·40· 福 建 建 筑 2023 年

2. 2. 3 结合传统语汇营造建筑细节

为在传达力度感的同时又不失其古典烂漫主义

色彩,在建筑细节上,通过不同方式的拼贴方式,希望

建筑向外传达更多精致、考究的匠人精神,融入更多

的文化底蕴,营造独具风韵又富又值得仔细品味的地

标性建筑,如图 8 ~ 图 9 所示。

图 8 立面细节一

图 9 立面细节二

2. 2. 4 方案成形

经过反复推敲,确定了最后的设计方案,最终效

果图如图 10 所示。

图 10 最终效果图

芦原义幸在《外部空间设计》中提及,“把整个用

地作为一座建筑来考虑设计时,可以说这才是外部空

间设计的开始。”一个成熟的设计中,基地内建筑的内

外关系的协调统一同样不容忽视。 在建筑的广场铺

装上,我们也希望运用同样的砖材质,通过不同尺度

的纹样和材质本身的质感,视觉上形成不同位置欣赏

不同感受的多重质感,明确空间用途,营造积极的外

部空间。

2. 3 最终方案———干挂陶板

然而,这看似完美的解决方式,实际中还是遭遇

到了许多问题:造价高超出预算许多,施工工艺复杂

等问题,经过多方的协商,最终确定裙楼以干挂陶土

板代替砖幕墙,主楼外挂铝单板的处理方式。

经过多方协作和工人不懈努力,图纸上的一根根

线条终于落地,使现代建筑材料构建出了传统建筑语

汇,建筑实景(图 11 ~ 图 12)对效果图的还原度颇高。

这一次历经波折的建筑立面更新呈现出的效果尽管

不够完美,但也是一次有意义的探索。

图 11 建成实景图

图 12 建成实景图

2023 年 10 期 总第 304 期 林晨劼·传统建筑语汇的现代表达 ·41·

3 延伸思考

3. 1 建筑表皮材质性

建筑学的基本问题无非空间与建造,将二者联系

起来的是作为主体的需求和作为客体的材料[1]

。 建

筑还传承着人的情感、记忆以及象征意义。 显然,不

同的材料的选择,对于建筑传达出来的精神、表达的

情感,有着巨大的影响。

例如:王澍在象山美院、宁波博物馆、五散房中,

惯用回收回来的旧瓦片以精致的方式堆砌起来,通过

它们复活传统材料的真理,表达出来对于传统建造和

现代建筑之间的思考;安藤忠雄在光之教堂和水之教

堂等建筑的设计中惯用清水混凝土,削弱建筑本身而

突出光、水以及宗教建筑的肃杀宁静的氛围。

一个建筑作品中,语言的相关性是很重要的,脱

离了建筑的本质谈论形式,是一种生硬而荒谬的手

法。 “坡屋面是当代建筑中常被误用的元素,当屋面

的坡道脱离了传统的结构、功能与仪式的限定后,极

易沦为符号与装饰”

[2]

。 也有观点认为: “建筑是

器”,主要存在的价值是“功用”,目的是获取内部空

间,核心内容并非设计而是“建造”

[3]

。

此次设计中,对于材料的考察和初探,打开了笔

者对于建筑表皮材质性思考的窗户,对于建筑设计又

有了更加细腻和深层次的思考和理解。 同样的形体,

不同的表面材质性,却能传达出截然不同的气质和讯

息。 然而,建筑设计不是建筑师的独舞,多方协作中,

我们要做的不仅仅是要唱好自己的声部。 柯布西耶

说:“建筑是一些搭配起来的体块在光线的辉煌下、正

确和聪明的表演”

[4]

。

实际设计中,常常遇到的问题,是理想的材质

与甲方造价控制的矛盾。 此次设计过程以及建成

的成果,初步实现了设计的初衷。 笔者总结,在今

后的设计中,面对此种矛盾,可以在初次设计阶段

就提出能实现相似效果但造价相对低廉的备选 B

方案,减少设计过程中的往复;或者通过重点部位

塑造,其他部位采用低价格材质的方式去实现最

大的性价比。

3. 2 建筑形态与文脉、建筑时代性的反思

今天,在谈论建筑设计时,常常谈到要遵循当地

的历史文脉,或者非要在他们之间寻找某种内在的连

结。 在本案的设计中,我们对船政文化、台南亿载金

城传统文化表达了致敬和追随,然而传统是否仅仅只

是一种怀旧的情绪呢,传统需要模仿和追随吗? “传

统是死的,如果你没有办法整合它,它就死了,要整活

了才是新的”

[5]

。

今天对于传统氛围的追随之热,是否常陷入了迷

思之中呢? 建筑的时代性在于它与当时的社会氛围,

是一种集体意识的产物。 “所谓现代是否不在于它最

后表露出的形态,而在于社会各个阶层、各个领域深

度的碰撞、探索、抗争、辩论,最后形成一个共识,那个

过程出来的东西,才有可能真正地涵盖这个社会的深

层情感和最真实的集体记忆[6]

。”

4 结语

建筑是艺术和技术的结合,在实际项目中会遇到

许多问题,不止技术和艺术这么简单,需要建筑师去

权衡考量,以获得一个当下最合适的解决方案。 通过

一次设计,笔者对建筑的技术有了更深的理解,也由

此延伸出了许多思考,为今后的设计累积了素材。

参 考 文 献

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2023 年第 10 期

总第 304 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 10·2023

Vol·304

户外广告牌安全检测鉴定分级标准与应用研究

刘志勇

(福州市城投检测科技有限公司 福建福州 350014)

摘 要:对于户外广告牌设施,国家现有的标准规范尚未完善。 为此,分析广告设施安全检测鉴定两阶段、四等级评定

流程,以及分项评定和综合评定鉴定分级标准相关内容,在此基础上引入实际工程案例,分析和验证分类标准的适用

性,并通过实际工程调研和分析计算,得出具有一定的适用性和可操作性的分类标准,为户外广告牌设施的安全使用,

防止安全事故发生,起到现实指导作用。

关键词: 户外广告牌;安全检测鉴定;分级标准;分析计算

中图分类号:TU3 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)10 - 0042 - 06

Application Research and Classification Standards of Safety Detection and

Identification of Outdoor Billboards

LIU Zhiyong

(Fuzhou Chengtou Testing Technology Co. , Ltd, Fuzhou 350014)

Abstract:For outdoor billboard facilities,the existing national standards and specifications are not yet perfect. To this end,analyze the two

- stage and four level evaluation process of advertising facility safety testing and appraisal,as well as the relevant content of sub item evaluation and comprehensive evaluation and appraisal grading standards. On this basis,practical engineering cases are introduced to analyze and

verify the applicability of classification standards. Through actual engineering research and analysis calculations,classification standards

with certain applicability and operability are obtained,providing practical guidance for the safe use of outdoor billboard facilities and preventing safety accidents.

Keywords:Billboards; Safety testing and identification; Standard; Analysis and calculation

作者简介:刘志勇(1989 - ),男,工程师。

E-mail:610864068@ qq. com

收稿日期:2023 - 03 - 12

0 引言

户外广告设施作为广告载体的一种,以其独特的

设置位置,对企业的产品质量、社会形象、文化内涵的

宣传等起到积极的作用。 户外广告牌由于其结构和

位置的特殊性、工作环境的多样性,造成周边人员的

伤害和财产损失的事件时有发生。 特别是台风季节,

是户外广告牌安全事故的高发季节[1 - 3]

,因此,户外

广告设施的安全检测鉴定刻不容缓。 长期以来,广告

设施由于工程量小、结构形式多种多样、后期维护及

管理方面没有得到足够的重视,广告设施安全检测往

往得不到应有的保障等原因,在很大程度上影响着居

民的安全健康生活。

目前,针对户外广告设施结构的研究,主要是基

于对现有结构的受力特征分析[4 - 6]

,安全结构检测方

面的研究较少。 目前,户外广告安全设施的安全检测

无法直接套用已有民用和工业建筑的检测鉴定标准,

对户外广告(招牌) 设施的结构安全检测鉴定评级,

国家和相关行业也缺乏系统统一的指导准则。 因此,

本文通过对广告设施的安全检测鉴定案例分析,引入

广告设施分项评定和综合评定相关内容,提出一种广

告设施安全检测鉴定的分级标准及评定方法。

1 安全检测鉴定标准

1. 1 设施分类

户外广告(招牌)设施分为附属型和独立型。 附

属型户外广告(招牌) 是指依附于建筑外墙、围墙等

外立面等表面设置的户外招牌;独立型户外广告(招

牌)是指直接设置在地面上、具有独立支撑结构的户

外招牌[7]

。

2023 年 10 期 总第 304 期 刘志勇·户外广告牌安全检测鉴定分级标准与应用研究 ·43·

1. 2 设施安全检测鉴定程序

本文通过引入广告设施安全性分项评定和综合

评定概念,利用现有的检测方法和技术手段,对结构

的平立面布置、结构构造及连接、结构及构件工作状

态、结构及构件的施工质量及性能进行检测及核查。

户外广告(招牌)设施安全检测鉴定流程,大致可概括

为“两阶段、四等级”。 两阶段,指通过现场检测数据并

结合设计图纸及国家规范标准,分别对影响广告设施

安全的各分项内容进行评定,后根据分项评定结果对

广告设施安全状况进行综合评定。 四等级,指分项评

定结果划分为 a、b、c、d 四个不同级别,综合评定结果

划分为 A、B、C、D 四个不同级别。 户外广告(招牌)设

施安全检测鉴定两阶段、四等级流程图如图 1 所示。

图 1 户外广告(招牌)设施安全检测鉴定两阶段、

四等级流程图

1. 3 设施安全检测鉴定分级标准

1. 3. 1 分项评定分级标准

分项评定分级标准主要设置 4 个等级,每个等级

的分级内容如下:

a 级:分项内容符合国家规范标准要求,具有足

够的承载能力,广告设施工作状态无明显异常;

b 级:分项内容基本符合国家规范标准要求,尚

不显著影响承载能力,广告设施工作状态无明显

异常;

c 级:分项内容不符合国家规范标准要求,显著

影响承载能力,广告设施有局部破坏的可能;

d 级:分项内容严重不符合国家规范标准要求,

已严重影响承载能力,广告设施有整体破坏的可能。

为了与综合评定分级标准进行区分,在进行分项

评定时,采用小写字母进行分级设置。 分为 4 个等

级,主要是考虑与现行工业与民用建筑可靠性鉴定相

关标准规范分级标准相协调,以及更好针对单个检查

项目检测结果,采取更加合理、经济的处置措施。 各

分项评定内容的具体如表 1 ~ 表 6 所示。

表 1 结构的强度和稳定性

评定对象

R/ (γoS)

a 级 b 级 c 级 d 级

构件及节点、连接域 ≥1. 0 ≥0. 95 ≥0. 90 < 0. 90

表 2 基础抗倾覆性及地脚螺栓或锚栓强度

评定对象

R/ (γoS)

a 级 b 级 c 级 d 级

基础的抗倾覆性及地

脚螺栓或锚栓强度

≥1. 0 ≥0. 95 ≥0. 90 < 0. 90

表 3 构架变形及锚固状况

检查项目 评定对象 c 级或 d 级

挠度 立柱 > l0

/ 200,且可能发展

侧向弯曲的矢高 横梁 > l0

/ 350

柱顶的水平位移

(或倾斜)

立柱 > H/ 150

锚固状况 结构、构件间的联系

设计不合理,多处疏漏;或

锚固、拉结、连接不当,或已

松动变形,或已残损

注:表中 l0 为构件计算跨度;H 为结构顶点高度。

表 4 构架(或牌面)连接(焊接、螺栓等)状况

检查项目 a 级或 b 级 c 级或 d 级

节点、连

接构造

节点、连接方式正确,符合

或基本符合国家现行设计

规范要求;无缺陷或仅有

局部的表面缺陷,如焊缝

表面质量稍差、焊缝尺寸

稍有不足、连接板位置稍

有偏差等;但工作无异常

节点、连接方式不当,构造

有明显缺陷;如焊接部位有

裂纹;部分螺栓或铆钉有松

动、变形、断裂、脱落;或节

点板、连接板、铸件有裂纹

或显著变形;已影响或显著

影响正常工作

表 5 结构锈蚀及防腐状况

等级 评定标准

c 级

在结构的主要受力部位,构件截面平均锈蚀深度△t 大于

0. 1t,但不大于 0. 15t

d 级

在结构的主要受力部位,构件截面平均锈蚀深度△t 大于

0. 15t

注:表中 t 为锈蚀部位构件原截面的壁厚,或钢板的板厚。

表 6 电气、照明及防雷装置性能

检查项目 a 级或 b 级 c 级或 d 级

电气、照

明及防雷

装置性能

电缆有护套管;灯具安装

牢固性;配电箱安全接地

电阻小于 4Ω;防雷装置较

完好,接闪器连接可靠、无

锈蚀;浪涌保护器( SPD)

工作状况良好

电缆无护套管;灯具安装不

牢;配电箱安全接地电阻不

小于 4Ω;未设置防雷装置,

接闪器连接不可靠、锈蚀;

浪涌保护器 ( SPD) 无法正

常工作

注:评定结果取 a 级或 b 级,可根据其实际符合规范程度确定;评定

结果取 c 级或 d 级,可根据其实际不符合规范严重程度确定。

1. 3. 2 综合评定分级标准

综合评定同样设计 4 个等级,每个等级的分级内

容如下:

A 级:各分项评定结果中,不含 c 级和 d 级,可含

·44· 福 建 建 筑 2023 年

b 级,但 b 级不多于一项。 户外广告(招牌)设施可正

常使用。

B 级:各分项评定结果中,不含 c 级和 d 级,可含

b 级,但 b 级不多于两项,户外广告(招牌)设施可正

常使用。

C 级:各分项评定结果中,可含 c 级和 d 级;若仅

含 c 级,其含量不应多于两项;若仅含 d 级,其含量不

应多于一项;若同时含有 c 级和 d 级,c 级含量不应多

于一项,d 级含量不应多于一项。 户外广告(招牌)设

施存在一般缺陷,需采取整改、修复、加固等措施。

D 级:各分项评定结果中,c 级或 d 级含量多于 C 级

的规定数。 户外广告(招牌)设施存在结构、锚固等方面

存在严重缺陷,需采取修复、加固等措施,对存在坠落、倾

覆危险的,应采取安全保障措施,并予以拆除。

结构可靠性理论用于既有建筑物或构筑物的安

全检测鉴定时,当作为对建筑物或构筑物进行维修、

加固、改造或拆除做出合理的决策和科学管理的手段

时,鉴定者所要求的并非理论的完善和计算的高精

度,而是在众多随机因素和模糊量干扰的复杂情况

下,能有一个简单可信的宏观判别工具。 据此所做的

探讨表明,若以每个分项评定的结果为基础,对广告

牌安全状况进行系统分析,并以两阶段、四等级的模

式来描述其安全状况,则有可能解释这一用途的安全

检测问题。

2 案例分析

本文选取一个实际的工程案例,对第 1 节中提到

的分类标准进行验证。

2. 1 工程概况

某广告牌位于地下一层、地上二十三层现浇钢筋

混凝土框架核心筒结构房屋屋顶南面墙面,为附属型

户外广告(招牌)。 墙面广告牌位于屋面轴[1 / (2 - 2)

-1 / (2 -4)] -1 / (O2 - A)区域;墙面广告牌分为 5 个

单元(5 个字),各单元支承结构均由镀锌矩形方钢管

焊接而成,广告牌面板由装字钢骨架(镀锌方管及角钢

焊接而成)及发光字体组成,该工程地处抗震设防烈度

7 度(0. 10 g)区。 经现场调查,现状广告牌支承结构立

面、剖面及节点大样做法如图 2 ~ 图 5 所示。

图 2 立面室内立柱立面图(单位:mm)

图 3 立面室外装字钢架立面图(单位:mm)

2023 年 10 期 总第 304 期 刘志勇·户外广告牌安全检测鉴定分级标准与应用研究 ·45·

图 4 1 - 1 剖面图

图 5 a - a 剖面图

2. 2 广告牌现状调查、检测结果

2. 2. 1 广告牌现状调查

(1)结构布置勘查

屋顶墙面广告牌由广告牌面板和支承结构组成,

所检广告牌面板骨架构件分别为镀锌方钢管、角钢;

所检支承结构构件分别为镀锌方钢管、镀锌钢板支点

(规格分别为:□80 × 80 × 4. 0、□60 × 60 × 5. 0、750 ×

150 × 8. 0 镀锌钢板)。

(2)连接构造

各广告牌所检各构件之间均采用不锈钢螺栓、焊

接连接,广告牌面板通过内部龙骨与支承结构采用不

锈钢螺栓连接;屋顶墙面广告牌支承结构(镀锌方通

室内立柱)上下两端,分别通过 4M14 化学螺栓锚固

于钢筋混凝土梁顶及梁底,装字钢架均由横梁与立柱

通过不锈钢螺栓连接而成,并通过镀锌钢板支点与支

承结构连接。

2. 2. 2 现场检测结果

对现场的基础条件进行检测,具体的检测结果如

表 7 所示。

表 7 现场检测结果

序号 检测项目 检测结果

1 立柱侧向位移量测

现阶段所检各测点侧移方向无明显一致

性,所检各测点最大顶点侧向位移为 H/

700,所检各测点现阶段侧向位移均未超

过(GB 50292 - 2015) 规定的侧向位移限

值 H/ 150 的要求。

2 构件截面尺寸检测

对立柱、横梁截面尺寸进行抽样量测,所

检截面尺寸推定结果与设计图纸相符。

3 节点布置检测

所检立柱、横梁节点及柱脚节点螺栓数

量、布置均与设计相符。

4 焊缝质量检测

所检立柱、横梁焊缝基本均匀光滑,外观

质量基本符合规范规定的焊缝外观质量

标准。

5

里氏硬度法检测

钢材抗拉强度

抽取部分广告牌立柱、横梁,去除表面涂

层,进行里氏硬度法检测。 所检立柱、横

梁抗 拉 强 度 推 定 值 满 足 Q235 钢 材 的

要求。

2. 2. 3 广告牌各构件连接及构造照片

广告牌各构件连接及构造情况如图 6 ~ 图 9

所示。

图 6 立柱柱脚与混凝土

梁连接

图 7 装字钢架横梁与

立柱连接

图 8 面板内部龙骨与支承

结构连接

图 9 装字钢架与支承

结构连接

2. 3 分项评定

2. 3. 1 结构的强度和稳定性

2. 3. 1. 1 计算参数

(1)该广告牌于2023 年建成并投入使用,抗震设防

烈度为7 度(0. 10 g),设计地震分组为第三组。 户外广

告牌结构安全等级为二级,结构重要性系数取1. 0。

(2) 永久荷载分项系数取 1. 3 (有利作用时取

1. 0),可变荷载分项系数取 1. 5。

(3)基本风压取 0. 7 kN/ m

2

,地面粗糙度取 B 类,

体型系数按《户外广告设施钢结构技术规程》 (CECS

148 - 2003)取值。

·46· 福 建 建 筑 2023 年

(4)广告牌恒载:取 0. 70 kN/ m

2

(不含广告牌钢

架自重);广告牌活载取 0. 50 kN/ m

2

。

2. 3. 1. 2 材料取值

广告牌装字钢架立柱、横梁、不锈钢钢板支点取

Q235。 不锈钢钢板支点与装字钢架节点不锈钢螺栓

性能等级取 4. 6 级,化学螺栓性能等级取 10. 9 级。

2. 3. 1. 3 结构的强度和稳定性验算结果

(1)组合位移

在风荷载(标准值) 作用下,结构组合位移最大

值为 2 mm(1 / 1530),出现在装字钢架立柱处,满足

(CECS 148 - 2003)对屋顶式广告牌钢立柱 1 / 150 的

限值要求,结算结果如图 10 ~ 图 11 所示。 广告牌装

字钢架横梁最大计算挠度及立柱最大计算位移均小

于规范限值要求;镀锌方通室内立柱最大计算位移均

小于规范限值要求。

图 10 最大正位移组合: Uz(mm)

图 11 最大负位移组合: Uz(mm)

(2)强度及稳定性

对强度以及稳定性进行验证,结算结果详见图 12

~ 图 15 及表 8。 从表中可知,广告牌装字钢架立柱、横

梁、不锈钢钢板支点强度与稳定性满足规范要求,立柱

长细比符合规范要求;镀锌方通室内立柱强度与稳定

性满足要求,立柱长细比符合规范要求;镀锌方通室内

立柱与钢筋混凝土梁连接节点承载力符合规范要求;

装字钢架横梁与立柱节点承载力符合规范要求;镀锌

钢板支点与支承结构连接节点承载力符合规范要求。

图 12 杆件应力比分布图(应力比最大值为 0. 94)

图 13 按“强度应力比”显示构件颜色

图 14 按“绕 2 轴应力比”显示构件颜色

图 15 按“绕 3 轴应力比”显示构件颜色

表 8 最严控制(强度和整体稳定)

强度 绕 2 轴整体稳定 绕 3 轴整体稳定 沿 2 轴抗剪应力比 沿 3 轴抗剪应力比 绕 2 轴长细比 绕 3 轴长细比

所在单元 148 148 148 70 23 243 52

数值 0. 942 0. 919 0. 678 0. 046 0. 181 137 62

2023 年 10 期 总第 304 期 刘志勇·户外广告牌安全检测鉴定分级标准与应用研究 ·47·

结构的强度和稳定性分项评定结果,该广告牌按

结构的强度和稳定性分项评定为 a 级。

2. 3. 2 基础抗倾覆性、地脚螺栓(或锚栓)强度及锚

固状况

基础抗倾覆性验算结果满足规范要求;所检镀锌

方通室内立柱柱脚节点螺栓未见明显松动,化学螺栓

设置规范、齐全、无锈蚀。 所检后置化学螺栓抗拔力

符合设计及规范(JGJ 145 - 2013)要求。 该广告牌按

基础抗倾覆性、地脚螺栓(或锚栓) 强度及锚固状况

分项评定为 a 级。

2. 3. 3 构架变形状况

所检广告牌构件未见明显施工过程中的安装偏

差;广告牌镀锌方通室内立柱、装字钢架立柱未发现

明显的变形,装字钢架横梁未发现明显的挠曲。 该广

告牌按构架变形状况分项评定为 a 级。

2. 3. 4 构架(或牌面)连接(焊接、螺栓等)状况

所检广告牌构件节点、连接方式正确,符合规范

要求,无松动,无缺陷。 该广告牌按构架(或牌面)连

接(焊接、螺栓等)状况分项评定为 a 级。

2. 3. 5 结构锈蚀及防腐状况

所检广告牌镀锌方通室内立柱、装字钢架立柱及

横梁表面无明显裂纹及流痕;个别所检广告牌构件存

在面漆起皮、脱落、锈蚀现象,其余所检广告牌构件漆

面基本完好,腐蚀措施完备且无腐蚀。 该广告牌按结

构锈蚀及防腐状况分项评定为 b 级。

2. 3. 6 电气、照明及防雷装置性能

电缆设有护套管;灯具安装牢固;配电箱安全接

地电阻小于 4Ω;防雷装置较完好,接闪器连接可靠、

无锈蚀;浪涌保护器(SPD)工作状况良好。 该广告牌

按电气、照明及防雷装置性能分项评定为 a 级。

2. 4 综合评定

该户外广告(招牌)安全检测鉴定综合等级评定

为 A 级,在正常维护的情况下,符合正常使用要求。

本文形成的分类标准可以很大程度上适用于现

场实际的检测任务,为户外广告(招牌) 安全鉴定工

作,提供一定的技术支持。

3 结语

根据各类广告设施的设置特点,广告设施安全检

测鉴定按两阶段、四等级进行评定。 结合建筑可靠度

的概念,将广告设施安全检测鉴定进行定量评定,能

更好地对广告设施的安全状况进行把控。 两阶段、四

等级的评定方式,也与现行工业与民用建筑可靠性鉴

定相关标准规范相协调。 相较于传统方法,如完损检

测等采用目视法的评定结果,此检测鉴定方法更具准

确性、操作性、科学性,既有效补充了这类广告设施安

全检测评定依据,又对消除广告设施的安全隐患起到

积极的指导作用。 对于附着于建筑物上的广告设施,

在增设广告设施前,应委托有资质的房屋鉴定机构按

现行有关建筑可靠性鉴定标准及抗震鉴定标准,对增

设广告设施可行性及增设广告设施后房屋主体结构

安全状况、抗震性能进行全面的评估,本文不再赘述。

对于对无设计图纸或设计图纸缺失的户外广告设施,

应依据广告设施现状调查、结构施工质量及性能检测

结果,并考虑既有广告设施结构的缺陷和损伤现状对

广告设施安全性、抗震性能及耐久性能的影响,按本

文介绍的分级标准进行检测鉴定。

参 考 文 献

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[7] CECS 148 - 2003 户外广告设施钢结构技术规程[ S]. 北

京:中国计划出版社,2003.

2023 年第 10 期

总第 304 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 10·2023

Vol·304

某服务区超长混凝土结构温度效应研究

罗 亮

(福建省交通规划设计院有限公司 福建福州 350004)

摘 要:温度作用下,超长混凝土结构容易产生温度裂缝,掌握超长结构温度效应的分布规律,合理控制结构裂缝水

平,是超长结构必须解决的问题。 以某服务区超长综合楼为例,采用 PKPM 结构设计软件建模,温度作用考虑季节温

差和收缩当量温差共同作用的最不利降温工况,分析结构的温度效应分布规律。 结果表明,首层楼面、转角、开洞部位

温度效应明显,容易出现较大的应力集中,形成温度裂缝;在此基础上,对超长混凝土结构提出若干工程建议,以有效

控制结构裂缝。

关键词: 超长混凝土结构;温度效应;温度裂缝

中图分类号:TU3 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)10 - 0048 - 04

Research on Temperature Effect of Super - Long Concrete Structure in a Service Area

LUO Liang

(Fujian transportation planning Design Institute,Fuzhou 350004)

Abstract:Under the action of temperature effect,super - long concrete structures are prone to generate temperature cracks. Mastering the

distribution law of temperature effects in super - long structures and efficiently controlling the cracks is a problem that must be solved for

super - long structures. The paper takes a super - long building in a service area as an example,and using PKPM structure design software

to establish the analytical model. The temperature effect considers the most unfavorable cooling conditions that combined the seasonal temperature difference and the contraction equivalent temperature difference,and analyzes the temperature effect distribution law of the structure. The result shows that the temperature effect on the first floor,corners,and openings is significant,and it is prone to appearing stress

concentration and temperature cracks. On this basis,several engineering suggestions are proposed for super - long concrete structures to effectively control structural cracks.

Keywords:Super - long concrete structure; Temperature effect; Temperature crack

作者简介:罗亮(1990. 6 - ),男,工程师。

E-mail:398020193@ qq. com

收稿日期:2023 - 04 - 19

0 引言

近年来,我国的高速公路发展突飞猛进,沿线服务

区功能也逐渐完善,服务区综合楼出现了大量的超长

建筑。 为了服务区的美观和使用功能,超长服务区综

合楼要求不设伸缩缝,给结构设计人员带来了诸多挑

战。 温度作用是超长混凝土结构产生裂缝的主要原

因,伴随着裂缝的产生,对建筑的使用将产生严重的影

响。 因此,正确处理温差对结构产生的温度应力和温

度变形,是超长结构设计中应重点考虑的问题之一。

周剑[1]将混凝土收缩、徐变、刚度折减等效为温

度作用,采用 MIDAS / GEN 软件,分析某商业广场在

温度作用下的应力和变形等效应; 王义芳[2] 采用

SAP2000 软件,对某高铁车站超长结构在温度作用下

梁柱内力进行分析。 结果表明,温度作用对柱子的影

响很小,而对结构梁的作用效应比较明显,提高腰筋

可以有效应对温度作用对结构梁的温度作用;牟在

根[3]分析了某超长航站楼混凝土结构和钢结构部分

的应力和变形特点,得到了航站楼的温度作用分布规

律,为项目施工提出了相应的应对措施;余周[4] 以某

轨道和城市综合体结合项目为例,在考虑施工季节性

温差前提下,分析混凝土超长结构在综合温降作用下

的温度效应,针对温度效应分布规律提出相应的构造

措施。

1 工程概况

某服务区位于福建省平潭综合实验区,服务区综

合楼建筑平面呈 L 形状,L 形两肢斜交角度 65. 56°。

如图 1 所示,地上 3 层,建筑高度 16. 85 m,建筑占地

面积 2869 m

2

,总建筑面积 6147 m

2

,建筑外侧长度为

139. 9 m,超过《混凝土结构设计规范》规定结构不设

伸缩缝的最大长度。一层建筑宽度为 22. 3 m,二、三

层建筑宽度为 15. 9 m,受建筑使用功能的限制,要求

结构不设伸缩缝。 设计采用混凝土框架结构,抗震设

防烈度 7 度(0. 10 g),设计地震分组为三组,Ⅱ类场

地,抗震等级为三级;结构安全等级为二级,设计使用

年限为 50 年,基本设计风压为 1. 3 kN/ m

2

;梁、柱、板

均 采 用 C30 级 混 凝 土, 混 凝 土 热 膨 胀 系 数

为 10

- 5

/ ℃ 。

2023 年 10 期 总第 304 期 罗 亮·某服务区超长混凝土结构温度效应研究 ·49·

图 1 某服务区综合楼效果图

2 温度作用计算

结构裂缝的产生原因,包括温降引起的温度作用

和混凝土结构自身收缩变形。 环境温度通常受建筑

的地理位置、海拔、地形、日照等自然因素的影响,根

据温度作用的形成原因具体可以划分为:季节温差、

日照温差、昼夜温差、骤降温差。 对于超长混凝土结

构而言,日照温差、昼夜温差、骤降温差的作用时间较

短,作用范围小,因此忽略这些因素对结构产生的温

度作用,计算温度作用时仅考虑季节温差(ΔTs)对结

构产生的温度作用;在考虑混凝土收缩对结构裂缝的

影响时, 通常将收缩 作 用 等 效 为 “ 收 缩 当 量 温 差

(ΔTy)”,即把收缩变形转换成相同变形所需的温差。

2. 1 季节温差计算

超长建筑结构后浇带浇筑之前结构之间相互独

立,没有约束,这段时间产生的温度效应很小。 后浇

带浇筑后结构形成统一的整体,超长的楼面结构受到

柱子的约束,在温度作用下,产生裂缝。 拟建场地的

由季节温差引起的温度作用(降温差) 可按照公式

(1)计算。

ΔTS = Tpmin - T0 (1)

Tpmin :为拟建场地月最低平均气温;T0 :为结构合

拢月平均气温。

拟建场地平潭综合实验区月平均气温如表1 所示。

表 1 平潭综合试验区月平均气温表

月份 1 月 2 月 3 月 4 月 5 月 6 月 7 月 8 月 9 月 10 月 11 月 12 月

月最高平均气温 Tpmax

/ ℃ 13 14 16 21 25 28 31 31 29 24 20 16

月最低平均气温 Tpmin

/ ℃ 9 9 11 16 20 24 26 26 25 21 17 12

月平均气温 Tp

/ ℃ 11 11 13 18 22 26 28 28 27 23 19 14

实际工程中,工期是难以预计的,因此季节温差

引起的温度作用,只能按照最不利的工况选取,Tpmin

按照最不利工况可以取为月最低平均气温最小的月

份气温值,T0按照最不利工况可以取为月平均气温最

大月份的气温值。

ΔTS = Tpmin - T0 = 9 - 28 = - 19℃ 。

2. 2 收缩当量温差

混凝土收缩,是指在混凝土凝结初期或硬化过程

中出现的体积缩小现象。一般分为塑性收缩、化学收

缩、干燥收缩及碳化收缩,混凝土收缩的过程中产生

缓慢的变形,较大的收缩会引起混凝土开裂。 近年来

对于混凝土收缩性能的研究已经逐步趋于成熟,王铁

梦《工程结构裂缝控制》

[5]

,通过建立混凝土收缩应

变的理论模型,提出了收缩应变的计算方法,公式考

虑了施工中混凝土的养护条件、水灰比、环境湿度、配

筋率等因素对收缩的影响程度;《公路钢筋混凝土及

预应力混凝土桥涵设计规范》

[6]

( 以下简称“ 公混

规”)在试验的基础上提出了收缩应变的计算公式,

该公式以混凝土的初始龄期为起点,考虑构件厚度、

环境相对湿度、混凝土强度等级等因素,反应混凝土

的收缩应变与时间的关系。

2. 2. 1 王铁梦模型法

混凝土收缩应变与时间的表达式如式(2)所示:

εy(t) = ε

0

yM1M1

. . . Mn (1 - e

- bt

) (2)

式中:εy (t)为任意时间的收缩应变;b 为经验系

数,一般取为 0. 01,养护条件较差时取 0. 03;ε

0

y 为标

准状态下的极限收缩应变,取 ε

0

y = 3. 24 × 10 - 4;M1 、

M2…Mn为各影响因素的修正系数。 将 ε

0

y 代入式(2)

得到公式(3):

εy(t) = 3. 24 × 10 - 4M1M1

. . . Mn (1 - e

- 0. 01t

) (3)

将混凝土的收缩应变等效为引起相同变形所需

要的“收缩当量温”差,可按照式(4)计算:

ΔTy = - εy(t) / α (4)

2. 2. 2 《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计

规范》计算法

“公混规”附录 C 规定混凝土的收缩应变,可采

用公式(5)计算:

εcs(t,t

s) = εcs0 βs(t - t

s) (5)

εcs0 = εs

f

cm

( )βRH (6)

εs

f

cm

( ) = 160 + 10βsc 9 - f

cm

/ f

cm0

[ ( ) ] × 10

- 6

(7)

f

cm = 0. 8f

cu,k + 8 MPa;

一般硅酸盐水泥取 βsc = 5. 0;

βRH = 1. 55 1 - RH/ RH0

( )

3

[ ] (8)

βs(t - t

s) =

(t - t

s) / t

1

350 (h / h0 )

2

+ (t - t

s) / t

1

[ ]

0. 5

(9)

式中:εcs(t,t

s)收缩开始的龄期 t

s,计算考虑的龄

期为 t 时 的 收 缩 应 变; εcs0 名 义 收 缩 系 数; RH0 =

·50· 福 建 建 筑 2023 年

100% ,h0 = 100 mm,f

cm0 = 10 MPa,t

1 = 1 d;t

s为混凝土

开始收缩的龄期(d),可在 3 ~ 7d 之间取值;h 为构件

理论厚度。

将混凝土的收缩应变等效,为引起相同变形所需

要的“收缩当量温差”,可按照公式(10)计算:

ΔTy = - εcs

t,t

s

( ) / α (10)

2. 2. 3 收缩当量温差计算

两种方法对比,王铁梦的收缩应变计算模型各影

响因素的修正系数,难以准确定量计算,只能通过经

验手段或估算方法初略得到。 故本文采用“公混规”

给出的计算公式来计算混凝土的收缩应变,进而得到

混凝土的“收缩当量温差”。

本项目梁、柱、板混凝土均采用 C30 等级,f

cu,k =

30 MPa,t

s = 5 d,h = 120 mm,所在地平均相对湿度 RH

= 79% ,代入公式(5)得到混凝土的收缩应变公式:

εcs(t,5) = 3. 5 × 10

- 4

×

t - 5

t + 499

( )

0. 5

(11)

结构设计时,后浇带封闭时间一般规定为 60 d,

封闭之前各部分结构之间相对自由,不具备产生裂缝

的条件。 因此,计算混凝土的收缩变形应扣除后浇带

封闭之前产生的收缩变形,后浇带封闭后的收缩当量

温差可采用公式(5)计算:

εcs(60,5) = 3. 5 × 10

- 4

×

60 - 5

60 + 499

( )

0. 5

= 1. 1 × 10

- 4

(12)

εcs( ,5) = 3. 5 × 10

- 4

×

- 5

+ 499

( )

0. 5

= 3. 5 × 10

- 4

(13)

收缩当量温差:

ΔTy = -

εcs

( ,5 ) - εcs

(60,5 )

α

= -

3. 5 × 10

- 4

- 1. 1 × 10

- 4

1 × 10

- 5

= - 24 ℃

3 温度计算模型

本文采用 PKPM 结构分析软件建立三维整体计

算模型,建筑首层平面布置如图 2 所示,输入最不利

降温工况温度,作用为季节温差和收缩当量温差之和

- 43℃ ,实现结构温度效应分析。 设计梁、板、柱均采

用 C30 等级混凝土,抗压强度设计值取 14. 3 N/ mm

2

,

抗拉强度设计值取 1. 43 N/ mm

2

,弹性模量取 3. 0 ×

10

4N/ mm

2

,钢筋采用 HRB400,抗拉强度设计值取

360 N/ mm

2

。工程采用整体计算模型(图3),不设置伸

缩缝,嵌固端选在室外地面 - 0. 500 m 处,温度荷载

均匀作用在结构梁、板、柱,不考虑隔墙,幕墙、空调等

因素对温度作用的影响。

图 2 建筑首层平面图

图 3 PKPM 计算模型

4 温度效应分析

4. 1 整体变形分析

在最不利降温工况下,如图 4 ~ 图 5 所示,楼板受

到温度作用产生收缩效应,结构 X 向、Y 向的整体变形

呈两端向 L 形两肢相交点收缩的趋势,结构变形基本

沿 2 -2 轴对称分布;框架柱位移随着高度的增加而增

加,在柱顶达到最大,两端位移较大,靠近对称轴位移

较小,1 -1 轴边柱 X 向最大位移达到 20. 69 mm,3 - 10

轴边柱 Y 向最大位移达到 15. 55 mm;由于楼板对框架

柱的约束限制,温度作用下,框架柱最大层间位移发生

在首层,首层 X 向最大层间位移达到 15. 09 mm,对应

的层间位移角为 1 / 385 > [1 / 550],超出《混凝土结构

设计规范》(GB50010) 对于层间位移角的规定限值。

结构设计时,应采取措施减小温度效应,保证结构设

计指标满足规范要求。

图 4 降温工况 X 向温度变形分布图(单位:mm)

2023 年 10 期 总第 304 期 罗 亮·某服务区超长混凝土结构温度效应研究 ·51·

图 5 降温工况 Y 向温度变形分布图(单位:mm)

4. 2 楼板应力分析

对于超长结构而言,楼板受到框架柱的约束,在温

度作用下,产生收缩效应容易产生贯穿裂缝。 如果没有

采取有效的控制措施,严重影响建筑结构的外观和使用

功能,因此,楼板应力是温度效应中应重点分析的内容。

如图6 ~图8 所示为结构首层、二层、三层楼面温度

作用下主应力 S1 的分布云图,楼面应力受拉为正受压为

负。 楼面主应力沿结构高度方向而减小,即首层应力最

大,往上楼层随之递减,首层最大温度应力达到 3 MPa,

二层最大温度应力递减到2 MPa。 屋面三层的温度应力

仅0. 2 MPa,由此可知,结构设计时,应重点考虑首层楼

面的温度效应控制。 同一楼层的温度应力由两端向中间

对称轴逐渐增大,两侧端部区域出现压应力,转角和开洞

部位出现局部的应力集中。

图 6 首层楼板温度平面正应力 Sx 分布图(单位:kPa)

图 7 二层楼板温度平面正应力 Sx 分布图(单位:kPa)

图 8 三层楼板温度平面正应力 Sx 分布图(单位:kPa)

5 裂缝控制构造措施

根据超长综合楼温度应力和变形的分布规律,为

了有效控制温度作用产生的收缩效应,防止结构产生

永久性的贯穿裂缝,提出以下结构设计控制温度效应

的构造措施:

(1)本项目根据工程施工进度,以及平面使用功

能,设置 2 道后浇带,分别位于结构两个转角部位;后

浇带封闭时间应控制在两侧主体工程混凝土浇筑 60 d

以后,待混凝土完成早期收缩后进行。 后浇带的混凝

土应采用无收缩混凝土,强度等级比主体工程高一

级,浇筑时间应选在一天中气温较低的时刻进行,浇

筑温度不得超过 20℃ 。

(2)温度效应明显的首层楼面应采用双层双向

通长配置,并在开洞、转角部位设置附加构造钢筋。

(3)优化混凝土的配合比,减小混凝土自身收缩,如

加入缓凝剂、减水剂、膨胀剂、减小水灰比、水泥用量。

6 结论

(1)超长结构温度作用,主要由季节温差和收缩

当量温差组成,采用本文计算公式,可精确计算考虑

季节温差和自身收缩效应的温度作用。

(2)温度效应分析结果表明,温度作用下,首层

结构层间位移角最大,随高度增加,层间位移角逐渐

变小;温度应力效应也是在首层最明显,局部超过混

凝土的抗拉强度设计值;同一楼层的温度应力由两端

向中间对称轴逐渐增大,两侧端部区域出现压应力,

转角和开洞部位出现局部的应力集中。

(3)首层楼面、转角、开洞部位温度效应明显,容

易出现较大的应力集中。 可采取设置后浇带,楼面钢

筋双层双向通长布置等措施减小温度效应。

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2023 年第 10 期

总第 304 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 10·2023

Vol·304

超长地下室顶板结构温度分析与工程实践

陈 文

(福建省建筑设计研究院有限公司 福建福州 350001)

摘 要:分析超长钢筋混凝土结构的温度作用,不能仅对施工环境和使用环境的温度变化形成的温差进行评估分析,

对材料本身在水化硬化过程中的收缩应力应也给予充分考虑。 参考王铁梦《工程结构裂缝控制》一书中关于非标准状

态收缩相对变形的理论计算公式,并结合实际工程案例分析,发现超长混凝土结构后浇带虽然释放了施工过程的部分

收缩应力,混凝土在后浇带封闭后的剩余收缩应力的等效温差,也不容忽视。 根据分析结果,采取了相应有效措施。

该项目工程投入使用多年实践,未产生裂缝等现象,效果良好。

关键词: 温度应力;裂缝;后浇带;超长结构

中图分类号:TU3 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)10 - 0052 - 05

Temperature Analysis and Engineering Practice of Super Long Basement Roof Structure

CHEN Wen

(Fujian Provincial Institute of Architectural Design and Research Co. ,Ltd,Fuzhou 350001)

Abstract:The temperature effect analysis of ultra long reinforced concrete structures cannot only evaluate and analyze the temperature

difference caused by temperature changes in the construction environment and usage environment. The shrinkage stress of the material itself

during the hydration and hardening process should be fully considered. This article refers to the theoretical calculation formula of non -

standard state shrinkage relative deformation in Wang Tiemeng?s book \" Engineering Structure Crack Control\" and combines it with actual

engineering case analysis,It was found that although the super long concrete structure post pouring strip released some shrinkage stress during the construction process,the equivalent temperature difference of the remaining shrinkage stress of the concrete after the post pouring

strip was closed cannot be ignored. Based on the analysis results,corresponding effective measures should be taken. The project has been put

into use for many years without any cracks or other phenomena,and the effect is good.

Keywords:Temperature stress; Rent; Post cast strip; Super long structure

作者简介:陈文(1976. 10 - ),男,高级工程师。

E-mail:13950307275@ 139. com

收稿日期:2023 - 03 - 12

0 引言

中国建筑高速发展 20 多年来,建筑结构规模越

来越大,建筑结构尺度也越来越长。 同时,伴随着计

算机软件算法和建筑材料科学的日益进步,建筑结构

工程尺度已经远超《混凝土结构设计规范》的结构设

缝长度要求。

但超长的混凝土结构带来的最直接问题,就是材

料收缩。 不论是自身水化收缩,还是温度导致的收缩,

都会产生混凝土的裂缝、渗水,进而影响建筑的使用。

混凝土结构中存在拉应力,是产生裂缝的必要条

件。 结构中主拉应力达到混凝土(当时) 抗拉强度

时,并不立即产生裂缝;而当拉应变达到极限拉应变

时,才出现裂缝。 硬化后的混凝土极限拉应变约为

150 × 10

- 6

,即 1. 0 m 长的构件。 产生 0. 15 mm 的很

小受拉变形,即会产生裂缝。

在正常使用条件下,超长大体积混凝土结构裂

缝,主要是由于混凝土降温及材料自身水化收缩引起

的拉应力,超过了混凝土抗拉强度所引起的拉应力。

更确切地说,是混凝土内部的约束拉应变超过了混凝

土的极限拉伸而引起的。

在混凝土结构温度分析方面,目前只有《建筑结

构荷载规范》 (GB50009 - 2012)

[1] 有所提及,且规范

主要描述环境温度平均气温,对温差取值作了相应规

定,并未将说明引起温差的其他相关因素。 而实际

上,通过《工程结构裂缝控制》

[2] 一书可知,材料的水

化收缩引起的当量温差,是不可忽视的。

2023 年 10 期 总第 304 期 陈 文·超长地下室顶板结构温度分析与工程实践 ·53·

1 温度应力分析的目的

《混凝土结构设计规范》8. 1. 1 条,规定了钢筋混

凝土结构不设缝温度伸缩缝的最大间距。 《混凝土结

构设计规范》8. 1. 3 条规定,在有充分依据并采取相应

措施的情况下,可以适当增大伸缩缝间距;但伸缩缝间

距比规范表格中限值增大较多时,应通过考虑温度效应

作用下对结构的影响,计算出温度应力,以适当的增加温

度应力钢筋的方式抵抗温度应力,以达到防止裂缝产生

的目的。 这也是作结构温度应力分析的目的。

虽然升温和降温均对混凝土产生裂缝的不利影

响,但对于混凝土材料,混凝土抗拉强度远低于抗压

强度(即 fc∶ ft 约 10∶ 1)。 因此,在混凝土结构温度分

析中,主要考虑降温时产生拉应力的不利影响。

2 工程概况

某商业综合体项目位于河南省郑州市,地下室顶

板结构平面尺寸约为 260m × 47m 不断缝,采用钢筋

混凝土现浇框架结构,顶板构为现浇普通梁板式结

构,混凝土等级为 C30,平面图如图 1 所示。

3 温差取值

3. 1 考虑气温作用温差

温度作用主要由气温变化、太阳辐射、使用热源

等因素引起。 荷载规范对温度的作用做了均匀的假

定,假定在一段时间内,楼层的每一个构件、节点温度

变化是相同的,温度变化与结构的部位、空间以及时

间是不相关的。

图 1 地下室顶板结构平面

对结构最大温升的工况,均匀温度作用标准值:

ΔTK = Ts. max - T0. min

对结构最大温降的工况,均匀温度作用标准值:

ΔTK = Ts. min - T0. max

结构的最高初始平均温度 To,max和最低初始平均

温度 To,min ,通常以结构形成约束的时间确定。 混凝

土结构形成约束,即结构后浇带合拢时的月平均气温;

但由于结构设计时,往往无法准确确定施工组织的工

期,因此,结构合拢温度通常是一个区间温度值。 由于

混凝土的热惰性,短时间内温度变化不会对结构产生

很大影响,温差取值主要由月平均温度控制。 参考郑

州市气象历史资料统计,该市年平均气温 14. 5℃,该市

气象局测得历年各月平均气温如表 1 所示。

后浇带的封闭温度,取该市年平均气温 14. 5℃ ,

约在 3 月 ~ 4 月,或者 10 月 ~ 11 月。

在使用阶段,顶板均有保温隔热及绿化屋面覆

土,一层室内考虑空调影响,环境温度取 22 ± 10℃ 。

因此最大降温为 12℃ - 14. 5℃ = - 2. 5℃ 。

表 1 郑州市月平均气温

月份 月平均最高气温(℃ ) 月平均最低气温(℃ )

1 月 6 - 4

2 月 9 - 2

3 月 14 3

4 月 22 9

5 月 27 15

6 月 32 20

7 月 32 23

8 月 31 22

9 月 27 16

10 月 22 10

11 月 14 3

12 月 8 - 2

在施工阶段,由于没有空调作用,围护结构在气

温最高、最低月份不一定能保证封闭,一次在施工阶

段的温度也取 - 4℃ ~ 32℃ 之间。 因此,最大降温为

- 4℃ - 14. 5℃ = - 18. 5℃ 。

3. 2 考虑混凝土收缩的等效温差

图 2 是标准状态下混凝土收缩比例随时间变化

曲线,由图 2 可知,混凝土总收缩时间为无限大,才能

·54· 福 建 建 筑 2023 年

完成 100% 的收缩。 根据参考文献[2],混凝土经历

720 天的收缩,就认为已经接近 100% 。 根据图 2,如

果封闭时间为第90 d,相应混凝土收缩,完成了60% 。

也即通过后浇带后浇混凝土,释放了混凝土的 60%

的收缩变形。 那么结构设计仍然要考虑 40% 的后浇

带封闭后,混凝土材料的收缩变形。

图 2 混凝土收缩曲线

因此,推迟后浇带封闭时间,可减少设计残余收缩

变形。 但是从施工角度出发,实际项目工程施工,不可

能无限制推迟后浇带封闭时间,通常可接受的后浇带

封闭时间为45 d ~60 d。 如再延长后浇带封闭时间,势

必会给施工带来不方便,本工程设计取 45 d 计。 所以,

通常设计要考虑的残余收缩变形为 65% ~ 55% ,这个

比例还是比较大的。 如需要将结构的残余收缩变形等

效为一个温度荷载,具体参考王铁梦的《工程结构裂缝

控制》一书中给出的算法,针对非标准状态下混凝土收

缩相对变形计算公式,采用 M1 ~ M10修正[4 - 9]

:

εy(t) = 3. 24 × 10

- 4M1…M10 (1 - e

- mt

)

式中 εy ( t) 为任意时间的混凝泥土收缩,m 取

0. 01;t 为由浇筑时至计算时。

基于本工程设计和施工条件,修正系数 M1 ~ M10

取值如表 2 所示。

表 2 修正系数取值

修正系数项 状态 取值

M1 水泥品种 普通硅酸盐水泥 1. 00

M2 水泥细度 3000 1. 00

M3 骨料 花岗岩石 1. 00

M4 水灰比 0. 5 1. 21

M5 水泥浆量 30% 1. 45

M6 自然养护 14 d 自然硬化 0. 93

M7 环境相对湿度 60% 0. 77

M8 水力半径倒数 顶板 200 mm 厚 r = 0. 1 0. 76

M9 振捣方式 机械振捣 1. 00

M10含筋率

配筋率 0. 565%

EsAs/ EcAc = 0. 038

0. 89

M1…M10 = 0. 85

因此,可得出,地下室顶板最终收缩应变为:

εy(∞ ) = 3. 24 × 10

- 4

× 0. 85 × (1 - e

- 0. 01 × ∞

) =

2. 75 × 10

- 4

同理,可得后浇带 45 d 封闭时的混凝土应变为:

εy(45) = 3. 24 × 10

- 4

× 0. 85 × (1 - e

- 0. 01 × 45

) =

0. 99 × 10

- 4

残余收缩变形比例为:

εy(∞ ) - εy(45)

εy(∞ )

× 100%

=

2. 75 × 10

- 4

- 0. 99 × 10

- 4

2. 75 × 10

- 4

× 100% = 64%

收缩当量温差为:

ΔT =

εy(∞ ) - εy(45)

α

式中 α 为混凝土线膨胀系数:

可得:

ΔT = 17. 6℃

因此,综合上述施工阶段为最大温降,本工程最

终温度作用分析温降,取施工阶段为最大温降与混凝

土后浇带封闭后的等效温降当量之和:

- 18. 5℃ - 17. 6℃ = - 36. 1℃

4 案例分析

顶板结构开大洞,未能形成有效上部嵌固,故全

层板厚在满足竖向受力前提下,做适当构造加强,板

厚取为 150 mm,并先配纵向(平行 260 m 方向)双面

通长筋 ϕ12 / 14@ 200 板筋、横向(平行 46 m 方向)双

面通长筋 φ10@ 200 板筋,梁和楼板的混凝土强度等

级:C30;混凝土弹性模量:3. 15 × 10

4 N/ mm

2

;混凝土

热膨胀系数:1 × 10

- 5

/ ℃

[2]

;楼板钢筋种类:HRB400;

钢筋弹性模量:2 × 10

5N/ mm

2

。

温差均由缓慢的温度变化产生。 通过对变形的

约束使构件受力,可以考虑混凝土的徐变应力松弛特

性。 这种徐变导致应力松弛,降低了结构构件应力,

对结构是有利的。 为了简化计算,根据参考文献,本

工程松弛系数取值为 0. 3

[3]

;同时,考虑混凝土材料

是弹塑性,实际混凝土结构在竖向、水平荷载作用下,

应考虑混凝土塑性及裂缝的影响,梁、柱的抗弯刚度

应乘以折减系数,取为 0. 85

[3]

。

在有限元分析中,采用弹性膜楼板模型。

考虑温度为间接可变荷载,取相应分项系数为

1. 5,组合值系数为 0. 6

[2]

。 因此,温度作用相关的荷

载组合如下:

2023 年 10 期 总第 304 期 陈 文·超长地下室顶板结构温度分析与工程实践 ·55·

(1)1. 3 恒载 + 1. 5 活载 + 0. 6 × 1. 5 降温;

(2)1. 3 恒载 + 0. 7 × 1. 5 活载 + 1. 5 降温;

(3)1. 2 恒载 + 1. 5 活载 + 0. 6 × 1. 5 升温;

(4)1. 2 恒载 + 0. 7 × 1. 5 活载 + 1. 5 升温。

基于混凝土材料特性,本工程仅对(1) (2) 组合

进行分析。 通过结构有限元软件分析,结果如图 3 ~

图 6 所示。

图 3 1. 3 恒载 + 0. 7 × 1. 5 活载 + 1. 5 降温 σx工况

图 4 1. 3 恒载 + 1. 5 活载 + 0. 6 × 1. 5 降温 σx工况

图 5 1. 3 恒载 + 0. 7 × 1. 5 活载 + 1. 5 降温 σy工况

图 6 1. 3 恒载 + 1. 5 活载 + 0. 6 × 1. 5 降温 σy工况

根据分析结果可知:结构超长方向(X 向)温度效

应作用,在“1. 3 恒载 + 1. 05 活载 + 1. 5 降温” 工况

下,应力最大。 沿结构平面长度方向,混凝土出现较

为明显的拉应力,总体上呈中部大并沿两端逐步减小

的趋势,平均值达到约 3 MPa。 结构在该方向上配置

板通长筋 ϕ12 / 14@ 200,相应钢筋等效应力抗力为:

σ =

(113 + 154) × 10 × 360

2 × 1000 × 150

= 3. 2 MPa

结构(Y 向) 温度效应作用下,混凝土拉应力较

小,伸至还有相当部分未出现拉应力,平均应力约0. 2

MPa。 而结构梁板采用的混凝土等级为 C30,对应材

料抗拉标准值 f

tk = 1. 41 MPa,足以抵抗温度应力,承

载力仅考虑按最小配筋率和竖向工况进行配筋。 这

说明,结构超长尺寸考虑温度效应,是有必要的。

在温度效应作用下,在梁、柱处出现拉应力集中

增大情况;柱作为比梁更高级别的结构约束,温度效

应的应力集中更为明显;楼板开大洞周围结构温度应

力有所削弱。

5 超长混凝土结构温度控制措施

5. 1 材料选择

(1)在满足混凝土强度要求的情况下,宜尽量降

低水泥用量。 普通强度等级的混凝土水泥用量宜为

270 ~ 450 kg / m

3

,高强混凝土中水泥及掺合料总量应

不大于 550 kg / m

3

。

(2)混凝土的水胶比过小或过大,都会劣化混凝

土的抗裂性能。 混凝土的水胶比宜为 0. 4 ~ 0. 55。

(3)在满足施工要求的条件下,宜采用较小的混

凝土坍落度,以防止混凝土的离析和泌水导致混凝土

表面产生裂缝。

(4)混凝土中宜加入水泥用量 20% ~ 30% 的Ⅰ

级或Ⅱ级粉煤灰,改善混凝土的抗裂性能。 当须掺入

磨细矿渣时,宜与粉煤灰双掺。

5. 2 设计控制

(1)根据温度分析结果,进行温度配筋或局部结

构楼板加厚措施,特别对梁柱等应力集中区进行附加

配筋加强;同时,尽量采取细而密配筋形式布置受力

钢筋,可改善裂缝形态。

(2)设置后浇带,可减少早期混凝土收缩影响。

后浇带间距大约 50 m,以释放施工期间混凝土的水

化收缩应力;后浇带宽度宜为 800 mm,浇灌混凝土

的间距时间 45 d 以上。 后浇带宜设置在梁跨度中

间 1 / 3 跨段的区域(也可以说是柱距三等分的中间

范围) 、剪力墙附近,方向与梁跨度方向垂直正交。

(3)地下室混凝土梁、板宜用补偿收缩混凝土混

凝土浇筑。

5. 3 施工质量

(1)模板支撑体系立杆底应设置垫板;控制板面

上荷时间。 板面上人放线时间不能过早,严格控制楼

板拆模时间。 楼板混凝土同条件养护试块达到规范

规定的强度值后,方可拆除支承模板。

(下转第 66 页)

2023 年第 10 期

总第 304 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 10·2023

Vol·304

某地铁上盖超限项目结构设计分析

张 良

(福建省二建建设集团有限公司 福建福州 350001)

摘 要:随着我国城市化建设速度的不断加快,城市中心的土地资源越来越稀缺。 在交通便利、环境宜居的语境下,如

拥有地铁站零距离的独特属性,将住宅电梯、地下商场与地铁站直接互通,上盖项目更是因便利性受到人们的追捧。

而梁式转换结构作为地铁上盖项目常用的结构形式,近年也得到广泛的应用。 应用 MIDAS、YJK 和 SAUSAGE 软件,对

结构分别进行小震、中震、大震作用下的性能分析,验算结构是否满足不同地震作用下各抗震性能水准的要求;应用

ABAQUS 软件,进行转换梁的应力分析。 分析结果表明,工程结构体系合理,可满足预期的抗震性能目标要求。

关键词: 地铁上盖;梁式转换;结构设计;超限高层

中图分类号:TU3 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)10 - 0056 - 05

Structural design analysis of a subway superstructure overrun project

ZHANG Liang

(Fujian Second Construction Group Co. ,Ltd. ,Fuzhou 350001)

Abstract:With the increase of urbanization rate in our country, the land resources in urban center are becoming more and more scarce.

Under the guidance of the development concept of convenient transportation and livable environment, the subway - covered project directly

interconnects residential elevators, underground shopping malls and subway stations, which is highly sought after for its unique attribute of

zero distance from the subway station. As a common structure of subway - covered projects, the beam - type conversion structure has been

widely used in recent years. In this paper, MIDAS, YJK and SAUSAGE were used to analyze the performance of the structure under small,

medium and large earthquakes, and to check whether the structure can meet the seismic requirements of different levels. The stress analysis

of the structure was carried out by ABAQUS. The results show that the structural force is reasonable and can meet the expected seismic requirements.

Keywords:Subway cover; Beam type conversion; Structural design; Oversized high - rise

作者简介:张良(1985. 7 - ),男,高级工程师。

E-mail:157427388@ qq. com

收稿日期:2023 - 05 - 11

0 引言

“地铁上盖建筑”,指的是在地铁上部或者出入

口上部的建筑,最早来源于香港[1]

。 对提高城市土地

利用率、便于人们的出行和生活以及带动地铁周围的

经济发展,都有重要的意义。

地铁上盖建筑结构的特点是:下部一般为大跨度

的空间结构,对竖向构件的位置有较严格的要求。 上

部一般为小空间结构,上部结构的墙柱无法直接落

地,上部结构墙柱的力将由转换体系来承担,因此形

成了大范围的竖向构件转换体系。 转换层常采用梁

式转换、厚板转换和高低跨梁式转换[2]

。

本文以福州某地铁上盖高层超限项目为例,采用

MIDAS、YJK、SAUSAGE 和 ABAQUS 软件对结构进行

不同地震下的分析计算,验算结果表明,工程结构体

系合理,可满足预期的抗震性能目标要求,相应的设

计思路和结果可供同类项目参考。

1 工程概况

某项目位于福州市仓山区,项目共 39 栋高层住

宅以及其他集中商业和配套楼。 项目大部分均在盖

上,项目盖上一层为车库层,盖下一层为地铁 4 号线

的出入线、咽喉区、运行库及检修库,盖上总建筑面积

约 452 086. 44 m

2

。 图 1 为项目鸟瞰图。

2023 年 10 期 总第 304 期 张 良·某地铁上盖超限项目结构设计分析 ·57·

图 1 项目鸟瞰图

本项目根据盖上盖下使用功能及盖上塔楼栋数,

采用结构缝对本项目进行分区,分为 A1、A2、A3、A4、

A5、B1、B2、B3、C1、C2 共 10 个区,分区如图 2 所示。

各区内通过 800 mm 宽结构缝,分成几个独立的结构

单元;B1 区为市政道路范围,无车库层及主楼,其余

每个结构单元包含盖下层(出入线、咽喉区、运行库及

检修库)、车库层、1 ~ 9 栋高层住宅及若干商业,共 9

个多塔,均为大底盘多塔结构布置。

项目设计使用年限为 50 年、建筑结构安全等级

为二级、抗震设防烈度为 7 度,地震峰值加速度为

0. 1g,设计地震分组为第三组。

图 2 项目分区图

本工程基础采用 800 mm ~ 1000 mm 直径的混凝

土、强度为 C35 的钻孔灌注桩。

2 结构体系和超限情况

2. 1 结构体系

结构均采用框支剪力墙结构,本项目按竖向使用

功能,从下到上分为:盖下地铁运营层、盖上车库层、

上部住宅层或商业层,如图 3 所示。 本工程为大底盘

多塔框支剪力墙结构,为了满足盖上盖下功能要求,

同时保证结构安全、适用、经济性,转换层采用梁式转

换的方案。 梁式转换结构传力路径清晰,施工较方

便,造价较低[3]

。

图 3 梁式转换

2. 2 超限情况

根据文献[4],超限情况分析总结如下:

(1)结构高度超限检查: A 级,不超限。

(2)结构规则性超限检查:①扭转不规则;②凹

凸不规则;③构件间断;④尺寸突变;⑤其它不规则,

裙房框架柱转换和斜撑。

(3)结构规则性超限检查:扭转偏大。

2. 3 超限审查意见及处理

(1)中震作用下出现拉应力的混凝土竖向结构

构件,应采用特一级构造。 中震时,双向水平地震作

用下以及按 1. 0 恒 ± 1. 0 风组合工况下,混凝土竖向

结构构件全截面由轴向力产生的平均名义拉应力,超

过混凝土抗拉强度标准值时,宜设置型钢承担拉力,

型钢(Q355B)的拉应力不应大于 200 MPa。

(2)结构强度按照多塔和单塔结构计算结果进

行包络设计。 转换构件考虑结构竖向地震作用包络

配筋。

(3)埋深不足的结构单元,对多塔电算进行大震

工况下抗倾覆及抗滑移验算。

3 结构抗震分析

3. 1 主要构件的性能目标

根据性能设计的相关要求,综合考虑本工程的结

构体系、超限情况和超限审查意见[5 - 6]

,本工程主要

构件的抗震性能目标,如表 1 所示。

·58· 福 建 建 筑 2023 年

表 1 抗震性能设计目标表

地震水准 小震 中震 大震

最大层间位移角 1 / 1000 — 1 / 120

性能水平定性描述 不损坏 可修复损坏 不倒塌

结构工作特性 弹性 允许部分次要构件屈服 允许进入塑性控制楼层位移

转换层以上

底部加强区

竖向构件

转换层之上底部加强区,

剪力墙、框架柱

普通构件

竖向构件

转换层之上普通剪力墙、

框架柱(非底部加强区)

水平构件 连梁,框架梁

转换构件

竖向构件 框支墙、柱

水平构件 转换梁

第一水准结构完

好无损坏构件处

于弹性状态

斜截面弹性,正截面不屈服

允许进入塑性,符合受剪截面

限制条件控制整体结构变形

允许进入塑性,正截面和斜截面

允许屈服

允许进入塑性控制整体结构

变形

允许进入塑性,正截面和斜截面

允许屈服

允许进入塑性控制整体结构

变形

斜截面弹性,正截面弹性 正截面、斜截面不屈服

斜截面弹性,正截面弹性 正截面、斜截面不屈服

3. 2 小震计算分析

本项目小震计算采用 YJK 为主要分析软件,完成

了单塔、多塔计算分析,复核轴压比、剪重比、刚度比

和位移比等各种指标,是否需满足现行规范要求。 同

时,采用 MIDAS 软件进行小震指标的复核。

表 2 小震计算结果对比表

项目 YJK MIDAS 规范限值

质量/ t 51142. 7 54075. 5 —

周期/ s

T1

T2

Tt

Tt

/ T1

2. 3487

1. 9694

1. 0474

0. 45

2. 4021

2. 0169

1. 0897

0. 45 ≤0. 85

地

震

作

用

振型质量参与率

X

Y

99. 99%

99. 75%

100%

99. 72%

≥90%

≥90%

层间位移角

X

Y

1 / 1323

1 / 1103

1 / 1185

1 / 1099

≤1 / 1000

≤1 / 1000

位移比

X

Y

1. 24

1. 64

1. 266

1. 704

< 1. 4

< 1. 4

剪重比

X

Y

3. 257%

3. 539%

3. 67%

3. 57%

> 1. 6%

> 1. 6%

刚重比

X

Y

11. 866

8. 243

12. 15

8. 16

> 2. 70

> 2. 70

表 2 为 27#两个软件的计算结果对比表,分析可

得如下结论:

(1)两种软件相互复合,计算得到的各项指标,

均比较吻合且符合规范限值的要求,表明设计是安全

可靠的。

(2)结构平动、扭转振型清晰,第一、二振型均为

平动振型,且 Tt

/ T1 < 0. 85,满足规范要求。

(3)有的楼栋刚重比小于 2. 7,需考虑重力二阶

效应。

3. 3 设防地震下的计算分析

采用 YJK 软件,进行设防烈度地震(中震)作用

下的分析计算。 在计算设防烈度地震作用时,采用规

范反应谱计算,水平最大地震影响系数 αmax = 0. 23,

阻尼比取值:ξ = 0. 05(钢筋混凝土)

[4]

。

通过对结构各构件设防烈度地震组合下构件承

载力验算,得出以下结论:

(1)转换层框支墙、框支柱、转换梁满足中震受

剪弹性、受弯弹性的性能目标。

(2)转换层以上底部加强区剪力墙满足中震受

剪弹性、受弯不屈服的性能目标。

(3)中震偏拉框支剪力墙的拉应力没有超过框

支剪力墙全截面混凝土抗拉强度标准值,且偏拉部分

的框肢墙柱按特一级要求设计。

(4)结构在设防地震作用下,转换层框支墙、框

支柱竖向构件出现受拉,墙柱局部采用加厚墙厚、加

大墙身配筋(满足中震计算配筋值) 的方式,加强该

位置竖向构件的受拉能力。

(5)结构在设防地震作用下,转换层框支墙、框

支柱、转换层以上底部加强区墙(柱) 各部分结构构

件,均能够达到规范性能水准要求。

3. 4 罕遇地震下的计算分析

结构在罕遇地震作用下,某些部位会发生屈服甚

至破坏退出工作,结构的工作状态从弹性进入弹塑

性,随着塑性的发展,结构的刚度不断退化,阻尼比随

之增加。 采用 SAUSAGE 软件进行动力弹塑性时程分

析,以研究结构在罕遇地震下的塑性损伤情况和整体

变形情况,从而判断结构是否达到罕遇地震下抗震性

能设计目标要求。 同时,根据 SAUSAGE 的分析计算

结果,针对结构薄弱部位和薄弱构件,提出相应的加

强措施,以指导施工图设计。

采用 SAUSAGE 程序进行弹塑性时程分析,选取

3 条地震波,包括 1 条人工波、2 条天然波,分别为:人

工波 RH3TG075,Tg(0. 75),天然波 TH021TG075,Tg

(0. 75,天然波 TH024TG075,Tg(0. 75),分别从 X、Y、

2023 年 10 期 总第 304 期 张 良·某地铁上盖超限项目结构设计分析 ·59·

Z 向进行输入,主方向峰值加速度取 220 cm / s

2

。 27#

计算最大层间位移角如图 4 所示,结构抗震性能指标

如表 3 所示。 根据罕遇地震用下的动力弹塑性分析

(SAUSAGE) ,可得出如下结论:

(1)连梁、框架梁等耗能构件损伤较大,特别是

剪力墙连梁损伤较为严重,有效地起到了延性耗能的

作用。

(2)转换层上面的剪力墙墙柱多数为轻度或轻

微损伤,极少量为重度损伤,对重度损伤位置局部进

行构造加强(加厚墙厚、加大墙身配筋率),以减轻损

伤程度,沿结构高度方向竖向构件的损伤逐渐减少,

在整体上属于轻度损伤。

(3)框支墙柱及转换构件(转换梁或转换厚板)

仅出现轻微损伤,可以实现“大震不倒”。

(4)位移角最大为 1 / 134,均小于 1 / 120,可以满

足大震的性能目标要求 。

表 3 罕遇地震作用下结构整体抗震性能指标

地震波

最大顶点位移 最大层间位移角

弹塑性基底剪力

/ 弹性基底剪力

X Y X Y X Y

RH3TG075 0. 304 0. 434 1 / 189 1 / 143 5. 20 5. 32

TH021TG075 0. 296 0. 536 1 / 238 1 / 134 4. 29 5. 03

TH024TG075 0. 305 0. 365 1 / 227 1 / 186 5. 24 4. 96

(a)X 向 (b) Y 向

图 4 最大层间位移角曲线

4 转换构件的应力分析

4. 1 转换构件位置选取

取结构中最不利工况下典型转换梁进行 ABAQUS

有限元分析计算,型钢梁位置及截面尺寸,如图 5 所示。

型钢梁截面尺寸为 1200 × 2000 (300 × 1500 × 32 ×

32),梁跨度为 11. 4 m。 限于篇幅,仅给出该转换梁

罕遇地震作用下的应力和受力情况分析。

(a)转换梁位置

(b)转换梁尺寸图

图 5 转换梁位置及尺寸图

4. 2 有限元建模

混凝土由两种类型的混凝土组成,一种是箍筋约束

混凝土,而另一种为箍筋外无约束混凝土,二者类型的不

一致,意味着其应力 - 应变关系模型的采用必须要具有

针对性。 箍筋约束混凝土采用考虑了配箍特征值的混凝

土的应力 -应变关系模型,本构关系见下式[7 -8]

:

y

=

Ax + (3 - 2A)x

2

+ (A - 2)x

3

(0≤x≤1)

x / [(1 - 0. 87λ

0. 2

)B (x - 1)

2

+ x] (x > 1) {

式中:x = ε / εcc, y = σ/ f

cc(其中,f

cc = (1 + 1. 79λ)

·f

ck;εcc = (1 + 3. 5λ)·εco,该处的 f

cc为约束混凝土

的峰值应力,εcc为 f

cc所对应的应变。

混凝土采用八节点线性六面体单元、减缩积分、

沙漏控制格式的三维实体单元(C3D8R) 进行模拟。

纵向钢筋和箍筋则选用两节点线性三维桁架单元

T3D2 进行模拟,型钢采用四面体壳单元 S4R 进行模

拟。 钢管采用 Q345,钢筋采用 HRB400,混凝土采用

C40,截面尺寸如图 5(b)所示。 ABAQUS 建模模型如

图 6 所示。

(a)混凝土和型钢图示

·60· 福 建 建 筑 2023 年

(b)纵筋和箍筋图示

图 6 ABAQUS 建模模型

4. 3 荷载

荷载:材料参数、梁、楼面永久荷载、可变荷载均按

设计取值(1. 3D + 1. 5L);自重荷载(通过密度和重力

加速度完成施加);转换层上部剪力墙荷载通过提取

YJK 大震计算柱底力数据获得(不考虑调整系数)。

4. 4 应力应变分析

转换梁在大震作用下混凝土、钢筋及型钢的应力情

况如图7、图9 ~ 图 10 所示,由图 7 可知:梁中混凝土最

大压应力 29. 90 MPa,主要集中在型钢底部腹板和翼缘

与混凝土的交界处;最大拉应力 1. 58 MPa,小于混凝土

抗拉强度标准值;型钢梁的混凝土可满足受力要求。

图 7 梁中混凝土应力云图

混凝土塑性应变如图 8 所示,最大塑性应变值为

0. 0104,位于梁端支座处。 最大的塑性应变值很小,

梁中混凝土未发生破坏。

图 8 梁中混凝土应力云图

转换梁在大震作用下,分析钢筋与型钢采用 Mises 屈服准则,即第四屈服强度理论。 从图 9 ~ 图 10

可知:钢筋的最大应力为 400 MPa,型钢的最大应力

为 335 MPa,集中在梁端支座处和梁面与上部剪力墙

柱连接处,且均未超过各自的屈服强度。

图 9 钢筋 Mises 应力图

图 10 型钢 Mises 应力图

通过对罕遇地震最不利工况下的典型转换梁进

行 ABAQUS 进行应力分析,得出以下结论:罕遇地震

作用下,型钢梁的混凝土均可满足受力要求;钢筋和

型钢的最大应力主要集中在梁端支座处和上一层剪

力墙连接处,钢筋及型钢均未超过各自的屈服强度;

设计转换梁能满足大震作用下的的性能目标要求。

5 结论

本工程的设计难点,在于梁式转换结构和超限。

在设计过程中,采用了多种软件对结构分别进行小震、

中震、大震作用下的性能分析,验证了结构能满足不同

地震作用下的性能目标要求。 同时,应用 ABAQUS 软

件进行转换梁的应力应变分析。 验算结果表明,工程

结构体系合理,可满足预期的抗震性能目标要求,相应

的设计思路和结果可供同类项目参考。

参 考 文 献

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2023 年第 10 期

总第 304 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 10·2023

Vol·304

型钢水泥土搅拌墙在预留下穿条件

基坑工程中的应用研究

黄迅轩

(福建富兰光学股份有限公司 福建福州 350000)

摘 要:以型钢水泥土搅拌墙作为预留下穿条件基坑工程的支护体,得益于其型钢的可拔除性,较之常用的灌注桩,避

免了后续下穿过程中凿除钢筋笼的困难,同时减少对既有地下结构及地基土体的扰动。 此外,可伴随使用水泥土搅拌

桩加固地基土层,为后续下穿提供稳定的地层条件。 为此,结合实际案例,总结了型钢水泥土搅拌墙在预留下穿条件

基坑工程中的设计、实施等要点。 理论分析及工程监测结果显示,以上工法组合,可使工程满足隧道下穿的要求。

关键词: 型钢水泥土搅拌墙;基坑支护;地基土加固;下穿既有结构

中图分类号:TU4 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)10 - 0061 - 06

A study on the application of soil mixed wall in foundation pit with reserved

underpassing condition

HUANG Xunxuan

(Fujian Fran Optics Co. ,Ltd. ,Fuzhou 350000)

Abstract:Using soil mixed wall as the support for reserving the condition of underpassing in foundation pit is advantageous due to the removable steel components,which avoids the difficulties of chipping the steel cages of cast - in - place piles during subsequent underpassing

and reduces the disturbance to the soil foundation of existing underground structures. At the same time,cement - soil mixing piles can also

be used to strengthen the soil foundation,providing stable geological conditions for subsequent underpassing. This article summarizes the key

points of the design and implementation of the soil mixed wall in the reserved underpassing condition of foundation pit based on actual cases. Theoretical analysis and engineering monitoring results show that the above construction method combination can be used as a reserved

condition for the foundation pit to meet the requirements of tunnel crossing.

Keywords:Soil mixed wall; Foundation pit support; Soil foundation reinforcement; Underpassing existing structures

作者简介:黄迅轩(1989. 05 - ),男,工程师。

E-mail:hozyer@ qq. com

收稿日期:2023 - 05 - 30

0 引言

对于需要被盾构法或矿山法隧道下穿的地下结

构,若使用常用的灌注桩作为其基坑支护体,则在下

穿过程中需要磨桩或凿桩,存在施工风险,且会增加

工期。

型钢水泥土搅拌墙利用钻机,在原地层中进行切

削,充分将水泥浆与切碎土体搅拌混合形成隔水性较

高的水泥土柱状挡墙,再将型钢嵌入其中,从而形成

坚实牢固的支撑结构。

将型钢水泥土搅拌墙作为拟被下穿结构的支护

体,利用其型钢可拔除的特点,可避免隧道下穿过程

中磨桩或凿桩,并且同期可结合水泥土搅拌桩加固拟

被下穿结构的地基土,从而预留有利而稳定的下穿

条件。

关于型钢水泥土搅拌墙在基坑工程中的应用有

诸多研究[1 - 3]

,但该工法与预留隧道下穿条件结合

的案例和论述较少。 本文以实际的工程项目为例,

主要分析预留下穿条件基坑工程中型钢水泥土搅拌

墙支护及水泥土搅拌桩加固体的设计、实施流程和

应用场景。

1 工程概况

某既有市政道路拟新建一地下通道结构,并计

划于其建成后下穿通过某地铁区间盾构法隧道。 因

该地下通道埋深较浅且道路具备导改条件,故其基

坑拟采用明挖法施工。 由于拟下穿地铁区间隧道的

工期限制,需将该地下通道分期施工:其中一期结构

·62· 福 建 建 筑 2023 年

施工完成后随即进行地铁区间的始发及下穿,二期

结构则待后期具备围挡条件后再进行施工。 地下通

道分期关系如图 1 所示,本文主要针对一期结构进

行阐述。

图 1 地下通道分期关系示意图

该地下通道一期结构位于市政道路中部,与道

路通行方向垂直,距离周边建筑较远。 永久结构为

钢筋混凝土单跨框架结构,高 4. 5 m,宽 9. 0 m。 基

坑平面为矩形,长 29. 6 m,宽 9. 95 m,开挖深度约为

9. 352 m ~ 9. 764 m。 综合场地地质条件、周边环境及

支护结构破坏后果严重性,判定基坑支护结构安全等

级为一级。 拟建场地基坑与下穿隧道的位置关系平

面图、剖面图如图 2 所示。

(a)平面图

(b)剖面图

图 2 拟建场地基坑与下穿隧道的位置关系示意图

1. 1 场地工程地质与水文地质条件

该工程地貌单元为某华北城市盆地冲积平原区,

工程场地位于河流漫滩区。 基坑由地表至下的土层

分别为:杂填土、素填土、粉质粘土、粘质粉土、粉质粘

土、中砂,地下通道地基土承载力经验可满足要求,如

表 1 所示。

表 1 场地主要地层计算参数表

土层名称

重度 γ

(kN/ m

3

)

黏聚力 c

(kPa)

内摩擦角 φ

(°)

m 值

(MN/ m

4

)

杂填土 16. 0 / / /

素填土 17. 0 0 10. 0 1

粘质粉土 19. 7 19. 1 21. 2 15

粉质粘土 19. 6 22. 4 20. 0 12

中砂 20. 2 2. 0 30. 0 40

拟建场地在勘探深度内的地下水类型,主要为浅

层孔隙潜水,局部存在上层滞水。

1. 2 基坑支护方案

该工程基坑开挖深度约为 9. 352 m ~ 9. 764 m。 虽

距周边建筑物较远,但在基坑施做完成后,需进行盾构

法隧道近距离下穿。 为保证隧道顺利通过,基坑采用

型钢水泥土搅拌墙进行支护,以便在基坑完成后拔除

型钢。 为减少隧道下穿过程中对地下通道地基土体的

扰动、保证地基土的稳定性,在支护结构施做的同时,

使用水泥土搅拌桩,将全基坑内的地基土进行加固。

基坑支护结构采用“型钢水泥土搅拌墙 + 钢管内

支撑”体系。 其中三轴搅拌桩的直径为 850 mm,套打

一孔,咬合 250 mm,采用掺量 20% 的 42. 5 级普通硅

酸盐水泥;内插型钢的尺寸为 700 mm × 300 mm ×

13 mm × 24 mm,材质为 Q235B。

(a)内插型钢间位置 (b)内插型钢位置

图 3 型钢水泥土搅拌墙冠梁结构

型钢水泥土搅拌墙的顶部,设置封闭的钢筋混凝

土冠梁(尺寸为 1. 35 m × 0. 8 m,详图 3)。 基坑共设

置两道 Φ609 × 12 钢支撑:其中第一道支撑位于冠梁

位置,水平距离 7 m;第二道支撑为方便永久结构施

做,设置于第一道支撑以下 3. 5 m,并位于永久结构

顶板之上,水平间距 3. 5 m。

2023 年 10 期 总第 304 期 黄迅轩·型钢水泥土搅拌墙在预留下穿条件基坑工程中的应用研究 ·63·

基坑以水泥土搅拌墙自身止水,并在开挖前,将

坑内水位降至基底以下 1. 0 m。

2 支护结构设计

2. 1 计算模型确定

型钢水泥土搅拌墙的结构计算模型,同其他支撑

式支挡结构类似,即:将整个结构分为挡土结构和内

支撑结构,然后采用不同的分析方法进行研究,并考

虑其相互之间的变形协调关系。 其中,挡土结构按平

面杆系结构弹性支点法进行分析;内部支撑结构按平

面结构进行分析[4 - 5]

。

依据《建筑基坑支护技术规程》中对弹性支点计

算模型的规定,采用平面杆系弹性支点法原理,对型

钢水泥土搅拌墙结构内力与变形进行整体计算,计算

模型如图 4 所示。

图 4 弹性支点法计算模型

基坑开挖面以下土体提供的反作用力简化为弹

簧单元,土弹簧的水平反力系数 ks与分布土反力 ps分

别按式(1)与式(2)计算。

ks = m(z - h) (1)

ps = ks

v + ps0 (2)

其中,m 为土的水平反力系数的比例系数,z 和 v

分别为计算点距地面的深度和水平位移值,h 为基坑

开挖深度,ps0为初始土反力强度。

钢支撑结构简化为水平向弹性支座,其刚度系数

ks按式(3)计算,其中参数定义见表 2。

ks =

αR EAba

λl

0

s

(3)

2. 2 计算参数选取及工况设定

基坑分析依据上述原理,采用同济启明星深基坑

支挡结构设计,计算软件 FRWS7. 2 计算。

计算模型中水平土压力采用朗肯主动土压力理

论。 计算土压力所采用的土层抗剪强度指标如表 1

所示;钢支撑设计参数及对应的弹性支点刚度值如表

2 所示。

表 2 钢支撑参数表

支撑序号

弹性模量

E(GPa)

截面面积 A

(m

2

)

支撑松弛

系数 αR

挡土结构计

算宽度 ba (m)

第一道

第二道

206 0. 0225 1. 0 1. 0

支撑序号

不动点调整

系数 λ

支撑长度

l0 (m)

水平支撑

间距 s(m)

弹性支点刚度

值 ks(MN/ m

2

)

第一道

第二道

0. 5 7. 6

7. 0 174. 29

3. 5 348. 59

考虑到周边环境保护及永久结构施做的便捷性

要求,基坑采用明挖顺作法施工。 挡土结构施工完成

后,自地面标高逐步向下开挖,架设第一道支撑,随后

继续开挖土方,架设第二道支撑,再开挖土方直至基

底设计标高。 随后进行底板、侧墙、顶板浇筑,再依顺

序拆除第二道、第一道钢支撑。 根据上述施工步序,

支护结构共验算 4 个施工工况,如表 3 所示。

表 3 开挖施工工况参数表

工况

自地表起开挖

深度(m)

各工况开挖

深度(m)

支撑设置

1 0. 40 0. 4 架设第一道钢支撑

2 3. 90 3. 5 架设第二道钢支撑

3 10. 69 6. 79 /

4 10. 69 /

浇筑永久结构、

拆除第二道钢支撑

2. 3 计算结果分析

经计算,各工况下挡土结构的水平位移包络图如

图 5(a)所示。 其水平变形随着基坑加深而增大:临近

地表处,侧向土压力较小,墙体未产生较大位移;临近

基底处,侧向土压力增加且钢支撑竖向间距较大,墙体

相应产生了较大的水平位移。 支护结构水平位移控制

值为 0. 15% h 及 20 mm 的较小值,即 14 mm。 墙体最

大变形位于深度9. 6 m 处,水平位移为9. 5 mm,满足小

于控制值的要求。

挡土结构的弯矩、位移包络图如图 5 ( b ~ c) 所

示。 最大弯矩位于第二道支撑至坑底间,最大剪力位

于第二道支撑处。 其内力由内插型钢承担,故依照本

文 1. 2 节所述型钢的截面参数,对其进行抗弯承载

力、抗剪承载力及局部受剪承载力验算,结果均满足

要求。

挡土结构的支撑反力包络图如图 6 所示。 等值

·64· 福 建 建 筑 2023 年

的轴力由钢支撑承担,故依照本文 2. 2 节所述钢支撑

的截面参数,对其进行强度验算及整体稳定性验算,

结果均满足要求。

(a)水平位移图 (b)弯矩图 (c)剪力图

图 5 挡土结构水平位移及内力包络图

图 6 挡土结构支撑反力包络图

地表沉降计算采用同济抛物线法,结果如图 7 所

示。 地面沉降控制值为 0. 15% h,即 16. 03 mm。 最大

地表沉降为 8. 9 mm,满足小于控制值的要求。

图 7 地表沉降图

3 下穿地下结构预留措施

3. 1 下穿区预加固技术措施

地下通道底部的盾构法隧道下穿区域,需在永久

结构施工前采取预加固措施,加固方式采用水泥土搅

拌桩,加固范围如图 8 所示。

为了保证加固后的土体具有良好的均匀性、自立

性、密 封 性, 要 求 加 固 体 无 侧 限 抗 压 强 度 不 小 于

1 MPa。 加固体采用 42. 5 级普通硅酸盐水泥,水泥掺

入比控制在 17% ~ 20% ,具体的掺量及水灰比由现场

试验确定。

为保证加固区符合要求,在成桩 28 d 后,需钻取

芯样做抗压强度检验和抗渗检测,检验数量不少于总

桩数的 1% 且不少于 3 处。 质量检测取样点应随机选

取,均匀分布于加固区内。

图 8 下穿区预加固范围

3. 2 支护结构型钢拔除技术措施

为了使盾构法区间顺利下穿,在永久结构施做完

成后,需将型钢水泥土搅拌墙中的型钢拔除。 为保证

型钢顺利拔除,内插型钢应预先采取减摩措施[6]

。

减摩措施通常是在型钢表面涂抹减摩剂。 减摩剂

是由天然油脂经特殊工艺生产,需不溶于水、有较好的

固化稳定性、融化温度可控性,并且不含对环境及人体

有害的物质。 在型钢表面涂抹减摩材料前,必须清除

型钢表面的铁锈和灰尘。 使用时,用电热棒加热减摩

剂直到其完全融化后,将其均匀涂抹在型钢表面,并保

证涂抹厚度大于 1 mm,以确保减摩材料的粘结质量。

在冠梁处,应将露出型钢表面的水泥土挖出并清

理干净。 将冠梁内埋设的型钢用牛皮纸包裹后固定,

然后再用泡沫塑料包裹牛皮纸。 包裹时要注意搭接,

确保完整性后再进行冠梁浇筑,如图 9 所示。

图 9 冠梁处的减摩措施

2023 年 10 期 总第 304 期 黄迅轩·型钢水泥土搅拌墙在预留下穿条件基坑工程中的应用研究 ·65·

拔除型钢前,应先将焊接在型钢上的牛腿、抗剪

构件、电焊疤痕等割除并使用磨光机打磨一遍,其后

在打磨处补充涂抹减摩剂;基坑内的永久结构应完

成并达到设计强度要求;挡土结构与永久结构外墙

之间的空隙应回填密实;永久结构的覆土回填应

完成。

型钢起拔宜采用专用液压起拔机,如图 10 所示。

拔起时宜在型钢顶部安装保护绳,以防止型钢拔出后

倾倒,也方便型钢的吊离。 为减少拔起对周边既有结

构的影响,宜采用隔一拔一或者分段跳拔回收的方

式。 型钢拨出后留下的间隙应及时注浆填充,如图

11 所示。

图 10 使用液压起拔机拔除型钢

图 11 型钢拨除后留下的间隙

4 预留措施对盾构施工下穿地下结构的影响

盾构法区间垂直下穿该工程地下通道的永久结

构,下穿隧道隧顶与地下通道底板距离仅为 0. 67 m,

属于近距离下穿。 依据《城市轨道交通工程监测技术

规范》,在盾构法隧道轴线方向布设监测点[7]

,如图

12 所示。 结合工程情况,要求地下通道结构附近地

表在盾构法区间下穿期间控制值为沉降 20 mm、上浮

5 mm、变化速率 3 mm / d。

图 12 监测点与地下通道及隧道推进位置关系图

盾构法隧道下穿期间,地表沉降实际监测数据如

图 13 ~ 图 14 所示。 由于提前拔除了型钢水泥土搅拌

墙的型钢,盾构法区间在下穿过程中,依然保持了 5

~ 6 环/ 日的匀速推进。 加之下穿区已提前加固,盾

构法隧道在推进过程中保持了平稳。 由监测结果可

知,地下结构上方的地表沉降值被控制在了合理范

围,满足控制要求,地下结构基底土体未受到破坏性

扰动。 可见,基坑的预留措施为盾构法隧道的成功下

穿提供了可靠的条件。

图 13 监测点地表沉降量随时间变化趋势图

图 14 监测点地表沉降变化速率随时间变化趋势图

5 结语

本文结合某预留下穿条件基坑工程中应用型钢

水泥土搅拌墙的案例,阐述了设计及实施的过程。 该

种工法包括以下特点:

·66· 福 建 建 筑 2023 年

(1)型钢的拔除可有效降低下穿风险:型钢水泥

土搅拌墙支护可以在地下结构施工完成后拔除回收

型钢,因此在下穿时无需使用盾构机刀盘磨除或者暗

挖时人工凿除支护体钢筋,避免了磨凿时间长、掌子

面失稳等风险。 此外,型钢在一定程度上实现了循环

利用,降低了工程造价。

(2)下穿隧道掌子面的前端可同期加固,缩短工

期:建构筑物基底土体应力条件与天然土体不同,在

盾构法或矿山法隧道的下穿过程中,容易产生土体剪

切破坏、塌方渗水、涌水流砂等风险。 通过合理的工

艺参数形成的水泥土搅拌桩加固体,将土体改性后可

有效降低下穿风险。 此外,在施做支护的同时,无需

更换设备,使用相同的搅拌墙钻机即可一并加固场

地,免除了更换工法的不便,减少了时间损耗。

(3)设计灵活,适用土质范围较广:型钢水泥土

搅拌墙可与内支撑和锚索结合形成支护体系,可通过

修改桩径及改变型钢截面及布置方式(包括跳插、密

插等)来灵活调整支护结构的整体刚度;且能适应包

括细砂、粉细砂、粉土、黏土、淤泥质土等多种土层。

(4)免于二次施做止水帷幕:常用的灌注桩结构

需在外侧施做止水帷幕。 相比之下,型钢水泥土搅拌

墙由于采用搅拌桩套接,进而实现了完全无缝衔接,

通常不需要额外的止水帷幕。 如果需要进一步增强

止水效果,可在外侧再施做一排水泥土搅拌桩,同样

无需更换其他工法。

参 考 文 献

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(上接第 55 页)

(2)采用塑料薄膜覆盖等保湿措施,加强养护。

6 结语

(1)后浇带封闭后混凝土的收缩等效温差产生

的温度应力,在混凝土结构温度分析中占比较高,不

容忽视。

(2)结构长度尺寸,是混凝土温度效应的敏感

参数。

(3)超长混凝土结构温度分析,对因温度作用产

生的结构温度应力,进行有针对性的补充配筋。

(4)超长混凝土结构在进行相应温度配筋后,施

工还应采取有效措施,如外加剂的应用、现场养护加

强管控等。 通过本工程实践,效果良好。

(5)设置温度构造或受力钢筋,常规的普通工程

中,结构设计对屋面,室外露台,地下室顶板等对温度

效应敏感位置进行双面双向配筋,其实也是配置温度

构造钢筋的一种措施。

参 考 文 献

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2023 年第 10 期

总第 304 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 10·2023

Vol·304

软土地基坑中坑超前支护新体系研究和应用

陈长彪

(福建省建专岩土工程有限公司 福建泉州 362000)

摘 要:近年来,滨海软土场地开挖坑中坑土方时,常常发现坑中坑周边的工程管桩出现偏位甚至断桩的现象,造成大

量经济损失,延误工期。 为避免该现象持续发生,特提出超前支护新体系,即在地下室大面积开挖基坑土方前,提前施

工坑中坑基础的新型超前支护体系。 该体系适用于滨海深厚软土且存在较深的坑中坑的项目,可以节约造价,严格控

制周边变形,减小对已施工工程桩的不利影响。

关键词: 滨海软土;基坑支护;坑中坑超前支护

中图分类号:TU4 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)10 - 0067 - 04

Research and application of new system of advanced support for middle pit in soft soil foundation pit

CHEN Changbiao

(Fujian Province Jianzun Geotechnical Engineering Co. ,Ltd. ,Quanzhou 362000)

Abstract:In recent years,when excavating the pit in soft soil sites in Binhai,it is often found that the pipe piles around the pit are deviated

or even broken,resulting in a large number of economic losses and construction delays,in order to avoid the continuous occurrence of this

phenomenon,this paper puts forward a new type of advanced support system,that is,a new type of advanced support system for Middle Pit

Foundation,which is constructed in advance before the excavation of large area of foundation pit soil in basement,the system is suitable for

projects with deep soft soil and deep pit in coastal area. It can save cost,strictly control peripheral deformation and reduce adverse effect on

piles.

Keywords:Coastal soft soil; Foundation pit support; Pit advance support;Occlusal element concrete pile

作者简介:陈长彪(1991 - ),男,工程师。

E-mail:1175532148@ qq. com

收稿日期:2023 - 03 - 08

0 引言

随着地下空间不断开发,基坑工程已成为城市建

设不可或缺的一部分。 尤其是沿海地区地质较复杂,

淤泥含水量较大,含水量基本在 60% 以上,且淤泥层

较厚,往往平均厚度在 15 m ~ 30 m 左右。 由于滨海

地区地势较低,淤泥层顶基本都有较厚的新近填土,

导致淤泥处于欠固结状态,淤泥参数指标较低,淤泥

灵敏度更高,基坑开挖周边建构筑物影响较大。 此

时,提高基坑安全,控制基坑变形,尤为重要。 然而,

在建筑基坑工程中,主楼承台、电梯井、塔吊基础和集

水井等坑中坑开挖深度小,开挖面积小,结构施工速

度快,故其开挖支护往往没有引起设计和施工人员的

重视,从而造成很多严重的工程事故和经济损失,且

往往影响整个施工工期。 最为常见的事故,为坑中坑

开挖时影响工程桩偏位甚至断桩。 因此,许多专家、

学者[1 - 2]呼吁设计和施工人员要重视坑中坑的支护,

合理选择支护方式[3]

。 为避免类似事故的发生,本文

通过分析常规坑中坑支护体系,以及对传统坑中坑超

前支护体系的适用性和优缺点对比,分析超前支护新

体系的适用性及现场施工优势。

1 常规坑中坑支护体系

坑中坑基本在大地下室中间,例如主楼高承台、

电梯井承台、集水井和塔吊基础等。 当大地下室退土

完成后,方才开始施工坑中坑支护并退土。

根据规范[4]要求,常规坑中坑支护类型如下:

(1)放坡:空间要求大,退土及回填量较大,且软

土中放坡坡率常常不大于 1∶ 2;(2)悬臂钢板桩:变形

影响较大,钢板桩回收困难;(3) 钢板桩 + 型钢内支

撑:变形影响较小,但支撑体系对坑中坑退土有一定

的制约;(4) 钢沉井:成本较低,但施工步骤复杂,需

分层支撑、拆撑,坑内可机械施工空间小,影响施工工

期;(5)重力式水泥土墙:施工机械较大,故坑中坑支

护施工时,一般从地面开始成桩,仅适用于淤泥底面

距坑底距离不远的情况,否则造价太高。

此时,在滨海软土的情况下,将均会面临以下几

种常见的难点:(1) 由于大面积已退土,挖机和土方

车均难以进入,剩余坑中坑土方难以完成快速退土,

只能进行多次盘运或采用塔吊转运,大大降低功效;

(2)支护结构施工困难,大设备无法进场,只能利用

·68· 福 建 建 筑 2023 年

小设备施工;(3)钢板桩回收比较困难;(4)滨海软土

坑中坑变形影响较大,经常出现工程桩偏位甚至断

桩,后期如果大量补桩,将会大大增加造价和影响工

期,并增加大地下室支护安全隐患。

2 传统坑中坑超前支护体系

当滨海软土坑中坑开挖深度较大时,采用常规坑

中坑支护体系,可能会严重制约工期,甚至可能会因

为坑中坑的大范围开挖,导致工程桩偏位或断桩。 为

避免类似现象的发生,可将坑中坑(电梯井、塔吊基础

和集水井)基础作为独立的小基坑提前施工,后方才

施工大基坑并开挖,传统坑中坑超前支护剖面(图 1)

支护体系为型钢桩 + 型钢围檩和型钢内支撑。 调整

其施工顺序,虽然可能会增加少量的成本,但是可在

极大程度上避免常规坑中坑支护出现的不利影响。

图 1 传统坑中坑超前支护剖面图

3 新型坑中坑坑底超前支护体系

当遇到深厚淤泥时,采用传统坑中坑超前支护体

系,支护桩桩长会设计很长,成本较高。 此时,提出一

种新型坑中坑超前支护体系(图 2),即在基础底以下

提前施工一道厚约 0. 5 m ~ 1. 0 m 的咬合桩刚性板作

为刚性 支 撑 ( 图 3 )。 坑 底 超 前 水 平 支 撑 施 工 工

艺———采用短螺旋钻压灌混凝土工艺。 水平板状混凝

土(或砂浆)超前支撑的施工:根据放样位置,采用挖掘

机改装的螺旋钻进装置钻至坑底以下约 500 mm,然后

向钻头中心(活门处)管压灌计量好的混凝土(或砂

浆),边提升边旋钻至坑底位置,反钻提升钻头至地面,

移至下一个相邻孔位施工,直至完成全部水平板状支

撑施工。

图 2 新型坑中坑超前支护剖面图

图 3 坑底超前支撑平面布置图

支护桩施工:卸下挖掘机钻头,换装上液压振动

锤直接施工,铺设型钢围檩,按设计桩位逐个压入工

具式支护桩( 桩底一般控制比水平板桩支撑底深

500 mm ~ 1000 mm 即可),将支护桩与围檩可靠联

接,即完成整个基坑支护结构的施工。

施工工艺流程:支护区域地表整平→放样→螺旋

钻机就位→螺旋钻进至加固层底标高→压灌混凝土,

边旋钻边提升→边旋钻边提升至加固层顶标高→反

钻提升钻头至地面→螺旋钻机移至下一个加固位置

→重复以上加固层施工直至完成整个加固板施工→

铺设围檩和定位框→支护板桩沉桩→型钢支护体系

施工→基坑开挖至坑底→坑中坑基础施工→回填土

方至地表→拆除围檩和支撑→回收钢板桩。

技术特点:(1) 适用于地下室坑中坑、地下室电

梯井、塔吊基础、泵房、化粪池、地下管线等小面积基

坑(槽)开挖的支护;(2)采用坑底螺旋钻具压灌满堂

的水平板状混凝土(或砂浆) 超前支撑,结构简单合

理,刚度大,变形小,可实现工具化支护;(3) 与传统

软土地基坑中坑支护结构比较,桩长可大大缩短;

(4)可实现施工设备小型化,便于坑内移动,方便灵

活,对工程桩影响小。

4 工程案例分析

4. 1 项目基本情况

周边环境:场地位于福建省福州市晋安区,属山

2023 年 10 期 总第 304 期 陈长彪·软土地基坑中坑超前支护新体系研究和应用 ·69·

前平原地貌单元。 场地现为空地,场地内拟建中心景

观区域分布有已施工的管桩。 场地北侧西段红线外

约 7. 50 m 处为已建 2 层教学用房(框架结构,采用桩

基础),北侧东段红线外约 11. 50 m 为已建 3 层教学

用房(框架结构,采用桩基础);西侧南段红线上为已

建 1 层厂房(待拆除,钢结构,采用浅基础,基础埋深

约 1. 50 m);场地南侧红线外约 4. 50 m 为已建 2 层

废弃厂房已拆除,现为空地;东侧红线外约 22. 00 m

为已建市政道路(沥青路面,标高 6. 12 m ~ 6. 60 m,

路宽约 21. 00 m);其余各侧为较宽广空地。

地质条件:土层自上而下依次为:杂填土(厚度约

1. 8 m) 、粉质黏土( 厚度约 1. 6 m)、淤泥( 厚度约

14. 8 m)、粉质黏土(厚度约 3. 3 m)、淤泥质土(厚度

约 3. 6 m) 和粉质黏土 ( 厚度约 6. 0 m) 等,如表 1

所示。

表 1 各岩土层设计参数取值

岩土名称

重度 r

(kN/ m

3

)

粘聚力 c

(kPa)

内摩擦角 φ

(度)

素填土① 17. 5 8. 0 13. 0

粉质黏土② 18. 3 24. 5 8. 9

淤泥③ 15. 8 9. 0 1. 9

粉质黏土④ 18. 6 29. 6 10. 6

淤泥质土⑤ 17. 0 13. 2 4. 0

粉质黏土⑥ 18. 5 29. 2 12. 4

支护概况:场地内设计两个塔吊坑中坑支护,基

坑坡顶整平标高为 - 0. 60 m, 承台垫层底标高 -

7. 80,基坑开挖深度 7. 20。 根据土层情况、现场施工

情况和开挖深度,塔吊须提前施工,现场采用塔吊坑

中坑超前支护,其中一个塔吊基坑采用传统超前坑中

坑支护类型:拉伸钢板桩 + 一道型钢内支撑,如图 4

~ 图 5 所示。

图 4 塔吊超前支护平面图

图 5 传统坑中坑超前支护剖面图

另外一个塔吊基坑采用新型超前坑中坑支护类

型:拉伸钢板桩 + 一道型钢内支撑 + 坑底素混凝土桩

咬合平面支撑如图 4、图 6 所示。

图 6 新型坑中坑超前支护剖面图

传统坑中坑超前支护结构设计方案:(1)基坑先

进行大面积放坡,放坡深度为 2. 5 m,坡率为 1∶ 1. 2,

放坡平台宽度为 4. 0 m,放坡坡面采用 C20 素混凝土

喷射混凝土护面;(2)打设拉伸钢板桩( IV 型),尺寸

为 400 mm × 170 mm × 15. 5 mm,桩长为 18. 0 m,钢板

桩要密扣,保证钢板桩顺利合拢。 特别是基坑的 4 个

角要使用转角钢板桩;(3) 围檩和角撑均采用 H 型

钢,型钢尺寸为 HW400 × 400 × 13 × 21。

新型坑中坑超前支护结构设计方案:(1)放坡段做

法同上;(2)坑底以下施工直径为 0. 60 m,间距 0. 5 m

的咬合素混凝土桩,最终形成 0. 50 m 厚的水平板状

素混凝土支撑;(3)打设拉伸钢板桩( IV 型),尺寸为

400 mm × 170 mm × 15. 5 mm,桩长为 6. 0 m,钢板桩

要密扣,保证钢板桩顺利合拢;特别是基坑的 4 个角

要使用转角钢板桩;(4)围檩和角撑做法同上。

4. 2 软件计算结果和实测结果

软件计算结果:通过岩土计算软件———理正深基

坑 7. 5 版,对上述塔吊坑中坑模型进行整体位移分析

计算(图 7 ~ 图 8)。 传统坑中坑超前支护位移最大值

为 47. 74 mm,位于坑底标高附近;新型坑中坑超前支

护位移最大值为 2. 266 mm,位于坑底与支撑的中间

位置附近。

·70· 福 建 建 筑 2023 年

图 7 传统坑中坑超前支护整体计算图

图 8 新型坑中坑超前支护整体计算图

实测结果:现场在两个坑边的同一侧,均埋设长

18 m的深层水平位移测斜管,管顶标高位于平台面标高

以上0. 5 m,每0. 5 m 测取一个数据,以对比分析(图 9 ~

图10)。 传统坑中坑超前支护位移最大值为31. 8 mm,位

于坑底标高附近;新型坑中坑超前支护位移最大值为

5. 83 mm,位于坑底与支撑的中间位置附近。

图 9 新型坑中坑超前支护

深层水平位移图

图 10 传统坑中坑超前支护

深层水平位移图

结果分析:传统坑中坑超前支护至上而下的变形趋

势,为先变大后变小,最大计算值为 47. 74 mm,最大实测

值为31. 8 mm,符合常规支撑体系的变形规律;新型坑中

坑超前支护至上而下的变形趋势也是先变大后变小,最

大计算值为2. 266 mm,最大实测值为 5. 83 mm。 由于其

坑底处也相当于施工一道水平支撑,限制其位移,故该变

形趋势也符合其受力原理的变形规律。 新型坑中坑超前

支护深层水平位移累计值,远小于传统坑中坑超前支护

深层水平位移累计值,且均满足规范[5]要求。

4. 3 施工工艺对比分析

传统坑中坑超前支护和新型坑中坑超前支护对

比,分析其优缺点,具体项目对比见表 2。

表 2 传统/ 新型坑中坑超前支护优缺点对比

项目 传统坑中坑超前支护 新型坑中坑超前支护

施工工艺 简单 较复杂

工程造价 约 28 万元 约 21 万元

施工工期 18 天 26 天

基坑变形 最大实测值为 31. 8 mm 最大实测值为 5. 83 mm

综上对比,新型坑中坑超前支护类型,较传统坑

中坑超前支护类型,除施工工艺略微复杂一点和施工

工期稍长几天外,工程造价会更低,且对控制变形的

优势非常明显,进一步说明该支护类型的可行性。

5 结语

在滨海软土中,当坑中坑开挖深度较深且淤泥层

较厚时,深大基础的坑中坑支护相比大地下室基坑支

护,更应引起重视。 该类坑中坑,建议采取超前支护

措施,避免后期开挖施工坑中坑的不利影响。

经实际案例对比分析可知,坑中坑超前支护新体

系,较传统坑中坑超前支护体系的优势,在于大大缩

短桩长,节约造价,且能很好地控制基坑变形,对周边

建筑物及已施工的工程桩影响极小。

本文通过综合分析可知:坑中坑超前支护新体

系,适用于坑中坑开挖深度较深、淤泥较厚且基坑周

边环境较为复杂的场地,对于坑中坑周边变形控制较

严格的支护选型具有良好的指导意义。

参 考 文 献

[1] 吴铭炳,林大丰,戴一鸣,等. 坑中坑基坑支护设计与监

测[J]. 岩土工程学报,2006,28(zl):1569 - 1572.

[2] 龚晓南. 关于基坑工程的几点思考[ J]. 土木工程学报,

2005,38(9):99 - 102.

[3] 魏仁杰. 软土地区大面积贴边坑中坑支护形式的工程实

践研究[J]. 岩土工程技术,2019,33(2):101 - 104.

[4] JGJ120 - 2012 中国建筑科学研究院. 建筑基坑支护技术

规程[S]. 北京:中国建筑工业出版社,2012.

[5] GB 50497 - 2019 建筑基坑工程监测技术标准[ S]. 北

京:中国计划出版社,2019.

2023 年第 10 期

总第 304 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 10·2023

Vol·304

多种检测方法在大直径灌注桩桩身完整性

检测中的综合应用

曾志崧

(福建省建筑设计研究院有限公司 福建福州 350001)

摘 要:大直径灌注桩因其不可替代的优点,在工程实践中得到大量应用,但如何准确检测大直径灌注桩的桩身完整

性,是工程的难点之一。 为此,分析现有大直径灌注桩桩身完整性检测方法,结合具有代表性的工程实例,探讨各种桩

身完整性检测方法的特点和优缺点,证明现行规范中声波透射法完整性判定标准的缺陷。 基于此指出,工程实践中使

用单一完整性检测方法判定大直径灌注桩桩身完整性的风险,应当将多种完整性检测方法综合运用,相互验证,才能

准确判定灌注桩桩身完整性。

关键词: 大直径灌注桩;桩身完整性;低应变法;声波透射法;钻芯法;综合运用

中图分类号:TU473. 1 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)10 - 0071 - 05

Comprehensive application of multiple testing methods in the integrity testing of

large - diameter cast - in - situ pile

ZENG Zhisong

(Fujian Provincial Institute of Architectural Design and Research Co. ,Ltd,Fuzhou 350001)

Abstract:Because of its irreplaceable advantages, large - diameter cast - in - situ piles have been widely used in engineering practice, but

how to accurately detect the integrity of large - diameter cast - in - situ piles is one of the difficulties in engineering. To this end, the existing pile integrity testing methods for large diameter cast - in piles are analyzed, and the characteristics, advantages and disadvantages of

various pile integrity testing methods are discussed in conjunction with representative engineering examples, so as to prove the shortcomings

of the integrity determination of cross - hole sonic logging in the current code. Based on this, it is pointed out that the risk of using a single

integrity testing method to determine the pile integrity of large - diameter piles in engineering practice, and multiple integrity testing methods should be utilized comprehensively and verified with each other, in order to accurately determine the integrity of the piles.

Keywords:Large - diameter cast - in - situ pile; Pile integrity; Low - strain integrity testing; Cross - hole sonic logging;Core drilling

method; Comprehensive application

作者简介:曾志崧(1971. 09 - ),男,高级工程师。

E-mail:zzsfz@ qq. com

收稿日期:2023 - 03 - 15

0 引言

当前,大直径灌注桩因其承载力高,对周边环

境的影响小、适应各种场地条件等优点,在高层建

筑、桥梁工程中得到了大量的运用。 但大直径灌

注桩在成桩过程中工艺较复杂,影响因素较多,容

易出现各种施工质量问题。 为此,必须结合地质

情况、施工工艺,综合采用现有的多种检测方法,

提高大直径灌注桩的桩身完整性检测的准确性,

以确保工程质量。

1 常见的灌注桩完整性检测方法

工程实践中通常采用低应变法、声波透射法、钻

芯法等检测方法,检测大直径灌注桩的桩身完整性。

低应变法是桩身完整性检测方法中最常用、最广

泛采用的方法。 目前通常采用的是“反射波法”,其

原理是采用低能量在桩顶瞬态激振,产生应力波,在

应力波沿桩身向下传播的过程中,遇到桩身存在波阻

抗差异的界面,产生反射波信号。 由设置在桩顶的传

感器实测桩顶部的加速度信号,积分成速度时程曲

·72· 福 建 建 筑 2023 年

线,通过波动理论分析或频域分析,判定桩身缺陷的

程度及位置。

声波透射法,是在灌注桩成桩时,预埋两根以上

与桩等长的密闭声测管,检测时在声测管中注满清

水,将换能器成对放至声测管底部同步匀速提升。 此

时,在声测管内由发射换能器在桩身砼内激发脉冲

波,并由接收换能器记录该脉冲波在传播过程中表现

的波动特性。 当桩身砼内存在破损或不连续界面或

松散、蜂窝、孔洞等缺陷时,将产生波的透射、反射、散

射、绕射,根据接收到的声波声学参数及相对变化,经

过处理分析,可以判别测区内部存在缺陷的性质、大

小及空间位置。

钻芯法是检测大直径灌注桩成桩质量的有效方

法。 钻芯法利用工程钻机,采用金刚石岩芯钻探技术,

在大直径混凝土灌注桩中钻取混凝土芯样。 它可以直

观地查看桩身混凝土的胶结情况、骨料的大小和分布

及缺陷的形式,并可对钻取的混凝土芯样进行抗压强

度试验,以确定桩身混凝土强度是否满足设计要求。

以上常用的灌注桩完整性检测方法,原理不同,

各具特点,也存在相应的局限性,单纯依靠单一检测

方法判定工程桩的完整性,均存在一定的风险。 以下

结合工程实例,研究以上检测方法在工程实践中的综

合运用和对比验证。

2 工程实例

某工程采用桩径为 900 mm 的灌注桩,设计桩身混

凝土强度为 C30,单桩竖向抗压承载特征值为 4700 kN,

设计桩端持力层为卵石层。 其中,A 桩施工桩长为

39. 2 m,桩身埋设 3 根声测管。 该桩低应变法检测波

形如图 1 所示。 该桩在约 3. 2 m 处出现轻微同向缺

陷反射波,因该桩桩长为 39. 2 m,无法识别到明显的

桩底反射波为正常现象,根据实测波形,该桩桩身完

整性可判定为Ⅱ类。

图 1 A 桩低应变法检测波形

A 桩的声波透射法波列图(截取 0. 2 m ~ 9. 0 m

部分,其余声测数据正常) 如图 2 所示。 图中可见 1

- 2 剖面 3. 2 m ~ 4. 0 m、2 ~ 3 剖面 3. 2 m ~ 4. 1 m 处

波形严重畸变,信号基本缺失;1 - 3 剖面该段波形正

常,A 桩异常声测线在 3. 2 m ~ 4. 0 m 横向分布的剖

面数量占检测剖面数量的 66. 7% 。 按照《建筑基桩

检测技术规程》(JGJ06 - 2014)表 10. 5. 11

[1]

,该桩桩

身完整性判定为Ⅳ类。

图 2 A 桩声波透射法波列图(0. 2 m - 9. 0 m 部分)

根据声波透射法检测数据判断,A 桩 3. 2 m ~4. 0 m

可能存在缩颈或孔洞或大块夹泥等缺陷;但低应变法

检测,在其有效检测范围(距桩顶 3 m ~ 4 m)对缺陷

虽有反应,但并不明显,也无周期性缺陷反射波。 两

种检测方法同时对同一处缺陷都有所反应,但对缺陷

的严重程度却反应不一,导致两种检测方法判定的桩

身完整性相差两个等级。 声波透射法准确给出了缺

陷在深度上的范围为3. 2 m ~ 4. 0 m,但是缺陷在桩截

面径向分布范围仍无法确定。 在工程实践中,通常采

2023 年 10 期 总第 304 期 曾志崧·多种检测方法在大直径灌注桩桩身完整性检测中的综合应用 ·73·

用“平测法”与“斜测法” 相结合,以确定缺陷的位置

和空间分布范围。 所谓的“平测法”,就是正常声波

透射法。 检测中,将声波发射与接收换能器保持相同

深度同步提升记录声波信号,图 2 所示检测数据即为

“平测法”测得。 “斜测法”,则是将声波发射与接收

换能器始终保持固定的高差同步提升,以记录实测声

波信号。 本工程采用“交叉斜测法”对 A 桩缺陷位置

进行复测。 即选取存在异常声测数据的剖面如 1 - 2

剖面,先将 1#管换能器低 2#管换能器高,再将 1#管换

能器高 2#管换能器低进行检测,两个换能器的高差,

按换能器中点连线水平夹角 30° 计算而得。 “平测

法”和“交叉斜测法”所测得 1 - 2 剖面和 2 - 3 剖面缺

陷深度如表 1 所示。

表 1 A 桩声波透射法检测缺陷深度(以 2#管为基准)

1 - 2 剖面 2 - 3 剖面

平测 3. 2 m ~ 4. 0 m 3. 2 m ~ 4. 1 m

斜测 1(2#管换能器高) 3. 2 m ~ 4. 0 m 3. 1 m ~ 4. 0 m

斜测 2(2#管换能器低) 3. 2 m ~ 4. 0 m 3. 2 m ~ 4. 1 m

图 3 A 桩缺陷阴影重叠分析图

将“平测法”和“交叉斜侧法” 测得的缺陷位置

进行缺陷阴影重叠法[2] 分析。 即将平测的异常声

测线形成的阴影区与两次交叉斜测的异常声测线形

成的阴影区绘制于同一坐标系上,3 个阴影区重叠

的部分即为缺陷可能的最大范围。 A 桩声波透射法

缺陷阴影分析如图 3 所示。 从图 3 可以看出,对于

A 桩“平测法”和“交叉斜侧法”结合,能判断出缺陷

纵向最大范围位于 2#声测管附近,但缺陷在径向上

可能范围仍然覆盖全断面,无法进一步明确。 增加

斜测时的换能器高差,可以进一步缩小缺陷在径向

上的可能性范围。 为了避免由于大高差时声波换能

器的指向性导致的声测线异常与桩身缺陷引起的声

测线异 常 相 互 混 肴, 《 建 筑 基 桩 检 测 技 术 规 范》

( JGJ06 - 2014)

[1]对斜测时换能器的中点连线水平

最大夹角做出了相应的规定。 当遇到 A 桩这种桩

身缺陷在纵向分布范围大于声测管间距的情况时,

采用缺陷阴影重叠法无法进一步缩小缺陷在桩身径

向的可能性范围。

为了更为准确地确定该桩 3. 2 m ~ 4. 1 m 处缺陷

的径向分布,确定桩中心部分的桩身混凝土完整性,在

A 桩的桩中心点偏向 2#声测管 10 cm 的位置开孔,进

行钻芯法检测。 从检测成本考虑,钻芯至 23. 45 m,达

到验证目的,即停止钻芯。 A 桩 0 m ~ 23. 45 m 钻取

的混凝土芯样均连续完整,JP〛胶结良好,芯样表面光

滑,骨料分布均匀,芯样均呈长柱状,断口吻合。 在

3. 52 m ~ 3. 87 m 处截取一组混凝土芯样进行芯样抗

压强度试验,该组芯样试件强度平均值为 32. 3 MPa,

满足设计要求。 A 桩钻取的芯样照片如图 4 所示,从

钻芯法检测结果来看,A 桩钻取芯样部分(0 m ~

23. 45 m)桩身完整性判定为Ⅰ类。

图 4 A 桩钻芯法检测芯样照片

此时,A 桩已经进行了低应变法、声波透射法、钻

芯法三种方法,用来检测桩身完整性。 三种检测方法

判定,该桩桩身完整性类别各不相同,低应变法判定

为Ⅱ类,声波透射法判定为Ⅳ类,钻芯法判定为Ⅰ类

(钻取芯样部分)。 建设单位、监理单位对以上检测

结果感到难以理解,无所适从。 即使继续对 A 桩另开

钻孔进行钻芯法检测,也难以全面揭示该桩在约

3. 0 m ~ 4. 0 m 处的桩身完整性情况。 此时,将钻芯

孔注满清水,作为 4#声测管分别与原有的 1#、2#、3#

声测管组合,对桩身 0 m ~ 23. 4 m 进行声波透射法检

测,可以进一步确定该处缺陷的分布范围。 检测结果

·74· 福 建 建 筑 2023 年

如下:1 - 4、3 - 4 剖面均未发现异常声测线,2 - 4 剖

面 3. 2 m ~ 4. 1 m 处波形严重畸变,信号基本缺失,与

1 -2 剖面 3. 2 m ~4. 0 m、2 - 3 剖面 3. 2 m ~ 4. 1 m 处

声测波形相似。

至此,综合运用以上多种检测方法,可以推断 A

桩在 3. 2 m ~ 4. 1 m 存在桩身缺陷,钻芯孔处以及 1#

管 - 3#管、1#管 - 钻芯孔、3#管 - 钻芯孔连线及周边

声测有效覆盖范围内桩身均完整,缺陷在平面上分布

在 2#管附近,分布范围有限。 根据缺陷纵向范围大,

径向分布小,且纵向最大范围靠近桩周的特点,可以

推断,缺陷类型较可能为缩颈,A 桩的桩身完整性可

综合判定为Ⅱ类。 为验证以上判定结果,各方共同决

定对 A 桩进行开挖验证。 A 桩开挖至 4. 3 m 并用高

压水枪冲洗后,揭示该桩 3. 1 m ~ 4. 1 m 处出现缩颈,

2#声测管和钢筋笼外露,径向缩颈最深约 18 cm,缩颈

平面投影面积约占桩身截面积的 1 / 8。 A 桩的缺陷类

型、大小分布均与原推断基本一致。 A 桩桩身缺陷照

片如图 5 所示,A 桩钻孔、声测管、桩身缺陷平面分布

示意图如图 6 所示。 A 桩最终采用“桩侧导坑修补

法”

[3]进行桩身缺陷处理,处理后重新进行低应变法

和声波透射法检测。 检测结果,A 桩桩身完整性类别

均为Ⅰ类。 处理后,A 桩低应变法检测波形和声波透射

法波列图(2. 9 m ~5. 1 m 部分),如图 7 ~ 图 8 所示。

图 5 A 桩桩身缺陷照片

图 6 A 桩钻孔、声测管、桩身缺陷平面分布示意图

图 7 处理后 A 桩低应变法检测波形

图 8 处理后 A 桩声波透射法波列图(2. 9 m ~ 5. 1 m 部分)

3 结果分析

低应变法检测桩身完整性,具有价格低、效率高

的优点。 但该方法受激振能量、桩周土约束、桩身材

料及桩身阻抗变化的共同影响,对桩身深处的缺陷

反应及桩底反射并不敏感,往往无法测得桩底反射

信号和桩身深处的缺陷反射信号。 同时,在其有效

检测范围之内,也仅能反应波阻抗明显变化的起始

界面,仅凭反射信号,很难确定缺陷的类型和缺陷在

深度上的延续范围。 本工程实例中,桩身缺陷位于

距桩顶 3. 1 m ~ 4. 1 m 处,正处于低应变检测的有限

检测范围之内;低应变法检测很好地反映了缺陷的

2023 年 10 期 总第 304 期 曾志崧·多种检测方法在大直径灌注桩桩身完整性检测中的综合应用 ·75·

起始位置,但无法反映缺陷的深度范围。 由于该桩

桩长较长,同一工程的其他正常桩均无法采集到明

显的桩底反射波,所以无法按《建筑基桩检测技术

规范》 ( JGJ06 - 2014) 表 8. 4. 3

[1] 中要求,结合缺陷

反射波和桩底反射波对缺陷的严重程度和桩身完整

性类别等级进行准确划分。

钻芯法检测具有明确、直观的优点。 它可直接将

桩身混凝土予以呈现并进行肉眼观测,与低应变法和

声波透射法等间接的检测方法相比,具备更强的说服

力。 但是该方法存在成本高,工期长,对于长径比较

大的桩钻芯孔容易偏出桩身等缺点,但该方法最大的

缺点在于钻芯法检测的“一孔之见”。 钻芯孔径相对

于桩身直径来说过小,很难反应桩身完整性全貌,存

在较大的检测盲区。 虽然现行规范根据桩径规定了

相应的钻芯孔数量,但因钻芯孔定位靠近桩周,极易

导致钻芯孔偏出桩外,而灌注桩的缺陷又往往存在

于靠近桩截面外围,如缩颈、夹泥,在工程实践中,遇

到大直径灌注桩,桩身全断面缺陷的可能性不大。

正如在本工程实例中,如果仅进行钻芯法检测,将得

出 A 桩桩身完整性类别为Ⅰ类的结论,在工程实践

中容易造成“漏判” 。 如果桩截面中部存在小范围

缺陷如空洞、夹泥、离析,当钻芯孔正好穿过缺陷位

置时,又容易夸大缺陷的严重程度,造成桩身完整性

的“重判” 。

声波透射法的检测有效范围不受桩长的影响。

通过预埋到灌注桩桩底的声测管,能很好地揭示长桩

的桩身完整性和桩底沉渣情况,与其他桩身完整性检

测方法相比,具备不可替代的优点。 但该方法需事先

预埋声测管,大大降低了检测的随机性。 通过本工程

实例,可以看到,声波透射法可较为准确地揭示桩身

缺陷的深度起止范围,通过“平测法” 和“斜侧法” 相

结合,可以较精确地确定缺陷纵向最大范围在检测剖

面上的位置。 但对于纵向深度范围大于声测管间距

的缺陷,使用“平测法”和“斜侧法”结合,仍无法有效

确定缺陷在桩身径向的分布范围。 更最重要的是,现

行规范中以存在异常声测线的检测剖面数量占总检

测剖面数量的比例是否超过 50% ,作为划分完整性

类别的判定标准,存在一定的问题。 正如本工程实例

中的 A 桩,当桩身缺陷分布范围包含某一根声测管

时,无论缺陷范围在桩身平面分布的大小,异常声测

线的检测剖面数量都将超过总检测而平面数量的

50% 。 按照现行规范的判定标准,应将该桩的桩身完

整性判定为Ⅲ类或Ⅳ类,从而造成资源的浪费。

4 结语

本文通过工程实例,分析了低应变法、声波透射

法和钻芯法检测灌注桩桩身完整性的特点及优缺点。

根据现有桩身完整性检测方法的优缺点并存且互补

的现状,在工程实践中,必须将多种检测方法互相结

合综合运用,才能较为准确地判定灌注桩的桩身完整

性,避免轻判、重判和误判。

在工程实践中,按照现行规范,对于同一根桩不

同的检测方法判定的桩身完整性类别不同,属于正常

现象。 应根据各检测方法的特点,结合工程的实际情

况,寻找合理的验证和解释方案,综合运用多种检测

方法,客观判定灌注桩的桩身完整性。

桩身完整性类别的划分,主要取决于桩身缺陷的

大小和分布。 现行规范中,以存在异常声测线的检测

剖面数量占总检测剖面数量的比例是否大于或等于

50% ,作为划分完整性类别的判定标准,未能考虑到

当桩身存在小范围缺陷且其分布范围包含某根声测

管时,同样会导致该比例超过 50% 的情况。 因此,按

现行标准,采用声波透射法判定桩身完整性类别为Ⅲ

类或Ⅳ类时,应规定必须辅以交叉斜侧、扇形扫测,必

要时采用钻芯法验证、钻芯孔与声测管组合进行声测

等多种方法,准确判定缺陷的分布范围和大小,避免

夸大桩身缺陷。 同时,通过经验数据的积累和统计,

综合考虑声测管数量(即声测剖面总数)、异常声测

剖面数量、实测声学参数偏离程度等各种因素,并辅

以权重系数,计算各桩身截面的完整性系数。 以桩身

截面的完整性系数判定桩身完整性类别,是今后发展

的方向。

参 考 文 献

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[2] 宋人心,王五平,傅翔,等. 灌注桩声波透射法缺陷分析

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2023 年第 10 期

总第 304 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 10·2023

Vol·304

非均匀地层中地铁盖挖逆作车站施工

数值模拟与监测分析

陈 胤

(上海市隧道工程轨道交通设计研究院 福建福州 350009)

摘 要:为了更好地促进非均匀地层的盖挖逆作车站施工,以福州地铁 4 号线省立医院站基坑工程为背景,采用有限

元软件 Midas GTS 对车站逆作施工全过程进行三维数值模拟分析。 通过模拟计算并结合实际监测数据,分析复杂条件

下逆作车站施工引起的围护及周边环境的变形规律,得出在复杂环境下有限元方法能较好地实现基坑开挖的影响分

析。 表明逆作法施工能很好地控制变形,满足地铁施工安全要求及环境保护要求。 同时,通过增加必要的加强措施,

能进一步减小逆作施工引起的变形影响。

关键词: 地铁车站;盖挖逆作;变形监测;有限元分析

中图分类号:U455 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)10 - 0075 - 06

NumericalSimulation and Monitoring Analysis of Metro Station Constructed

by Top - Down Method in The Uneven Strata

CHEN Yin

(Shanghai Tunnel Engineering & Rail Transit Design And Research Institute,Fuzhou 350009)

Abstract:In order to better promote the construction of the cover excavation reverse construction station in uneven strata,taking the foundation pit project of the Provincial Hospital Station on Fuzhou Metro Line 4 as the background,the finite element software Midas GTS was used

to conduct three - dimensional numerical simulation analysis of the entire reverse construction process of the station. By simulating calculations and combining with actual monitoring data,the deformation patterns of the surrounding environment and the enclosure structure caused

by reverse construction of the station under complex conditions are analyzed. It is concluded that the finite element method can effectively

analyze the impact of excavation in complex environments. This indicates that reverse construction can effectively control deformation and

meet the safety and environmental protection requirements of subway construction. At the same time,by adding necessary strengthening

measures,the deformation impact caused by reverse construction can be further reduced.

Keywords:Metro station;Top - down method;Deformation monitoring;Finite element analysis

作者简介:陈胤(1988. 12 - ),男,工程师。

E-mail:931266342@ qq. com

收稿日期:2023 - 03 - 30

0 引言

21 世纪以来,我国城市化建设进入一个快速推

进的阶段,伴随着城市面积的扩张,以地铁为代表的

基础设施建设进入高速发展的时期。 在地铁连通各

个城区的过程中,无法避免地出现了地铁建设施工空

间与城市现有交通冲突的问题[1]

。 盖挖逆作法的引

入很好地解决了该空间问题。 此外,在城市中心复杂

环境条件中,地铁基坑开挖尚应考虑其显著的环境效

应[2]

。 福州市位于海陆交互冲淤平原地区,地层条件

变化巨大,含有深厚的淤泥、淤泥质土以及砂层,加上

地铁线路穿行区域多为城市核心地带,因此基坑开挖

对环境影响的控制要求极高。 而盖挖逆作能很好的

控制基坑周边土体位移,显著减小环境影响,保证基

坑及周边建(构)筑物的安全。

福州地铁 4 号线省立医院站位于福州市鼓楼区,

车站沿东西走向布设于交通主干道东街下方。 车站

周边建构筑物密集,地下管线复杂,基坑开挖深度大,

基坑施工对周边环境影响控制要求极为严格。 为了

能较为准确地分析逆作法基坑施工引起的变形,本文

采用 Midas GTS 有限元软件,对基坑开挖及逆筑的全

过程进行了三维建模分析[3 - 4]

。 通过尽可能逼近实

际的数值分析,预测逆作法基坑施工影响,为相关工

程设计及施工提供一定的参考。

1 工程概况

1. 1 工程简介

福州4 号线省立医院站为单柱双跨(局部双柱三

跨)2 层站车站,采用盖挖逆作法施工。 车站主体尺寸为

196. 2 m ×20. 3 m,基坑开挖深度为 20. 4 m ~ 22. 8 m,

开挖面积约为 4100 m

2

。 车站周边高楼林立,北侧主

要有省立医院门诊大楼(砼 8)、急救中心(砼 13),南

侧主要有中庚青年广场(砼 31)、新亚大厦(砼 16)、

航空大厦(砼 23)等。 车站周边环境及施工工序图如

图 1 ~ 图 2 所示。

2023 年 10 期 总第 304 期 陈 胤·非均匀地层中地铁盖挖逆作车站施工数值模拟与监测分析 ·77·

图 1 车站周边环境平面图

(a)施作地下墙和冠梁,地基加

固,施工立柱桩、钢管柱及临时

钢支撑

(b)开挖至顶板底,施做垫层及

顶板;待顶板达到设计强度后

回填

(c)向下掏挖土体至中板底,施

做垫层及中板

(d)施工下一层侧墙,同时向下

开挖土体,施工砼支撑

(e)向下开挖土体至底板底,施

工垫层及底板

(f)待底板达到设计强度后,拆

除砼支撑,施工下二层侧墙及

内部结构

(g)封闭出土孔,覆土至地面

图 2 车站施工工序图

·78· 福 建 建 筑 2023 年

1. 2 地质条件

省立医院站位于海陆交互相冲淤平原地貌单元,

地势较平坦,场地现状地面标高为 7. 80 m ~ 8. 80 m。

车站顶板覆土约 4. 0 m。 场地浅层土层为: < 1 - 2 >

杂填土、 < 2 - 4 - 1 > 淤泥;中部土层为: < 3 - 1 - 1 >

粉质粘土、 < 3 - 4 - 2 > 淤泥质土;其中 < 2 - 4 - 1 >

淤泥及 < 3 - 4 - 2 > 淤泥质土呈饱和流塑状、强度低、

压缩性高,为典型软土,对地墙成槽稳定产生不利影

响。 下卧土层为: < 3 - 3 > (含泥)粗中砂、 < 4 - 1 - 1

> 粉质粘土、 < 4 - 3 - 2 > (含泥)卵石、 < 5 - 2 > 残积

砂质粘性土、 < 6 - 1 > 全风化花岗岩、 < 7 - 1 ~ 7 - 2

> 强风化花岗岩、 < 8 - 1 > 中风化花岗岩;其中车站

西段(小轴段) 底板位于强风化 ~ 中风化岩层,东段

(大轴段) 底板位于淤泥质土层,底板土层呈西硬东

软分布,纵向基地土层性质差别非常大。 土层参数如

表 1 所示。

表 1 土层参数表

土层编号 r(kN/ m

3

) C(kPa) φ(°) E0 (MPa) Kh(MPa / m) Kv(MPa / m) μ

< 1 - 2 > 17. 50 8. 0 15. 0 4. 0 9 8 0. 48

< 2 - 4 - 1 > 15. 90 24. 0 5. 3 2. 5 7 6 0. 48

< 3 - 1 - 1 > 18. 80 29. 0 18. 2 7. 0 25 22 0. 35

< 3 - 3 > 18. 50 3. 0 30. 0 12. 0 20 30 0. 30

< 3 - 4 - 2 > 17. 20 10. 7 8. 6 3. 5 9 8 0. 46

< 4 - 1 - 1 > 18. 90 26. 4 18. 2 7. 5 25 22 0. 35

< 4 - 3 - 2 > 20. 5 4. 0 35. 0 40. 0 70 75 0. 27

< 5 - 2 > 19. 20 12. 2 24. 5 15. 0 35 32 0. 35

< 6 - 1 > 19. 00 25. 0 26. 0 25. 0 36 42 0. 30

< 7 - 1 > 19. 20 28. 0 28. 0 50. 0 200 220 0. 28

< 7 - 2 > 20. 50 35. 0 34. 0 85. 0 280 300 0. 27

< 8 - 1 > 25. 26 150. 0 40. 0 12000 750 800 0. 22

2 基坑施工数值模拟

本文应用 Midas GTS 对省立医院站盖挖逆作施

工进行三维数值模拟分析。 模型采用了德鲁克 - 普

拉格准则(D - P 准则)。 相比于 M - C 准则,D - P 准

则,该强度理论同时反映了体积应力、剪应力和中间

主应力力对岩土强度的影响,并且考虑了静水压力的

作用,更能贴近实际情况,在国内岩土力学与工程的

数值计算分析中获得广泛的应用。

为了尽量逼近工程实际情况,又能降低数值建模

及计算的难度,建模时进行了如下适当的简化:

(1)只考虑车站主体结构部分的建模,不考虑附

属及区间结构。

(2)不考虑车站纵向设置的诱导缝。

(3)工程场地土层情况复杂,层厚不均匀。 为简

化模型,对厚度变化不大于 1 m 的土层均按照均一厚

度考虑,并且忽略土中管线的影响。

(4)仅对基坑周边第一排建筑进行建模,忽略建

筑物具体细节,按照其外形轮廓进行模拟。

2. 1 计算模型

为充分考虑基坑开挖对周边环境的影响,模型水

平方向从基坑边外扩大于 3 倍坑深(约 65 m);深度

方向从坑底向下延伸大于 2 倍桩长且大于 3 倍坑深

(约 70 m);模型最终尺寸为 330 m × 150 m × 90 m(长

× 宽 × 高),约 11 万个单元。

建模时采用六面体实体单元模拟地层;平面板单

元模拟楼板、地下连续墙;一维梁单元模拟桩、柱;点

弹簧模拟支撑。

模型边界条件设置如下:限制模型长度方向边界

的 X 向位移、宽度方向边界的 Y 向位移,底面边界 Z

向位移,模型顶面为自由面。

采用钝化和激活模拟土体开挖、支撑及板施工,

按照 1. 1 节介绍的施工过程设置模型各个施工阶

段[4,7]

。 有限元模型如图 3 所示。

图 3 计算模型

2. 2 模拟工况

本工程基坑采用先施工结构板再向下开挖土体

的逆作施工方法。 开挖前先于各层板下设置基底加

固,并在中板和底板间设置临时混凝土支撑,以控制

变形。 为了分析基底加固强弱及临时混凝土支撑施

做与否对基坑及周边环境的影响,本文将对 3 种不同

工况进行模拟分析:

工况一:设置基底强加固、设置临时混凝土支撑;

工况二:设置基底弱加固、设置临时混凝土支撑;

2023 年 10 期 总第 304 期 陈 胤·非均匀地层中地铁盖挖逆作车站施工数值模拟与监测分析 ·79·

工况三:设置基底弱加固、不设置临时混凝土支撑。

2. 3 计算分析

(1)工况一:设置基底强加固、设置临时混凝土

支撑

从图 4 ~ 图 6 可以看出,当在各层板下设置强加

固、并设置临时混凝土支撑时,围护结构最大水平位

移为 32. 3 mm,位于大轴段底板位置;地表最大沉降

为 19. 3 mm,位于大轴段北侧;周边建筑物最大沉降

为 2. 7 mm,同样位于大轴段北侧。

(2)工况二:设置基底弱加固、设置临时混凝土支撑

从图 7 ~ 图 9 可以看出,当在各层板下设置弱加

固、并设置临时混凝土支撑时,围护结构最大水平位

移为 38. 0 mm,位于大轴段底板位置;地表最大沉降

为 23. 4 mm,位于大轴段北侧;周边建筑物最大沉降

为 3. 4 mm,同样位于大轴段北侧。

(3)工况三:设置基底弱加固、不设置临时混凝

土支撑

从图 11 ~ 图 12 可以看出,当在各层板下设置弱

加固、但不设置临时混凝土支撑时,围护结构最大水

平位移为 46. 1 mm,位于大轴段底板位置;地表最大

沉降为 31. 0 mm,位于大轴段北侧;周边建筑物最大

沉降为 4. 0 mm,同样位于大轴段北侧。

图 4 围护结构水平位移 图 5 地表沉降 图 6 建筑物竖向位移

图 7 围护结构水平位移 图 8 地表沉降 图 9 建筑物竖向位移

图 10 围护结构水平位移 图 11 地表沉降 图 12 建筑物竖向位移

2. 4 结果分析

对比分析 3 种工况可以看出:随着地基加固及支

撑的减弱,基坑围护结构水平位移、地表沉降、建筑沉

降均随之增大。 其中围护结构最大水平位移出现在

坑底附近,在进入坑底下稳定土层后迅速减小;地表

沉降最大值出现在距离基坑 0. 5H(H 为基坑开挖深

度)左右的位置。 由于基坑纵向地层差异明显,导致

最大变形均出现在土层较差的大轴段区域;小轴段因

基坑开挖范围已进入全风化及强风化岩层,墙底位于

中风化岩层中,故开挖过程引起的地层变形较小,并

且加固强弱及临时混凝土支撑设置与否对其影响不

大。 由于车站周边建筑均采用桩基础,且都进入稳定

风化岩层,基坑开挖施工引起的建筑物沉降均较小,

且各工况间差异不大。 各工况变形统计如表 2 所示。

·80· 福 建 建 筑 2023 年

表 2 各工况变形汇总表 mm

工况

项目

围护结构水平位移 地表沉降 建筑物沉降

工况一:设置基底强加固、

设置临时混凝土支撑

32. 3 19. 3 2. 7

工况二:设置基底弱加固,

设置临时混凝土支撑

38. 0 23. 4 3. 4

工况三:设置基底弱加固,

不设置临时混凝土支撑

46. 1 31. 0 4. 0

3 监测数据分析

本工程分别设置了 22 排地表沉降测点(DBC)、

22 个墙体水平位移测点(QCX)、若干建筑沉降测点

(JGC)。 监测点平面布置图如图 13 所示。 基坑监测

的类别包括围护结构自身和周围环境,监测对象包括

围护结构、地表、管线及建(构)筑物[5 - 6]

。

3. 1 地墙水平位移

此处分别选取小轴段7 轴处 QCX04 -01 及大轴段

18 轴 QCX09 -01 两个典型测点作为研究对象,并与有

限元模拟计算结果进行对比分析。 可以看出监测数据

及模拟数据中地墙水平位移均呈现出两头小中间大的

“几”字形曲线。 随着开挖深度的增加,变形逐渐加大,

当接近底板位置时变形达到峰值,此阶段曲线一阶导

数大于0,二阶导数先大于0 后小于0;随着深度继续增

加,变形逐渐减小,此阶段曲线一阶导数小于 0,二阶导

数先小于 0 后大于 0。 其中 7 轴处最大变形监测值为

17. 8 mm,位于最下道支撑处,小于 30 mm 控制值;18

轴处最大变形监测值为 38. 6 mm,位于坑底位置,大于

30 mm 控制值。 水平位移曲线如图 14 ~ 图 15 所示。

图 13 监测平面布置图

图 14 QCX04 - 01 地墙

水平位移图

图 15 QCX09 - 01 地墙

水平位移图

对比 7 轴及 18 轴两个位置变形可知,地墙最大

位移均位于中板至底板之间,但是由于小轴段基坑开

挖范围已进入风化岩层,土层条件较好,其地墙水平

位移明显小于大轴段,且因为浅部土层能提供较大的

被动体抗力,小轴段最大位移位置显著上移,至混凝

土支撑位置。

将数值模拟的 3 种工况与监测数据对比可知,

随着加固强度的减弱及临时混凝土支撑的取消,地

墙位移逐渐增大,但几者变形趋势相同,且最大位移

产生的位置亦相同。 其中“ 支撑 + 弱加固” 的工况

最接近实际监测曲线。 根据现场走访获悉,基坑施

工时正值雨季,基坑底存在泡水情况,且部分区域基

底土呈软塑状,基底强加固无法达到设计无侧限抗

2023 年 10 期 总第 304 期 陈 胤·非均匀地层中地铁盖挖逆作车站施工数值模拟与监测分析 ·81·

压强度不小于 0. 8 MPa 的要求。 因此反应到地墙水

平位移中,实测值偏大,更接近“ 支撑 + 弱加固” 的

数值模拟工况。

3. 2 地表沉降

此处分别选取小轴段 7 轴处 DBC04 及大轴段 18

轴 DBC09 两排典型测点作为研究对象,并与有限元

模拟计算结果进行对比分析。 可以看出监测数据及

模拟数据地表沉降均呈现出两头小中间大的“几”字

形曲线。 沉降值随着地表点与基坑边距离的增大而

增大,在 0. 5H(H 为基坑开挖深度)范围达到最大值;

随着距离继续增加,变形逐渐减小。 其中 7 轴处最大

沉降监测值为 13. 3 mm,18 轴处最大变形监测值为

23. 0 mm,均小于 30 mm 控制值。 沉降曲线如图 16 ~

图 17 所示。

图 16 DBC04 地表沉降图

图 17 DBC09 地表沉降图

对比 7 轴及 18 轴两个位置地表沉降可知,由于

大轴段土层条件较差,其地表沉降值大于小轴段;且

大轴段因建筑桩基的存在,地表沉降在接近建筑时

迅速减小,并在建筑位置达到稳定,其曲线峰值后段

收敛速度显著大于小轴段无建筑桩基影响区域的沉

降曲线。

将数值模拟的 3 种工况与监测数据对比可知,随

着加固强度的减弱及临时混凝土支撑的取消,地表沉

降值逐渐增大,但几者变形趋势相同,且最大位移产

生的位置亦相同。 其中“支撑 + 弱加固”的工况最接

近实际监测曲线。 其产生原因同 3. 1 节中所述。

4 结论

本文以福州地铁 4 号线省立医院站逆作基坑项

目为研究背景,采用有限元计算软件对施工全过程进

行三维模拟计算,并与现场监测数据对比分析,主要

得出如下结论:

(1)在城市中心繁华地段,地铁车站一般位于市

政主干道下方,采用逆作法有其特有的优势,不仅能

够快速恢复交通,而且对基坑开挖中地墙水平位移及

周边地面沉降的控制具有良好的效果。

(2)地墙水平位移及地面沉降均呈现出两头小

中间大的“几”字形曲线。 地墙水平位移最大值出现

在坑底位置,当开挖范围土层条件较好时候,最大值

位置随之上移。 地面沉降最大值出现在距离基坑边

0. 5H(H 为基坑开挖深度)的位置,当基坑周边存在

进入稳定风化岩层的建筑桩基时,桩基对地表沉降的

限制作用较为明显。

(3)当逆作板下基底土层条件较差时,可在板下

设置基底加固来增加土体的被动土抗力,限制地墙水

平位移;当车站层高较大时,可考虑在两层板间架设

临时支撑,减小地墙竖向跨度,控制围护变形。

(4)逆作车站板下基底加固效果的好坏对地墙

及周边环境变形的控制起着重要作用。 现场应严格

按照设计要求的加固参数进行基底加固施工,保证加

固体的 28 d 无侧限抗压强度满足要求。 同时,在雨

季施工时,应做好排水措施,避免基底土泡水导致被

动区土体强度降低,从而更有效地控制变形。

参 考 文 献

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[4] 陈龙. 城市地铁盖挖逆作法施工监测与数值模拟分析

[D]. 长沙:中南大学,2014.

[5] 李少波. 厦门地区地铁深基坑变形特征实测统计分析

[J]. 地下空间与工程学报,2019,15(S1):376 - 384.

[6] 李炜明,姚成毅,任虹,等. 地铁车站异形狭长基坑地连

墙变形分类及规律研究[ J]. 中国铁道科学,2019,40

(4):17 - 26.

[7] 刘国彬,王卫东. 基坑工程手册(第 2 版) [M]. 北京:中

国建筑工业出版社,2009:155.

2023 年第 10 期

总第 304 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 10·2023

Vol·304

管廊区间泵房设计与施工数值模拟分析

陈师节 余世为

(深圳市市政设计研究院有限公司 深圳 518029)

摘 要:采用盾构法施工的管廊区间隧道,往往为了满足排水要求需要在区间低点设置废水泵房。 但设计施工时,经

常面临空间狭窄、管片破除、工序复杂等问题。 基于某岩溶区域管廊隧道低点泵房的设计与施工,系统性进行泵房尺

寸设计研究,并从优化支撑设置及施工工序两方面,对泵房的开挖过程进行数值模拟。 通过模拟泵房开挖过程中风险

最大的施工步骤进行计算,结果表明,泵房开挖采取非整环同时破除的分步施工的原则,支撑受力及稳定性满足要求。

采用“钢环梁 + 平面闭合钢支撑”的支撑形式,可以充分发挥空间效应,保障施工过程中隧道的安全。

关键词: 管廊;泵房;设计优化;施工工序;模拟

中图分类号:U45 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)10 - 0082 - 06

Numerical simulation analysisof Pump Room In Pipe Gallery Section for Design and Construction

CHEN Shijie YU Shiwei

(Shenzhen Municipal Design & Research Institute Co. ,Ltd. ,Shenzhen 518029)

Abstract:In order to meet the drainage requirements,the waste water pump room was often set at the low point of the tunnel in the pipe gallery section constructed by the shield method,but the design and construction often face problems such as narrow space,broken segments,

and complex procedures. Based on the design and construction of the low point pump room of a pipe gallery tunnel in a karst area,the size

design of the pump room was systematically studied,and the excavation process of the pump room was numerically simulated from two aspects of support setting and construction process. By simulating the most risky construction step in the process of pump room excavation,the

calculation results show that the pump room excavation adopts the principle of step - by - step construction with non - integrated ring broken at the same time,the support force and stability meet the requirements,and the support form of \" steel ring beam + plane closed steel

support\" could give full play to the space effect and ensure the safety of the tunnel during the construction process.

Keywords:Pipe gallery; Pump room; Design optimization; Construction proces; Simulation

作者简介:陈师节(1991 - ),男,工程师。

E-mail:chenshjhhu@ 163. com

收稿日期:2023 - 03 - 16

0 引言

泵房的设置,主要用于廊内给水管检修时管道泄

水或爆管时紧急排水,日常运营时地下水渗漏及维护

检修用水的排放[1]

。 采用盾构法施工的管廊区间隧

道,往往为了满足排水要求,需要在区间低点设置废

水泵房,但设计施工时经常面临空间狭窄、管片破除、

工序复杂等问题[2]

。

针对泵房设计与施工,罗京川[2]从初期支护的泵

房开挖、钢格栅安装、泵房封底、初支注浆及二衬施工

等过程,详细介绍了泵房的施工过程,并对技术要点

进行了总结。 张君[3] 对不良地质条件下泵房施工进

行了研究,重点介绍了全断面注浆加固止水的施工工

艺及技术要点。 帅玉兵等研究了机械化施工泵房封

底的工艺。 杨壮志[4] 则比较系统地总结了泵房设计

与施工的经验,强调了尽量减少泵房开挖深度的重要

性。 目前的研究,泵房初支及二衬的施工技术要点较

为翔实,但对于支撑优化与施工工序的研究较少。 而

泵房都是在区间管片拼装完成后进行破除施工,面临

的施工风险高,不同的施工顺序引起的空间效应也有

所差别[5]

,设计与施工技术的要求显得尤为重要。

本文系统性分析了泵房尺寸优化的过程,并对支

撑设置及开挖工序等方面对泵房的施工过程进行研

究,基于数值模拟,探讨了方案的可行性。

1 泵房设计方案

1. 1 项目概况

深圳地铁 16 号线同步实施的综合管廊全长

25. 3 km,其中综合井 2 至接收井 1 区间均采用盾构

2023 年 10 期 总第 304 期 陈师节,余世为·管廊区间泵房设计与施工数值模拟分析 ·83·

法施工,盾构段管廊断面尺寸外径主要为 8. 5 m,该

段区域岩溶发育[6]

。 在 KA1 + 560 处设置 1 座泵房,

泵房内净尺寸 2. 5 m ( 长) × 2. 0 m ( 宽) × 2. 5 m

(深)。 泵房采用初期支护 + 二次衬砌暗挖法施工。

1. 2 工程地质情况

泵房所在位置揭露地层主要有粉质粘土、含砾粉

质粘土、微风化灰岩等,围岩等级为Ⅳ级,具体参数如

表 1 所示。

表 1 泵房地层参数表

土层

厚度

m

天然重度

kN/ m

3

粘聚力

kPa

摩擦角

°

侧压系数

基床系数

MPa

粉质黏土 3. 2 18. 6 10 8 0. 55 8

含砾黏土 24. 6 19. 4 36 18 0. 38 40

灰岩 14. 6 27. 1 38 30 0. 18 950

1. 3 泵房断面尺寸

图 1 为泵房平面布置图,共设置 2 台排水泵,由

给水主管管径 DN1600、长度 1220 m,可得水流容积

2452. 96 m

3

,在 2 台水泵运行 4h 排空,经计算,可得

到 Q 为 310 m

3

/ h。 排水泵选型为 Q = 310 m

3

/ h、H =

38 m、P = 55 kW。 集水坑容积和深度满足水泵基本

运行的启停需求,保证日常运行水位不高于地面,不考

虑给水管道泄空的蓄水需求。 集水坑深度有效容积排

水量为 1 min,报警水位与地面平齐,深度为 2. 5 m。

图 1 泵房平面布置图

图 2 所示为泵房剖面布置图。 为了尽量减少泵

房开挖大小[4]

,取消泄空阀下方的垫层,利用其空间

作为泄水通道。 区间低点给水及再生水排泥泄水采

用散排形式,顺着管片流入集水坑,并对管片采取保

护措施。 根据水泵样本[7]

,水泵采用自耦式安装,长

度取 1200 mm;为保证人员进入集水井进行检修,泵

壳最外侧离池壁净距取 700 mm;为保证阀门阀件有

足够安装及检修空间,水泵出水管外侧距离集水坑池

壁取 400 mm;集水井的长度为:1200 + 700 + 400 +

125 = 2425,本设计取 2500 mm。 根据水泵样本,一台

水泵的安装宽度为 1000 mm, 集水井最小宽度取

2000 mm。

图 2 泵房剖面布置图

因此,满足各项功能要求的泵房尺度为 2. 5 m

(长) × 2. 0 m(宽) × 2. 5 m(深)。

2 结构计算与分析

2. 1 泵房初支设计

泵房内净空尺寸为 2. 5 m(长) × 2. 0 m(宽) ×

2. 5 m(深)。 采用钢筋网 + 砂浆锚杆 + 格栅钢架 + 喷

射混凝土组成的联合支护,初期支护按承受全部土体

重量和施工荷载进行设计,初支参数如表 2 所示。

表 2 初支参数设计表

锚杆 钢筋网 喷射混凝土

ϕ22 砂浆锚杆 L = 2. 5m

间距 1m × 1m

梅花型布置

ϕ8 钢筋

双层

间距 150 mm × 150mm

C25

P6

厚度 200mm

2. 2 泵房二衬设计

泵房分段分区施工初支后,施作夹层防水层和二

衬混凝土。 二衬按承受全部水土压力设计,建立 Midas gts 计算模型,其中节点 292 个,单元 292 个,如图

3 所示。

·84· 福 建 建 筑 2023 年

图 3 二衬计算模型图

根据表 1 参数计算泵房承担荷载,进行结构计

算,图 4(a)是轴力图,图 4(b)是剪力图,图 4(c)是弯

矩图。 如表 3 所示,侧墙及底板厚度取 500 mm,分别

进行结构抗压、抗剪、抗弯验算,初支及二衬设计满足

要求。 二衬的计算结果与类似项目的结果也比较

接近。

(a)轴力图

(b)剪力图

(c)弯矩图

图 4 二衬计算结果图

表 3 二衬计算结果

位置 弯矩 kN·m 配筋 裂缝 mm

板跨中 448 ϕ25@ 100 0. 14

板端部 566 ϕ25@ 100 0. 21

墙跨中 67 ϕ22@ 100 0. 05

墙端部 300 ϕ22@ 100 0. 15

2. 3 施工工序划分

关于初支及二衬施工过程中的技术要点,相关论

文[2 - 3]有比较详细的介绍。 管片破除是泵房施工过

程最大的风险源,隧道空间较窄,泵房附近还存在岩

溶,需要尽量减少基坑暴露的时间,在满足受力安全

的前提下,尽可能加快施工步骤。 重点从支撑设置及

施工工序两个方面进行研究。

如图 5(a)所示,为钢支撑布置平面图,为了减少

管片破除的施工风险,尽量减少整环管片破除的数

量。 根据泵房平面尺寸宽度 3 m,选择破除三环管

片,破除尺寸为 0. 75 m + 1. 50 m + 0. 75 m,即中间一

环为整环破除。 管片破除范围的管片为破除环,管片

破除范围两侧的管片为相邻环。 同时,沿着隧道纵向

设置两根钢梁,相邻环为 40b 工字钢,破除环开洞范

围,加强为双拼 40b 工字钢;沿着隧道横向设置双拼

25b 工字钢,与纵向钢梁连接。

纵向钢梁与钢环梁连接,其中如图 5(b)所示,左

右相邻环管片各两环管片设置通长钢环梁;如图 5

(c)所示,破除环范围设置止于纵向钢梁的钢环梁。

这种设计保证了平面支撑,形成了闭合结构体系,与

竖向的钢环梁结构进行了稳定的连接,形成了可靠的

三维支撑体系,有力地保障了管片破除范围内结构的

稳定性。 图中①为双拼 25b 工字钢,②为双拼 40b 工

字钢。

(a)平面图

2023 年 10 期 总第 304 期 陈师节,余世为·管廊区间泵房设计与施工数值模拟分析 ·85·

(b)相邻环 (c)开口环

图 5 钢支撑布置图

图 6 所示为开挖工序图。 为了保证安全,优化了

施工工序的设计,管片破除分成两步进行,如图 6(a) ~

(d)所示。 管片先破除左半部分 1. 5 m,再破除右半

部分 1. 5 m,这样可以保证破除过程中,不会出现管

片整环同时破除的现象。 在中间架设临时支撑双拼

25b 工字钢,切割机从开口管片处的一端开始切割,

沿纵向切割 1. 5 m( 左边管片 0. 75 m + 中间管片

0. 75 m) ,做好排水措施,开挖泵房基坑 500 mm,并立

即挂网喷混打设砂浆锚杆;先施作已经开挖部分的左

侧环框梁,并在断面预留钢筋接驳器。 再按照相同的

方式破除右半部分 1. 5 m(中间管片 0. 75 m + 右边管

片 0. 75 m),再施工右侧环框梁。

如图6(e)所示,在门洞环梁达到设计强度后,按锚

喷构筑法施工工艺流程,逐步完成泵房的开挖和初支。

按由上至下顺序开挖泵房,每步竖向开挖 500 mm,中间

预留核心土,并立即挂网喷混打设砂浆锚杆,形成封闭

圈;泵房初支底板采用早强 C25 素混凝土快速封底,厚度

200 mm。

如图6(f)所示,当泵房开挖完毕,在废水泵房初支

变形稳定后,由下至上浇筑二衬砼和防水层。 在泵房的

二衬达到设计强度后,逐步拆除盾构隧道内临时支撑。

(a)左边管片破除平面图

(b)右边管片破除平面图

(c)施工环梁 (d)施工锚杆

(e)初支施工 (f)施工二衬

图 6 开挖工序图

2. 4 施工过程数值分析

基于 Midas gts 建立三维数值计算模型,模拟了

以上施工工序全过程。 如图 7 所示,模型节点 5751

个,单元 26 387 个。

经过对比分析计算结果,发现风险最大的为破除

左半部分管片。 限于篇幅,以下仅进行破除左半部分

管片的计算结果分析;分别进行钢环梁、纵向钢梁及

横向钢梁承载力及稳定性验算[8]

。

·86· 福 建 建 筑 2023 年

图 7 泵房开挖模型

从图 8 计算云图可以发现,钢环梁承担了主要的

荷载,钢环梁承受了主要的荷载,其中轴力 125. 23 kN,

剪力 97. 40 kN,弯矩 0. 72 kN·m。 钢环梁承担了主要

的轴向压力,与之连接的横向钢梁轴力较小,无需验

算;纵向钢梁按照受弯构件进行验算,荷载所需抗弯

强度 14. 77 N/ mm

2

,材料抗弯强度 205 N/ mm

2

,满足

使用要求;钢环梁按照压弯构件进行计算,如图 9 所

示为钢环梁尺寸图。

(a)轴力

(b)Z 轴剪力

(c)Y 轴剪力

(d)Z 轴弯矩

(e)Y 轴弯矩

图 8 泵房开挖计算结果

图 9 钢环梁设计图

根据图 8 提取荷载,进行钢环梁稳定性与强度计

算,如表 4 所示,分别计算绕 X、Y 轴弯曲稳定性,按

《钢结构规范》

[8]公式(5. 1. 2 - 1)计算最不利位置应

力。 同样,最大强度安全系数 31. 03,最小强度安全系

数 30. 67,最不利位置强度应力为 6. 68 N/ mm

2

,应力

均小于 205 N/ mm

2

,稳定性及强度满足要求,构件安

全满足要求。

表 4 钢环梁稳定性计算结果

位置

最小稳定

性系数

最大稳定

性系数

最不利位置应力

N/ mm

2

绕 X 轴弯曲 19. 56 19. 79 10. 48

绕 Y 轴弯曲 15. 86 16. 05 12. 93

3 结语

本文对管廊隧道低点泵房尺寸进行优化设计,并

对开挖工序及支撑设置进行了研究与数值计算,得到

以下结论。 (下转第 100 页)

2023 年第 10 期

总第 304 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 10·2023

Vol·304

新建隧道上跨既有线的保护方案比选研究

胡玉柳

(福州地铁集团有限公司 福建福州 350000)

摘 要:随着城市地下空间开发的发展,新建隧道近接穿越既有隧道的工程屡见不鲜。 通过合理的保护措施,控制既

有线变形,保障既有线运营安全,是近接穿越施工中的关键问题。 以滨海快线福州火车站 ~ 东门站区间隧道为工程依

托,在 FLAC3D 数值分析平台上,对新建隧道上跨既有线全过程进行详细的数值模拟,重点关注既有线变形及地表沉

降,并对 3 种保护方案进行比选。 结果表明:盾构推进过程中,掌子面附近地表隆起,并随掌子面远去逐渐沉降;既有

线拱顶隆起,随着掌子面靠近而逐渐增大,掌子面远离脱出后拱顶隆起回落。 采用管幕隔离方案或新建隧道周围 MJS

注浆加固方案,均能有效减小近接施工对既有线的影响。 既有线采用管幕隔离方案加固较没有采用管幕隔离方案,地

表沉降减小 29% ,既有线拱顶位移减小 21% ;既有线采用周围 MJS 注浆加固方案较没有采用周围 MJS 注浆加固方案,

地表沉降减小 86% ,既有线拱顶位移减小 26% 。 综合考虑三种保护方案,推荐采用 MJS 注浆加固的保护方案。 以上

研究内容可为此类隧道的设计和施工提供借鉴和参考。

关键词:上跨既有线;盾构隧道;管幕隔离;MJS 加固;保护方案比选

中图分类号:U45 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)10 - 0087 - 06

Comparative Study on the Protection Schemes of New Tunnel Crossing Existing Line

HU Yuliu

(Fuzhou Metro Group Co. ,Ltd,Fuzhou 350000)

Abstract:Newly built tunnels approaching to existing tunnels has become more and more popular with the fast development of urban underground space. Through reasonable protection measures,controlling the deformation and ensuring the operation safety of existing line are the

key issues in the crossing over construction project. Considering the interval tunnel between Fuzhou Railway Station and Dongmen Station in

Binhai Express line,the adjacent construction process of new tunnel crossing existing line is simulated inFLAC3D numerical platform. the

deformation of existing line and the ground surface settlement,are well focused,and three protection schemes are then compared. The simulation results show that the ground near the tunnel face uplifts and gradually subsides with the tunnel face moves away. The vault uplift of

the existing line gradually increases during the tunnel face approaching,and then falls gradually after the tunnel face leaving away. Both the

MJS grouting around new tunnel and the pipe roof separation,can effectively reduce the impact on existing line. Compared to not using the

pipe roof separation scheme,the existing line reinforced with the pipe roof separation experienced a 29% reduction in ground surface settlement and a 21% reduction in deformation of existing line. Similarly,compared to not using the MJS grouting around the new tunnel,the existing line reinforced with the MJS grouting around achieved an 86% reduction in ground surface settlement and a 26% reduction in deformation of the existing line. Taking into consideration the three protection schemes,the protection scheme of MJS grouting is recommended for

this crossing over construction project. Thees researches can provide some reference for the design and the construction of similar projects.

Keywords:Crossing over existing line; Shield tunnel; Pipe roof separation; MJS grouting; Protection scheme comparison

作者简介:胡玉柳(1971 - ),男,高级工程师。

E-mail:704805657@ qq. com

收稿日期:2023 - 04 - 26

0 引言

随着城市地下空间开发的迅猛发展,新建隧道近

接穿越既有隧道的工程实例已屡见不鲜;通过合理的

保护措施,控制既有线变形,保障既有线运营安全,是

近接穿越施工中的关键问题[1]

。 诸多学者通过理论

分析、数值模拟、现场监测等方法对其展开系列研究。

甘晓露等[2] 基于 Pasternak 双参数地基模型和

Euler 梁理论,提出双线隧道下穿引起既有盾构隧道

纵向变形的简化计算方法,并与工程监测数据相互对

比验证。 白雪峰等[3]基于两阶段分析方法,提出平行

·88· 福 建 建 筑 2023 年

双洞隧道开挖引起上方既有隧道纵向变形的简化计

算方法。 Lin et al

[4] 基于 Pasternak 双参数地基模型,

估算管道和地层的位移响应,并与现场和模型测试结

果相互对比验证。 张孟喜等[5] 在 ABAQUS 平台上模

拟双层四线隧道交叠穿越施工的全过程,提出抑制既

有隧道上浮变形的措施及注浆压力的合理取值范围。

赵秀绍等[6]在 MIDAS 平台上,对大曲率盾构隧道上

跨既有线的施工全过程展开数值模拟,验证既有隧道

内钢支撑环 + 拱顶注浆加固措施的有效性。 丁智

等[7]和 Lin et al

[8] 通过系列数值模拟,研究软土地层

中新建隧道净距和斜交角度对既有隧道变形和内力

的影响,认为既有隧道变形和内力呈现明显的不对称

特征,且上跨工况较下穿工况施工更加不利。 Li et

al

[9]采用数值分析方法,研究两阶段安全预控处理方

法对大断面异形盾构施工影响,认为两阶段法可以有

效降低盾构隧道施工对周边环境和既有隧道的影响。

刘亮等[10] 和 Jin et al

[11] 基于既有隧道的变形监

测数据,分析近接施工对既有隧道变形特征及地表沉

降的影响,认为地层加固是减轻既有隧道影响的有效

措施。 王义春[12] 结合工程实例,介绍了砂卵石地层

新建隧道近距离上跨既有盾构隧道的施工技术,为砂

卵石地层重叠隧道施工提供了有益的工程经验。 刘

颖彬等[13]结合工程实例,研究盾构下穿对地铁双圆

隧道变形的影响,得出双圆隧道在穿越过程中的变形

特征与变化规律。

综上,学者们对盾构隧道近接穿越既有线展开大

量研究,重点关注既有线变形特征和地表沉降特性。

本文以福州地铁滨海快线上跨既有线为工程背景,在

FLAC3D 数值平台上,展开数值模拟,重点比较三种

保护方案对既有隧道的影响,以期为此类隧道的设计

和施工提供借鉴和参考。

1 新建隧道上跨既有线工程

1. 1 工程概况

新建隧道为福州地铁滨海快线,起于福州火车站,

止于文岭站,共设置 15 座车站,全长约 62. 4 km,大致

呈西北至东南走向。 盾构隧道衬砌采用“1 + 2 + 4”型

管片错缝拼装,管片外径 8300 mm,内径 7500 mm,厚

400 mm,环宽 1800 mm,使用 M30 螺栓连接,三元乙

丙橡胶止水。

滨海快线福州火车站 ~ 东门站区间隧道上跨既

有线,其平面位置关系如图 1 所示。 左线在 ZDK3 +

189. 917 处上跨既有上行线(对应环号为 L600);在

ZDK3 + 224. 941 处上跨既有下行线 ( 对应环号为

R622)。 右线在 YDK3 + 243. 309 处上跨既有线上行

线(对应环号为 L650);在 YDK3 + 265. 109 处上跨既

有线下行线(对应环号为 R674)。

图 1 滨海快线上跨既有线平面图

上跨段地表标高 7. 00 m,地层自上而下依次为:

杂填土、淤泥、粉质黏土、全风化花岗岩;稳定地下水

位标高为3. 95 m ~ 4. 80 m。 既有线由于斜剖的关系,

横截面呈椭圆形,上行线埋深 - 10. 06 m,下行线埋深

- 9. 33 m,间距为 14. 43 m,净间距为 12. 1 m,上部位

于淤泥层,下部位于粉质黏土层。 滨海快线隧道中心

埋深 - 1. 69 m,间距 26. 81 m,整体位于粉质黏土层

中。 滨海快线与既有上行线垂直间距为 2. 12 m,与

既有下行线垂直间距为 1. 56 m,如图 2 所示。

图 2 滨海快线上跨既有线剖面图(单位:m)

1. 2 保护方案

为保证上跨施工过程中既有线的运营安全,拟采

用如下 3 种保护方案,并通过数值模拟比选合理的保

护方案。

方案 A 在既有线区间周边采用厚度 3000 mm 的

MJS 注浆加固,形成门式加固。 在滨海快线隧道与既

有线交叉范围及部分滨海快线隧道上方设置异形抗

2023 年 10 期 总第 304 期 胡玉柳·新建隧道上跨既有线的保护方案比选研究 ·89·

浮盖板,盖板边缘采用抗拔桩固定,如图 3(a)所示。

方案 B 相比于方案 A,在交叉段的上下两线隧道

之间增设 φ600 mm 管幕,左右线分别设置管幕始发

井和接收井,如图 3(b)所示。

方案 C 相比于方案 A,在滨海快线隧道区间 0. 5 m

外增设厚度 3000 mm 的 MJS 注浆加固,如图 3 ( c)

所示。

(a)方案 A

(b)方案 B

(c)方案 C

图 3 滨海快线上跨既有线的保护方案

2 新建隧道上跨既有线的数值模拟

2. 1 数值模型

在 FLAC3D 数值平台上,针对保护方案 A、保护

方案 B、保护方案 C,分别建立数值模型。 从以往研究

来看[14]

:盾构隧道施工的影响范围 5D,对 5D 以外的

地层影响极小(盾构隧道外径 D = 8. 3 m)。 为减少边

界效应,因此取整体尺寸(长 × 宽 × 高) 为 110 m ×

188 m × 80 m(长 × 宽 × 高)。 地层由上到下,依次为

杂填土厚 3. 5 m、淤泥厚 5. 8 m、粉质黏土厚 14. 9 m、

全风化花岗岩,如图 4 所示。

保护方案 A 模型共包括 191 204 个实体单元,

19050 个 liner 单元,1080 个 pile 单元,4204 个 shell 单

元。 底面设置为固定全方向位移,侧面均设置为固定

法向位移,顶面为自由边界。

方案 B、C 与方案 A 类似,不同之处在于方案 B

修改新建隧道附近土层参数,来模拟管幕加固;方案

C 修改新建隧道周围土体参数,来模拟 MJS 加固。

(a)整体土层

(b)隧道与抗浮板桩示意图

图 4 数值模型

2. 2 实体单元本构参数

杂填土、全风化花岗岩和 MJS 注浆采用摩尔库伦

本构模型,其参数见表 1;淤泥与粉质黏土采用修正

剑桥本构模型,其参数见表 2。 修正剑桥模型中,λ 为

三轴压缩试验中 v - lnp 加载曲线的斜率,表征了土体

加载时的刚度;k 为三轴压缩试验中 v - lnp 回弹曲线

的斜率,表征了土体卸载或再加载时的刚度;v0为 v -

lnp 曲线上的初始参考点,通常取标准大气压下的初

始孔隙比 e0 + 1。

表 1 摩尔库伦本构基本物理力学参数

参数 杂填土 全风化花岗岩 MJS 注浆

厚度 H (m) 3. 5 43. 7

重度 γ (kN/ m

3

) 17. 5 25 20

黏聚力 c(kPa) 5 25 35

内摩擦角 φ(°) 10 28 40

剪切模量 G(MPa) 1. 85 2 500 3. 01

体积模量 K(MPa) 5. 56 4 700 5. 32