进行两点上下反复加载,发现高预应

力度 UHPC 梁滞回曲线捏缩效应明显,但其变形恢复

能力显著优化。 杨剑等[18] 使用试验梁,为 6 根配置碳

纤维预应力筋的简支 T 梁进行加载,发现了施加预应

力的 UHPC 梁,具有更好的变形能力和抗裂缝能力。

上述研究表明,预应力在超高性能混凝土中的应

用,能够极大提高梁的耐火性能,提高结构的耐火极

限;两者的相互应用,能够极大提高结构的力学性能

和抗弯性能,提升结构的经济效益。 这种组合应用对

如今新时代新型建筑来说,是一个具有极其好的经济

效益和实用效果的方向。

但是,预应力在超高性能混凝土的应用中,也存

在着诸多的问题等待研究。 对于 UHPC 预应力结构

在长期持荷和部分卸荷下的构件加固、系统的有限元

模型分析、受不同预应力施加工艺影响等方面的研

究,还有大片空缺,仍需研究解决。 且对火灾下 UHPC 的爆裂问题的研究,是基于火灾中其不发生爆裂

的前提下。 因此,后续研究需考虑到火灾爆裂的情

况,继续研究温度、荷载对于爆裂的影响。

4 UHPC 在型钢混凝土结构中的应用

由于经济社会的发展,传统的钢筋混凝土结构在

各个性能方面,已经很难满足人们的需求。 所以,将各

类高性能材料的优点集合于一体进行研发,以期望制

成满足实际需要的结构构件,是目前的研发趋势。 其

中一个方向,便是研究 UHPC 与型钢混凝土的结合。

通过在钢筋混凝土梁内配置焊接型钢或轧制型钢后,

与传统的刚筋混凝土相比,具有承载力提高、刚度较

大、抗震、抗裂性能好等优点,还可通过减小梁柱的截

面面积、调节轴压比,来提高结构的极限承载力。 而

UHPC 作为近些年来的高性能新材,同普通的混凝土相

较,也具有更高强度、更高韧性、更高耐久等显著优势。

目前,社会各方面的研究成果已表明,将 UHPC 应用于

型钢混凝土中,两者优势结合,构件的截面尺寸、结构

自重、钢筋配置能够有效减少,以此减少工程造价。

关于 UHPC 在型钢混凝土应用中所体现出的各

项性能———卜良桃等[19]通过纯型钢与 RPC 包裹型钢

两者的对比实验研究组合梁的受力性能,发现外包

RPC 后梁承载力大幅提升,且组合梁表现出优秀的耐

久和使用性能;唐长久等[20] 通过进行足尺 UHPC 型

钢梁受弯性能静载试验,得到结论:该组合梁有良好

的抗 裂 性 能, 开 裂 载 荷 可 达 极 限 载 荷 56. 4% ~

62. 6% ,远高于传统的普通钢筋混凝土梁,且极限承

载力高出了 79. 9% ~ 100. 1% ;钟振鹏等[21]通过位移

计测量 14 个 UHPC 型钢梁的加载、自由端滑移量及

型钢锚固方向应变,发现 UHPC 型钢梁的荷载滑移曲

线,与普通型钢混凝土的粘结滑移理论相类似。

上述研究结论可以证明,UHPC 应用于型钢梁

中,构件的受剪性能、受弯性能、极限承载力、抗裂性

能等各项力学性能、耐久性能都能得到提高,充分发

挥了 UHPC 和型钢的性能。 这种组合梁对如今朝着

高、大、重发展建设的新时代建筑来说,是一个不错的

选用方向。 优良的耐久性,使其甚至可用于长期处于

雨雪冻融、侵蚀的地区环境。 再例如,利用其较好抗

震、抗裂、耐久等性能,可将其用于高烈度区,解决普

通钢筋混凝土框架结构易震损、施工周期长、养护条

件差、耐久耐腐蚀差等问题。

同时,在 UHPC 型钢梁的研究和应用中,也存在许

多问题[22 - 23]

。 如制备 UHPC 时需要的水泥用量较大,

并且水胶比较低;以及在其较大收缩变形和徐变作用

下,对于施加预应力的构件的预应力损失难以准确评

估;纤维种类、掺量、材料强度等 UHPC 的性能对外包

UHPC 型钢梁又有何影响等,都还未完善,有待研究。

在未来 UHPC 的研发应用中,由于环境要求的限

制以及实际工程的成本、设备等因素影响,会使 UHPC 制备遇到高成本、无蒸养条件的情况,特别是在大

体积大跨度的构件制备时,尤为突出。 针对这一现实

问题,可从设计骨料、试剂变化研究收缩应力应变的

一般规律,而后初步设计出低收缩、免蒸养的 UHPC

配比,以此为出发点,研究其与型钢结合后的收缩徐

变、应力损失、力学性能,建立起力学模型,并推导出

计算方法,最终设计出符合要求的免蒸养超高性能混

凝土型钢梁。 以此类推,对实际工程中的其他技术问

·108· 福 建 建 筑 2023 年

题,也可参照此设计思路,由单独的 UHPC 或型钢的

制备入手,通过参量控制,找出符合要求的材料配比

与制备工艺,再进一步研究两者结合后的性能表现从

而设计出整体构件。

5 结语

本文综述了 UHPC 的研究成果和发展现状,深入

分析了 UHPC 的力学性能,分析了 UHPC 在混凝土结

构中的应用现状和前景。

首先针对超高性能混凝土材料的研发,总结了各

方研究中的环保型制备工艺,体现了环保工艺下,制

备 UHPC 的较高性能和环境效益,同时指出了未来发

展存在的材料用量、制备成本等限制因素。 其次针对

UHPC 的力学性能,从抗压性能、抗拉性能、耐久性能

3 个方面展示了其优越的力学性能,并结合现阶段的

各方研究,描述了钢纤维、风沙等掺和料对其的增强

效果。 与传统的混凝土相比较,突出了更优越的性能

以及更广泛的应用前景。 最后,通过预应力在 UHPC

中的应用,以及 UHPC 在型钢混凝土结构中的应用两

方面,引证具体的相关实验,表现了预应力对超高性

能混凝土耐火性和力学性能的增强,以及 UHPC 对型

钢混凝土结构的抗裂性能、耐久性能、力学性能等方

面的提高。 同时,提出预应力超高性能混凝土在各种

实际情况中的性能欠考虑及 UHPC 型钢梁制备受环

境、成本等因素的制约等实际工程问题。

UHPC 不仅可以制作出高强度、高韧性、高耐久

性的混凝土构件,而且还可以实现更为轻巧、优美的

建筑形态,满足当代建筑设计对于构件轻型化和形态

自由化的要求,且在桥梁、隧道等重要工程中得到了

广泛应用。 甚至可以对节能环保做出贡献。

综上所述,UHPC 是一种值得深入研究的高性能

混凝土材料,在未来,随着建筑工程对高性能和多功

能混凝土材料需求的不断增加,UHPC 在混凝土结构

中的应用前景将变得更为广阔。 虽然我国在 UHPC

材料的技术研究和实际应用的起步较晚,和国际 UHPC 材料应用技术相比有一定差距,但是笔者相信,通

过我国科研人员的深入研究与探索,UHPC 材料和技

术必将在我国建筑领域发挥至关重要的作用。

参 考 文 献

[1] 徐涵彬,姜慧,高棒棒,等. 超高性能混凝土在结构中的

应用[J]. 江西建材,2022(09):235 - 237.

[2] 杨成军,李锡松,尹武晓,等. 超高性能混凝土在建筑领域

的应用研究[J]. 混凝土与水泥制品,2022(08):37 - 40.

[3] 魏慧男,刘铁军,邹笃建,等. 含废弃玻璃的绿色超高性

能混凝土制备及性能[J]. 建筑材料学报,2021,24(03):

492 - 498.

[4] 李文娟,华先乐,李良伟,等. 垃圾焚烧飞灰在绿色超高性

能混凝土中的应用[J]. 建材世界,2022,43(02):58 - 62.

[5] 褚洪岩,蒋金洋,李荷,等. 环保型细集料对超高性能混

凝土力学性能的影响[ J]. 材料导报,2020,34 ( 24 ):

24029 - 24033.

[6] 陆秀丽. 植物纤维对 UHPC 性能的影响研究进展[ J]. 纤

维复合材料,2022,39(01):41 - 43,59.

[7] 盖爽. 超高性能结构混凝土材料工程化应用基础研究达

国际先进[N]. 中国建设报,2010 - 01 - 11(007).

[8] 赵康,邱宇康,胡泽堃云,等. 超高性能混凝土抗压性能

尺寸效应研究[J]. 四川水泥,2022(10):23 - 24,27.

[9] 苏俊,陶俊林,李棠. 粉煤灰钢纤维超高强混凝土抗压性

能试验研究[ J]. 长江大学学报(自然科学版),2011,8

(02):103 - 105.

[10] 方志,周腾,刘路明,等. 超高性能混凝土受拉性能试验

研究[J]. 铁道学报,2022,44(05):157 - 165.

[11] 杨小钰,王尧. 超高性能钢纤维增强混凝土抗拉性能试

验研究[J]. 混凝土,2022(06):98 - 102.

[12] 杨家俊,冯玉钏,贾小龙. 风积沙制备超高性能混凝土耐

久性试验研究[J]. 交通世界,2022(29):37 - 40,44.

[13] 樊健生,丁然. 超高性能混凝土在房屋建筑结构中的研

究与应用进展[J/ OL]. 硅酸盐学报:1 - 13[2023 - 04 -

26]. DOI:10. 14062 / j. issn. 0454 - 5648. 20220787.

[14] 中国混凝土与水泥制品协会超高性能水泥基材料与工

程技术(UHPC)分会. 新标准 新技术 新应用促新发展

UHPC 筑建美丽中国———首届全国 UHPC 技术发展和

创新应用大会在佛山隆重召开[ J]. 混凝土世界,2023

(03):16 - 19.

[15] 秦昊. 预应力超高性能混凝土梁抗火性能与爆裂防控

[D]. 济南:山东建筑大学,2022.

[16] 马熙伦,陈宝春,黄卿维,等. 30m 预应力超高性能混凝

土小箱梁优化设计[ J]. 福州大学学报(自然科学版),

2019,47(03):398 - 404.

[17] 邓宗才,王义超. 预应力超高性能混凝土梁抗震性能试

验研究[J]. 桥梁建设,2016,46(06):29 - 34.

[18] 杨剑,方志. 预应力超高性能混凝土梁的受弯性能研究

[J]. 中国公路学报,2009,22(01):39 - 46.

[19] 卜良桃,滕道远. 型钢外包活性粉末混凝土组合梁的受

力性能试验 [ J]. 武 汉 大 学 学 报 ( 工 学 版), 2018, 51

(08):721 - 726,731.

[20] 唐长久. 超高性能混凝土型钢梁受弯性能试验研究

[D]. 长沙:湖南大学,2019.

[21] 仲振鹏. 型钢活性粉末混凝土粘结滑移性能试验研究

[D]. 扬州:扬州大学,2021.

[22] 曹君辉,樊伟,李立峰,等. 基于 UHPC 的高性能桥梁结

构研究与应用[J]. 湖南大学学报,2022,49(11):1 - 32.

[23] 2020 年中国超高性能混凝土(UHPC) 技术与应用发展

报告[J]. 混凝土世界,2021(04):20 - 29.

2023 年第 11 期

总第 305 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

法规对生土材料使用及建筑与室内设计影响研究

李鎨翰

(厦门大学嘉庚学院 福建漳州 363105)

摘 要:在全球能源危机之后,生土建筑作为一种极具生态价值与地域特色的建筑形式,再度在国外建筑市场兴盛。

生土材料应用广泛,可以用于建造墙体、室内壁炉、室内装饰墙以及制作涂料等。 与国外的蓬勃发展相比,现代生土建

筑当前在我国的发展似乎停滞不前。 究其原因,法规对于一国的产业发展有相当的影响。 了解国外法规发展经验,将

对我国生土建筑产业链发展起到促进作用。 为此,从分析几个代表性国家的生土建筑法规出发,探究法规对该国生土

材料使用与生土建筑设计的影响。 并借鉴国外生土建筑法规,结合我国国情展开探讨。 加强与生土建筑产业相关专

项法规的制订与政策扶持,推动生土建筑产业作为生态建筑。

关键词: 建筑规范;生土建筑;产业

中图分类号:TU5 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)04 - 0109 - 05

Research on the impact of regulations on the use of earth materials and architectural and interior design

LI Sunhan

(Xiamen University Tan Kah Kee College,Zhangzhou 363105)

Abstract:After the global energy crisis, earth building, as an architectural form with great ecological value and regional characteristics,

has become active again in the foreign architectural market. Earth materials are widely used for building walls, indoor fireplaces, interior

decorative walls and making paints. Compared with the vigorous development of foreign countries, the development of earth architecture in

contemporary China seems to be stagnant. Investigate its reason, laws and regulations have a considerable impact on the development of a

country's industry. Understanding the development experience of foreign laws and regulations will promote the development of China's earth

construction industry chain. To this end, starting from analyzing the regulations on earth construction in several representative countries,

explore the impact of regulations on the use of earth materials and design of earth buildings in that country. And draw inspiration from foreign laws and regulations on earth architecture, and explore in combination with China's national conditions. Strengthen the formulation of

special regulations and policy support related to the earth construction industry, and promote the earth construction industry as an ecological

building.

Keywords:Building code; Earth building; Industry

基金项目:2020 年度福建省社会科学规划基础研究项目(FJ2020T004)。

作者简介:李鎨翰(1968— ),男,教授。

E-mail:sunhan_lee2014@ 163. com

收稿日期:2023 - 03 - 15

0 引言

以不经烧结的素土为原料,经现代工艺改良的生

土建筑,具有低碳、低污染、可降解的特性,又有优异

的室内热工与调湿性能,加之丰富的美学表现力,可

以说,现代生土建筑有鲜明的生态建筑特征。 因此,

近年来,生土建筑与建材成为国际关注的新焦点。 反

观我国,在国家层面上,相比发达国家完善的生土建

筑产业链,这方面仍较为滞后。 在社会层面上,越来

越多的发达国家选择生土作为墙体材料、室内装修材

料或室内外涂料,而我国广大人民对生土建筑的印

象,仍然停留在以前落后的技术水准和审美。

目前,国外生土材料的使用与建筑设计的发展主

要有两个大方向:一是发达国家重视生土建材的低碳

与改善室内物理环境特性,将重心放在改善材料性能

与开发各种预制产品上,同时完善相关法规,让生土建

筑能够跻身现代化的产业体系;二是发展中国家更注

重生土材料就地取材、加工简易、量大价廉等特点,致力

于研究在低技术限制下,以改良传统生土建筑来改善人

居环境,因此具有推动的优势与必要性。 我国地域宽广,

物候悬殊,各地区发展不平衡,且存在不同的需求。 所

以,国外两种发展方向,对我国都有借鉴意义。

建筑产业与法规是互为因果、相辅相成的。 不论

是发达国家或是发展中国家,其生土建筑法规发展大

多由国家或行业组织根据该国技术条件与实际使用

需求进行制定,同时法规又指导、促进着该国生土建

筑设计与产业的发展。 因此,本文针对不同国家的法

规情况进行分析,了解其对生土材料使用与建筑设计

的影响,希望能对我国不同地区生土建筑产业的发展

起到借鉴作用。

1 发达国家生土建筑规范与经验

1. 1 德国

1. 1. 1 德国生土建筑法规

日耳曼地区的传统生土民居建筑,是半土半木结

构(half - timber house),拥有近千年的历史[1]

。 1944

·110· 福 建 建 筑 2023 年

年,德意志帝国制定了第一部现代化的生土建筑规

范:帝国生土建筑规范 ( Reichslehmbauordnung)

[1]

。

后来在此基础上持续进行修订,2009 年更名公布了

生土建筑规范 ( Lehmbau Regeln), 并沿用至今[2]

。

2013 年起,又相继出台了四项生土建筑 DIN 标准,它

们分别是:DIN 18945 预制生土砖的生产要求与检验

标准、DIN 18946 砌筑用生土砂浆的生产要求与检验

标准、DIN 18947 生土抹面灰浆的生产要求与检验标

准、DIN 18948 预制生土板的生产要求与检验标准。

德国一直致力于研究预制生土建材产品、提高施工工

艺与制订检验标准,这样能缩短现场施工时间,优化

建筑品质。 另外,德国生土建筑一直坚持采用无任何

化学添加剂的“素土” 保证生土建筑的生态性。 同

时,由于受到建筑传统的影响,德国目前主流的生土

建筑技术仍是采用半土半木结构,亦即木框架结构和

生土结合。

1. 1. 2 德国达姆施塔特住宅 House J

该建筑使用预制木框架结构承重及预制生土砖

填充,使整个工程得以在 6 个月内完工,同时控制在

较低的建筑成本。 由于生土内未添加改性添加剂,不

能防水,所以建筑外观上采用抹灰,保护生土墙面免

遭雨水的侵蚀(图 1),但也因此无法从外观上辨认出

是否为生土建筑;在外墙和内墙中使用了生土材料

(共约 40 t)作为承重木框架的填充材料,保证了良好

的室内隔热隔音与吸湿调湿效果(图 2),室内环境舒

适宜人;土木结合的构造方式也让人想起历史悠久的

日耳曼生土民居传统,有著丰富的文化意涵,如图 3 ~

图 4 所示。

图1 House J 的抹灰外观 图2 以粘土砖填充承重木框架

图 3 土木结合的现代

德国生土民居

图 4 有千年历史的日耳曼

传统生土民居

1. 2 美国

1. 2. 1 美国生土建筑法规

美国国家标准局 1941 年首次公布了有关土坯砖

的生产标准《统一建筑规范标准———免烧粘土砌块》

(Uniform Building Code Standards - Section 24 - 15,

2403 Unburned Clay Masonry Units and Standards)。 美

国材料试验协会 ASTM(American Society for Testing

and Materials)于 2005 年发布了关于土墙的完整法规

《土墙建筑系统设计标准 ASTM E2392 》 ( Standard

Guide for Design of Earthen Wall Building Systems,

ASTM,2005),2010 年增加了地震地区的土墙设计标

准,沿用至今。 有几个州根据各州实际情况对这些国

家标准做出了改进,包括新墨西哥州、亚利桑那州、加

利福尼亚州、内华达州、犹他州、科罗拉多州和德克萨

斯州。

1. 2. 2 新墨西哥州土坯建筑

新墨西哥州是美国使用生土砖最多的州,1991

年,该州发布了一项关于免烧制砖和夯土的法规

(New Mexico Building Code,CID - GCB - NMBC - 91

- 1),到了 2015 年又发布了关于生土建筑材料的规

范 14. 7. 4 NMAC。 在规范中规定,土坯建筑不得超过

两层,且在距离地面 1. 2 m 以上禁止使用未加添加剂

的土坯砖,而需使用改性固化的土坯砖,在抗压强度

上规定固化土坯砖需不低于 2 MPa。

新墨西哥州具有丰富的土壤资源和众多现存生

土建筑遗产,尤其是土坯砖建筑。 新墨西哥州土坯砖

场自 1972 年成立以来,已发展成为世界上最大的土

坯砖场之一(图 5),年产量近 50 万块土坯砖。 这些

土坯砖基本都添加了化学添加剂,以提高其抗压强度

和耐水性,但此举会产生日后拆除时废料难以降解的

问题。

图 5 新墨西哥州土坯砖场

在该州一个以传统土坯建筑闻名的地区,美国工

作室 Mollhaus 建造了一座外墙涂有土色灰泥涂料的

土坯住宅,新土坯建筑在体现现代美学的同时,也在

材料上尊重该地区的建筑传统,如图 6 所示。

2023 年 11 期 总第 305 期 李鎨翰·法规对生土材料使用及建筑与室内设计的影响研究 ·111·

图 6 新墨西哥土坯建筑案例

1. 2. 3 亚利桑那州夯土建筑

1997 年,亚利桑那州皮马县图森市制定了有关

生土材料和草捆建筑的法规(Uniform Administrative

Code Amendment for Earthen Material and Straw BaleStructures, Tucson / Pima County, Arizona [ USA ],

1997),之后在 2016 年进行了更新。 亚利桑那州马里

科帕县于 2013 年制定的建筑法规中的第三章,是关

于生土结构和草捆建筑的法规内容(Maricopa Association of Governments Building Code Amendments and

Standards Manual,2013)。 在皮马县和马里科帕县的

法规中都规定,水泥固化夯土墙在施工时,需要满足

一系列指标,例如土壤中的水溶性盐含量不得超过

0. 2% ,现场开采的土壤混合物料需要经反复测试,直

至全部材料达到使用要求,水泥固化夯土墙在干燥

14 d 后强度不小于 2 MPa 等。

美国生土建筑师瑞克·乔伊(Rick Joy)在图森市

索诺拉沙漠里设计了一座夯土住宅,落地的玻璃窗提

供了一览无遗的沙漠风景。 墙由沙漠土壤和 3% 的

波特兰水泥夯筑而成,西侧夯土墙面采用屋顶挑檐和

加大窗口进深,以遮挡炙热的阳光。 晚上当室外温度

骤降时,夯土墙体会将储存的热量逐渐转移到室内,

以调节室内温度(图 7)。 同时,多孔隙的室内土墙表

面,除了起到良好的调节湿度与提升室内舒适度的功

能外,还呈现了粗犷朴拙的室内装饰美感。

图 7 生土建筑案例

1. 3 澳大利亚

1. 3. 1 澳大利亚生土建筑法规

澳大利亚是最早为土坯、压缩土块和夯土建筑等

的设计施工制订规范的国家之一。 《澳大利亚生土建

筑手 册》 ( The Australian Earth Building Handbook,

Standards Australia, 2002 ) 由 澳 大 利 亚 标 准 协 会 于

2002 年出版,是主要但不限于建造单层和两层生土

建筑的一份设计准则。 手册的目的,是为寻求生土建

造的人提供指导。 尽管这是一份建议性文件,但它使

生土建筑标准化进程朝着全面标准迈进了一步。 该

手册反映了水泥等固化稳定剂在生土建造中的普遍

使用。 由于添加固化剂的墙体不怕雨水淋蚀,无须屋

顶或是墙体抹灰来保护,可以将生土材料直接暴露于

外,展现了生土建材的强大艺术表现力。

1. 3. 2 西澳长城

西澳长城为一住宅项目,位于澳大利亚西北部,

总长 230 m,是南半球最长的夯土墙结构(图 8)。 澳

大利亚生土建筑手册中,给出适宜夯土的最佳土壤配

比是:砂和砾石占 45% ~ 75% ,淤泥占 10% ~ 30% ,

粘土占 20% 左右。 而建筑场地土壤经过检测,发现

具有高含量的铁砂质粘土,于是建筑师从附近的河床

采集砂砾等粗骨料,将土壤调至合适的配比。 平面采

取多个矩形连接(图 9),开口较少,且暴露于环境中

的粗犷生土墙体符合生土建筑的建造逻辑,又极大表

现了生土材料在室外与室内的装饰美感。 这种住宅

的设计,表达了澳大利亚西北部的一种新的建筑理

念,获得了 2016 年国际生土建筑奖,极大地推动了生

土建筑在澳大利亚的发展。

图 8 西澳长城外观

图 9 西澳长城平面

·112· 福 建 建 筑 2023 年

2 发展中国家生土建筑规范与案例

2. 1 印度生土建筑法规

印度在 1960 年制定一部国家规范《一般建筑建

造用水泥 - 土砌块规范》 ( Specification for soil - cement blocks used in general building construction, IS

1725,Indian Standards Institute),用来规范固化稳定

土块的建造,这份国家标准已沿用多年[3]

。 由于在印

度大约有一半的建筑都含有土墙,且印度有部分地区

处于地震带,为了提高生土建筑的抗震能力,印度标

准局于 1967 年制定并在 1976 年和 1993 年修订发布

的一项国家法规《提高生土建筑的抗震能力—导则》

( Improving Earthquake Resistance of Earthen Buildings—Guidelines,IS 13827:1993,the Bureau of Indian

Standards)

[3]

。 该法规对于生土建筑防震提出一些建

议与指导,例如在四五级地震带生土建筑不得超过一

层;建筑物平面尽可能采取 L 型、T 型等对称的形式,

以削弱地震对建筑的影响;采用轻质屋顶来减小地震

带来的冲击。 在强度上也有明确的规定:垂直于两个

连续墙之间的墙的长度不应大于壁厚 t 的 10 倍(图

10);土坯在阳光下晒干 4 周后,其强度应足以支撑一

个人(60 kg ~ 70 kg)的重量,如果破裂,需要添加更多

的粘土和纤维材料,或可通过定量测试 100 mm 立方

体的抗压强度最小值是否达到 1. 2 N/ mm

2

。 在基地

选择上,应注意避免地下水位较高区域;基地应高于

高洪水位,或将地面抬高等等。 该法规从低成本和实

操性出发,为发展中国家地震区提供了宝贵的经验。

图 10 印度法规中关于抗震地区生土墙壁的规定

2. 2 印度 Phoolna 教师公寓

该慈善项目位于印度比哈尔邦北部桑德布尔

(Sunderpur),建筑包括 6 间教师公寓和一个社区交

流大厅(图 11、图 13)。 该项目高两层,平面采用“L”

型形成半包围院落(图 12),以提高其抗震能力;同时

采用竹质屋顶形成遮阴空间,有利于减重和室内微气

候改善。 地面和地基采用水泥抹面,并将一层地面升

高,防止雨水对生土墙体的侵蚀。 公寓的主要建筑材

料是村民自制的土块和竹子,土块多孔隙的表面,有

利于室内吸湿调湿与降低噪声。 该项目在 2016 年国

际生土建筑奖中,被选为合作住房领域最佳项目

之一。

图 11 教师公寓外观

图 12 教师公寓平面

图 13 廊下空间

3 各国生土建筑规范发展小结

3. 1 制定时间

20 世纪 90 年代,大部分国家开始大量制定或修

订规范。 发达国家再次修订规范的动机,主要迫于石

2023 年 11 期 总第 305 期 李鎨翰·法规对生土材料使用及建筑与室内设计的影响研究 ·113·

油危机与气候暖化的压力和对社会可持续发展的追

求。 而相对于生态环保,对于发展中国家而言,就地

取材并以低技术低成本来满足大量住房需求,则是其

制定规范更为重要的动力。

3. 2 数量与内容

发达国家的规范一般数量多,涵盖的生土建材与

产品的范围也较广。 发展中国家则根据自身的需求

倾向,少量却有针对性地制定法规[4]

。 规范建设与国

家的社会条件和工业化水平相关,与产业发展有着互

为因果,互相促进的关系。

3. 3 是否容许化学添加剂

许多发展中国家以及少部分发达国家如美国、澳

大利亚等,为增强生土强度与耐水性能,选择了加入

可以改性固化的添加剂[5]

。 另一方面,欧陆主流发达

国家如德国、法国则坚持使用不加任何化学添加剂的

素土作为建筑材料,以保有生土建筑在拆除之后可以

降解回归自然的生态特性[6]

。 截然不同的理念,促使

着这些国家在现代生土建造技术与建筑形式上,有着

丰富多样的发展。

4 结语

(1) 发展生土建筑产业作为生态建筑产业链的

一环

英国学者 Becky Little 和 Tom Morton 在《Building

with Earth in SCOTLAND: Innovative Design and Sustainbility》一书中提到,英国二氧化碳排放量的 40% ~

50%归因于建筑物的使用和建造,且英国有近一半的

固体废物是由建筑业产生的[7]

。 根据我国住建部于

2019 年 发 布 的 《 建 筑 碳 排 放 计 算 标 准》 ( GBT /

51366—2019)内容来看,目前市面上使用的普通硅酸

盐水泥碳排放因子为 739 kgCOe / t,混凝土为 200 ~

400 kgCOe / t,石灰甚至超过 1000 kgCOe / t,与表上同

时在列的砂、碎石、黏土三种天然材料碳排放因子做

对比。 这些常见工业材料的碳排放,是天然建筑材料

碳排放的几百倍甚至更多[8]

。 因此,提高生土材料在

建材中的使用比例,发展生土建筑产业,将其作为节

能减排生态建筑产业链的一环,应是我国日后努力的

方向[9]

。

(2)加强专项法规的制订与政策扶持

我国目前没有针对生土建筑的专项规范,只是在

行业标准《镇(乡)村建筑抗震技术规程》中涉及了生

土结构房屋的规定[10]

。 规范缺乏与位阶较低,一定

程度上阻碍了我国生土建筑产业的有效发展。 没有

规范的文件进行指导,生土建筑工程难以进行规范化

招标发包及验收程序,导致生土材料与其他建材处于

不对等的位置,始终处于“非正规”的尴尬境地[11]

。 由

于生土材料与生土建筑这巨大的生态优势是不容忽视

的,所以需要从制定专项法规起步,来带动生土建筑产

业。 此外,由于我国地域广大,发展条件悬殊,法规与

政策的制订应同时,考虑发达地区与发展中地区的差

异性,还需具备灵活多样、兼容并蓄的特性[12]

。

参 考 文 献

[1] Horst Schroeder. Sustainable Building with Earth[M]. Springer:Switzerland,2016:272 -290.

[2] Dachverband Lehm e. V. . Lehmbau Regeln[M]. Vieweg +

Teubner:Germany,2009:105 - 108.

[3] The Bureau of Indian Standards. Improving Earthquake Resistance of Earthen Buildings—Guidelines:IS 13827:1993

[S]. New Delhi:New India Printing Press,1993:3 - 5.

[4] Wan Li;Ng Edward;Liu Xiaoxue;Zhou Lai;Tian Fang;Chi

Xinan. Innovative Rammed Earth Construction Approach to

Sustainable Rural Development in Southwest China [ J ].

Sustainability Volume 14,Issue 24. 2022. 16461 - 16461.

[5] Stazi Francesca;Pierandrei Nicola;Di Perna Costanzo;Tittarelli Francesca. Experimental evaluation of natural hydraulic lime renders with nanoclay and nanolime to protect raw

earth building surfaces [ J]. Case Studies in Construction

Materials Volume 17,2022.

[6] Lahdili Mohamed;El Abbassi FatimaEzzahra;Sakami Siham;

Aamouche Ahmed. Mechanical and Thermal Behavior of

Compressed Earth Bricks Reinforced with Lime and Coal Aggregates[J]. BuildingsVolume 12,Issue 10. 2022. 1730 -1730.

[7] 穆钧. 生土营建传统的发掘、更新与传承[J]. 建筑学报,

2016(04):1 - 7.

[8] 张雯,林挺. 法国生土建筑的发展及其研究教育的现状

[J]. 建筑技艺,2013(02):227 - 229.

[9] 穆钧,周铁钢,蒋蔚,等. 现代夯土建造技术在乡建中的

本土化研究与示范[J]. 建筑学报,2016(6):87 - 91.

[10] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 镇(乡)村建筑抗震

技术规程:JGJ 161—2008[S]. 北京:中国建筑工业出版

社,2008:33 - 40.

[11] 刘翔,柏文峰. 现代夯土建筑在我国推广发展的策略研

究[J]. 城市建筑,2018(01):22 - 25.

[12] 孟祥武,苏醒,骆婧. 国外生土建筑发展对我国的启示与

借鉴[J]. 西部人居环境学刊,2019,34(01):104 - 110.

2023 年第 11 期

总第 305 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

回弹仪率定值对回弹法检测 C25 ~ C50

混凝土强度的影响分析

郭德辉

(漳州台商投资区建设工程质量安全站 福建漳州 363107)

摘 要:通过现场铝模试模墩回弹强度值与芯样抗压强度值对比,以及采用同条件试块回弹强度与抗压强度对比,分

析在回弹率定值符合标准要求的前提下,不同率定值的回弹仪检测同一试件,或同一试模墩的混凝土强度的差异;并

采用普通回弹仪与高强回弹仪对试模墩进行回弹以及试模墩芯样抗压值,对比分析在龄期相同的情况下,铝模混凝土

回弹强度的差异。 常用的回弹仪器有高强回弹仪和普通回弹仪,普通回弹仪的标称能量为 2. 207J,刚砧率定值为

80 ± 2;高强回弹仪的标称能量为 5. 5J,刚砧率定值为 83 ± 2。 在标准允许范围内,不同率定值对混凝土强度是否有不

同影响,铝模体系对混凝土早期强度是否有影响? 在此将进行系统研究。

关键词: 回弹仪;率定值;混凝土试块;铝膜

中图分类号:TU5 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)11 - 0114 - 06

Analysis of the influence of the rate of rebound instrument on the rebound method for

testing the strength of C25 ~ C50 concrete

GUO Dehui

(Zhangzhou Taiwanese Investment Zone Construction Engineering Quality and Safety Station,Zhangzhou 363107)

Abstract:In this paper,through the comparison of the rebound strength value of the aluminum mold test pier and the compressive strength

value of the core sample,as well as the comparison of the rebound strength and compressive strength of the test block under the same conditions,the difference of the concrete strength of the same specimen or the same test pier detected by the rebound meter with different rated

values is analyzed under the premise that the rebound rate meets the requirements of the standard. The rebound of the test pier and the compressive value of the core sample of the test pier were carried out by using the ordinary rebound instrument and the high - strength rebound

instrument,and the difference of the rebound strength of the aluminum formwork concrete under the same age was compared and analyzed. The commonly used rebound instruments are high - strength rebound instrument and ordinary rebound instrument. The nominal energy

of ordinary rebound instrument is 2. 207 J,and the fixed value of rigid anvil rate is 80 ± 2. The nominal energy of the high strength springback instrument is 5. 5 J,and the steel anvil rate is 83 ± 2. Does the different rate setting have different effects on the strength of concrete

within the allowable range of the standard,and does the aluminum mold system have an effect on the early strength of concrete ? This article

will conduct a systematic study.

Keywords:Rebound tester; Rated value; Concrete test blocks; Aluminum film

作者简介:郭德辉(1988. 12— ),男,工程师。

E-mail:317656322@ qq. com

收稿日期:2023 - 04 - 26

0 引言

随着我国城镇化率不断提高以及土地资源不断减

少,为了满足人民日益增长的居住需求,住宅建筑由多

层向高层发展,铝合金模板作为高效、绿色环保、循环

使用的建筑模板,也越来越受到建筑行业青睐。 随着

铝合金模板使用的普及,铝膜体系下的混凝土(混凝土

龄期满足回弹要求)早期强度不足的问题也在慢慢体

现。 通过施工现场成型同条件试块的回弹值、抗压值

以及铝模试模墩的回弹值、芯样抗压值的检测结果分

析比对相同回弹仪不同率定值、不同回弹仪不同率定

值对 C25 ~ C50 混凝土强度的影响及建议,希望可以对

现场的回弹检测工作起到一定的指导作用。

1 相同回弹仪不同率定值检测实体构件回弹

强度数据分析

福建省某地区某高层房建工程,8#楼三层剪力墙

和梁柱节点的混凝土强度设计等级为 C45,四层梁和

板的混凝土强度设计等级为 C35,在建设单位组织的

内部质量检查中,甲方随机选取了混凝土龄期在 50 d

左右的三层剪力墙(8 - 9 / D)、四层梁柱节点(8 - 9 /

D)、四层梁板(11 / E - F),共 3 个构件委托第三方检

测公司采用回弹法进行混凝土强度检验,具体回弹检

测结果,如表 1 所示。

2023 年 11 期 总第 305 期 郭德辉·回弹仪率定值对回弹法检测 C25 ~ C50 混凝土强度的影响分析 ·115·

表 1 构件回弹法检测结果 MPa

测区编号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

剪力墙(8 - 9 / D)强度平均值(Rm) 45. 7 41. 9 44. 8 44. 5 45. 0 39. 8 42. 4 42. 0 43. 2 43. 0

剪力墙(8 - 9 / D)强度换算值 55. 6 46. 6 53. 4 52. 6 53. 8 42. 0 47. 7 46. 8 49. 6 49. 1

剪力墙(8 - 9 / D)混凝土抗压强度 现龄期推定值:42. 9 平均值:49. 7 标准差:4. 16 最小值:42. 0 碳化值(mm):1. 5

节点(8 - 9 / D)强度平均值(Rm) 39. 2 39. 1 44. 6 42. 7 43. 5 — — — — —

节点(8 - 9 / D)强度换算值 41. 2 41. 0 53. 5 49. 0 50. 8 — — — — —

节点(8 - 9 / D)混凝土抗压强度 现龄期推定值:41. 0 平均值:47. 1 标准差:— 最小值:41. 0 碳化值(mm):1. 0

梁板(11 / E - F)强度平均值(Rm) 36. 3 37. 2 39. 2 37. 3 35. 4 36. 2 38. 0 37. 3 39. 2 37. 2

梁板(11 / E - F)强度换算值 35. 2 37. 0 41. 2 37. 2 33. 5 35. 0 38. 7 37. 2 41. 2 37. 0

梁板(11 / E - F)混凝土抗压强度 现龄期推定值:33. 2 平均值:37. 3 标准差:2. 51 最小值:33. 5 碳化值(mm):1. 0

该剪力墙、节点、梁板的混凝土现龄期回弹强度

推定值分别为 42. 9 MPa、41. 0 MPa、33. 2 MPa,低于

其强度设计等级 C45、C35。

施工单位立即组织商品混凝土公司进行现场回

弹排查,商混公司采用自有的回弹仪(该回弹仪率定

值在 80 MPa,且在检定有效期内)对该构件进行重新

回弹,回弹结果均符合强度设计等级要求;又通过观

察节点构件混凝土颜色发现无色差,且施工单位在混

凝土浇筑过程中,在交接区域梁柱节点位置采用铁丝

网分隔,不存在混料问题。 施工单位立即向建设单位

提出疑义,建设单位也考虑到梁柱节点位置有限,而

且是钢筋加密区,取芯难度比较大,且取芯对结构也

会造成损害。 在建设、监理、施工等单位的旁站下,检

测单位重新对该回弹仪进行率定,率定值在 78 MPa

(该回弹仪经第三方有资质的计量机构检定合格,且

在检定有效期内)。 这虽然符合标准规范 80 ± 2 的要

求,但却是在率定的下限值。 检测单位立即对该把回

弹仪清洁机芯各零部件,重点清洗中心导杆、弹击锤

和弹击杆。 清洗后,在中心导杆上涂抹一层薄薄的钟

表油,确保率定值率定在中间值 80 MPa。 重新对该

三个构件进行回弹(避开原回弹痕迹),具体回弹检

测结果,如表 2 所示。

表 2 构件回弹法检测结果 MPa

测区编号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

剪力墙(8 - 9 / D)强度平均值(Rm) 44. 1 42. 2 45. 3 45. 6 42. 9 43. 6 45. 6 45. 1 43. 6 45. 1

剪力墙(8 - 9 / D)强度换算值 51. 6 47. 3 54. 6 55. 3 48. 8 50. 5 55. 3 54. 0 50. 5 51. 0

剪力墙(8 - 9 / D)混凝土抗压强度 现龄期推定值:47. 5 平均值:52. 2 标准差:2. 85 最小值:47. 3 碳化值(mm):1. 5

节点(8 - 9 / D)强度平均值(Rm) 41. 9 40. 6 41. 5 41. 0 41. 1 — — — — —

节点(8 - 9 / D)强度换算值 48. 4 45. 3 47. 4 46. 2 46. 4 — — — — —

节点(8 - 9 / D)混凝土抗压强度 现龄期推定值:45. 3 平均值:46. 7 标准差:— 最小值:45. 3 碳化值(mm):1. 0

梁板(8 / D - E)强度平均值(Rm) 38. 8 38. 2 36. 7 37. 4 36. 2 37. 2 37. 9 38. 5 38. 9 39. 3

梁板(8 / D - E)强度换算值 40. 8 39. 6 36. 5 37. 9 35. 5 37. 5 38. 9 40. 2 41. 0 41. 9

梁板(8 / D - E)混凝土抗压强度 现龄期推定值:35. 6 平均值:39. 0 标准差:2. 09 最小值:35. 5 碳化值(mm):1. 0

此案例表明,重复性试验条件下,回弹法检测混

凝土强度,随着回弹率定值的调高而升高。

2 不同回弹仪不同率定值检测铝模混凝土强

度数据分析

漳州某房建高层住宅项目,铝合金模板体系,

双随机抽测的 5 #楼四层剪力墙和柱的混凝土强

度设计等级为 C45 ,五层梁和板的混凝土强度设

计等级为 C40 。 试验前在图纸上盲取了五层二堵

墙轴线:剪力 墙 ( 6 / D - E) 、剪 力 墙 ( 1 / B - C) 以

及 1 条梁轴线为:梁板( 7 - 8 / D) ,采用回弹法检

测混凝土强度,其中二堵剪力墙回弹推定值不满

足设计 强 度 要 求。 具 体 回 弹 测 测 结 果 如 表 3

所示。

·116· 福 建 建 筑 2023 年

表 3 剪力墙回弹法检测结果 MPa

测区编号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

剪力墙(6 / D - E)强度平均值(Rm) 45. 6 38. 5 37. 2 35. 6 37. 8 38. 5 39. 1 36. 7 35. 4 36. 1

剪力墙(6 / D - E)强度换算值 49. 4 42. 8 41. 5 39. 0 41. 1 42. 6 42. 4 40. 5 39. 2 39. 8

剪力墙(6 / D - E)混凝土抗压强度 现龄期推定值:36. 9 平均值:41. 8 标准差:2. 99 最小值:39. 0 碳化值(mm):1. 5

剪力墙(1 / B - C)强度平均值(Rm) 36. 4 35. 8 36. 3 37. 9 34. 2 38. 7 36. 7 36. 5 39. 8 37. 4

剪力墙(1 / B - C)强度换算值 40. 4 40. 0 39. 6 40. 2 38. 5 42. 3 40. 4 39. 8 43. 1 40. 8

剪力墙1

(1 / B - C)混凝土抗压强度 现龄期推定值:38. 3 平均值:40. 5 标准差:1. 32 最小值:38. 5 碳化值(mm):2. 0

梁板(7 - 8 / D)强度平均值(Rm) 45. 7 41. 9 44. 8 44. 5 45. 0 39. 8 42. 4 42. 0 43. 2 43. 0

梁板(7 - 8 / D)强度换算值 55. 6 46. 6 53. 4 52. 6 53. 8 42. 0 47. 7 46. 8 49. 6 49. 1

梁板(7 - 8 / D)混凝土抗压强度 现龄期推定值:42. 9 平均值:49. 7 标准差:4. 16 最小值:42. 0 碳化值(mm):1. 5

该剪力墙的回弹推定值 = 36. 9(MPa),剪力墙的回

弹推定值 =38. 3(MPa),均低于其强度设计等级 C45。

依据《 福建省建设工程质量安全动态监管办

法》、闽建〔2018〕5 号和《关于规范混凝土结构抗压强

度检测检验有关问题的通知》闽建建〔2018〕40 号规

定,对该两堵剪力墙进行取芯验证。 剪力墙取芯部位

选择在回弹法强度换算最低的测区 4,剪力墙取芯部

位选择在回弹法强度换算最低的测区 5。 经取芯抗

压验证,混凝土强度满足设计等级要求,其中剪力墙

芯样抗压值为 53. 2 MPa,剪力墙的芯样抗压值为

54. 4 MPa。 施工单位介绍,在混凝土浇筑过程,都按

规范进行施工,且监理均有旁站,杜绝了工人无私自

加水现象。 该项目采用铝膜体系,混凝土的浇筑龄期

在 50 d 左右,考虑到铝膜为快拆体系,且保温保水的

效果较差,混凝土早期强度比较低,对混凝土回弹仪

重新率定,率定值在 79。 虽然定率值在标准范围内,

但是在下限值。 重新对该回弹仪保养上油,并把率定

值调整到 81 后,将取芯部位在同一测区内避开原回

弹点位重新弹,结果剪力墙回弹推定值为 45. 3 MPa,

剪力墙回弹推定值为 46. 2 MPa,满足混凝土回弹设

计等级。 后又采用高强回弹仪(刚砧率定值 83)对该

部位同一测区进行回弹验证,结果剪力墙回弹推定值

为 54. 8 MPa,剪力墙回弹推定值为 55. 3 MPa。

此案例表明,采用铝膜体系的混凝土(混凝土龄期

在50 d 内),用普通回弹仪进行检测时,回弹值普遍偏

低;采用高强回弹仪的回弹推定值,更接近取芯抗压值,

高强回弹仪的穿透力比普通回弹仪强,而且不用进行碳

化测量,可以避免铝模假性碳化对混凝土强度换算值的

影响。

3 采用相同回弹仪不同率定值对同条件试块

进行回弹并与抗压值进行对比验证

3. 1 同条件试块试验步骤

3. 1. 1 试块的制做过程

在施工现场浇筑混凝土过程中(图 1),每种强度

等级,由施工班组在板面上成型 4 组 12 个 150 mm ×

150 mm ×150 mm 同条件混凝土立方体试块,成型完的

试块在表面覆盖薄膜;与混凝土构件同时拆模,并放置

混凝土构件旁边同时养护。 试验范围从混凝土强度等

级(C25 ~ C50)(其中混凝土强度等级:C40 ~ C50 的混

凝土模板为铝膜体系),试验龄期按照《回弹法检测混

凝土抗压强度技术标准》(DBJ/ T 13 - 71—2021)规定,

等效养护龄期累计达到 600℃·d 以上进行。

图 1 施工现场成型混凝土试块

3. 1. 2 仪器规格型号

本试 验 选 择 两 把 同 一 规 格 型 号 ( 规 格 型 号:

HT225 - B,出厂编号:21120545、21120530)的数字式

回弹仪,符合国家标准(GB / T 9138)规定要求。 经有

资质的计量公司检定,检定结果符合标准规范要求。

3. 1. 3 回弹仪的率定

重新调整率定值,率定试验过程室温符合 5 ~

35℃ ,确保普通和高强刚砧的表面干燥且整洁稳固,

并放置在刚度大的物体上。 将普通回弹仪率定值一

把率定为 80、另外一把率定为 82。

3. 1. 4 试块的测试前准备工作

试块达到等效龄期累计达到 600℃·d 时,将试块

分批提前 1d 运回试验室进行。 试验前,将试块表面

擦净,以浇筑侧面的两个向对面置于电液式压力试验

机(TYA - 3000S)的上下压力承压板之间,分别取试

块的两个侧面进行进行试验部位,手动加压至(60 ~

2023 年 11 期 总第 305 期 郭德辉·回弹仪率定值对回弹法检测 C25 ~ C50 混凝土强度的影响分析 ·117·

100)kN(低强度试件取低值),暂停加压进行回弹试

验,如图 2 所示。

图 2 混凝土试块回弹试验

3. 1. 5 试块试验过程

在确保抗压力值下,由同一个人分别用普通两把

不同率定值对混凝土试块两侧进行回弹。 每一侧面

回弹 16 个值,再从中剔除 3 个最大值和 3 个最小值,

剩下的 10 个回弹值再算平均值,作为该试块的平均

值回弹值 Rm。

3. 1. 6 试块的抗压强度值

试块回弹完毕,混凝土试块抗压试验过程中连续

均匀地加荷。 混凝土强度等级≤C30 时,加荷速度取

每秒钟 0. 3 ~ 0. 5 MPa,混凝土强度等级≥C30 且≤

C60 时,取每秒钟 0. 5 ~ 0. 8 MPa,将试块加荷直至破

坏,计算试块的抗压强度值(MPa),精确至 0. 1 MPa;

试验数据如表 4 所示。

表 4 强度等级 C25 ~ C50 试块回弹及抗压强度值 MPa

强度 试块编号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 平均值

C25

率定值:80

回弹强度推定值

28. 1 28. 0 25. 6 30. 9 28. 8 28. 0 28. 1 26. 6 30. 3 27. 1 30. 0 25. 9 28. 1

率定值:82

回弹强度推定值

30. 5 29. 7 38. 7 34. 3 30. 5 30. 1 29. 6 27. 8 32. 1 29. 5 31. 5 27. 2 30. 2

率定值:80 与 82

偏差值

2. 4 1. 7 13. 1 3. 4 1. 7 2. 1 1. 5 1. 2 1. 8 2. 4 1. 5 1. 3 1. 9

试块抗压强度值 32. 4 31. 8 40. 6 34. 9 38. 6 34. 7 31. 8 32. 4 33. 5 37. 1 32. 2 33. 8 31. 7

C30

率定值:80

回弹强度推定值

40. 1 36. 6 39. 3 35. 4 40. 3 35. 0 33. 9 34. 5 34. 3 35. 2 35. 6 32. 8 36. 1

率定值:82

回弹强度推定值

43. 1 38. 5 40. 5 36. 7 41. 0 37. 3 35. 7 37. 0 37. 3 36. 5 35. 9 35. 2 37. 9

率定值:80 与 82

偏差值

3. 0 1. 9 1. 2 1. 3 0. 7 2. 3 1. 8 2. 5 3. 0 1. 3 0. 3 2. 4 1. 8

试块抗压强度值 45. 6 44. 3 45. 7 41. 1 46. 4 46. 8 44. 6 42. 8 46. 7 42. 3 45. 9 44. 9 44. 7

C35

率定值:80

回弹强度推定值

36. 2 42. 3 31. 8 36. 7 38. 4 39. 8 34. 7 41. 0 38. 9 40. 3 41. 4 38. 1 38. 3

率定值:82

回弹强度推定值

39. 1 44. 8 32. 7 40. 2 41. 9 42. 8 39. 7 42. 3 41. 5 43. 5 44. 4 40. 3 41. 8

率定值:80 与 82

偏差值

2. 9 2. 5 0. 9 3. 5 3. 5 3. 0 5. 0 1. 3 2. 6 3. 2 3. 0 2. 2 2. 8

试块抗压强度值 49. 6 45. 8 44. 2 46. 8 47. 7 46. 5 43. 7 48. 9 42. 1 45. 3 48. 7 48. 8 46. 5

C40

率定值:80

回弹强度推定值

36. 5 39. 1 45. 0 39. 4 41. 0 36. 7 34. 9 40. 5 41. 1 38. 5 39. 1 40. 7 39. 3

率定值:82

回弹强度推定值

44. 5 42. 3 47. 5 43. 0 42. 1 40. 7 36. 7 44. 3 43. 0 39. 8 40. 9 42. 1 42. 2

率定值:80 与 82

偏差值

8. 0 3. 2 2. 5 3. 6 1. 1 4. 0 1. 8 3. 8 2. 9 1. 3 1. 8 1. 4 3. 0

试块抗压强度值 51. 9 51. 8 48. 1 50. 3 49. 9 50. 9 53. 3 49. 0 52. 8 51. 2 53. 6 50. 8 51. 1

C45

率定值:80

回弹强度推定值

42. 6 37. 5 43. 7 40. 9 41. 1 44. 3 37. 6 36. 7 38. 3 42. 6 36. 1 42. 6 40. 3

率定值:82

回弹强度推定值

46. 7 43. 2 48. 0 46. 4 46. 4 49. 4 42. 8 42. 5 42. 2 46. 7 41. 5 45. 7 45. 1

率定值:80 与 82

偏差值

4. 1 5. 7 4. 3 5. 5 5. 3 5. 1 5. 2 5. 8 3. 9 4. 1 5. 4 3. 1 4. 8

试块抗压强度值 52. 4 60. 1 50. 9 51. 6 49. 8 61. 7 51. 6 55. 7 49. 7 46. 8 52. 3 53. 7 53. 8

C50

率定值:80

回弹强度推定值

50. 1 50. 3 49. 4 50. 8 53. 2 48. 0 42. 3 44. 3 48. 4 44. 8 42. 8 53. 5 49. 0

率定值:82

回弹强度推定值

54. 8 52. 6 53. 7 56. 7 59. 5 53. 2 49. 4 50. 9 52. 1 49. 6 47. 3 57. 8 53. 1

率定值:80 与 82

偏差值

4. 7 2. 3 4. 3 5. 9 6. 3 5. 2 7. 1 6. 6 3. 7 4. 8 4. 5 4. 3 4. 9

试块抗压强度值 62. 0 64. 2 63. 6 63. 9 66. 9 65. 7 62. 8 65. 3 48. 6 65. 5 61. 3 60. 5 62. 5

·118· 福 建 建 筑 2023 年

3. 2 试块抗压强度与普通回弹推定值分析

试验过程中,将 80 与 82 率定值回弹的推定值偏

差值比对大小,采用格拉布斯准则法剔除异常值。 首

先对混凝土强度 C25 的试块回弹数据进行分析,剔除

异常值后,采用统计法进行判别。

(1)先计算出偏差量平均值 χ?= 2. 841;

(2)计算出试验标准差 s = 3. 348;

(3)在强度等级 C25 的偏差值中,相对于其他平

均值的残值的绝对值的最大者为可疑值:χd = 13. 1;

(4)查格拉布斯准则的临界值 G(ɑ,n)表,可得 G

(0. 975,12)即 G(2. 412,12);

(5)若| χd - χ?| / s≥G(ɑ,n),可判定 χd 为异常值,

|13. 1 - 2. 841 | / 3. 348 = 3. 064 大于 G(0. 975,12) =

2. 412;故 13. 1 此偏差值为异常值;

(6)剔除异常值后,采用统计法,求出 C25 的偏

差量平均值为 1. 8 MPa。

3. 3 利用相同的方法计算出剩余的平均值

(1)混凝土强度等级 C30,相同回弹仪不同率定

值强度推定值平均偏差量为 1. 9 MPa;

(2)混凝土强度等级 C35,相同回弹仪不同率定

值强度推定值平均偏差量为 3. 0 MPa;

(3)混凝土强度等级 C40,相同回弹仪不同率定

值强度推定值平均偏差量为 2. 9 MPa;

(4)混凝土强度等级 C45,相同回弹仪不同率定

值强度推定值平均偏差量为 4. 8 MPa;

(5)混凝土强度等级 C50,相同回弹仪不同率定

值强度推定值平均偏差量为 4. 9 MPa。

对试块回弹数据的整理分析发现,强度等级在

C25 ~ C30 时,相同回弹仪不同率定值(率定值偏差

在 2)内,回弹推定值的偏差量约在 1 ~ 2 MPa;强度等

级为 C35 ~ C40 时,回弹推定值的偏差量约在 2 ~

3 MPa;强度等级在 C45 ~ C50 时,回弹推定值的偏差

量约在4 ~ 5 MPa。

4 采用不同回弹仪对试模墩(铝模体系)进行

回弹、取芯试验对比验证

4. 1 试模墩铝模模型

为了试验数据准确性,同时考虑到现场实体构件

取芯破坏结构,取芯抗压存在难度,所以委托铝模厂

家加工制作 6 个铝模试模墩模型,该试模墩尺寸:400

× 400 × 200(mm)。

4. 2 试模墩制作过程

选取 3 个在建高层住宅项目(该项目模板均为铝

模体系),按同配比(混凝土强度等级 C40 ~ C50) 分

别在施工现场浇筑混凝土过程中(图 3),每种强度等

级由施工班组在板面上成型 6 个 400 mm × 400 mm ×

200 mm 同条件混凝土试模墩,与混凝土构件同时拆

模,并放置混凝土构件旁边同时养护。

图 3 施工现场成型混凝土试模墩

4. 3 仪器规格型号

本试验选择一把普通回弹仪(规格型号:HT225 -

B,出厂编号:21120530,率定值:80MPa)和一把高强回

弹仪(规格型号:HT550 - D,出厂编号:19050386,率定

值:83MPa)、一部混凝土钻孔取芯机(型号 Hz - 20,出

厂编号 27772),符合国家标准 GB / T 9138 规定要求。

经有资质的计量公司检定,检定结果符合标准规范

要求。

4. 4 试模墩试验过程

达到等效龄期累计达到 600℃·d 时且龄期不大

于 45 d,将试块分批提前 1d 运回试验室进行,以混凝

土同条件试块回弹的模式,将试模墩固定在电液式万

能材料试验机( WA - 1000B) 上下压力承压板之间

(图 4),分别取试块的侧面进行回弹试验。 在确保抗

压力值下,由同一个人分别用一把普通不同率定值和

一把高强的回弹仪对试模墩进行回弹。 每一侧面回

弹 16 个值,再从中剔除 3 个最大值和 3 个最小值,剩

下的 10 个回弹值再算平均值,作为该试块的平均值

回弹值 Rm。 回弹结束后,立即对该批试模墩进行取

芯抗压,如图 4 所示。

图 4 试模墩回弹以及取芯

4. 5 试模墩回弹值、芯样抗压值数据整理收集

通过以下表格对 C40 ~ C50 的试模墩回弹值、芯

样抗压值进行整理分析,具体回弹、芯样抗压检测结

果如表 5 所示。

2023 年 11 期 总第 305 期 郭德辉·回弹仪率定值对回弹法检测 C25 ~ C50 混凝土强度的影响分析 ·119·

表 5 强度等级 C40 ~ C50 试模墩回弹值以及芯样抗压值 MPa

普通回弹仪回弹(试模墩 C40)

率定值:80MPa

高强回弹仪现场回弹(试模墩 C40)

率定值:83MPa

试模墩芯样

(C40)

序号 平均值 标准差 最小值 推定值 碳化(mm) 平均值 标准差 最小值 推定值 芯样抗压值

1 38. 6 1. 11 36. 1 36. 8 2. 0 54. 2 1. 91 50. 5 51. 1 48. 8

2 37. 3 1. 47 37. 7 34. 9 2. 0 54. 2 2. 12 52. 2 50. 0 50. 6

3 38. 1 2. 35 33. 0 34. 2 2. 0 55. 0 1. 57 53. 2 52. 4 53. 9

4 39. 2 1. 24 37. 1 37. 2 2. 0 55. 8 2. 06 53. 2 52. 4 50. 1

5 35. 9 3. 52 29. 6 30. 1 2. 0 — — < 50 — 47. 2

6 39. 4 1. 92 37. 2 36. 2 2. 0 56. 4 3. 35 50. 5 50. 9 49. 9

平均值 35. 9 51. 9 49. 9

普通回弹仪回弹(试模墩 C45)

率定值:80 MPa

高强回弹仪现场回弹(试模墩 C45)

率定值:83 MPa

试模墩芯样

(C45)

1 44. 6 2. 88 40. 4 39. 9 2. 0 55. 4 1. 80 53. 2 52. 4 50. 8

2 43. 8 3. 94 40. 0 37. 3 2. 0 57. 4 3. 24 52. 8 52. 1 48. 6

3 44. 6 3. 73 40. 5 38. 5 2. 0 57. 3 3. 23 53. 6 53. 6 59. 1

4 47. 3 3. 47 44. 2 42. 1 2. 0 59. 1 2. 46 55. 2 55. 1 53. 2

5 47. 3 3. 56 43. 6 41. 4 2. 0 56. 2 2. 65 52. 8 51. 8 49. 3

6 46. 9 3. 57 42. 0 41. 0 2. 0 58. 6 3. 61 53. 6 52. 7 51. 7

平均值 40. 0 53. 5 52. 1

普通回弹仪回弹(试模墩 C50)

率定值:80 MPa

高强回弹仪现场回弹(试模墩 C50)

率定值:83 MPa

试模墩芯样

(C45)

1 52. 6 3. 18 46. 1 47. 4 2. 5 60. 7 4. 04 55. 6 54. 1 54. 8

2 47. 5 3. 16 38. 3 42. 3 2. 5 58. 1 3. 34 53. 9 52. 6 56. 9

3 51. 2 4. 68 46. 4 43. 5 2. 5 63. 2 4. 77 58. 6 55. 4 54. 7

4 — — 46. 6 46. 0 2. 5 64. 5 3. 76 60. 4 58. 3 59. 8

5 50. 9 2. 78 46. 9 46. 3 2. 5 62. 6 2. 89 59. 6 57. 8 56. 3

6 — — 46. 2 46. 2 2. 5 63. 5 2. 99 60. 4 58. 6 56. 2

平均值 45. 3 58. 1 56. 5

4. 6 试模墩回弹值与芯样抗压值对比分析

采用统计法分别对试模墩强度等级 C40 ~ C50 的

回弹值与芯样抗压平均值进行对比分析

(1) 强度等级 C40 的高强回弹推定值与芯样抗

压值的平均值偏差为 2. 0 MPa;

(2) 强度等级 C45 的高强回弹推定值与芯样抗

压值的平均值偏差为 1. 4 MPa;

(3) 强度等级 C50 的高强回弹推定值与芯样抗

压值的平均值偏差为 1. 6 MPa。

通过对普通回弹仪推定值与高强回弹推定值以

及芯样抗压值的数据进行整理分析发现,混凝土强度

等级在 C45 ~ C50 时, 当铝 膜 等 效 龄 期 累 计 达 到

600℃·d 且混凝土龄期在 45 d 左右时,采用普通回

弹仪进行回弹时,混凝土强度普遍强度偏低,且碳化

偏高。 当采用高强回弹仪进行回弹时,混凝土回弹

强度值更接近设计值及芯样抗压值。 因为高强回弹

仪的穿透力比普通回弹仪强,而且不用进行碳化测

量,可以避免铝模假性碳化对混凝土强度换算值的

影响。

5 结语

通过案例一以及试块回弹推定值偏差量试验数

据分析,从相同回弹仪不同率定值对不同等级的混凝

土强度偏差值对比发现,随着混凝土强度等级的提

高,不同率定值(率定值相差在 2 MPa)对混凝土强度

也逐级提高。

通过案例二以及试模墩的高强回弹推定值及普

通回弹推定值、芯样抗压值的数据分析,采用普通回

弹仪对铝膜体系成型的混凝土早期强度检测,回弹值

普遍偏低。 采用高强回弹仪的回弹推定值与试模墩

芯样抗压值试验数据对比发现,在强度等级 C40、

C45、C50 时,高强回弹仪的回弹推定值更接近试模墩

芯样抗压值。

(1)混凝土回弹推定值与设计强度等级偏差在一个

等级(5 MPa)左右时,把回弹仪率定值调整在上限,有可

能减少取芯情况,避免取芯对结构的不必要破坏。 (2)

混凝土强度 C40、C45、C50 等级时,改用高强回弹仪

检测,回弹推定值相对比较接近取样抗压值。

参 考 文 献

[1] 周磊. 钻芯回弹综合法在梁柱(墙) 节点混凝土实体强

度检测中的应用[J]. 福建建材,2018(07):17 - 18,98.

[2] 黄志宁,曾国良,刘卫中,等. 回弹法检测混凝土强度与砼

试块抗压强度差异的探讨[ J]. 广东水利水电,2006

(10):4 - 6,9.

[3] 福建省工程建设地方标准. 回弹法检测混凝土抗压强度

技术标准:DBJ/ T 13 - 71—2021[S]. 2021.

2023 年第 11 期

总第 305 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

地聚合物耐高温性能研究进展探析

杨金栋1,2 张栋梁3 张必胜1,2 陈金盛1,2 王坛华1,2 黄金局1,2 吴文达2,3

(1. 福建省交通规划设计院有限公司 福建福州 350004; 2. 近海公路建设与养护新材料技术应用交通运输行业研发中心

福建福州 350004; 3. 福州大学先进制造学院 福建泉州 362251)

摘 要:地质聚合物是一种由碱激发剂激发铝硅酸盐前驱体而成的新型环境友好型无机胶凝材料,其力学性能和耐久

性能相比普通硅酸盐水泥更优异,被视作普通硅酸盐水泥的实用替代品。 近年来,由于火灾频发,耐高温性能研究引

起了广泛的关注。 地聚物经过水化反应,得到的无定型态的硅铝网状三维凝胶网状结构,在高温作用下不易分解,因

此相较于传统的硅酸盐水泥,拥有更优异的耐高温性能。 为此,整理国内外相关研究,分析探讨地聚合物耐高温性能

的影响因素、强度变化后的机理分析,以及提高地聚合物高温后力学性能的措施。 在此基础上,提出研究展望,为地聚

物水泥耐高温性能的进一步研究提供理论基础。

关键词: 地聚物;碱激发;力学性能;耐高温性能

中图分类号:TU5 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)11 - 0120 - 05

Researchprogress on high temperature resistance of geopolymers

YANG Jindong

1,2 ZHANG Dongliang

3 ZHANG Bisheng

1,2 CHEN Jinsheng

1,2

WANG Tanhua

1,2 HUANG Jinju

1,2 WU Wenda

2,3

(1. Fujian Communication Planning &Design Institute Co. ,Ltd. ,Fuzhou 350004;2. Research and Development Center of

Transport Industry of New Materials,Technologies Application for Highway Construction and Maintenance of Offshore Areas Ministry

of Transport,PRC. ,Fuzhou 350004;3. School of Advanced Manufacturing,Fuzhou University,Quanzhou 362251)

Abstract:Geopolymer,an inorganic cementitious material of eco - friendly nature,is created by the activation of aluminosilicate precursors

with alkali initiators. Its mechanical properties and durability are better than those of regular Portland cement,making it a viable substitute

for the latter. In the past few years,the study on high temperature resistance has appeal to widespread attention owing to frequent fires. The

amorphous silica - aluminum network zeolite - like three - dimensional structure makes the geopolymer have the characteristics of ceramics,

which is not easy to decompose under high temperature,contributing to much better high temperature resistance than ordinary Portland cement. In this paper,relevant studies at home and abroad are sorted out,and the influencing factors of high temperature resistance of geopolymers,the mechanism analysis after strength changes,and the measures to improve the mechanical properties of geopolymers after high temperature are analyzed. On this basis,it then proposes a research prospect that provides a theoretical foundation for further exploration of high

temperature resistance of geopolymer cement.

Keywords:Geopolymer; Alkali activated; Mechanical properties; High temperature resistance

基金项目:国家自然科学基金青年项目(51808124);近海公路建设与养

护新材料技术应用交通运输行业研发中心开放基金课题;绿色建筑材

料国家重点实验室开放基金 ( 2021GBM07 ); 泉州市科技计划项目

(2021C026R)。

作者简介:杨金栋(1968— ),男,高级工程师。

E-mail:1905804723@ qq. com

收稿日期:2023 - 05 - 14

0 引言

近年来,世界各国火灾频发,并且呈现不断增加

的趋势。 其中,结构性火灾(建筑火灾) 发生的次数

约占火灾的 80%

[1]

,这些结构性火灾拥有极强的突

发性和危害性,不仅严重损害环境,造成巨大的财产

经济损失,甚至将导致人员受伤和死亡。 据国家公安

部消防局统计[2]

,我国最近十年间,建筑结构引起的

火灾高达 132. 4 万起,死亡人数高达 11 634 人、受伤

人数达 6738 人,造成经济损失高至 77. 7 亿元。 传统

的普通硅酸盐混凝土材料作为现阶段仍使用量最大、

最广的建筑材料,经过火灾后的高温作用,结构会发

生严重的劣化[3]

,混凝土内部由于温度升高产生的应

变,产生了应力重分布,大大降低建筑结构的稳定性,

从而导致整体结构破坏。

传统普通硅酸盐水泥用作胶凝材料时,水泥水化

产物生成的水化产物氢氧化钙和水化硅酸钙凝胶,在

高温后具有不稳定性。 随着温度的变化,水化产物的

化学性质也有所变化[4]

:在 100 ~ 150℃ 下,结构中的

毛细管和凝胶水将会大量蒸发;在 150 ~ 250 ℃ 下,则

可能出现收缩、开裂等现象,对混凝土的拉伸强度产

2023 年 11 期 总第 305 期 杨金栋,张栋梁,张必胜,等·地聚合物耐高温性能研究进展探析 ·121·

生负面影响;而在 250 ~ 300℃ 下,化学结合水将会大

量从铝、铁等成份中蒸发,可能影响混凝土的抗压强

度;当温度上升至 400℃ ,水化产物氢氧化钙将脱水,

转化成氧化钙,将引起体积收缩,使整体的结构变得

更加脆性;而 600℃ 时,水化产物 C - S - H 凝胶随着

温度升高的彻底分解,结构的稳定性也急剧下滑。 传

统硅酸盐水泥混凝土的耐火抗高温能力具有局限性。

因此,寻找耐高温性能好,综合性能优良的新型水泥

材料,使火灾高温对建筑物结构的破坏得到延缓,减

少火灾造成的损失,十分迫切。

有研究表明,地质聚合物就是这样一种新型水泥

基材料。 地聚物以天然材料和工业副产品为主要原

料,它是通过碱或酸的激发反应,合成一种无定形三

维网络结构的无机高分子材料。 地聚物较普通硅酸

盐水泥,具有耐高温[5]

、耐化学腐蚀性[6]

、机械强度

高[7]

、可以固化有害金属[8] 等优点。 此外,相对于普

通硅酸盐水泥,地聚物具有更低的碳排放,更加绿色

环保,具有很强的应用潜力。 地质聚合物水化生成的

三维网络形式,以铝氧四面体与硅氧四面体的组合形

式存在,并且水化产物不含游离的氢氧化钙晶体或 C

- S - H 凝胶,具有更高的稳定性[9]

。 在高温下,它会

逐渐向陶瓷类晶体和类沸石结构转变,因此相较于

OPC,具有更高的抗高温性。

目前,关于地聚物的研究,主要集中于常温下的

力学性能和和耐久性能,对于高温后地聚合物正在逐

步展开,但是缺乏系统地整理。 因此,本文系统地梳

理了地聚物耐高温性能的相关研究现状、地聚物高温

后劣化机理以及耐高温性能的一些改进措施,为后续

地聚物耐高温性能研究提供一些参考,为地聚物应用

于高温耐火工程提供理论依据。

1 地聚物耐高温性能影响因素

1. 1 前驱体

地聚物的耐高温性能受前驱体种类的影响较大。

不同前驱体例如矿渣、粉煤灰、偏高岭土等由于所含

钙、硅、铝的含量差异很大,所以生成的水化产物也不

一样,从而导致高温后的力学性能亦有较大的差异。

采用矿渣为前驱体制备地聚物,600℃ 下的抗压强度

可以较常温下的持平,强度仍然高达 90 MPa。 温度

继续升高至 800℃

[10]

,地聚物抗压强度开始下降至常

温下的 40% ,高钙体系的矿渣生成水化产物 C - A -

S - H 凝胶在 800℃ 开始分解,使结构出现裂缝和孔

隙,结构变得松散[11]

。 因为矿渣作为高钙体系,暴露

于高温下 C - A - S - H 型凝胶更易受脱水和结晶过

程的影响,表现出对热诱导结构降解的高敏感性。 在

1000℃的高温下,偏高岭土地聚物砂浆在马弗炉中保

持恒温 2 h, 其相对残留抗压强度仍然可以超过

50%

[12]

。 这表明,偏高岭土独特的层状结构,使其具

有十分优异的耐高温性能。 将粉煤灰和高镁镍渣复

掺,发现此二元体系的地聚物具有良好的热稳定性。

在暴露于 400℃ 和 800℃ 的二元体系中,力学性能均

优于常温[13]

。 这是因为高镁镍渣中存在大量硅酸盐

和 Mg,导致形成 Mg - 硅酸盐相、顽火辉石、透辉石,N

- A(M) - S - H 致密凝胶,可能减缓热暴露对样品结

构退化的影响。 这和一些学者研究的观点类似。 粉

煤灰地合物与偏高岭土地聚物相比,有更好的耐高温

性能[14]

。 另外,将废玻璃作为一种前驱体,也可以掺

入粉煤灰地聚物中,在高温 1200℃剩余强度保留率较

高[15]

。 因为未反应的废玻璃熔融可以填充地质聚合

物基质的多孔微结构,减缓孔隙的增加,说明适当比

例的废玻璃,可以提高地聚合物浆体在高温下的耐火

性能。 前驱体本身元素成分不同导致巨大的水化差

异,决定了耐高温性能各异。

1. 2 激发剂的影响

激发剂浓度和种类会影响前期地聚物反应速率

以及水化产物的生成。 不同的水化产物,在不同温度

下的热稳定性不一,因此也是影响高温后的力学性能

的关键因素。 800℃ 下, 使用不同浓度的 Na2 O 为

4% 、5% 和 6% 的碱性激发剂时,随着 Na2O 浓度的增

加,混凝土的耐高温性能可以得到提高[16]

。

在常温至 200℃的温度范围内,Na2O 浓度对碱矿

渣砂浆强度变化的影响明显。 暴露于 1200℃ 后碱矿

渣砂浆在熔融变化时,依然高度依赖于 Na2O 的浓度。

因为氧化钠浓度会影响地聚物前期反应的剧烈程度,

决定着水化产物的致密性,耐高温性能高度依赖于

此。 而当 Na2 SO4作激发剂时,当 Na2 SO4的浓度,在暴

露于 600 ~ 800℃下,抗压强度随着 Na2O 浓度的增加

略有增加[17]

。 Na2 SO4激发的碱矿渣砂浆相比于硅酸

钠激发,在 600℃下具有更高的热稳定性。 这可能是

因为硫酸根激发时生成了较硅酸根更有利于耐高温

性能的水化产物。 另外,碱模数也对地聚物耐高温性

能有一定影响。 当碱浓度介于 25% ~ 35% 之间时,高

模数的偏高岭土地聚物可以显著提升其在高温环境

下的力学特性。 刘倩[18] 也发现,地聚物高温后的强

度,会随着模数的减小而增大。 不同学者发现,激发

剂的种类、掺量和碱模数变化,对地聚物耐高温性能

的变化都呈现出一定的规律,这和地聚物本身使用不

同激发剂激发生成的水化产物不一样、导致的水化机

理不同也有关。

·122· 福 建 建 筑 2023 年

1. 3 碱激发剂阳离子的种类

碱金属阳离子对暴露于升高的温度之后的粉煤

灰基地质聚合物的抗压强度,具有强烈的影响[19]

。

一般的说,K

+ 激发的地质聚合物暴露于高温后抗压

强度增强,Na

+ 激发的地质聚合物抗压强度下降,而

Na

+ 与 K

+ 混合激发的地质聚合物的强度,在暴露于

升高的温度后,保持不变。 另外,地聚物体积稳定性

随所用碱性阳离子的类型而变化。 因为 K

+ 促进了铝

氧键和硅氧键的交替,导致铝氧键的键能增加,使 K

+

发生烧结反应的起始温度增加,从而提高了热稳定

性。 这说明,K

+ 相较于 Na

+ 更加有益于地聚合物的

耐高温性能。

1. 4 其它影响因素

骨料仍然是地聚物耐高温关键影响因素之一。

良好的骨料,对地聚合物的耐高温提升明显。 石英

砂[20 - 21]和电瓷[22]代替标准砂,作为细骨料的良好替

代材料。 当温度升高时,由于发生烧结现象,暴露砂

浆的残余抗压强度降低,并在 800℃ 时获得最低抗压

强度。 然而,当温度从 800℃ 升高到 1200℃ 时, 在

1200℃下,在使用石英砂作为细骨料的情况下,砂浆

剩余强度达到常温的砂浆强度的 87% ,在使用电瓷

时作为细骨料,砂浆强度达到常温下的两倍,这是因

为它们相对于普通砂在高温下膨胀更低。

前期的养护环境,对地聚合物耐高温性能的影响

也十分显著。 在常温养护下,地聚物砂浆在 200℃ 抗

压强度提高了 20% ,在热养护条件下,200℃的抗压强

度反而下降[23]

。 Daniel L. Y. Kong

[24] 却得到了不同

的结果,他对偏高岭土地聚物进行不同温度下的养

护,发现当养护温度高于 80℃ 时,地聚物可以获得最

优的耐高温性能。 常温下地聚物的耐高温性能很差。

这说明,不同配比的前驱体在不同的养护环境下,耐

高温性能存在差异。

2 地聚合物高温后强度变化机理分析

2. 1 骨料与胶凝材料的高温下变形不相容

随着温度的不断升高,骨料会不断膨胀,地聚物

产生较大的收缩变形。 这种不相容性,会导致结构劣

化,从而表现更低的强度。 前文提到采用电瓷和石英

砂[20 - 22]作为细骨料时,通过热膨胀测试发现,随着温

度的升高,电瓷和石英砂相较于普通的砂,均产生了

更低的膨胀,在一定程度抑制了胶凝材料与骨料之间

的不相容性,从而导致高温下具有更高的力学性能和

热稳定性。 Z. Pan

[25]得到了类似的结论,他通过不过

尺寸的骨料下硅酸盐水泥混凝土和地聚物混凝土相

比较,认为骨料的膨胀变形是影响地聚合物耐高温性

能的关键因素之一。 因此,使用膨胀率较低的骨料或

者高延性的材料,有利于地聚合物的耐高温性能。

2. 2 微观结构的变化

地聚物由于其水化机理和水化产物与普通硅酸

盐水泥完全不一样,随着温度的升高,抗高温的表现

也不一样。 在常温到200℃之间,物理水的不断蒸发,

和 C - A - S - H 凝胶的轻度分解,导致了结构的劣

化。 在 200℃ ~ 600℃之间,砂浆中的结合水进一步脱

去,凝胶颗粒之间的粘附力中断,进而导致材料收缩,

非常小的孔隙的尺寸和体积随之增加[26]

。 另外,在

这个温度区间未反应的地聚物颗粒较少,会有烧结反

应产生,其他研究者也观察到类似的现象[27 - 28]

。 这

证明,高温下的地聚合反应在进一步发生。

在600℃时,原始 C - A - S - H 凝胶被逐渐破坏,

随着温度继续升高到 800℃ 过程中,从由于结晶导致

微观和孔隙率观察中可以明显看出,骨骼致密化,从

而导致孔隙增大[29]

。 在升高的温度下,随着凝胶孔

变大,非常小的孔侵入体积增加。 凝胶的显著收缩,

导致小孔的减少,而大毛细管孔的体积(1 ~ 10 um)进

一步加热,增加孔隙的累积体积再次显著增加,0. 1 ~

10μm 之间的毛细管孔隙在糊状物的结构中占主导地

位,而小孔几乎完全消失。 大量的裂纹形成,对结构

造成损伤,从而使结构劣化,高温下强度下降。

2. 3 新晶相的产生

地聚物的水化产物随着温度的升高,会产生新晶

相,这些新晶相可以通过一些微观手段例如 XRD 获

取。 不同的前驱体生成的水化产物凝胶类型有所差

异,常温下矿渣生成的产物以 C - A - S - H 凝胶为

主[13]

,而粉煤灰生成的水化产物以 N - A - S - H 凝

胶为主[23]

。 当复掺高镁镍渣时,生成的产物会伴随

着 N - A(M) - S - H 凝胶[17]

,后者的热稳定性和耐

高温性能更为优异。 另外,生成新晶相的强弱,决定

了高温后的力学性能。

不同的温度下,分别伴随着不同新晶相的产生。

常温下除了无定型凝胶,还伴随着大量的镁橄榄石和

石英。 当温度从 200℃ 升高到 400℃ 时,伴随着羟基

方钠石和方沸石的生成,它们具有良好的体积热稳定

性,有利于结构的稳定性。 随着温度的继续升高至

600℃ ,伴随着有霞石的产生,并且存在于 1000℃的体

系中[30]

。 当温度从 600℃ 升高到 800℃ 之间,钠镁石

会在此温度区间生成。 而800℃主要的结晶相为黄长

石。 另外较小的结晶相,如透辉石和微量硅灰石,在

760℃和 980℃下分别结晶,在 1150℃ 时消失[31]

。 此

外,新晶相的生成并不受硅铝原子比的影响,但硅铝

原子比会影响特征峰的强度,高硅铝原子比拥有更加

2023 年 11 期 总第 305 期 杨金栋,张栋梁,张必胜,等·地聚合物耐高温性能研究进展探析 ·123·

窄的峰。 新晶相的产生及其在高温中稳定性存在,可

能是地聚物高温下性能优异的关键原因。

3 改善地聚物耐高温性能的措施

地聚物较普通硅酸盐水泥,具有更加优异的耐高

温性能。 然而在高温环境下,地聚物的力学性能仍然

存在一定程度的劣化。 因此,考虑以下改善措施,以

提高地聚合物耐高温性能。

3. 1 掺入纤维

纤维的掺入,由于其高延性,在一定程度上能抑

制地聚物浆体的收缩变形,同时也可以抑制骨料的膨

胀,从而使高温下骨料与胶凝材料的变形不相容程度

降到最低,一定程度上对抗高温性能有较大的改善。

在粉煤灰地聚物中掺入 1% 的碳纤维,高温下质量损

失下降,收缩也下降,且残余抗压强度有明显的提高,

而且比未掺纤维的地聚物结构更加紧凑,表现出更高

的粘结能力[32]

。

3. 2 调节 Si / Al 摩尔比

不同前驱体的元素含量各不相同,导致水化后生

成的水化产物不一样,高温后生成的新晶相也不相

同,从而产生不同的抗高温性能。 因此,寻求最佳的

Si / Al 摩尔比,生成抗高温能力高的水化产物和晶相,

有利于抑制地聚物高温下的劣化。 通过粉煤灰高镁

镍渣复掺调节 Si / Al 摩尔比,可以获得抗高温性能优

异的地聚物[17]

。 Mukund Lahoti

[29]等对偏高岭土地聚

物 Si / Al 摩尔比进行调整,发现当 Si / Al 摩尔比 > 1. 5

时,地聚物水化产物越致密,残余抗压强度越高。 当

Si / Al 摩尔比≤1. 5 时,高温下高收缩引起的裂纹决

定了残余抗压强度的高低。 当 Si / Al 摩尔比为 1. 75

时,900℃下偏高岭土地聚物具有最高的残余抗压强

度。 此外,不同的 Si / Al 摩尔比,在高温下会生成不

同的新晶相[33]

。 因此,调整合适的 Si / Al 摩尔比,在

高温下生成强晶相,有益于抗高温性能的提升。

3. 3 其它改善措施

根据前面的文献综述,采用膨胀率较低的骨料,

如电瓷,石英[20 - 22]

;碱激发阳离子为 K

+ 的激发剂代

替阳离子为 Na

+ 的碱性激发剂[25]

;相较于常温,在较

高的温度下养护地质聚合物[30]

。 这些方法在一定程

度上,都能提升地聚合物的抗高温性能。

4 结语

(1)地聚物除了低碳环保,常温下各项性能优

异,还有着较为优异的抗高温性能和热稳定性,在防

火领域有着广阔的应用前景。 目前,关于地聚物耐高

温影响因素已有一些研究,但是一些关键因素比如水

胶比,往前驱体中掺入不同掺量的矿物掺合料,形成

二元体系后的地聚物耐高温性能的研究很少,规律不

清晰,应进一步探讨这些因素对残余抗压强度的影响

规律。

(2)关于地聚物抗高温的影响机理,主要是在不

同温度区段下探讨的,关于地聚物本身配合比下不同

激发剂浓度、模数,对前驱体的用量在高温后的残余

抗压强度规律背后的微观机理的研究很少。 因此,需

探究这些关键因素变化对地聚物抗高温性能影响的

机理。

(3)关于地聚物高温后的性能研究主要集中在

抗压强度上,对于高温后的抗折强度,抗拉强度以及

高温后的一些耐久性能的研究仍处于空白阶段,对地

聚合物抗高温性能的评价过于单一。 因此,有必要对

地聚物高温后的这些性能进行进一步探究。

(4)尽管地聚物由于本身体系具有较优异的抗

高温性能,目前也具有一定的抗高温性能的改善措

施,但仍存在许多新的改善措施,尚未被开发,比如可

以考虑将适用于普通硅酸盐的防火涂料应用于地质

聚合物中,研究地聚物耐火耐高温性能等,从而完善

地聚合物耐高温体系,为其应用于实际工程提供理论

基础。

参 考 文 献

[1] 鹿少磊. 三大系列水泥混凝土的高温性能比较研究

[D]. 北京:北京交通大学,2009.

[2] 公安部消防局. 2022 中国火灾统计年鉴[M]. 北京:警官

教育出版社,2022.

[3] 金宝,霍静思. 钙质骨料混凝土抗压强度的高温损伤机

理[J]. 建筑材料学报,2016,19(2):359 - 363.

[4] B. Georgali,P. E. Tsakiridis,Microstructure of fire damaged

concrete a case study,Cement Concrete. Composite. 27 (2)

(2005) 255 - 259.

[5] EL Alouani M,Alehyen S,EL Achouri M,et al. Influence of

the Nature and Rate of Alkaline Activator on the Physicochemical Properties of Fly Ash - Based Geopolymers[ J].

Advances in Civil Engineering,2020,2020:1 - 13.

[6] Djobo JNY. Mechanical properties and durability of volcanic

ash based geopolymer mortars[ J]. Construction and Building Materials,2016,124:606 - 614.

[7] Panias D,Giannopoulou IP,Perraki T. Effect of synthesis

parameters on the mechanical properties of fly ash - based

geopolymers[J]. Colloids and Surfaces A:Physicochemical

and Engineering Aspects,2007,301(1):246 - 254.

[8] Komnitsas K,Zaharaki D,Bartzas G. Effect of sulphate and

nitrate anions on heavy metal immobilisation in ferronickel

slag geopolymers[J]. Applied Clay Science,2013,73(1):

103 - 109.

·124· 福 建 建 筑 2023 年

[9] Oswaldo,Burciaga - Díaz,Escalante - García José - Iván.

Comparative performance of alkali activated slag / metakaolin

cement pastes exposed to high temperatures[ J]. Cement &

Concrete Composites,2017(84):157 - 166.

[10] 郑文忠,陈伟宏,王英. 碱矿渣胶凝材料的耐高温性能

[J]. 华中科技大学学报(自然科学版),2009,37(10):

96 - 99.

[11] S. Aydin,Development of a high - temperature - resistant

mortar by using slag and pumice,Fire Saf. J. 43 (2008):

610 - 617.

[12] 郑娟荣,张涛,覃维祖. 碱 - 偏高岭土基胶凝材料的热稳

定性研究[ J]. 郑州大学学报:工学版,2004,(04):16

- 19.

[13] Yang T ,Wu Q S ,Zhu H J ,et al. Geopolymer with improved thermal stability by incorporating high - magnesium

nickel slag[ J]. Construction and Building Materials,2017

(155):475 - 484.

[14] Kong D L Y,Sanjayan J G,Sagoe - Crentsil K. Comparative

performance of geopolymers made with metakaolin and fly

ash after exposure to elevated temperatures[J]. Cement and

Concrete Research,2007,37 (12):1583 - 1589.

[15] Jiang X ,Xiao R,et al. Influence of waste glass powder on

the physico - mechanical properties and microstructures of

fly ash - based geopolymer paste after exposure to high temperatures [ J]. Construction and Building Materials, 2020

(262):463 - 471.

[16] Chi,M. Effects of dosage of alkali - activated solution and

curing conditions on the properties and durability of alkali

- activated slag concrete. Constrution. Building. Matertial.

2012,35:240 - 245.

[17] Rashad,A. M. ;Zeedan,S. R. Hassan,A. A. Influence of the

activator concentration of sodium silicate on the thermal

properties of alkali - activated slag pastes[ J]. Construction

and Building Materials,2016(102):811 - 820.

[18] 刘倩,马倩敏,彭潇,等. 碱激发剂对碱矿渣混凝土高温

后抗压强度的影响研究[ J]. 新型建筑材料,2022,49

(02):70 - 74.

[19] Lahoti M,Wong K K,Tan K H,et al. Effect of alkali cation

type on strength endurance of fly ash geopolymers subject to

high temperature exposure[ J]. Materials & Design,2018,

154:8 - 19.

[20] Zuda, L. ; Rovnaník, P. ; Bayer, P. ; ˇ Cerny, R. Thermal

properties of alkali - activated slag subjected to high temperatures. J. Build. Phys. 2007(30)337 - 350.

[21] Zuda,L. ;Pavlík,Z. ;Rovnaníková,P. ;Bayer,P. ;ˇCerny,R.

Properties of alkali activated aluminosilicate material after

thermal load. Int. J. Thermophys. 2006(27):1250 - 1263.

[22] Zuda,L. ;Rovnaník,P. ;Bayer,P. ;ˇCerny

′ ,R. Effect of high

temperatures on the properties of alkali activated aluminosilicate with electrical porcelain fifiller. Int. J. Thermophys.

2008(29):693 - 705.

[23] Türker,H. T. ;BalÇikanli,M. ;Durmu,s,I. H. ;Özbay,E. ;

Erdemir, M. Microstructural alteration of alkali activated

slag mortars depend on exposed high temperature level.

Constr. Build. Mater. 2016(104):169 - 180.

[24] Kong D L Y,Sanjayan J G,Sagoe - Crentsil K. Factors affecting the performance of metakaolin geopolymers exposed

to elevated temperatures[ J]. Journal of Materials Science,

2008,43(3):824 - 831.

[25] Pan Z,Sanjayan J G,Kong D L Y. Effect of aggregate size

on spalling of geopolymer and Portland cement concretes

subjected to elevated temperatures [ J]. Construction and

Building Materials,2012(36):365 - 372.

[26] PAVEL ROVNANIK,PATRIK BAYER,PAVLA ROVNANIKOVA. Characterization of alkali activated slag paste after

exposure to high temperatures[ J]. Construction and Building Materials,2013,47(10):1479 - 1487.

[27] Husem M. The effects of high temperature on compressive

and flexural strengths of ordinary and high - performance

concrete. Fire Safety J,2006(41):155 - 163.

[28] Zhao R,Sanjayan JG. Geopolymer and Portland cement concretes in simulated fire. Mag Concr Res,2011,63(3):163

- 73.

[29] Lahoti M,Wong K K,Yang E,et al. Effects of Si / AI molar

ratio on strength endurance and volume stability of metakaolin geopolymers subject to elevated temperature [ J]. Ceramics International,2018,44(5):5726 - 5734.

[30] Sun Z,Cui H,An H,et al. Synthesis and thermal behavior of

geopolymer - type material from waste ceramic [ J]. Construction and Building Materials,2013,49:281 - 287.

[31] Kong D L Y,Sanjayan J G,Sagoe - Crentsil K. Factors affecting the performance of metakaolin geopolymers exposed

to elevated temperatures[ J]. Journal of Materials Science,

2008,43(3):824 - 831.

[32] Shaikh F,Haque S. Behaviour of carbon and basalt fibres

reinforced fly ash geopolymer at elevated temperatures[J].

International Journal of Concrete Structures and Materials,

2018,12(1).

[33] Krivenko P V,Kovalchuk G Y. Fly Ash Based Geocements:

Genesis of Microstructure and Properties at Hydration - Dehydration Process Journal of Materials Science, 2007, 42

(9):29 - 44.

2023 年第 11 期

总第 305 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

既有桥梁桩基抬桩加固技术研究

伍秉顺

(福建省高速公路养护工程有限公司 福建福州 350019)

摘 要:针对乌龙江特大桥基础复杂的加固环境状况,提出了“下抬桩加固方案”与“上抬桩加固方案”,并通过实体有

限元软件 ABAQUS,对两种加固方案进行了受力性能对比分析。 研究结果表明:“上抬桩加固方案”是荷载先传递给旧

承台,再通过界面植筋及预应力锚固构造将下拉力传递给延伸承台及新增上承台后共同受力;“下抬桩加固方案”是旧

承台利用下压力带动新增承台实现协同受力,传力路径更为清晰合理;有限元受力机理分析表明,下抬桩加固与上抬

桩加固均发生脆性破坏;二者的受力过程可划分为弹性阶段、弹塑性阶段、强化阶段和破坏阶段四个阶段。 结合工程

实际,与“下抬桩加固”方案相比,“上抬桩加固”方案可极大简化加固施工工艺,缩短施工工期,降低加固成本。

关键词: 桥梁基础;下抬桩加固;上抬桩加固;有限元分析;受力性能

中图分类号:U44 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)11 - 0125 - 04

Study on Strengthening Technology of Pile Foundation of Existing Bridge by Lifting Pile

WU Bingshun

(Fujian Provincial Fuquan Expressway Co. ,Ltd. ,Fuzhou 350019)

Abstract:In view of the complex environmental conditions of the foundation reinforcement of the Wulong River Bridge,this paper puts forward the \" downward pile reinforcement scheme\" and \" upward pile reinforcement scheme\" ,and makes a comparative analysis of the mechanical properties of the two reinforcement schemes through the solid finite element software ABAQUS. The research results show that the

\" lifting pile reinforcement scheme\" is that the load is first transferred to the old pile cap,and then the downward tension is transferred to

the extended pile cap and the newly added upper pile cap through the interface planting reinforcement and prestressed anchorage structure,

and then they are jointly stressed; The \" pile - lifting reinforcement scheme\" is that the old pile cap uses the downward pressure to drive the

new pile cap to realize the cooperative force,and the force transmission path is clearer and more reasonable; The analysis of finite element

stress mechanism shows that brittle failure occurs in both downward - lifting pile reinforcement and upward - lifting pile reinforcement. The

stress process can be divided into four stages:elastic stage,elastic - plastic stage,strengthening stage and failure stage. Combined with the

engineering practice,compared with the \" down - lifting pile reinforcement\" scheme,the \" up - lifting pile reinforcement\" scheme can greatly simplify the reinforcement construction technology,shorten the construction period and reduce the reinforcement cost.

Keywords:Bridge foundation; Reinforcement by lifting piles below; Reinforcement by lifting piles above; Finite element analysis; Performance of force

作者简介:伍秉顺(1970— ),男,高级工程师。

E-mail:549016645@ qq. com

收稿日期:2023 - 04 - 28

0 引言

我国地形及地质条件复杂,境内跨江河桥梁数量

众多,且多采用桩基础[1]

。 近些年,针对桥梁水下桩

基础的详细检测结果表明,受自然环境及人类活动等

因素的影响,很多跨江河桥梁桩基出现混凝土劣化、

桩身外露、钢筋锈蚀、桩身横向断裂等不同种类的病

害,并由此导致桥梁桩基出现承载力、稳定性不足以

及耐久性差等问题,对桥梁结构和交通运输安全造成

了威胁,急需进行加固处理[2 - 4]

。

在既有的桥梁桩基加固方法中[5 - 7]

,针对桥梁桩

基竖向承载能力不足的最有效的加固方式,是增补桩

基法[8]

,其中抬桩法是增补桩基法中应用最多的一种

方式。 抬桩法又可细分为上抬桩法和下抬桩法,二者

均是在桥梁旧桩周围增设新桩,通过新承台将新桩与

旧桩连接成整体,共同承担桥梁上部荷载[9]

。

本文以乌龙江特大桥 0#主墩基础抬桩加固工程

为背景,利用通用有限元软件 ABAQUS,分别建立上

抬桩与下抬桩承台加固节点的精细化实体有限元模

型,对两种加固方案的受力性能进行对比分析,为后

续类似工程提供借鉴。

1 工程概况

乌龙江特大桥全长 2030. 6 m,主桥上部构造为

60 m + 3 × 110 m + 60 m 的单箱单室变截面连续梁,

采用三向预应力体系;主桥下部结构主墩为钢筋砼薄

壁式柔性桥墩,基础为 4ϕ2. 5 钻孔群桩,过渡墩为钢

·126· 福 建 建 筑 2023 年

筋砼柱式桥墩,基础采用 4ϕ1. 8 m 钻孔群桩。

由于乌龙江南北港分流比调整、水口水库建设、

河道疏浚和人工采砂等原因,大桥所在江段水文环境

发生变化,使得大桥桥位处的河床冲刷严重。 2021

年 6 月开展的水下地形及河床冲刷专项检测显示,大

桥桥 墩 受 到 不 同 程 度 的 冲 刷, 最 大 冲 刷 深 度 达

21. 2 m。在目前的状况下,部分桩基单桩竖向承载力、

抗弯承载力、抗裂和抗船撞性能验算,不能满足现行

规范要求。 其中 0#主墩桩基为摩擦桩,桩基最大轴

力为 6065 kN,大于容许承载力 5719 kN,安全系数为

0. 94,单桩竖向承载力验算不满足规范要求,需对其

进行专项加固。

2 不同抬桩加固方案对比分析

目前,对于大桥 0#主墩桩基出现的竖向承载力

不足的问题,多采用抬桩加固。 为此,本工程拟定了

下抬桩加固和上抬桩加固两个方案,本节对这两种加

固方案进行了对比分析。

下抬桩加固方案如图 1 所示。 先完成新增桩基

的施工,而后直接在桩顶浇筑包裹旧桩的新增承台。

该方法主要是利用下压力带动新增承台(桩基)协同

受力,虽然新旧桩基经新增承台的连接形成一个整

体,但新增桩基无法马上承担荷载。 当旧桩基承载力

不足发生沉降,新增桩基很快就会参与共同受力。 该

方法具有传力路径清晰合理的优点,但具有水下作业

施工难度大、工期较长的缺点。

图 1 下抬桩加固方案示意

上抬桩加固方案如图 2 所示。 该方法是在既有

承台,之上新建承台以上托形式的方式加固承台,通

过桥墩将上部结构自重与活载传递给旧承台,旧承台

通过顶面竖向植筋界面及预应力锚固构造将下拉力

传递给新增上承台后共同受力,有效增强加固结构的

整体受力性能,极大降低施工难度,缩短施工工期,并

减少加固成本。

图 2 上抬桩加固方案示意

3 不同抬桩加固方案受力机理分析

3. 1 有限元模型

采用通用有限元软件 ABAQUS,分别建立上抬桩

与下抬桩加固的精细化实体有限元模型。 对于几何

模型的建立,以分离式建模方法,对加固节点各部件

进行建立,其中钢筋部件采用桁架单元 T3D2,混凝土

部件采用实体单元 C3D8R。 材料参数中,混凝土本构

选用 CDP 模型,具体采用现行《混凝土结构设计规

范》(GB 50010—2010)

[10]所提供的计算模型,钢筋采

用韩林海[11] 提出的本构模型。 相互作用设置中,钢

筋网架采用“内置区域” 的方式嵌入混凝土中;新旧

混凝土的粘结面采用表面与表面接触,二者之间的粘

结滑移关系采用《公路桥梁加固设计规范》 ( JTG/ T

J22—2008)

[12]中的双折线模型模拟。 边界条件设置

中,为模拟分析桩基承台加固节点的受力特性,下部

桩基取三倍桩基直径长度后进行底面固结。 网格划

分后的模型示意图如图 3 所示。

(a)下抬桩加固

(b)上抬桩加固

图 3 加固后的模型示意图

2023 年 11 期 总第 305 期 伍秉顺·既有桥梁桩基抬桩加固技术研究 ·127·

3. 2 下抬桩加固结果分析

在下抬桩加固模型上施加上部结构的自重和活

载,提取混凝土的最大对数应变云图、钢筋网架 S11

应力云图以及 CSMAXSCRT 云图,如图 4 所示。 从中

可以看出,下抬桩加固后的桩基承台节点最大 LE 应

变数值为 2. 313e - 05。 整体钢筋网架中受到最大拉

应力值为 12. 05 MPa,最大受压应力为 17. 88 MPa,满

足加固后的受力要求。 加固后,新旧混凝土结合面

CSMAXSCRT 值最大仅为 0. 4202,说明下抬桩加固的

桩基承台节点在加载后,结合面均未发生粘结破坏,

界面未出现滑移,加固节点的整体性仍然较好。

(a)混凝土 LE 应变云图

(b)钢筋网架 S11 应力云图

(c)CSMAXSCRT 云图

图 4 下抬桩加固方案主要受力云图

3. 3 上抬桩加固结果分析

同样提取上抬桩加固混凝土的最大对数应变云

图、钢筋网架 S11 应力云图以及 CSMAXSCRT 云图,

如图 5 所示。 可以看出,上抬桩加固的桩基承台节点

的最大对数应变仍然位于原承台的底部,最大数值为

2. 14e - 05,与下抬桩加固结果基本一致。 由图 8 可

知,整体钢筋网架中受到最大拉应力值为 38. 15 MPa,

最大受压应力为 25. 87 MPa,相对于下抬桩加固,钢筋

应力均有所增大。 新旧混凝土结合面的 CSMAXSCRT

值最大达 0. 6344,较下抬桩加固,上抬桩加固结合面

粘结的损伤更为严重,这是由于新增下承台、新增上

承台与原承台的结合面粘结受拉,更易发生粘结破

坏。 可见,下抬桩加固方案,利用下压力带动新增承

台(桩基)的受力机制更为合理。

(a)混凝土 LE 应变云图

(b)钢筋网架 S11 应力云图

(c)CSMAXSCRT 云图

图 5 上抬桩加固方案主要受力云图

3. 4 上下抬桩有限元受力机理对比分析

图 6 给出了上下抬桩加固模型的受力全过程荷

载 - 位移曲线,二者的受力过程均可划分为弹性阶

段、弹塑性阶段、强化阶段和破坏阶段四个阶段。 从

图中可以看出,在弹性段两者的初始刚度基本一致;

在弹塑性段、强化段,相比于下抬桩,上抬桩加固模型

的刚度下降更为明显;下抬桩模型率先达到峰值荷

载,荷载值为 49 278 kN,上抬桩模型的峰值荷载为

43 565 kN,荷载值较下抬桩模型降低约 11. 6% 。

图 6 荷载位移曲线

·128· 福 建 建 筑 2023 年

图 7 给出了下抬桩加固模型的各特征点混凝土

应变云图,此处可结合荷载位移曲线,对下抬桩加固

模型的受力机理进行分析。 OA1 段模型处于弹性状

态,加载至 A1点时新增承台底部出现多道横向裂缝,

但裂缝的出现,未对曲线的整体发展趋势产生影响;

过了 A1点下抬桩加固节点逐渐进阶至弹塑性的 A1B1

段,A1B1 段曲线斜率的变化幅度不大,说明加固节点

仍有较大的刚度;加载至 B1C1 段,原承台底部开始出

现裂缝,内部的部分钢筋也开始屈服;此阶段荷载增

速减缓,变形速率加快;在达到峰值荷载 C1 点时,原

承台以及新增承台中的大部分钢筋屈服,原承台受压

区混凝土被压碎,荷载值迅速下降,表现为脆性破坏。

(a)A1点 (b)B1点 (c)C1点 (d) D1点

图 7 下抬桩加固模型各特征点混凝土应变云图

图 8 给出了上抬桩加固模型的各特征点混凝

土应变云图。 同理,结合荷载位移曲线,对上抬桩

加固模型的受力机理进行分析。 OA2 段加固节点

处于线弹性状态,到达 A2点时,原承台底部开始出

现多道裂纹,而新增上承台混凝土还未超过开裂

应变;加载至 A2B2段弹塑性段时,A2B2段曲线斜率

变小,但变化幅度较小;过了 B2点加固节点则逐渐

进入强化段 B2C2 ,此时界面的连接钢筋开始屈服,

原承台与原桩基的连接处也开始出现裂纹,此阶

段荷载增速减缓,变形速率加快。 在达到峰值荷

载 C2点后,荷载趋于稳定,并保持在 43 000kN 左

右,直至大部分原承台钢筋以及界面连接钢筋屈

服时,承载力骤降,此时新增承台中的钢筋还未屈

服,受压区混凝土未被压碎。

(a)A2点 (b)B2点 (c)C2点 (d) D2点

图 8 上抬桩加固模型各特征点混凝土应变云图

4 结论

(1)下抬桩加固方案的传力路径,较上抬桩方案

更为合理。 上抬桩的传力机制为桥墩将上部结构自

重与活载传递给旧承台,旧承台再通过顶面竖向植筋

界面及预应力锚固构造,将下拉力传递给新增上承台

后共同受力;下抬桩加固的传力机制为旧承台利用下

压力,带动新增承台协同受力。

(2)结合工程实际,与“承台下抬桩加固”方案相

比,“承台上抬桩加固”方案可使新旧承台、桩基形成

整体结构,极大简化加固施工工艺,缩短施工工期,降

低加固成本。

(3)下抬桩加固与上抬桩加固的承台均发生脆

性破坏;二者的受力过程可划分为弹性阶段、弹塑性

阶段、强化阶段和破坏阶段四个阶段。

参 考 文 献

[1] 周欢,周华威,朱慈祥,等. 分离式桥梁整体抬桩加固技

术研究[J]. 公路,2020,65(08):115 - 120.

[2] 汪圣波. 既有桥梁水中桩基加固技术研究[D]. 杭州:浙

江工业大学,2016.

[3] 余红峰. 公路桥梁加固施工技术的应用研究[J]. 交通世

界,2017(30):122 - 123.

[4] 赵彬. 预制混凝土管片快速拼装加固水下桥墩技术研究

[D]. 南京:东南大学,2015.

[5] 肖长进. 纵向抬桩法在桥梁桩基加固中的应用[ J]. 福建

交通科技,2015(06):64 - 66.

[6] 王国亮,魏洪昌. 增补桩基及预应力技术综合处治桥梁基础

病害的实例[J]. 公路交通科技,2006(S1):116 - 119.

[7] 居艮国,黄凯赞. 桥梁新、旧基础协同作用荷载重分配预

加载系统[J]. 世界桥梁,2012,40(01):80 - 84.

[8] 邓剑涛,梁曦,傅佳学,等. 桥墩桩基础预压抬桩加固技

术研究[J]. 福建建设科技,2012(01):12 - 13,61.

[9] 朱慈祥,汪志春,徐浪,等. 运营桥梁抬桩加固既有桩基础沉

降分析及监测研究[J]. 世界桥梁,2018,46(03):86 - 90.

[10] 中华人民共和国住房和城乡建设部,中华人民共和国国

家质量监督检验检疫总局. 混凝土结构设计规范:GB

50010—2010[S]. 北京:中国建筑工业出版社,2010.

[11] 韩海林. 钢管混凝土结构:理论与实践(第三版)[M]. 北

京:科学出版社,2016.

[12] 中华人民共和国交通运输部. 公路桥梁加固设计规范:

JTG/ T J22—2008[S]. 北京:人民交通出版社,2008.

2023 年第 11 期

总第 305 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

低高度预应力 UHPC - RC 组合箱梁桥设计研究

林志滔

(福州市规划设计研究院集团有限公司 福建福州 350108)

摘 要:针对福建某人行天桥的工程背景,基于 UHPC 的优异性能,研究开发了低高度预应力 UHPC - RC 组合箱梁桥。

研究进行了组合箱梁的设计与计算分析,并根据模型试验获得新型结构的基本受力性能。 随后,利用经试验结果验证

后的有限元模型,针对新型结构的不同参数对结构受力性能,尤其是承载力的影响进行了深入分析。 研究结果表明,

采用 UHPC - RC 材料设计的桥梁,其强度、挠度以及自振频率计算均能满足现行桥梁规范的要求。 同时,UHPC 在人

行天桥中可有效减轻自重、减小结构尺寸,提升桥梁结构的刚度和稳定性,充分发挥其材料特性。 采用预制拼装施工

方法,可充分利用 UHPC 的抗拉强度,增大预制块大小,减小预应力及普通钢筋的配置,实现优化结构设计。

关键词: 人行天桥;UHPC;组合箱梁;新型结构

中图分类号:U44 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)11 - 0129 - 05

Design and research of low - height prestressed UHPC - RC composite box girder pedestrian bridge

LIN Zhitao

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

Abstract:Based on the excellent properties of UHPC,this paper aims to develop a low - height prestressed UHPC - RC composite box girder pedestrian bridge for a project in Fujian. The design and calculation analysis of the composite box girder were conducted,and the basic

mechanical properties of the new structure were obtained through model tests. Then,using the validated finite element model based on experimental results,a thorough analysis was performed on the effect of different parameters on the mechanical properties of the new structure,especially the bearing capacity. The results show that the bridge designed with UHPC - RC material can meet the requirements of current

bridge specifications in terms of strength,deflection,and natural frequency. Meanwhile,UHPC can effectively reduce the self - weight and

size of the pedestrian bridge,enhance the stiffness and stability of the structure,and fully exploit its material properties. By utilizing the tensile strength of UHPC and increasing the size of prefabricated blocks while reducing the prestress and ordinary steel reinforcement,the optimized structure design was achieved through the prefabricated assembly method.

Keywords:Pedestrian bridge; UHPC; Composite box girder; New structure

作者简介:林志滔(1986. 2— ),男,高级工程师。

E-mail:38981904@ qq. com

收稿日期:2023 - 05 - 06

0 引言

目前桥梁建设最主要的建筑材料是普通混凝土,

但其比强度较低,导致其跨越能力和快速施工能力受

到严重限制,耐久性不够优越,降低了使用寿命。 其

带来的后期维修养护工作,严重影响了其全寿命建设

成本;其生产过程带来的自然资源消耗与排放引起的

环保问题将影响着社会可持续发展,因此在现代桥梁

建设中应用越来越受到限制。 为此,迫切需寻求一种

新材料来替代现有的混凝土材料,以满足现代桥梁的

建设需求。

在国内,预应力 UHPC - RC 组合箱梁人行桥的

研究还属于首次。 UHPC 是一种水泥基复合材料,具

有超高的抗压强度和抗剪强度,以及高韧性、高耐久

性和体积稳定性[1 - 3]

。 在结构设计中,可以采用更薄

或更具创新性的截面形状,以有效减轻结构物的自

重[4]

。 此外,UHPC 材料的高韧性和减轻结构自重的

特点,有利于提高结构的抗震和抗冲击性能[5 - 6]

。

因此,本文结合超高性能混凝土和组合箱梁结构

的优点,对低高度预应力 UHPC - RC 组合箱梁桥进

行设计研究。 基于模型试验与数值分析,开展优化后

低高度预应力 UHPC - RC 组合箱梁的设计计算理论

分析,为新型结构的设计提供理论支撑。 通过对组合

箱梁结构进行计算和调整优化,推动预应力 UHPC -

RC 组合箱梁在具体工程实例中的应用,并为今后的

预制节段拼装设计和施工提供参考和借鉴。

1 桥梁结构设计

1. 1 上部结构

人行天桥主桥采用预应力超高性能混凝土鱼腹式

箱梁,半圆形截面,半径 1 m,中心梁高 1. 52 m,顶部总

宽4 m,底部平直段宽1. 74 m,顶部设双向横坡,横坡坡

度 1% ,底部为平坡。 预制桥面板分为 A、B 类,纵向分

·130· 福 建 建 筑 2023 年

块长度为 5. 3 m ~5. 45 m,宽度3. 154 m ~3. 34 m,中心

厚度均为 0. 2 m,通过纵横向湿接缝、剪力键与主梁下

部形成组合截面。

开口 U 型梁断面分为4 个节段,湿接缝纵向宽度为

0. 5 m,底板厚0. 25 m ~0. 6 m,腹板厚 0. 15 m ~0. 38 m,

通过现场 U 型纵向湿接缝形成主梁下部整体结构。 南

北侧端均设置牛腿,牛腿长度 3. 9 m,宽度 1. 0 m,高度

0. 7 m;端横梁厚均为 4. 90 m,并在顺桥向设置 4 道横

隔板,每个横隔板的厚度为 0. 25 m。 预制桥面板与

开口 U 型梁之间通过预埋 U 型 Ф16 剪力筋连接,剪

力键纵向间距 150 mm,横向间距 150 mm。

天桥主桥横断面布置:0. 5 m(栏杆及花圃) +3. 0 m

(人行道) +0. 5 m(栏杆及花圃) = 4. 0 m,如图 1 所示。

主梁总长为39. 25 m,而主梁计算跨径为35. 35 m,梁高

为 1. 5 m。 桥面板采用 UHPC,其截面宽度为 4 m,厚度

为 0. 2 m,桥面铺装均采用 C40 钢纤维防水混凝土 + 耐

磨涂层,双向 1. 0% 横坡;跨中处底板厚为 25 cm,腹板

为 15 cm,支座处增大底板及腹板截面尺寸目的在于

张拉预应力钢束,在腹板的上部和底部预留预应力钢

束孔道。 主梁横截面的示意如图 2 所示。

图 1 主桥横断面布置图(单位:mm)

图 2 主梁跨中横截面(单位:mm)

1. 2 下部结构

人行天桥下部结构采用钢管混凝土柱作为墩

身,主桥墩柱直径为 1. 0 m,采用两根直径为 1. 2 m

的钻孔灌注桩作为承台桩基础;其余桥墩墩柱直径

为 0. 7 m,采用直径为 1. 2 m 的钻孔灌注桩作为单桩

单柱基础。 在墩柱内填充 C30 微膨胀混凝土,以提高

抗裂性能和耐久性。

2 有限元模型

2. 1 材料参数

2. 1. 1 超高性能混凝土

按《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规

范》和《超高强度纤维补强混凝土结构设计与施工指

南(案)》(日本),确定 U130 混凝土的轴心抗压、抗拉

强度标准值及强度设计值。 参考《规范》

[7]

,计算得

U130 抗压、抗拉强度设计值和容许应力,结果如表 1 ~

表 2 所示。

表 1 U130 与 C50 强度值 MPa

材料 标准值

设计值

承载能力极限状态 正常使用极限状态

f

ck

f

tk

f

cd

f

td

f

cd

f

td

U130 70. 42 5. 93 54. 17 4. 56 70. 42 5. 93

C50 32. 4 2. 65 22. 4 1. 83 32. 4 2

2. 1. 2 预应力钢绞线

预应力钢绞线的强度标准值、设计值和容许应力

如表 2 所示。

表 2 钢绞线强度与容许应力 MPa

项目 主梁

直径 φ = 15. 2mm

抗拉强度标准值 f

pk 1860

抗拉强度设计值 f

pd 1260

张拉控制应力 0. 75f

pk 1395

正常使用阶段容许最小拉应力值 0. 65f

pk 1209

2. 1. 3 设计荷载

恒载包括主梁自重和二期恒载,其材料密度如表

3 所示。

表 3 桥梁结构材料密度表

种类 容重(kN/ m

3

) 种类 容重(kN/ m

3

)

U130 26. 25 C50 25

沥青混凝土 25 石材 25

2023 年 11 期 总第 305 期 林志滔·低高度预应力 UHPC - RC 组合箱梁桥设计研究 ·131·

2. 2 有限元计算模型

采用有限元软件 Midas Civil,建立箱梁桥的三维

有限元梁单元模型,该计算模型共有节点数量 46 个;

单元数量 140 个;边界条件数量 14 个;其中包括施工

阶段临时墩边界 10 个,成桥阶段永久墩边界 4 个。

计算模型如图 3 所示。

图 3 有限元计算模型

2. 3 荷载工况设置

该桥在结构自重、二期恒载、预应力荷载、温度荷

载等的作用下,按照公路桥规的要求进行荷载组合,

考虑以下 2 种荷载组合:

组合一:一期恒载 + 二期恒载 + 人群荷载 + 预应

力 + 收缩徐变 + 支座位移 + 温度梯度正温差。

组合二:一期恒载 + 二期恒载 + 人群荷载 + 预应

力 + 收缩徐变 + 支座位移 + 温度梯度负温差。

荷载工况如表 4 所示。

表 4 荷载工况

工况名称 工况说明

恒荷载 一期 γ = 26. 5 kN/ m

3

;二期 γ = 25 kN/ m

3

人群荷载 W = 3. 53 kN/ m

2

预应力 钢束一次、钢束二次

收缩徐变 收缩系数‱ = 3. 1 × 10

- 2

;徐变系数:φ = 2. 44

支座沉降 1cm

整体升温 整体升温 + 25℃

整体降温 整体降温 - 23℃

温度梯度升 升温 + 14℃

温度梯度降 降温 - 7℃

3 桥梁整体受力计算分析

根据规范要求,对 A 类预应力混凝土构件在施

工阶段、使用阶段的应力、极限承载力及整体刚度进

行计算,并按不同的作用组合进行计算,包括持久状

况承载能力极限状态、持久状况正常使用极限状态、

持久状况和短暂状况构件的应力,结果如表 5 ~ 表 8

及图 5 ~ 图 6 所示。

3. 1 持久状况承载能力极限状态

3. 1. 1 抗弯、抗剪验算

按照《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计

规范》的相关要求,对箱梁截面作用效应组合的设计

值进行抗弯、抗剪截面验算,结果如表 5 所示。

表 5 抗弯、抗剪承载能力验算

项目 设计值/ kN·m 计算值/ kN·m 是否满足要求

正截面抗弯承载力验算 16061 25698 是

斜截面抗剪承载力验算 2255 5637 是

抗扭承载力验算 2467 3826 是

3. 1. 2 锚头局部承压验算

按照《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计

规范》的相关要求,对预应力钢束锚固区进行局部承

压验算,结果如表 6 所示。

表 6 局部承压验算

项目 设计值/ kN·m 计算值/ kN·m 是否满足要求

锚头局部承压验算 1801 2906 是

锚头局部抗压验算 1801 2565 是

在持久状况承载能力极限状态下,抗弯、抗剪、抗

扭承载力验算的计算值均大于设计值,锚头局部承压

验算和锚头局部抗压验算的计算值也均大于设计值,

满足规范要求。

3. 2 持久状况正常使用极限状态

3. 2. 1 抗裂验算

按照《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计

规范》的相关要求,针对箱梁在短期和长期效应组合

作用下的正截面以及斜截面进行抗裂验算,结果如表

7 所示。

表 7 抗裂验算

项目 设计值/ MPa 计算值/ MPa 是否满足要求

正截面抗裂验算

(长期效应组合)

0 - 0. 2 是

正截面抗裂验算

(短期效应组合)

0 - 2. 86 是

斜截面抗裂验算 4. 0 0. 5 是

3. 2. 2 持久状况构件应力与挠度验算

按照《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计

规范》的相关要求,针对在持久状况下箱梁正截面和

斜截面应力以及主梁跨中挠度进行验算,结果如表 8

所示。

表 8 应力与挠度验算

项目 设计值 计算值 是否满足要求

正截面法向压应力验算 - 25. 1 MPa - 18. 5 MPa 是

斜截面主压应力验算 - 30. 1 MPa - 17. 1 MPa 是

主梁跨中挠度 58. 9 mm 17. 2 mm 是

3. 2. 3 受拉区钢筋拉应力验算

按照《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计

规范》的相关要求,对受拉区钢筋最大拉应力进行验

算,结果如表 9 所示。

·132· 福 建 建 筑 2023 年

表 9 钢筋拉应力验算

项目 设计值/ MPa 计算值/ MPa 是否满足要求

钢束 1 1209 1207. 8 是

钢束 2 1209 1177. 1 是

钢束 3 1209 1203. 8 是

在持久状况正常使用极限状态下,正截面抗裂验

算的两种效应组合的计算值小于设计值,正截面法向

压应力验算和斜截面主压应力验算的计算值均小于设

计值,且主梁跨中挠度的计算值小于设计值,所有预应

力钢筋应力均小于容许最大应力,满足规范要求。

3. 3 桥梁结构应力验算图

由表 5 ~ 表 9 和图 4 ~ 图 5 的验算结果可以看

出,在长期荷载效应组合不出现拉应力的限制下,整

个桥梁在运行中的拉应力非常小,安全余量很大。 在

正常使用极限状态下,箱梁的主拉应力小于 3 MPa,

远低于 UHPC 的抗拉强度。 由于采用更合理的结构

尺寸布局,桥梁整体刚度得到较大提高。 使用阶段长

期挠度值为 17. 2 mm,挠度比为 1 / 2054,远低于规范

限值(1 / 600)。 由于 UHPC 具有低徐变性和良好的耐

久性,可以有效抑制徐变的发生,保持结构的稳定性

和刚度,减小结构挠度,因此,在实际情况下,挠度比

会更小。

图 4 U 梁顶板正截面应力图

图 5 U 梁底板正截面应力图

3. 4 模态分析

采用 Midas 分别计算 UHPC - RC 组合箱梁与传

统 RC 箱梁前 4 阶振型,自振频率值如表 10 所示。

表 10 自振频率分析

振动方向 阶次

UHPC - RC 组合箱梁 传统 RC 箱梁

频率值(Hz) 频率值(Hz)

竖向

1 3. 65 3. 48

2 15. 25 13. 24

横向

1 10. 51 10. 32

2 20. 21 19. 87

由以上计算结果可以看出,自振频率大于 3Hz,

满足规范要求。 同时,竖向和横向方向上,UHPC -

RC 组合箱梁的一、二阶频率值均高于传统 RC 箱梁,

表明其质量分布更合理,刚度更高,结构更稳定。

4 施工工艺

由于 UHPC 材料成分较为复杂,施工要求也相对

较高,对工人的技术水平和设备要求较高。 而且,由

于现场施工条件有限,很难保证其质量。 因此,为了

确保 UHPC 构件的质量,一般采用工厂预制的方式进

行生产,以保证其质量和可靠性。 在 UHPC 梁桥的施

工过程中,必须根据桥梁整体受力的计算分析以及

UHPC 结构的特点,制定相应的施工工艺,才能确保

其安全性、稳定性和持耐久性[8 - 11]

。 主要施工过程

如下:

(1)预制 UHPC 梁:按照设计要求,将 UHPC 材料

在工厂中进行分节段预制,并在高温蒸汽养护条件下

成型,保证梁体质量。

(2)拼接 UHPC 梁:将预制好的 UHPC 梁节段临

时拼装,然后在接缝处采用硅酮硫密封胶安装预应力

管道密封圈,移动待拼梁段,并准确对位拼接,确保拼

接缝的牢固性和密封性。

(3)初张拉:进行初张拉,使环氧树脂在不小于

0. 3 MPa 的压力下固化,确保梁的初始稳定性。

(4)浇筑湿接缝:在梁节段接缝处浇筑湿接缝材

料,保证梁的整体性和耐久性。

(5)对称张拉:进行对称张拉预应力,然后压浆

封锚,使 UHPC 梁达到预定的预应力状态,确保梁体

具有足够的承载能力。

(6)安装 RC 桥面板:在 UHPC 梁上方安装 RC 桥

面板,并通过剪力钉连接 UHPC 梁和 RC 桥面板,确

保桥面的平整度和稳定性。

(7)运输和吊装:将组合好的 UHPC - RC 组合箱

梁整体运输到工地,并通过吊车将梁吊装到桥墩上,

确保梁的安全性和稳定性。

(8)施工桥面系及附属设施:完成桥面系的施工

以及相关附属设施的安装,包括防护栏杆、标志牌等,

确保桥梁的安全性和通行性。

5 结论

本文以福建某人行天桥为工程背景,针对低高度

预应力 UHPC - RC 组合箱梁桥进行设计研究,提出

2023 年 11 期 总第 305 期 林志滔·低高度预应力 UHPC - RC 组合箱梁桥设计研究 ·133·

结构的构造设计以及相应的施工工艺,同时对桥梁结

构整体受力性能进行计算分析。 主要结论如下:

(1)通过对结构构造、截面尺寸和预应力钢筋配

置等方面的优化,获得跨径更大、建筑高度更低的低

高度预应力 UHPC - RC 组合箱梁桥结构。 同时,该

结构在施工阶段和使用阶段都具有足够的承载能力,

满足现行规范要求。

(2)通过采用 UHPC 材料,使该桥梁的整体刚度

得到较大提高。 使用阶段桥梁的挠度比,远低于规范

限值。 同时,与传统的 RC 箱梁相比,UHPC - RC 组

合箱梁在竖向和横向方向上具有更高的一、二阶频率

值,表明该结构的刚度和稳定性都得到了有效保证,

并且具有优异的抗震性能。

(3)由于 UHPC 材料的复杂组成和高施工要求,

采用预制构件的方法,以保证 UHPC 构件的质量和可

靠性。 通过对桥梁的整体力学分析和 UHPC 的结构

特点,进行合理的施工技术选择,提出相应的施工工

艺,确保了该桥梁在施工期间的安全性、稳定性和耐

久性。

参 考 文 献

[1] 张子轩. 超宽桥梁 UHPC - NC 组合桥面板力学性能分

析[D]. 武汉:华中科技大学,2020.

[2] 李杰. UHPC 箱梁桥面体系构造优化及静力性能试验研

究[D]. 长沙:湖南大学,2019.

[3] 张洪祥. 钢 - 混组合连续梁桥负弯矩区的 UHPC 应用研

究[D]. 重庆:重庆交通大学,2019.

[4] 邱明红,邵旭东,甘屹东,等. 单向预应力 UHPC 连续箱

梁桥面体系优化设计研究[ J]. 土木工程学报,2017,50

(11):87 - 9.

[5] 潘仁胜. 混凝土及 UHPC 箱梁腹板抗剪性能研究[D].

长沙:湖南大学,2017.

[6] 胡志坚,王少兵,贾丽君,等. 考虑开裂非协调变形 P 梁

承载力[J]. 中国公路学报,2016,29(08):85 - 91.

[7] 中华人民共和国交通运输部. 公路钢筋混凝土及预应力

混凝土桥涵设计规范:JTG 3362—2018[ S]. 北京:人民

交通出版社,2018.

[8] 张策. 超大跨径 UHPC 连续箱梁桥接缝设计及模型试验

[D]. 长沙:湖南大学,2014.

[9] 邵旭东,詹豪,雷薇,等. 超大跨径单向预应力 UHPC 连

续箱梁桥概念设计与初步实验[ J]. 土木工程学报,

2013,46(08):83 - 89.

[10] 林海. 人行天桥结构设计研究[D]. 成都:西南交通大

学,2013.

[11] 李兴焮. 节段预制拼装 UHPC 箱梁接缝构造形式及力学

性能研究[D]. 长沙:湖南大学,2021.

(上接第 70 页)

(1)类似深基坑工程项目,建议综合考虑工期、

造价以及周边环境的影响,进行方案选型分析,地下

室采用地连墙 + 楼板撑的半逆作方案,可有效节约造

价和工期,保护周边环境。

(2)逆作设计中,支承立柱尽可能采取“一柱一

桩”的布置方式。 合理布置楼板逆作范围结合工期和

土方开挖难度,减小现场施工难度。

(3)逆作竖向构件垂直度的控制,地连墙接槽位

置的抗渗以及逆作构件与顺作构件接缝位置的处理

是控制要点,应加强设计和施工质量控制。

(4)地连墙传至楼板撑的围压力较大,特别是内

撑环梁受力,楼板撑的设计,应考虑楼板变形协调的

应力重分布以及对薄弱部位楼板的影响。 此外,由于

基坑围压力的作用,楼盖形成压弯构件,对控制混凝

土裂缝的有利作用,以及楼盖承载力的优化计算,也

是值得进一步探讨的问题。

参 考 文 献

[1] 王允恭. 逆作法设计与施工实例[M]. 北京:中国建筑工

业出版社,2011.

[2] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 建筑基坑工程监测

技术标准:GB 50497—2019 [ S]. 北京:中国计划出版

社,2019.

[3] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 工程结构通用规

范:GB 55001—2021 [ S ]. 北 京: 中 国 建 筑 工 业 出 版

社,2022.

[4] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 装配式混凝土结构

技术规程:JGJ 1—2014 [ S]. 北京:中国建筑工业出版

社,2014.

[5] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 建筑工程逆作法技

术标准:JGJ 432—2018 [ S]. 北京:中国建筑工业出版

社,2018.

2023 年第 11 期

总第 305 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

某多跨连续坦拱桥梁设计探析

熊 诚 危玉蓉 谢 杨

(中国市政工程中南设计研究总院有限公司 湖北武汉 430010)

摘 要:拱桥造型受所跨越河道水位、桥梁纵坡、景观需求等多方面因素限制,常采用矢跨比小于 1 / 5 的拱桥,即“坦

拱”。 由于拱轴线平坦,拱脚水平推力非常大,基础抗推要求高,极易产生结构安全问题。 以某园区景观连续坦拱桥梁

为工程背景,详细分析了桥梁总体设计情况、结构建模分析要点及结构验算主要分析结果。 通过分析研究,选用了适

宜的桥台抗推体系(群桩基础 + 阻滑板组合体系),并给出了该体系相关构件设计参数及主要计算过程,为类似桥梁设

计提供有益的经验参考。

关键词: 坦拱;有限元分析;基础抗推;阻滑板

中图分类号:U44 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)11 - 0134 - 05

Analysis on the design of a multi - span continuous Tan - arch bridge

XIONG Cheng WEI Yurong XIE Yang

(Central&Southem China Municipal Engineening Design and Research Institute Co,Ltd. ,Wuhan 430010)

Abstract:The shape of arch bridge is limited by many factors such as the water level across the river,the longitudinal slope of the bridge

and the landscape demand,so the arch bridge with the span ratio less than 1 / 5 is often used,that is,the \" tan arch\". Due to the flat arch axis,the horizontal thrust of the arch foot is very large,and the requirement of foundation thrust is high,which is easy to cause structural safety

problems. Taking the continuous tan - arch bridge in a park as the engineering background,the overall design of the bridge,the analysis

points of structural modeling and the main analysis results of structural checking calculation are introduced in detail. Based on the analysis

and research,the appropriate abutment pushing system (pile group foundation + resistance slide composite system) is selected,and the design parameters and main calculation process of the relevant components of the system are given,which can provide useful experience reference for similar bridge design.

Keywords:Tanarch; Finite element analysis; Foundation thrust resistance; Baffle plate

作者简介:熊诚(1986— ),男,高级工程师。

E-mail:405827614@ qq. com

收稿日期:2023 - 05 - 26

0 引言

拱桥作为我国传统基本桥型之一,因其造型典雅

优美,常用于公园景观桥梁。 拱桥在竖向荷载作用

下,两端支撑除产生竖向反力外,还会产生水平推

力[1]

,推力的大小与外部受荷及矢跨比相关。 当矢跨

比小于 1 / 5 时,称之为“坦拱”,其拱脚水平推力相对

常规拱桥而言更大。 若采用多跨连拱结构,则其受力

更为复杂,在设计过程中应特殊考虑,采取合理措施,

以保证结构安全。 目前,对该类连续坦拱桥梁的设计

研究并不多。 本文以某园区桥梁为工程背景,结合相

关计算理论,通过有限元分析手段,详细研究多跨连

续坦拱桥梁的受力机理,并给出了相关设计参数,其

研究结论拟为类似桥梁工程设计提供有益的经验

参考。

1 工程概况

拟建桥梁位于园林主干路范围,跨越既有水系,

采用三孔空腹式拱桥,桥梁总长 66 m,桥宽 9. 0 m,桥

面纵坡 3% 。 桥型立面如图 1 所示。

上部结构孔跨布置为 15. 7 m + 19. 6 m + 15. 7 m,

桥梁与两侧道路衔接。 主拱中孔为净矢跨比 1 / 7、半

径 R = 1855 cm 的等截面圆弧线无铰拱;边孔为净矢

跨比 1 / 6、半径 R =1310 cm 的等截面圆弧线无铰拱,拱

圈厚度均为 50 cm。 腹拱圈采用 R = 50 cm 半圆拱,拱

圈厚度为 15 cm。 侧墙采用钢筋混凝土结构,顶宽

50 cm,坡比为 4∶ 1,外侧采用芝麻灰荔枝面花岗岩镶

面。 拱脚处设有 C20 素混凝土护拱,上面铺设一层防

水层,拱上采用二灰土填料。

2023 年 11 期 总第 305 期 熊 诚,危玉蓉,谢 杨·某多跨连续坦拱桥梁设计探析 ·135·

图 1 桥梁立面布置图(单位:cm)

桥台、桥墩采用桩接承台基础。 桥墩承台尺寸厚

2. 0 m,宽 13. 5 m,承台下设 6 根桩,桩径 1. 2 m,桩长

45 m。 桥台承台尺寸为 10 m × 5. 63 m × 2. 0 m,下设

6 根桩,桩径 1. 2 m,桩长 35 m。 桥梁典型横断面如图

2 所示。

图 2 桥梁典型横断面图(单位:cm)

本桥位地质条件一般,土层分布依次为松散状素

填土、呈软塑 ~ 可塑状粉质黏土夹粉土、呈可塑状淤

泥质粉质黏土、呈软塑状粉质黏土、呈硬塑状粉质黏

土、呈可塑稍密状质黏土夹粉砂、呈稍密 ~ 中密状粉

砂。 桩基持力层采用粉砂层,其上覆土层较厚。

2 技术标准

(1)道路等级:园林主干路,设计速度 30 km / h;

(2)设计荷载:城 - B 级;

(3)横断面布置:1. 5 m 人行道 + 6 m 行车道 +

1. 5 m 人行道 = 9. 0 m;

(4)设计基准期:100 年;

(5)设计使用年限:桥梁主体结构 100 年,可更换

部件 15 年;

(6)通航标准:净空 2. 5 m,小型游船通行;

(7 ) 设 计 水 位: 规 划 水 位 23. 000, 河 床 高

程 19. 000;

(8)抗震标准:基本地震加速度值为 0. 05g;抗震

设防分类均为丁类,其抗震措施应符合本地区地震基

本烈度(6 度)的要求;

(9)环境类别:Ⅱ类环境;

(10)结构安全等级:一级。

3 结构建模分析

3. 1 模型建立

桥梁上部结构拱圈采用 MIDAS 2021 V2. 1 计算

分析,有限元模型如图 3 所示。

图 3 桥梁有限元计算模型

模型建立要点如下:

(1)拱圈采用无铰拱,全桥按连拱计算,建立拱

座、承台单元;

(2)不考虑拱上建筑的联合作用,填料按荷载加

载考虑;

(3)采用虚拟纵梁模拟桥面板,以便于汽车荷载

及人群荷载实施。 桥面板单元与主拱圈单元对应节

点采用弹性支撑;

(4)为简化模型,采用 m 法计算群桩承台等效

刚度,将群桩出口刚度作为边界条件设置于承台中

·136· 福 建 建 筑 2023 年

心下缘节点处,采用桥梁博士 3. 0 计算工具计算群

桩基础刚度矩阵。

桥墩处群桩承台刚度计算结果:承台单位竖向位

移时,桩顶竖向反力合计 = 2. 283e + 006 kN;承台单位

水平位移时,桩顶水平反力合计 = 3. 369e + 005 kN;承

台单位水平位移时,桩顶反弯矩合计 = - 1. 179e +

006 kN·m;承台单位转角时,桩柱顶反弯矩合计 =

1. 310e + 007 kN·m。

桥台处群桩承台刚度计算结果:承台单位竖向位

移时,桩顶竖向反力合计 = 2. 216e + 006 kN;承台单位

水平位移时,桩顶水平反力合计 = 3. 309e + 005 kN;

承台单位水平位移时,桩顶反弯矩合计 = - 1. 165e +

006 kN·m;承台单位转角时,桩柱顶反弯矩合计 =

1. 212e + 007 kN·m。

3. 2 计算结果

根据相关规范进行荷载组合,列出有限元分析主

要计算结果如图 4 ~ 图 7 所示。

图 4 主拱圈基本组合弯矩包络图(单位:kN)

图 5 主拱圈基本组合轴力包络图(单位:kN)

图 6 主拱圈基本组合剪力包络图(单位:kN)

图 7 标准组合墩台反力图(单位:kN)

3. 3 主要结构验算

根据 《 公 路 圬 工 桥 涵 设 计 规 范》 ( JTG D61—

2005)中相关规定对桥梁主要构件进行验算[2]

,仅列

出主拱圈拱脚截面、1 / 4 截面、跨中截面等共计3 个截

面及墩台主要验算结果,相关结果如表 1 所示。

表 1 主拱圈截面抗剪强度验算表

荷载组合

主拱圈拱脚

Vd(kN) Rn = A × fvd + 1 / 1. 4 × μf × Nk(kN) γ0Vd (kN) 是否满足

基本组合

Max 1950 15403 2145 满足

Min 325 15305 357. 5 满足

荷载组合 主拱圈 1 / 4 跨截面

基本组合

Max 1235 14993 1358. 5 满足

Min 106 14716. 5 116. 6 满足

荷载组合 主拱圈跨中截面

基本组合

Max 701 14887. 5 771. 1 满足

Min 687 14911 755. 7 满足

(1)主拱圈抗剪强度验算

经验算,主拱圈抗剪强度验算满足规范要求,且

结构安全富裕度较大。 由验算过程可知,对于实心截

面坦拱而言,拱圈按常规经验确定厚度值即可,截面

抗剪不控制构件设计。

(2)主拱圈整体“强度 - 稳定”验算

由于截面强度验算与拱的整体“强度 - 稳定”验

算所采用公式相同,只是为考虑长细比及弯曲系数的

影响,因此,直接验算拱的整体“强度 - 稳定” 即可,

相关验算结果如表 2 所示。

表 2 主拱圈“强度 - 稳定”验算表

荷载组合

主拱圈拱脚

e = M/ N(m) 偏心距限值 e0(m) Rn = φ × fcd × b × Ac(kN) γ0Nd (kN)

基本组合

Max 0. 45 0. 15 — —

Min 0. 16 0. 15 — —

荷载组合 主拱圈 1 / 4 跨截面

基本组合

Max 0. 02 0. 15 48546 8605

Min 0. 24 0. 15 — —

荷载组合 主拱圈跨中截面

基本组合

Max 0. 09 0. 15 33802 7170

Min 0. 16 0. 15 — —

2023 年 11 期 总第 305 期 熊 诚,危玉蓉,谢 杨·某多跨连续坦拱桥梁设计探析 ·137·

由表 2 可见,有部分截面偏心距超过《公路圬工

桥涵设计规范》(JTG D61—2005)4. 0. 9 条的规定,应

该按 4. 0. 10 的公式计算,并考虑钢筋的承载力贡献,

相关验算结果如表 3 所示。

表 3 主拱圈“强度 - 稳定”验算表(考虑偏心距超限及普通钢筋贡献)

荷载组合

主拱圈拱脚

Rn(kN) RS (kN) Rn + RS (kN) γ0Nd (kN)

基本组合 Max 422. 4 19752. 6 20175 10164

基本组合 Min 1128. 5 19752. 6 20881. 1 3377

荷载组合 主拱圈 1 / 4 跨截面

基本组合 Min 831. 3 19752. 6 20583. 9 7893. 6

荷载组合 主拱圈跨中截面

基本组合 Max 297. 3 19752. 6 20049. 9 1104. 4

基本组合 Min 1256 19752. 6 21008. 6 1449. 8

主拱圈截面上下缘均设直径 25 mm 的 HRB400

钢筋,横向间距 10 cm。 经验算,主拱圈整体“强度 -

稳定”满足规范要求。 由验算过程可知,拱圈“强度

- 稳定”验算控制了主拱圈构件设计。 连续坦拱桥拱

脚负弯矩相对拱顶正弯矩而言更大,拱脚截面偏心距

极易超限,需配置较多的钢筋,以提高截面承载能力。

(3)主拱圈裂缝验算

经 MIDAS 计 算, 拱 圈 单 元 最 大 裂 缝 宽 度 为

0. 13 mm,裂缝宽度小于 0. 2 mm,满足规范要求。

(4)主拱圈挠度验算

在一个桥跨范围内的正负挠度的绝对值之和的

最大值,不应大于计算跨径的 1 / 1000

[2]

。 经验算 f =

11. 0 < 19 600 / 1000 = 19. 6 mm,满足要求。

(5)墩台桩顶位移验算

由于采用连拱结构,且边中跨拱圈跨度不一,经

计算,桥墩取抵抗较大的不平衡推力,拟采用群桩基。

单个桥墩下设置 6 根桩径 1. 2 m 的桩基,纵向设置两

排。 经验算,桩顶最大位移值为 3. 6 mm,满足规范

要求。

桥台同样拟采用群桩基础, 台下设 6 根桩径

1. 2 m的桩基,纵向设置两排。 经验算,桩顶位移值为

15 mm,大于 6 mm,不满足规范要求。

4 桥台基础抗推体系设计

由于桥台处地质条件一般,若盲目增大桩径或增

设桩基根数,会急剧提高工程造价,不可取。 故本次

桥台设计需综合分析后,采取合理抗推措施,以控制

桩顶位移。

目前中小跨度拱桥基础抵抗水平力常用思路有

以下两种:一是采用组合基础形式,如群桩基础 + 阻

滑板体系;二是在承台之间设刚性系杆或柔性系杆。

因本桥桥下有小型游船通行需求,为减少对船只通行

影响,本桥不宜采用拉杆体系。 此外,桥头两侧顺接

路堤,路堤为填筑段,若台后后设阻滑板,施工较为方

便,且后期填筑土地可作为阻滑板压重。 故桥台基础

抗推采用桩基础 + 阻滑板组合体系,如图 8 所示。

图 8 桩基础 + 阻滑板组合抗系推体系示意图(单位:cm)

桥台处拱的水平力采用变形协调法计算,其基本

原理假设前提为:

(1)桥台及阻滑板均按刚体考虑;(2) 阻滑板底

所受的土体摩阻力分布均匀;(3)土体视为弹性变形

介质,地基系数与深度成正比[3]

。

根据群桩基础布置形式及地层土体分布情况,通

过 m 法,计算出桥台处群桩基础水平抗推刚度 K桩 =

3. 309 × 10

5

kN/ m。

初拟阻滑板尺寸,阻滑板水平抗推刚度 K阻 =

CX LB。

CX = m0 h’ / 2 = 13 277 kN/ m

3

;

K阻 = 12 377 × 12 × 12 = 1. 91 × 10

6

kN/ m;

K总 = K桩 + K阻 = 2. 24 × 10

6

kN/ m;

群桩承受的水平力 F桩 = K桩 / K总 × F总 = 3. 309

× 10

5

/ (2. 24 × 10

6

) × 4971 = 732 kN;

阻滑板承受的水平力 F阻 = K阻 / K总 × F总 = 1. 91

× 10

6

/ (2. 24 × 10

6

) × 4971 = 4232. 8 kN。

阻滑板底作用的竖直力为:

N阻 = 4. 2 × 12 × 12 × 18 + 0. 8 × 12 × 12 × 25

= 13 766. 4 kN。

·138· 福 建 建 筑 2023 年

根据《 公 路 桥 涵 地 基 与 基 础 设 计 规 范》 ( JTG

D63—2019)规定[4]

,阻滑板抗滑动稳定性系数 kc =

(0. 4 × 13 766. 4) / 4332. 8 = 1. 27 > 1. 2,抗滑稳定性

满足要求。 阻滑板拟定尺寸构造如图 9 所示。

图 9 阻滑板一般构造图(单位:cm)

5 施工要点

(1)拱圈施工

拱架应采用钢拱架,施工时另行设计。 施工时应

注意支架的强度、刚度及稳定性,支架应进行堆载预

压,预压总量为主拱圈自重的120% ,以消除支架的非

弹性变形,并根据实际支架情况计算预留支架的弹性

变形量。 超载预压时,48 h 内测量的地基沉降量不大

于 3 mm。 支架预压应分级加载,然后逐级卸载[5]

。

拱圈考虑设置预拱度保证成桥线型,拱顶最大预拱度

值为 2 cm,两侧预拱度建议采用抛物线线设置。 支架

基础必须采取有效措施进行加固,施工拱圈时,注意

预埋侧墙钢筋。

拱圈混凝土浇筑对称进行,从拱脚向拱顶浇筑,

浇筑过程中应密切观察拱顶变形情况。 振捣砼时,要

注意振捣深度,不可振到底模板上,同时不可用振动

棒撬住钢筋振捣。

拱圈合龙,宜选择夜间气温较稳定时段的温度。

在卸架前,桥台的全部工程及台背填土必须基本完

成。 卸落拱架的次序,应自拱顶至拱脚分多次逐渐对

称进行。

(2)侧墙砼浇筑

拱圈施工完成后,必须在拱圈混凝土强度达到

90% 时才可以浇筑侧墙。 侧墙的浇筑同拱圈,应均匀

对称,从两侧拱脚开始,浇筑护拱时,要注意保护好泄

水管。

(3)拱腔回填

当侧墙砼强度达到 90% 时,拱腔回填应分层压

实。 可采用蛙夯或人工夯,施工时应分层,有持续压

实,以免挤坏侧墙。 拱顶 50 cm 回填范围内,严禁用

大型机械振动碾压。 侧墙及拱腔内采用二灰土回填,

分层夯实,密度要求同道路路基(压实度为 95% ),分

层厚度不大于 20 cm,二灰土配合比(石灰∶ 粉煤灰 ∶

土 = 10∶ 30∶ 60),7 d 浸水抗压强度不低于 0. 6 MPa,

180 天劈裂强度不低于 0. 25 MPa。

(4)墩台承台浇筑

承台由于混凝土体量较大,施工时应,注意对水

化热的冷却并注意预埋拱座钢筋。

(5)台后回填

桥台外露部分应勾缝,并保证轮廓分明。 部分桥

梁桥台较高,台后土压力较大。 为减小土压力,台后

填土应分层填筑压实,台后采用透水性好的砂性土分

层填筑碾压(Φ≥35°),确保密实度在 95% 以上。 桥

台基坑开挖边坡土层为 1∶ 1. 5,施工完毕后,基坑必须

回填,并逐层夯实。

(6)阻滑板施工

阻滑板必须先于桥台钻孔桩施工。 阻滑板施工

后,应尽快施工上方填土,堆载沙袋预压预沉,促使阻

滑板沉降稳定。 碎石垫层粒径不宜大于 3 cm,宜采用

静力压实法,夯填度不得大于 0. 9。

6 结语

(1)对于多跨连续拱桥,特别是孔跨跨径相差较

大时,应考虑采用连拱建模,需准确模拟下部结构;

(2)拱桥采用群桩基础时,当桥梁范围地质情况

变化不大时,可考虑采用群桩出口等效刚度建模分

析,简化计算;

(3)坦拱桥梁相对普通拱桥而言,其拱脚推力更

大,需综合分析选择合理的桥台抗推体系;

(4)多跨连续坦拱桥梁施工时,应严控混凝土浇

筑过程,并注重回填质量。 台后采用阻滑板抗推时,

应结合地质情况、施工难易程度及经济性合理选择桩

基承台及阻滑板的抗推刚度比,同时应注意阻滑板及

桥台的合理施工时序。

参 考 文 献

[1] 邵旭东. 桥梁工程(第 5 版) [M]. 北京:人民交通出版

社,2019:285.

[2] 中华人民共和国交通运输部. 公路圬工桥涵设计规范:

JTG D61—2005[S]. 北京:人民交通出版社,2005:11 -20.

[3] 田书贵. 软土地基拱桥桥台及阻滑板抗推计算浅析[ J].

中国新技术新产品,2014(12):112 - 113.

[4] 中华人民共和国行业标准. 公路桥涵地基与基础设计规

范:JTG 3363—2019[ S]. 北京:人民交通出版社,2020:

26 - 27.

[5] 狄旭明. 下承式预应力系杆拱桥施工技术的研究和探讨

[J]. 城市建设理论研究(电子版),2013(14):63.

2023 年第 11 期

总第 305 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 11·2023

Vol·305

基于 OGFC - 5 超薄沥青罩面的乡村振兴公路

改造设计研究

柳昌华

(中交通达(福州)工程设计有限公司 福建福州 350014)

摘 要:为了促进 OGFC - 5 超薄沥青微罩面技术的发展,分析 OGFC - 5 超薄沥青罩面层路面改造的设计应用实践。

在分析工程项目建设条件、自然地理情况、旧有路面结构组成和病害情况的基础上,提出总体设计思路和设计指标。

同时,比对两种不同的沥青加铺方案,根据周边环境情况和经济效益,最后确定采用 1. 5 cm OGFC - 5 微罩面的加铺方

案。 最后,对设计的关键节点进行分析,对实际设计成果进行检测,得出项目的设计方案,满足业主方对于使用功能要

求和经济效益等方面的要求。

关键词: 开级配磨耗层;微罩面;乡村振兴;改造设计

中图分类号:U41 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)11 - 0139 - 06

Research on The Design of Rural Revitalization Highway Renovation

Based on OGFC - 5 Ultra Thin Asphalt Cover

LIU Changhua

(Zhongjiao Tongda (Fuzhou) Engineering Design Co. ,Ltd,Fuzhou 350014)

Abstract:In order to promote the development of OGFC - 5 ultra - thin asphalt micro overlay technology,this paper introduces the design

and application practice of OGFC - 5 ultra - thin asphalt overlay pavement renovation. Based on the analysis of the construction conditions,

natural geographical conditions,composition of existing pavement structures,and disease conditions of the engineering project,the overall

design concept and design indicators are proposed. After comparing two different asphalt overlay schemes and considering the surrounding

environment and economic benefits,the final decision was made to use a 1. 5cm OGFC - 5 micro - Surfacing overlay scheme. Finally,by introducing the key nodes of the design and testing the actual design results,it is concluded that the design scheme of this project meets the

owner's requirements for functional use and economic benefits.

Keywords:OGFC; Micro - surfacing overlay; Rural revitalization; Reconstruction design

作者简介:柳昌华(1990. 09— ),男,工程师。

E-mail:346872578@ qq. com

收稿日期:2023 - 04 - 07

0 引言

随着改革开放进程的不断推进,中国的经济增长

与社会的高素质发展都取得许多不菲的成就,工业化

和城镇化都得到了长足的进步[1]

。 在这个发展过程

中,由于乡村人口的外迁,使得农村空心化和 “乡村

病”的问题日益严重[2]

。 如何通过加强乡村和城市协

同发展,二者互相发展互相支撑,是当下社会发展需

要重点解决的问题。 实现乡村振兴是全面建成小康

社会的必然条件[3]

,而乡村道路的建设与乡村经济和

乡村社会结构的发展息息相关,是建设城乡融合系统

的基础条件[4]

。 开级配磨耗层(OGFC) 沥青混合料

是一种新型的能对轻、中病害道路进行修补的预防性

养护施工原材料,通过其改善的路面具有良好的平整

度,能够起到很好的降噪和抗滑的作用[5]

。 此外,其

相对传统沥青混合料更加经济,因此成为乡村道路整

体改造的重要选择对象。

本文基于实际的乡村振兴公路改造的设计实践,

对 OGFC - 5 超薄沥青混合料微罩面的设计方案和设

计要点进行梳理和分析,为同类工程设计提供一定的

借鉴。

1 工程背景

本项目为宁德市霞浦县北壁乡东冲村道路的“白

改黑”乡村振兴工程,是霞浦县打造乡村旅游典型项