·36· 福 建 建 筑 2023 年

石榴为题材的图案很多,有的是单个石榴,石榴皮剥

开一角后,露出果粒的纹图,里面有很多果籽,因此有

“榴开百子”之称;有的石榴与喜鹊组合在一起,称为

“喜鹊戏石榴”,意为人们希望在房中添喜,如图 10

所示。

图 9 东林村桃子的纹样

图 10 东林村石榴纹样

2. 2. 3 动物题材

在我国古代,人们对狮、虎、豹、熊等凶猛动物都

有敬畏的心理,后来逐渐成为“图腾崇拜”。 经过漫

长历史的演变,图腾崇拜的动物成了建筑、器物、服饰

上的装饰题材。 动物题材可分为两类,一类是飞禽

类,包含凤凰、仙鹤、蝙蝠、喜鹊、雄鸡等;另外一类为

瑞兽,常见的麒麟、狮子、鹿等。

一是飞禽类。 古民居建筑装饰檐雕采用栩栩如

生的花鸟,如燕雀鸣春。 二是瑞兽类。 建筑装饰檐雕

采用三象三鹿、麒麟吐珠、雄狮起舞戏宝葫;鹿在人们

的心中是祥瑞之兽,有吉祥幸福的寓意。 唐宋之后,

人们借助“鹿” 与“禄” 的同音,在古民居装饰题材中

以鹿谐音为禄,有官运亨通的象征。 麒麟是我国“四

灵”之首,百兽之先,是人们经过长期不断努力的构

思,而寓意创作出来的。 雄性名麒,雌性名麟,它的外

形像鹿,马背、牛尾、狼蹄,独角,身上有鳞甲。 在民间

传说麒麟是祥瑞之兽,一种灵性动物,其出现预示着

吉祥之兆。 牵梆梁正面雕刻马、牛、羊、鸡、狗、猪,形

态生动传神,寓意六畜兴旺、富裕丰年等。

在动物形象与各类花卉组成的图案中,它们在运

用上讲究意头,寓意深长,相互映衬,常用象征、借喻、

谐音等表现手法,从而寄托着人们的希望和精神

祈求。

3 雷州东林村古民居发展现状及保护建议

古民居蕴含独特的自然文化遗产和物质文化遗

产价值,被称为“活着的文物、有生命的历史”。 而古

民居作为村落文化遗产的重要表现形式之一,对其进

行修缮、保护成为古村落文化振兴的重要模块。

3. 1 东林村古民居建筑及装饰现状

作者在 2016 年调研时发现,当地居民另建新居,

只有部分老人依旧居住在古民居。 问其原因,多是因

为念旧与不舍而留下来。 新村干道和旧村干道交汇

处作为当地居民们商谈、休憩、娱乐、汇合的公共空

间。 如今六年过去,再去发现当地大多数古民居大多

已人去屋空。 室内墙面发黄,屈指可数的几件旧家具

也布满灰尘,毫无生活气息,让人产生凄凉之感。

木雕虽然用打蜡等工艺进行保护,但由于常年曝

露在空气之中,经过风吹日晒,时间一久,木雕的外在

颜色就会开始变化,内部也会逐渐受到侵蚀,雕刻的

花纹也慢慢开始模糊难以辨认。 灰塑与彩画因长期

的风吹日晒、雨水侵蚀等影响,大部分灰塑表面布满

青苔,只能依稀看见装饰图案原来的形状(图 11)。

彩画的表面也随着时间呈现褪色、自然剥落,无法看

清壁画原来的形状与颜色。 再加上大量的灰尘堆积,

彩画已经残缺不堪。

图 11 灰塑上青苔的破坏

东林村建筑群目前尚未采取具体且行之有效的

保护措施,面临着自然老化、腐蚀、风化等严重影响,

还存在洪涝、火灾等潜在自然或人为灾害,修复和保

护工作任务艰巨且迫在眉睫。

3. 2 东林村古民居建筑及装饰保护建议

保护是为了更好的传承,传承是为了更好的保

护[5]

。 2016 年,国务院《关于进一步加强文物工作的

指导意见》提出,对乡土建筑“分别实行整体保护、外

2023 年 09 期 总第 303 期 陈盛文,苏甜甜·雷州东林村古民居装饰艺术探析 ·37·

貌保护、局部保护,实现文物保护与延续使用功能、改

善居住条件相统一”

[6]

。

3. 2. 1 保护主体

(1)政府主导

众所周知被列入世界文化遗产名录的安徽西递、

宏村、浙江的斯宅村,在保护与利用方面做得均比较

成功,因为政府发挥了引导、宣传、协调作用。 因此,

古民居的保护与发展,必须有长远规划、有监督机制,

在规章制度下实施。 只有当地政府进行有计划的保

护,协调好利益相关者的关系。 多部门联动,组织人

力、物力,多方合力,才能使古民居的保护与发展实现

共赢的局面。 因此,东林村可以因地制宜,由当地县

区及镇村主导,调查收集当地人民的意愿,成立古居

民保护协会,制定统一的规划,完善保障体系,为有保

护与发展价值的村落古民居制定长远规划。

(2)村民积极参与

在走访调研过程中发现,在过去几年里,不论是

农村和古村落,空心化与老龄化非常严重。 传统村落

遭到破坏的状况日益严峻,一方面,因为当地居民对

古民居的建筑价值缺乏正确认识、缺乏保护意识;另

一方面,由于社会变迁经济发展现代文明的传播,传

统民居营建工艺逐渐失去生存的土壤,传统技艺面临

流失和失传。 因此,要培养和激发当地居民的文化自

觉与自信,提高当地居民对古民居价值的正确认识,

培养新一代的技艺传承人,鼓励更多的当地居民参与

民居的保护与改造过程。 同时,在地居住的老人所关

注的不仅仅是衰落的房屋,而是古民居背后,村落和

家族有关的历史与情感。 通过采访当地老人及乡贤,

了解民居装饰艺术及构造方式的形成过程等,以口述

的方式记录群体记忆,推动居民广泛关注及主动参

与,让当地公众有效了解与认识到,文化保护与整理,

是为了传承、公众传播才是行之有效的方法。

(3)专业人士参与

建筑师王澍曾说,农居房是建筑界最难的领域。

专业人士与普通居民的不同之处,在于提出理念与方

法的科学性与专业性,让他们能够自始至终成为古村

落保护活化的利用的参与者、指导者。 学术界权威或

专业人士多可以发起相关学术会议或论坛,探讨古民

居保护与发展的新方法与理念;也可以通过对古村落

的历史、发展、现状、装饰艺术与技术等进行整理、记录

和研究。 分门别类,按照“一村一档”进行梳理,图文并

茂,全景式地展示出不同古村的全貌,成为乡土教材和

传统文化读本。 传统民居的建造工艺,从材料采集、零

件加工制作到建筑安装成型、再到后期装修的全套建

造过程,制作成视频,定期在网络与各新媒体平台传

播。 只有专业人士的参与,才能确保文化传承的真实

性、科学性、准确性,包括技术上面的可行性。

因此,历史学家、建筑师、科研机构等专业人士与

政府、非政府组织、当地民众的交流互动、合作,是古

民居建 筑 形 式 及 装 饰 艺 术 保 护 与 发 展 的 重 要 推

动力[7]

。

3. 2. 2 保护对象

古民居作为古建筑的一部分,维修时也要坚持原

形制、原结构、原材料、原工艺的“四原”规范,使其达

到修旧如旧效果,尽可能地恢复古民居建筑的原有

风格[8]

。

3. 2. 2. 1 建筑整体保护

保护古民居时,不仅要保护建筑实体,对于院落

的完整性,尤其是格局的完整性保护,同样需要特别

关注。 东林村古民居承载着一代人的历史记忆、生产

生活智慧、文化艺术结晶和民族地域特色,是在外游

子的根,寄托着一代人的乡愁。 古民居在修缮过程

中,应注重整体保护与提升居民的生活品质相融合,

“人因宅而立,宅因人而得存”,闲置状态不利于建筑

的长期保存。 东林村作为历史文化名村,并不是将其

作为文物一样,采用孤立与隔离的保护模式。 古民居

不是现代人生活格格不入的包袱,不是以僵硬的化石

形态呈现在人们日常生活中,而是要将其活化,在不

改变古民居建筑的建筑形制和建筑结构的前提下,将

其修复后,可作为村史陈列室、游客服务中心,或作为

传统村落管理用房,并在室内增加现代化的生活设

施,提高民居内部生活环境品质,让在地居民生活得

更舒心。 对村落里有价值的老房子,旧建筑进行修

缮,避免其遭受持续破坏;对建筑周边的基础设施进

行完善,以新的形态融入到当地居民的现代生活中,

不断提升村民的生活品质,保护民居乃至村落的完整

性,留住古民居的记忆。

欲改造、复原的建筑,应按现有保护类似建筑复

原,其风格、立面、颜色、材质基本与原类型建筑保持

一致。 周边建筑控制在 2 层,高度≤7 m,严格限制 3

层及以上建筑。 体量和颜色应按景观的要求美观简

朴,不宜影响原有保存立体建筑。 颜色以红砖墙,灰

色瓦为主。

3. 2. 2. 2 局部修缮保护

东林村古民居装饰受到损坏的主要原因,是自然

风吹雨打的破坏所造成的积灰、霉菌、龟裂、剥落等现

状,给建筑局部保护造成困难。 所以,清洗灰尘层表

面是一个重要的环节。 表面积累的灰尘不可以大力

擦去,也可以采用毛笔、毛刷等较为柔软的工具除去。

对于一些顽固的难以去除的污渍,可以用毛巾擦拭。

对于一些遭到自然原因破坏的地方,尽量采用原来的

材料去还原本身。

(1)灰塑的修缮

应将全部损坏部分及基层清理干净。 根据原灰

·38· 福 建 建 筑 2023 年

塑图样的要求,使用与原灰塑一样的材料,相同的雕

塑方法进行修缮或补作。 如用新材料,应经试验证明

与原灰塑效果相同,才可使用。 根据损坏程度的不

同,应采取不同的方法修缮:①表面褪色,应将表面清

理干净,重新刷灰水(彩色灰塑按原彩色要求上色);

②表面开裂、爆点、风化的,应将基层清理干净,满涂

一层结合剂, 重配纸筋灰作面层;③局部损坏或全部

损坏的,应将基层和结合面清理干净重做。

(2)彩绘的修缮

首先,用除菌试剂,定期对基层为石雕或灰塑的

彩绘表面霉斑进行喷涂,直至长时间无新霉菌产生为

止,再进行清洗。 其次,用纯净水与乙醇混合液清洗。

霉菌区的清洗时要小心,防止彩绘层的剥落。 建筑石

雕、灰塑表面清洗干净之后,必须喷护液,并加一定量

的防霉剂,使水不会轻易侵入建筑石雕、灰塑表面,起

保护的作用。 最后,采用色泽比较稳定的天然矿物

质,对彩绘层进行修复。 修补后需观察与原彩绘样貌

一致,干燥之后再涂刷封护剂,提高封护的效果。

(3)木构件及木雕的修缮

当构件残损严重,经修补加固也不足以保证构架

的整体安全时,应该对残损构件进行更换。 更换方式

有两种:一种是屋面挑顶大修,构件在大木不落架的

情况下进行更换;另一种就是木构架整体完好,屋面

也不需要挑顶,只是个别构件残损时,对这个构件进

行更换而并不影响其他构件及整体的构架,也称为抽

换。 这种抽换,被古人冠以“偷梁换柱”的形象名称,

传续至今。 当门窗等出现变形,修缮时需要将其拆卸

下来后重新组装,并用胶将榫卯粘贴牢固。 另外,边

框局部糟朽时,需要钉补完整[10]

。 对于木构件雕刻

部分已经残破的部分,则按照原样雕刻,在尽量不破

坏原建筑的情况下,进行改造,保留原有的木质结构。

(4)缺损建筑石雕的修补

现时多采用环氧树脂。 它的粘结力较强,并且寿

命较长久,对建筑石雕修补具有一定的效果。 修补方

法:用纯净水清洗缺损处,然后用与建筑石雕材质相

同的石材研磨成细砾,再和环氧树脂混合,灌注裂缝

或修补缺损处。 对于空鼓部位的修补,可用砖头在不

影响画面效果的空鼓区钻孔,孔的深度要到达空鼓

区,然后用针筒将环氧树脂打到空鼓区里,表面用原

石料补回,使其整体协调和谐,保持原貌[11]

。

东林村古民居历经岁月的冲刷,如今已呈现沧桑

之感。 因此,在保护过程中,为保证原有的装饰艺术

载体不被破坏,尽量使用原材料与传统装饰手法进行

修缮与修补、替换。 使用现代新型材料时,需咨询领

域专业人士,经过反复实验,保证新材料不会对原有

建筑载体与装饰表现形式造成破坏。

4 结语

民居是使用最广的一种建筑类型,与人民的生活

密切相关。 在某种程度下,揭示不同时代不同环境下

的生存发展规律,也能反映一个地区人民的社会价值

观念、经济水平、生产生活方式、宗教信仰以及哲学、

审美观念等重要价值。 古民居装饰艺术作为传统文

化的一部分,是乡村振兴战略中文化振兴工作中的重

难点。 东林村古民居其独特的装饰风格、精湛的装饰

技术,具有独特的文化内涵与美学价值。 东林村古民

居装饰艺术,是雷州乃至粤西传统文化的一部分,对

粤西古民居装饰艺术进行深入研究具有积极、深远的

意义。 只有政府、专业人士、居民等多主体参与到古

民居的保护过程中,使整体保护与局部修缮相结合,

做到修旧如旧,才能使古民居装饰艺术更好地传承与

发展。

参 考 文 献

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2023 年第 09 期

总第 303 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 09·2023

Vol·303

配套幼儿园活动场地与建筑形态融合设计研究

刘 昕

(中交第四航务工程勘察设计院有限公司 广东广州 510000)

摘 要:高密度的城市发展与幼儿园服务半径不宜大于 300 m 的规划要求,使得幼儿园建设常常依附于居住区开发规

划。 因城市用地面积日益紧张,在建筑单体优先满足幼儿用房单元日照情况后,幼儿的户外活动场地面临着围绕建筑

物而生的情况,狭长零散地分布在幼儿园主体建筑四周。 然而,户外活动作为幼儿日常重要的组成部分,在场地的限

制下,无法开展高质量的活动。 因此,在有限的空间中,为幼儿预留更多的活动场地,成为设计师的追求。 文章结合笔

者实际工作项目和相关幼儿园设计研究,重新思考“幼儿园建筑单体”与“户外活动场地”二者的关系,提出将二者结

合设计,成为相互流动、相互依存、相互联系的空间设计,以此提升幼儿在园区里的活动自由度和社交可能性。

关键词: 小区配套幼儿园;活动场地;场地设计;形态融合

中图分类号:TU2 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)09 - 0039 - 04

Study on the Integration Design of Residential Area Supporting Kindergarten Outdoor

Activity Space with Architect Form

LIU Xin

(CCCC - FHDI Engineering Co. ,Ltd. ,Guangzhou 510000)

Abstract:As a result of high - density urban development and the planning requirement that the service radius of kindergartens should not

be larger than 300 meters,normally the construction of kindergartens is attached to the residential development plan. And the kindergarten

land area is decreasing,to meet requirement of children room sunshine condition,children?s outdoor activity places are always around the

buildings narrowly and dispersedly. However,outdoor activities,as an important part of children?s daily life,cannot be carried out under the

restriction of the site. Therefore,it has become the pursuit of architectures to reserve more activity sites for children in the limited space.

Based on the author?s actual work project and related kindergarten design research,this paper rethinks the relationship between \" kindergarten buildings\" and \" outdoor activity site\" and proposes a joint design. This joint design is a mobile,interdependent,and interconnected

flowing space design,so as to improve children?s freedom of activity and social possibility in the kindergarten.

Keywords:Residential area supporting kindergarten; Activity space; Site design; Form integration

作者简介:刘昕(1994 - ),女,助理工程师。

E-mail:418204946@ qq. com

收稿日期:2023 - 02 - 28

0 引言

居住区配套幼儿园设计在用地紧张的情况下,活

动场地也被极限压缩。 为更好地服务幼儿及教学,文

章立足于将活动场地与建筑形态相融合的设计策略。

通过工作实践和国内优秀幼儿园建筑设计的探讨与

总结,提出一种非正式的教学空间预留,有别于传统

的教学、活动空间,构建了一些活动场地与建筑物贯

通融合的设计思路。

1 研究背景与意义

1. 1 社区幼儿园户外活动场地设计的影响因素

(1)空间选址的限制

城市化进程在高速发展中,幼儿园规划和建设大

多作为居住区、小区的配套建筑一同设计。 幼儿园用

地为划拨用地的方式,交由开发商一同建设,虽被明

确了用地指标,但幼儿园用地界址并不清晰,开发商

可在居住区用地范围内任意位置为幼儿园选址。 开

发期间,随着近年房价水涨船高,居住区呈现出高容

积率的发展趋向。 开发商出于商业收益的考虑,常将

作为配套功能的幼儿园,在用地选址、红线形状、建筑

规模、用地通风与日照条件等方面,最优质的资源,让

渡于住宅开发与建设,使得配套的幼儿园在规划阶段

就处于劣势的位置。

(2)产权前后的更替

配套幼儿园作为一种公共服务设施,是在房地产

开发商建设小区时,按照其规划与人口规模一同设

计、一同建设的。 幼儿园的产权在开发建设时,归属

于开发商名下,待竣工验收达标后,过户至当地教育

行政管理部门名下。 这种产权由建设方移交的建设

方式,虽然减少了政府前期的投入,但是却将幼儿园

·40· 福 建 建 筑 2023 年

设计的质量置于难以监管的地步。 幼儿园的使用主

体是幼儿园校方,其产权又在教育主管部门,房地产

开发商在前期掌管全部设计与建设任务,三方如不密

切沟通与合作,开发商很难设身处地地为幼儿提供适

宜身心发展的场所设计。 这种分离的状态,也使得幼

儿园的方案设计和建设质量仅是完成“任务交差”

而已。

(3)教育理念的轻视

目前我国教育理念存在重“文教”轻“德体”的偏

差现象,对于幼儿活动的场地设计的要求普遍很低。

《托儿所、 幼儿园建 筑 设 计 规 范》 ( JGJ39 - 2016 )

(2019 版)(以下简称《幼儿园建筑规范》)中,对活动

场地要求之一,为“共用活动场地应设置游戏器具、沙

坑、30 m 跑道、洗手池等”。 可以看出,规范对于设计

的引导还停留在简单的平面游戏阶段,单纯的面积要

求也使得活动场地常常在不利的场地约束限制下,变

成“建筑以外剩余场地” 的填充。 同时,幼儿园设计

又面临着严格的日照规范要求,设计者需将满足活动

室、寝室日照条件的建筑设计作为第一要务。 建筑形

态在用地范围内,对户外活动场地的面积与分布有着

重要影响,若简单将“剩余” 红线内的空地填补成为

活动场地,户外活动场地就会被建筑体量割裂,狭长

零散地分布在幼儿园主体建筑四周,与建筑单体设计

联系并不密切。

1. 2 社区幼儿园户外活动场地设计优化的意义

优秀的幼儿园设计是幼儿身心健康发展的条件

之一,换言之,建筑形态与户外活动场地的关系,也体

现着教育理念。 幼儿园教学对于幼儿是一个社会化

的初步阶段,社会化的过程,往往是通过与家庭成员

以外的其他人进行社交活动完成的。 幼儿的户外活

动时长每日不得少于 2 h,户外活动场地的设计,可以

为此提供更为多样化的社交机会。 幼儿的活动是自

由自在的,安全而无序的活动空间往往更能激发幼儿

们探索与社交的积极性。 因此,方案设计阶段需在有

限的用地条件下,将建筑物与活动场地设计思路相结

合,成为更为“流动、融合” 的空间,本文基于此提出

几种方案设计思路。

2 幼儿园建筑与活动场地的形态设计策略

2. 1 建筑布局选择

幼儿活动室与寝室为满足 3 h 满窗日照规范,建

筑单体常常集中设置在用地范围内日照最为有利的

一侧,因此,“一字型”与“L 形”总图最为常见。 这种

布局有利于幼师开展保教工作,但是幼儿活动室与户

外场地的联系,仅仅通过统一的出入口连接。 而这种

过于集中的体量,占据了绝大多数用地空间,可能导

致幼儿从活动室到户外活动场地的路径被阻隔,尤其

是处于二、三楼层的班级(图 1)。 院落式的单体布

局,更容易满足幼儿多路径社交活动的愿望,但在紧

张的场地限制下,常难以实现。 幼儿园室内到户外活

动场地的出入口,设置路线和位置的便利性影响着幼

儿活动的自主性,分散型设置的出入口,比集中设置

的更容易引导幼儿出去户外开展自由活动和社交。

笔者在东莞万科湖境花园小区配套幼儿园项目的设

计中,将并列排布的活动室单元平面拉开 1. 8 m 的间

距,留出 3 个便于幼儿穿梭前后活动场地的“连接

口”,这样被割裂的活动场地仿佛流动了起来。 而这

种小型尺度的通道,对于身材娇小的幼儿十分友好,

也鼓励着幼儿进行多样化、自由化的社交活动。 重复

班级单体在水平布局上的前后错位,打破了“一字

型”布局的呆板,减少了集中体量对幼儿的压迫感。

些许的布局变化,可引起同质单调空间的改变,更有

利于幼儿的心理与感受,如图 2 所示。

图 1 “一字型”建筑布局将活动场地割裂

图 2 湖境花园幼儿园布局

2. 2 走廊的“发展与壮大”

二、三楼层的幼儿到达首层户外活动场地,需通

过上下楼梯,活动的自由度随着楼层的升高而降低。

那么,在二、三层楼中,除去活动室室内部分,班级外

的走廊空间就变成极为重要的社交场所。 《幼儿园建

2023 年 09 期 总第 303 期 刘 昕·配套幼儿园活动场地与建筑形态融合设计研究 ·41·

筑规范》中规定:“生活用房单面走廊净宽不得小于

1. 8 m。”根据日本建筑学会编著的《建筑设计资料集

成(人体·空间篇)》,3 ~ 6 岁幼儿肩宽在 24. 2 cm ~

27. 6 cm,加之行走摆臂空间,假设一侧留有两股人行

宽度,据此计算 1. 8 m 的走廊剩余宽度在 1 m 左右。

如果想要幼儿在此处停留与活动,这个宽度是远远不

够的。 “研究发现,有 3 m 进深以上的幼儿园半户外

空间或离主干道有一定距离的空间。 更能诱发幼儿

的游戏行为。”

[1]将走廊设计增宽,传统的学校走廊就

会由单纯作用的交通空间,变成松散而开放的空间,

既是交通空间,提高了交通过程的趣味性,又是活动

空间,鼓励非正式的教学和学习。 笔者在珠海景山路

幼儿园设计项目中,将外廊宽度增加至 2. 7 m,并在

原本直行的空间中加入一些放大节点的小平台,为幼

儿提供停驻嬉戏的空间(图 3)。 在国内优秀设计研

究中,麓湖哈密尔顿幼儿园设计方案,将活动室单体

排列打散,放大并强化了连接教室与走廊的过渡空

间,形成儿童由室内到室外可以不间断玩耍的游乐场

地。 长形的走廊,空间也可在一定程度上弥补首层活

动场地零星分布,不利于部分活动展开的缺憾。 宽阔

的走廊除有利于儿童活动,幼师也可开展展览、点评

等集体活动,并在夏日日照过于强烈或是风雨天气

中,作为首层户外活动场地的补充,如图 4 所示。

图 3 珠海景山幼儿园设计

图 4 哈密尔顿幼儿园

2. 3 垂直的多层次空间

《幼儿园建筑规范》中规定:“幼儿园生活用房应

布置在三层及以下。”此条出于安全考虑,将儿童活动

限制在建筑物较低的楼层中,幼儿不可或缺的游戏部

分只能被框定在平面的户外活动场地中。 在密集的

建筑物中,多层次的空间,为幼儿的交流与活动提供

了更多可能性。 可多利用屋顶平台或是底部架空空

间,将活动场地多点、多维度分布,用坡道与集中活动

场地相串联,创造连续、不会被高差阻隔的活动空间。

坡道的存在,让活动场地与幼儿联系更加密切,场地

并非只是地面的“孤岛”。 连贯的空间体验,仿佛让

建筑物动了起来,这依赖于幼儿在活动中可以不知不

觉地变换着场所和方位。 例如合肥旭辉甜甜圈幼儿

园,不同高度的坡道串通二层及三层的屋顶,“飞廊”

与滑梯,让幼儿在玩耍中不知不觉路过整个幼儿园,

增加了幼儿之间相识与对话的可能(图 5)。 笔者在

惠阳万悦花园小区配套幼儿园设计中,用环状通道组

织各个功能建筑的水平交通,并设置多处坡道和楼梯

组织三层的垂直交通,将室外活动平台与走廊相连,

并可到达首层活动场地,使整个建筑变成了超大的游

乐园。 设置在路径中心的游戏“盒子”作为路径中最

大的停留节点,通过半开放的空间与走廊连接起来,

是幼儿可自由使用的游戏室、阅读室,也鼓励教师在

其中进行研讨。 教师与幼儿活动场地的重合并非被

限制在日常课堂里,而是提供一种更加随机的可能

性,以此促进幼儿的交往。 路径设计不是将各个活动

室作为目的地,而是作为中转点,环状的路线让孩子

们可以随意选择上下,去位于中心的游戏“盒子”,或

是沿着坡道跑到屋顶花园。 幼儿园路径包含两个环

绕着的花园中庭,让孩子们在跑上跑下的过程中,近

距离接触到树冠枝叶,感受阳光透过叶子缝隙的斑驳

光影,在路径中感受自然,获得超过单纯连接体的体

验,如图 6 所示。

图 5 旭辉甜甜圈幼儿园

·42· 福 建 建 筑 2023 年

图 6 万悦花园小区配套幼儿园

因此,在幼儿园方案设计中,建筑单体布局的选

择,往往在最初就决定着活动场地与建筑物形态的融

合程度。 开放、适度松散的布局比集中式的建筑布

局,能更好地被活动场地及灰空间包裹,为幼儿提供

“出门即活动场地”的便捷路径。 在有限的用地红线

中,将活动室外的走廊加宽,或设计成局部被扩大的

平台,成为幼儿在课间灵活停驻、互相交流的空间;将

上下层平台走廊在垂直方向连接,多利用屋顶平台或

是底部架空空间,形成多层次的连续空间 ,突破非首

层活动室中的幼儿不便于到达活动场地的桎梏。 这

三种手法,在方案设计初期,就可以作为优化场地设

计的方向,与建筑形态相结合,为幼儿预留更多的非

正式活动场地。

3 结语

适宜的活动场地设计,有利于幼儿对外界事物的

体验,将建筑物与活动场地联合设计的方案,让幼儿

在园中更自由地探索与观察。 笔者在近几年的从业

设计实践中,一直追求在用地紧张的情况下,还原一

个建筑空间体验更为丰富的幼儿园,力求在现实条件

限制中找到幼儿园单体设计与活动场地博弈的平衡

点,通过一些有效的设计手段,为孩童们提供充满关

怀与更多可能的空间设计。

参 考 文 献

[1] 刘秀凤,刘国艳,李沐洵. 小区配套幼儿园建筑形态及其

对幼儿园环境需求的满足[ J]. 学前教育研究,2020

(08):60 - 70.

[2] 于会会. 房地产配件项目交付管理探索———以城镇居住区

配套幼儿园为例[J]. 中国集体经济,2022(26):62 -64.

[3] JGJ39 - 2016(2019 版). 托儿所、幼儿园建筑设计规范

[S]. 北京:中国建筑工业出版社,2019.

[4] 段泽孝. 调控与助推:政策变迁中的利益兼顾及其路径

选择———以城镇先去配套幼儿园移交政策为例[ J]. 湘

潭大学学报(哲学社会科学版),2020(06):46 - 52.

[5] 日本建筑学会. 建筑设计资料集成( 人体·空间篇)

[M]. 天津:天津大学出版社,2006.

[6] 容女顺. 基于儿童视角的幼儿园建筑交通空间环境优化

研究[D]. 桂林:广西师范大学,2021.

(上接第 4 页)

5 定制化文旅创村,真正实现“一村一品”

村庄规划不应该是以《村庄规划指南》要求的条

条框框的常规作业,而是针对每个村的特色制定对应

的工作路径和方案。 抓住最核心的潜力点,进行强力

推动,才能真正实现村庄发展的“一村一品”。 九峰

村作为生态与文化并重的村庄,规划理念并不侧重于

保护,而是以促进村庄繁荣为出发点,因地制宜,将几

个最重要的文物保护点进行充分的包装整合,定制化

进行项目包装,形成最具特色的旅游景点,并以此作

为村庄产业的发起点,衍生出其他特色产业。

目前,九峰村已入选福建省第四批省级传统村

落,同时也在按照规划思路,逐步推进村庄各项建设,

道路建设、景观环境方面已初见成效。 期待未来在文

化和生态旅游的推动方面,政府和村民齐心协力,实

现规划的有序落地,真正地实现村庄繁荣。

6 结论

本次规划,针对九峰村的良好本底条件,提出了

独特的发展策略,将规划从土地减量的传统思路转为

以生态文化经济发展为主的线路上来,全面提升村庄

经济及风貌。 规划 2020 年入选福建省优秀村庄规划

案例库,为城郊传统村落村庄规划提供了一个创新

样板。

参 考 文 献

[1] 刘彦随. 中国新时代城乡融合与乡村振兴[ J]. 地理学

报,2018,73(4):637 - 650.

[2] 梁文峰,林宁. 传统村落保护建设的制度性问题研究

[C]. 面向高质量发展的空间治理———2021 中国城市规

划年会论文集(09 城市文化遗产保护),2021.

[3] 中国城市规划设计研究院厦门分院. 莆田市梧塘镇九峰

村村庄规划(2020 - 2035)[Z]. 2020.

2023 年第 09 期

总第 303 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 09·2023

Vol·303

智慧物流背景下的公路港建筑规划设计

———以嘉兴金鹏智慧公路港设计为例

叶 熙

(福建省建筑轻纺设计院有限公司 福建福州 350001)

摘 要:在信息技术和公路运输业快速发展的背景下,新兴的智慧公路港物流模式应运而生。 文章在分析智慧公路港

内涵的基础上,结合现代物流园区规划建设经验,分析总结在公路港建设规划中需遵循的原则,并以嘉兴金鹏智慧公

路港的设计为例进行具体探讨,以期对当前公路港建筑规划设计研究提供参考。

关键词: 智慧物流;信息化;公路港;物流园;规划设计

中图分类号:TU2 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)09 - 0043 - 05

Architectural planning and design of Highway Port under the background of intelligent Logistics

———A case study of Jiaxing Jinpeng Intelligent Highway Port Design

YE Xi

(Fujian Architectural & Light - Textile Design Institute Co. , Ltd,Fuzhou 350001)

Abstract:Under the background of the rapid development of information technology and highway transportation industry,the emerging intelligent highway port logistics mode has been produced. Based on the analysis of the connotation of smart highway port,combined with the

planning and construction experience of modern logistics park,this paper summarizes the principles to be followed in the construction planning of highway port,and takes the design of Jiaxing Jinpeng smart highway Port as an example to elaborate in detail,in order to provide reference for the current planning and design of highway port.

Keywords:Intelligent logistics; Information technology; Highway port; Logistics park; Planning and design

作者简介:叶熙(1982. 1 - ),男,高级工程师。

E-mail:27106782@ qq. com

收稿日期:2023 - 03 - 01

0 引言

物流业是我国区域经济与社会发展的重要支柱

战略产业。 随着区域产业结构的调整和企业经营模

式的转变,我国物流业逐年增长。 在公路、航空、海运

形成的物流网络中,公路运输是整个物流体系的基

础,关系到整个集散运输系统的运转效率,对现代物

流的发展起着重要作用[1]

。 长期以来,公路运输中存

在的供需信息失衡[2]

、园区效率低下[3]

、市场信用缺

失[4]等问题,严重制约现代物流业的整体作用。 如何

解决物流业效率低、成本高、服务价值低的问题,实现

物流业的转型升级,成为当前学者理论和实践探索的

主要方向。

在互联网和科学技术的快速发展背景下,大数

据、人工智能、物联网等智能技术,不断推动着物流市

场的发展。 新技术与物流业密切相关,并碰撞出巨大

的创新动力,智慧物流等新模式、新业态应运而生,为

传统物流业发展注入了新的血液。 “公路港”物流模

式即为新型模式之一,这一新兴模式以浙江传化公路

港最为典型,它展现出高效的资源对接和完善的服务

体系优势,提高了公路运输的运转效率[5]

。 目前,对

公路港的研究主要集中在相关概念、产生背景、发展

历程、运营模式等方面,研究视角聚焦于公路港的运

营管理[6 - 7]

,对智慧公路港物流园区的具体建筑规划

设计研究较少。 空间规划布局的合理性,是决定物流

园区能否高效运营的基础。 因此,本文结合物流园区

建筑规划设计的相关理论,以嘉兴金鹏智慧公路港为

典型案例,进行分析探讨,希冀对同类型物流园规划

布局与建筑设计提供一定裨益。

1 智慧公路港内涵

智慧公路港作为物流园区的一种高级发展形式,

·44· 福 建 建 筑 2023 年

在整个海陆空物流网络体系中发挥着重要作用。 因

此,它必须具备转换、整合、优化、调控不同运输资源

的能力。 而这一能力的实现,离不开智慧公路港的信

息化建设。 智慧公路港除了提供专业的物流及信息

服务外,还重视非物流附加值的建设。 简而言之,智

慧公路港就是以信息化为支撑,进行专业化、标准化、

综合化建设,具有物流、信息、金融三重属性的物流服

务增值园区。

1. 1 信息集成共享

智慧公路港全面应用新一代信息技术,构建信息

集成处理平台,解决了传统公路运输中,信息不对称、

货物空载率高等问题。 通过整合并共享供需双方的

有效信息,能够为买家提供商品、物流、车辆等信息查

询服务,为卖家提供商品产地、价格、库存、联系方式

等信息发布服务,促进货源、车源、仓储等资源的有效

对接,并推动公路运输高效运作。

1. 2 物流仓储配送

在信息平台建设的基础上,智慧公路港能够将仓

储、交易、运输、管理、配套等设施整合起来,有效利用

场地、车辆等资源,提供散货、大件、冷链等多种运输

服务。 同时,根据自身服务能力,提供地区分拨中心

服务,满足一般仓储、零担仓储及个性化仓储需要。

通过有效整合物流资源,合理组织功能,进行统一管

理和调度,从而实现建立综合运输体系,建设现代物

流园区的目的。

1. 3 服务配套完善

在提供物流和信息服务的同时,智慧公路港还提

供了一系列配套服务功能:首先,为企业、采购商和其

他客户提供开展活动所需的相关配套服务,包括商务

办公、产品展示、住宿休闲等。 其次,为员工及企业驻

园区办公人员提供后勤服务,主要配备食堂、超市、餐

饮店、健身房等配套服务设施。 最后,增加国税、工商

等相关机构的现场服务,以及通信、维修等技术服务,

实现物流运输过程中所有环节和要素的需求供给。

2 智慧公路港建筑规划设计原则

随着信息化和物流业的快速发展,物流园建筑功

能在传统单一物流仓储的基础上,新增了展览交易、

信息服务、物流加工等功能[8]

。 更多用户和更多功能

的出现,使得现代物流园区的建筑规划设计理念发生

了转变。 在智慧公路港建设的具体规划设计中,应遵

循以下原则。

2. 1 整体性原则

在公路港建筑规划设计实践中,要贯穿“统一规

划、统一管理”的总体规划原则,根据公路港物流园各

分区和功能的特点,区分主次,统一建设,强调内部空

间布局的系统性与整体性。 在区分主要功能和次要

功能的同时,还需要实现各部分功能之间的交流以及

区块之间的有机联系和集成。

2. 2 高效性原则

在物流园区的规划设计中,高效是物流园区运输

组织的基本原则。 在组织流线的过程中,应考虑不同

流线的独立性,减少不同功能之间的相互干扰。 通过

设计合理的交通空间,组织合适的交通系统,确保货

物的快速集散与公路港交通的畅通,为不同的使用者

创造良好的出行环境。

2. 3 复合性原则

在现代信息技术飞速发展的背景下,简单的仓储

功能已不能满足现代物流业的多元化需要。 应结合

智慧物流的发展趋势,将公路港定位为多功能联动的

综合性场所。 即在智慧公路港中,形成集展览交易、

智能仓储、物流加工以及管理、商业、配套服务等功能

于一体的多功能集聚复合空间,扩大规模效益。

3 案例分析

本文以嘉兴金鹏智慧公路港为例,进行智慧物流

背景下的公路港建筑规划设计具体阐述(图 1)。 嘉

兴地处长三角城市群的中心位置,是苏浙沪两省一市

的交通枢纽,也是制造业物流圈的地理中心[9]

。 按照

嘉兴发展战略要求,需充分利用现有厚实的经济基础

和显著的区位及交通优势,结合产业结构升级,以区

域物流为重点,大力建设以区域配送、原材料分拔、仓

储和交易、信息化为主要特色的物流园区。 本次设计

对该项目定位的阐释是:基于智慧物流信息技术,构

建现代物流平台,将其打造为集基本物流、增值服务、

配套服务于一体的智慧物流产业集群。

图 1 嘉兴金鹏智慧公路港鸟瞰图

2023 年 09 期 总第 303 期 叶 熙·智慧物流背景下的公路港建筑规划设计 ·45·

3. 1 总体布局

在公路港建设规划设计过程中,要进行总体规

划,区分各种功能的主次关系,注意核心功能与辅助

功能的区别。 智慧物流园的功能,可分为基本物流功

能、增值服务功能和配套服务功能三类[10]

。 首先,要

突出和强化其基本物流功能,围绕物流产业运行的基

本流程进行布局规划与相关建筑设计,提高相邻环节

的紧凑性。 其次,商品服务、信息咨询等增值服务作

为现代物流业发展的关键,相应功能建筑承担着沟通

物流园区内外的重任,在规划设计中,应予以重点考

虑。 最后,休闲娱乐等配套服务功能并非物流业运营

的必要要素,可将这些元素作为主要功能空间的辅助

与补充。 在细分功能的同时,可以发现:简单的仓储

用地,已不能满足智慧公路港的多元化发展需求;物

流园区在区分主次功能的同时,应实现多种功能的有

机复合。

在此次智慧公路港设计中,整体采用了网格型布

局。 将仓储、装卸等相关功能建筑按照物流业基本流

程有序填入划分好的区块中,在加强各生产环节联系

的同时,实现紧凑布局、节约用地的目的,满足整体性

原则规划布置要求。 结合场地条件,将主要物流仓储

区布置在规模较大、较为完整的东北角地块;将包含

信息增值服务、金融配套服务等商业办公功能的增值

服务区沿街布置,方便不同使用主体的进入。 将包含

生活服务、物业管理等功能的配套服务区集中在形态

较不规则的南部地块,实现主次功能的区分(图 2)。

在每个主体功能分区中又包含多种功能的有机复合,

解决单一仓储用地无法满足当前智慧物流所需的多

功能用地的问题,使物流园区在新阶段的资源整合和

一站式服务成为可能。

图 2 总体布局

3. 2 交通组织

在智慧公路港内,既有传统物流园区的基本物流

服务,也有增值延伸服务和公共配套服务,其决定了

园区内部交通主体与交通方式的多样性。 与传统物

流园区相比,公路港内部交通的目的性和规律性较

弱,内部车速受交通环境、管理条件、时间段等影响较

大,整体交通状况更为复杂。 公路港物流仓储区的专

业性较强,人、车和货物的动线相对复杂,需要做好仓

库和其他建筑物之间的流线组织,确保在建筑物密集

的情况下,人、车和货物的有效分离。 连接物流园内

外的服务区的使用者类型繁多,应将人车快速通行作

为服务区流线组织的首要目标。 通过合理分区与组

织流线,尽量避免不同流线的相互干扰,实现人、车及

货物的高效集散。

交通流的顺畅,是保证公路港快速运转的重要基

础。 在园区的交通组织中,采用出入口分开顺进顺出

的设置,以提高大型货车的进出效率。 同时,选择单

向运输车流的交通组织,减少大型货车转弯及调头所

需的交通空间,尽量避免不同车流间的交叉和干扰。

通过设计单向交通流线,在相邻仓库之间留有足够的

空间,以确保装卸操作不会影响相邻仓库的操作和道

路交通。 在物流仓储区,采用双首层仓储的交通组

织,一层货物通过货车流线直运,二层货物通过盘道

流线送达,两者互不干扰、各成体系,解决了园区内的

纵向货运问题,实现了内部物流交通的高效疏解(图

3)。 而需要接触外部城市空间的配套服务用地,则集

中在 B 地块和沿街区域,以保证园区内部道路主要用

于货物运输、装卸,外部道路用于日常车辆、行人进

出。 通过功能分区和道路组织,减少服务性交通和功

能性交通之间的交叉和干扰,保证物流园区的畅通,

体现出智慧公路港建筑规划设计的高效性原则。

图 3 交通组织

·46· 福 建 建 筑 2023 年

3. 3 仓储建筑设计

作为物资的储存场所,衡量物流仓库经济合理性

的标准,是货架摆放数量最大,即库存最大。 因此,可

以通过对存储材料、作业方式和存储方法进行定性和

定量统计,掌握其规律性,并根据这些数据进行经济

合理的货架规划和布局。 其次,可以根据物资类型、

堆垛方式和货架形式,推导出合理的标准模块组合,

以最大限度地提高存储容量。 最后,可以根据客户使

用规模需求的不同与变化,在空间设计上注重弹性化

和模块化,通过存储模块的自由灵活组合,以满足客

户的不同需求。

在此次公路港的仓库布局方面,设置了模块化的

适合所有丙类商品的通用性强、支持大出大进、周转快

的立体仓库(图 4)。 货架布局采用货架包立柱的工

艺,仓库内看不到立柱,保证整体的整洁美观。 同时,

货架布局可以自由划分和组合,以满足不同客户的个

性化需求,并预留可扩展空间,确保存储空间的弹性。

物流仓储区二层中间的公共平台与月台相连,通过盘

道流线的组织,设计一条 U 形动线。 “楼下背靠背,楼

上面对面”的仓库结构较传统的物流仓库,节省了约

22%的土地和约 20%的成本(图 5)。 仓储单元的平面

为矩形,垂直交通、卫生间和其他附属空间集中布置在

单元的角落或一侧,中心留有较大空间,也是可供出租

的最小单元。 相邻的仓储单元可以水平或垂直自由组

合,这种弹性组合覆盖整个楼层甚至整个建筑,可以满

足未来租户对仓储空间的不同面积要求。

图 4 仓储建筑设计

图 5 传统物流仓库与现代物流仓库剖面

3. 4 配套功能建筑设计

有别于传统物流港的单一物流功能,嘉兴金鹏智

慧公路港以复合性原则为基础,完善企业、采购商、其

他客户的配套服务,提供业务办公、商务、产品展示,

以及食宿、休闲、安全、环保等后勤保障,满足不同群

体的多元化服务需求。 配套建筑裙房功能以交易为

主,食堂、司机餐饮、超市、休闲娱乐等生活配套服务

为辅,三 ~ 八层作为司机之家、员工之家为物流工作

人员提供住宿场所(图 6)。 智慧公路港北区设置了

可进行货物展示、宣传的临时展厅,用于供货商进行

货物展示和采购商进行货物选购,临时展厅非使用期

间,可用作仓储空间使用。 此外,智慧公路港南区还

配套了包括国税、工商等机构的现场服务以及通信、

维修等基础服务,为公路港高效运转提供支持。 嘉兴

金鹏智慧公路港以智能、绿色空间、全程信息化为企

业营造良好的中枢式经营管理氛围;以高效、复合、一

站式服务优势为企业创建发展的快速通道。

图 6 配套建筑剖面图

3. 5 信息集成处理平台构建

为了实现物流园区多种功能的和谐统一以及仓

储物流的高效运转,嘉兴金鹏智慧公路港全面应用新

一代信息技术,构建信息集成处理平台。 首先,应用

门禁、道闸、智能分拣系统、监控系统、PDA、AGV 等较

为成熟的智能技术和智能硬件产品,为相关数据的采

集、处理与运用提供物质支持。 其次,使用 4G、5G、

WIFI、RFID、GPS 等技术和传感器设备,实现对货物、

车辆和人员等目标的定位、监测和信息采集。 同时,

关联打通 OMS、WMS、ERP、TMS 等系统,实现园区加

工、存储、配送全程的精细化管理。 再次,通过综合设

计智慧物流、智慧仓储等业务系统,以及智慧物业、智

慧大厅、智慧停车等管理系统,建立园区信息集成与

(下转第 88 页)

2023 年第 09 期

总第 303 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 09·2023

Vol·303

传统建筑中的庭院空间比较

———以北京四合院与苏州民居为例

黄振炜

(福州工商学院艺术设计学院 福建福州 350001)

摘 要:民居作为历史上出现最早的传统建筑类型之一,不仅分布地区最广、建造数量最多,且与人们日常生产生活有

着密切的联系。 民居通过与当地自然环境,与人们的生活方式紧密结合,形成具有明显的地域文化和民族特征的建筑

形式。 传统民居建筑中重要的组成部分———庭院空间,具有重要的社会、历史、人文价值,对当代建筑设计和空间营造

有着深刻的影响。 为此,通过行为心理需求等角度进行分析比较,挖掘其空间价值。

关键词: 民居;庭院空间;分析比较;行为心理需求;空间价值

中图分类号:TU2 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)09 - 0047 - 05

A Comparison of Courtyard Spaces in Traditional Architecture

———Taking Beijing Siheyuan and Suzhou Residential Buildings as Examples

HUANG Zhenwei

(School of Art and Design, Fuzhou Industrial and Commercial University,Fuzhou 350001)

Abstract:As one of the earliest types of traditional architecture in history,residential buildings not only have the widest distribution area

and the largest number of construction,but also have a close connection with people’s daily production and life. Residential buildings form

architectural forms with obvious regional culture and national characteristics by closely combining with the local natural environment and

people’s lifestyle. The courtyard space,an important part of traditional residential buildings,has important social,historical and humanistic

values,and has a profound impact on contemporary architectural design and space creation. This paper analyzes and compares from the perspective of behavioral psychological needs,and then explores its spatial value.

Keywords:Residential buildings; Courtyard space; Analysis and comparison;Bbehavioral psychological needs; Spatial valu

作者简介:黄振炜(1992. 06 - ),男,工程师。

E-mail:719931788@ qq. com

收稿日期:2023 - 03 - 10

0 引言

传统民居中的庭院空间,是中国建筑文化的重要

组成部分,其有着丰富的行为心理需求和空间价值。

本文以北京四合院和苏州民居为例,探讨传统民居中

庭院空间的比较,并为现代建筑设计提供借鉴和启

示。 传统建筑中的庭院空间在国内外已有许多研究,

其中包括对庭院空间的历史演变、文化内涵、功能特

点等方面的探讨。 然而,目前对于庭院空间的行为心

理需求和空间价值的研究还比较有限,尤其是对于北

京四合院和苏州民居这两种不同地域、不同风格的传

统建筑庭院空间的比较研究还较少。

因此,本文旨在通过对二者庭院空间的比较,分

别从其舒适性,私密性、安全性,领域感,社会文化,美

感需求五个方面进行解析,探讨庭院空间的行为心理

需求和空间价值,为现代建筑设计提供新的思路和方

法。 同时,本文也将为传统建筑文化的保护和传承提

供一定的参考和借鉴。

1 舒适性的需求

传统民居中的庭院,作为家庭生活起居的主要空

间,应先满足居住者的舒适性这一基本需求。 我国土

地面积广阔,不同地区自然环境复杂多样,在舒适性

方面,针对气候变化做出相应调整是必要且重要的。

因此各地区结合地域特点,发展出不同类型和风格的

庭院空间。

1. 1 北京四合院庭院空间的舒适性

北京四季分明,冬季干燥寒冷,秋季凉爽舒适,夏

·48· 福 建 建 筑 2023 年

季炎热,春季湿润多雨。 在此自然环境下,人们抵御寒

冷,是舒适性需求中最重要也最基本的一个方面。 因

而,四合院采用了紧凑围合式布局,使得庭院面积通常

较大,目的是为了引入更多太阳光线;同时,四周围合

式建筑多为一层或两层,减少了建筑单体之间阴影面

积,保证了光线能够引入室内;此外,还利用南北向布

局增加日照时间,使人们有一个温暖舒适的环境。

北京四合院中围护结构上的门窗,常为双层结

构,以满足居住者对寒冷、采光及空气流通的舒适性

需求。 门窗刷成红褐色,将暖色调融入庭院空间,以

满足人们对温暖的心理需求,让居住者在北方严寒

中,有一个舒适的居住空间[1]

,如图 1 所示。

图 1 北京四合院庭院鸟瞰图

1. 2 苏州民居庭院空间的舒适性

苏州传统民居处于江南地区,气候温润,夏无酷

暑、冬无严寒、雨量充沛、且土沃物丰。 在宜人的自

然环境中,庭院空间很好地将厅井式和合院式进行

融合,在阳光的引入和建筑阴影的运用之间取得了

平衡。 苏州地处江南,夏季炎热多雨,因此,建筑对

于避暑降温的需求较高。 建筑层数通常为二层,空

间较为封闭,如此处理,既阻隔湿热的季节风,又避

免夏季阳光的直射。 天井处于阴影之下,常有清凉

的穿堂风,加之高耸的山墙,更使庭院空间清爽舒

适,如图 2 所示。

苏州民居庭院四周的围护结构,多为木窗和门槛

的组合,平日常闭、拆卸方便,可使内外气流流通顺

畅。 长窗外观多为深色,在视觉心理上,冷色调无形

之中会有“降温” 作用。 墙体涂刷为灰白色调,阳光

经过墙体的漫反射与折射后,柔和了整个庭院空间,

使人倍感舒适、亲切。 所以,苏州民居庭院不仅在细

节装饰上还是在空间布置上,都考虑到居住者的舒适

性需求,如图 3 所示。

图 2 苏州民居师俭堂鸟瞰

图 3 苏州民居中的天井、落地长窗

1. 3 庭院空间尺度比较

通过上述两种传统民居案例分析可以看出,庭院

空间尺度与地区纬度密切相关。 随着地区纬度的增

加,气候逐渐炎热,而庭院空间尺度大小呈现出与纬

度的反比关系,这种情况与太阳直射角有关。 我国北

方地区冬天气候寒冷干燥,加之北方太阳直射角小,

且日照时间短,亟需充沛的阳光。 为获得更好的采光

效果,四合院建筑通常采用较大的建筑间距,以满足

建筑的日照需求。 因而,四合院空间尺度相对较大。

而苏州民居庭院空间融合了厅井式和合院式这两种

形式,建筑之间的空间狭小,对于建筑阴影的利用和

阳光的引入有着良好的均衡,较好地满足了居住者舒

适性的需求。

2 私密性、安全性需求

传统民居的庭院空间在满足舒适性的前提下,还

要满足其私密性、安全性。 民居发展至今,形制已然

成熟,其对安全感的需求较高,四周围合的庭院空间

布局为居住者提供了较好的安全和隐私。

2. 1 北京四合院庭院空间的私密性、安全性

北京四合院在私密性、安全性方面的设计相当巧

妙:先是入口大门置于四合院东南角区域,进门后迎

面设立照壁,以阻隔外部的视线,继而转入前院,方可

2023 年 09 期 总第 303 期 黄振炜·传统建筑中的庭院空间比较 ·49·

进入中心庭院。 折转的空间布局方式,确保了庭院空

间的私密性、安全性。 前院在中轴线上设置精心装饰

的清式垂花门,不仅空间上增加界线与限制,而且增

强其空间私密性。

北京四合院庭院空间层次分明地依序布置,区域

划分十分清晰。 倒座作为对外的待客厅、书塾等功能

使用,属于开放空间,具有公共属性;中心庭院是家庭

成员重要的日常生活区域,属于半公共空间;仆人等

所属的空间多布置于后罩房,空间私密性较强,如图

4 所示。

图 4 北京四合院平面图

2. 2 苏州民居庭院空间的私密性、安全性

自古以来,苏州都是重要的手工业产地。 其依靠

便捷的水运交通,使商业贸易发达,具有深厚的历史

文化底蕴。 在此背景下,苏州民居的庭院空间,自然

会有意营造文化氛围。 文人庭院作为当时造园的主

流,对庭院空间中的历史文化氛围也产生了极其深刻

的影响,庭院空间不仅反映了建筑围墙的私密性与安

全性,而且更注重营造庭院空间的人文氛围和山水

意境。

苏州民居的庭院多为中轴对称式的布局形制,门

厅、轿厅、客厅、女厅依次串联,整座建筑坐北朝南,私

密性逐层递进。 中心庭院位于轿厅、客厅之间,是重

要的公共交往空间。 其中,轿厅作为正厅的过渡空

间,自然承接了外部空间与内部空间,对整个民居庭

院空间的私密性、安全性的提升起到了重要的作用。

余下的空间布局,则为家庭成员日常生活的私密空间

和半公共空间[2]

,如图 5 所示。

图 5 苏州民居师俭堂平面图

苏州民居通过围绕女厅设置封火山墙,围合成高

耸狭长的私密空间。 其对外部空间的设计,也十分独

特,如常在巷道南部大门处设置照壁,以隔绝外部的

视线,对庭院起到空间分割和造景的作用,兼具私密

性、安全性。

2. 3 私密性、安全性的空间比较

北京四合院常通过多种空间的布局转换,加强庭

院空间的私密性、安全性。 建筑之间设立了多道屏障

来阻隔视线,而倒座这一公共空间,则起到内外空间

转承的作用。 苏州民居庭院空间四周筑起狭长的封

火山墙,大门附近的轿厅作为过渡空间,保证了居住

者庭院空间私密性。

两者入口附近的庭院空间的比较:北京四合院的

与外部相接的倒座空间可以提供多功能需求,如会客

交往等公共活动,而苏州民居的轿厅空间功能相对简

单。 在照壁上的设置,在北京四合院中通常为内照

壁,而苏州民居多数情况下为外照壁,这就使得两者

的庭院空间,在私密性的强弱上有所不同。

3 领域感的需求

明确的边界和清晰的对象两个方面,决定了领域

的界定。 中国古来就重视礼教,“仁、义、礼、智、信”

·50· 福 建 建 筑 2023 年

等儒家文化等思想早已融入人们日常生活;反映到传

统民居中,则是封闭的山墙以及根据地位、身份划分

的居住空间,体现了人们的领域感需求。 从行为心理

学的角度来看,领域感是指人们对自己所在区域或活

动范围内具有一定控制权或所有权,并能够排除外来

干扰或侵犯。

3. 1 北京四合院庭院空间中的领域感

北京作为清朝的政治中心,封建的统治达到了顶

峰,社会等级制度十分森严,因而,产生了许多严格的

官式建筑规范。 在此封建文化背景下所产生的意识

形态,使人们心理行为在潜移默化中受到了影响,庭

院空间布局呈现出中轴对称,而布局设施完整、装饰

讲究。 在此情况影响下,庭院空间中的领域界线划分

清晰,建筑平面通常是以一家之主作为核心进行布局

构图,所有房间围绕着正房,且在开间面宽、纵深、层

高、外饰等均低于正房,体现了庭院空间的两种大小

的尺度,如图 6 所示。

(a)北京四合院庭院空间 (b)苏州民居庭院空间

图 6 庭院空间

3. 2 苏州民居庭院空间的领域感

苏州位于江南,依托优越的自然条件,当地农业

和商贸等方面较发达,人口众多,因而对庭院空间的

形态也产生了影响。 苏州民居建筑层数多为二层,四

周设有封火山墙,庭院空间的领域感较为强烈,领域

空间边界划分明确,适应封建家庭的礼制需求。 层层

门房,前堂后寝,家眷居女厅,体现出尊卑等级,如图

6 所示。

3. 3 领域感的空间比较

北京四合院庭建筑多为一层建筑,体量较小,庭

院空间围合感强,且无封火山墙,空间封闭内向、中轴

对称、纵向延伸,在满足生活功能需求的同时,也满足

着安全稳定感和归属亲切感等心理需求;苏州民居庭

院空间的围合建筑层数多为二层,配有封闭狭长的山

墙,庭院空间融合式布局、开放外向、横向展开,在满

足生活功能需求的同时,也满足着自然美感和自我实

现等心理需求。 二者在庭院空间的边界划分方式、领

域大小和场所氛围都略有不同,体现了不同地域文化

特色,但都基本满足古时居住者的领域感需求,且等

级规矩明确。

4 社会文化需求

传统民居庭院空间中的社会文化,在空间布局、

建筑形式、装饰风格等方面所展现出来的地域文化特

征,反映了中国传统文化中尊敬长辈、维护长幼秩序、

重视家族和谐等价值观。 体现中国传统文化中追求

自然、和谐、平衡的理念,以及对于私密性、领域感、家

族观念的重视。

4. 1 北京四合院庭院空间中的社会文化

北京四合院庭院空间不仅是居民日常生活之所,

也展现了居住者的社会地位、家族传统、礼仪习俗和

文化修养。 在这里,各个房舍和庭院都有其固定而富

有象征意义的功能,反映了居民对家庭秩序、社会规

范和宗教信仰的认同。 此外,“三雕” (砖雕、木雕、石

雕)等装饰艺术以及书法、绘画、诗词等文人雅事,也

随处可见,彰显了居民对传统文化和审美情趣的尊

崇。 而门神、对联、灯笼、石狮子等物件,则寄托了居

民对吉祥平安、幸福美满的祝愿。 四合院庭院空间还

是传统节日和习俗活动的重要舞台,如贴春联挂灯笼

过年、挂菖蒲艾叶过端午节,以及赏月吃月饼过中秋

节等,体现了居民对传统文化的尊重与继承。

4. 2 苏州民居庭院空间中的社会文化

苏州民居庭院空间,是苏州园林艺术在民居建筑

中的缩影,反映了苏州人追求自然美和诗情画意的生

活理念。 其中,有许多富含哲学思想和文人气息的元

素,如假山水池、花木盆景、书画题词等,表达了居住

者对天人合一、清雅闲适的境界。 苏州民居庭院空间

也是居住者生活和表达自我的场所,同时也是与外界

联系交流的场所。 苏州民居庭院空间中,各个房屋和

庭院都有其灵活多变的功能和形式,反映了居住者对

于家庭关系、社会变迁和自然环境的适应性。 苏州民

居庭院空间普遍采用“三雕” 等装饰艺术,并且注重

园林景观、水景音乐等细节设计,体现了居住者对于

江南风情和雅致生活的向往[3]

。

4. 3 社会文化的空间比较

北京四合院庭院空间中的社会文化,更偏重于对

内部秩序和规范性的强调,而苏州民居庭院空间中的

社会文化更偏重于对外部变化和灵活性的关注。 北

京四合院和苏州民居都是中国传统建筑中的经典的

两种建筑类型,它们在空间上,体现了不同的社会文

化特征。

北京四合院的空间是一个封闭而完整的空间,它

2023 年 09 期 总第 303 期 黄振炜·传统建筑中的庭院空间比较 ·51·

反映了北京作为帝都和政治中心的地位,以及北京人

民对权威和秩序的尊重[4]

。 苏州民居的空间是一个

开放而生动的空间,它反映了苏州作为商贸和文化中

心的地位,以及苏州人民对自由和创新的追求。

5 美感需求

美感需求,是指人们对于空间的审美和情感的需

求,它是一种主观的、个性化的、多元化的需求。 北京

四合院与苏州民居庭院空间在美感需求方面,体现出

了不同的地域文化和生活方式。 北京四合院的庭院

空间,追求一种宏大、庄重、整齐的美感,反映了北方

人民的豪放、威严、秩序的特点。 而苏州民居的庭院

空间,追求一种精致、灵动、多变的美感,反映了江南

人民的细腻、优雅、趣味的特点。 两种庭院空间都有

其各自独特而又鲜明的美学价值和文化内涵。

5. 1 北京四合院庭院空间的美学特征

北京四合院的美感,主要表现在其建筑形式上。

北京四合院庭院空间延续了中国传统建筑的布局形

式,一正两厢组合而成的院落,不同的空间具有不同

的功能。 这种四平八稳的均衡布局,恰恰体现了建筑

的形式美。 四合院以庭院为核心,以房屋为边界,形

成了一个封闭而完整的空间结构。 这种结构既保证

了私密性和安全性,又保持了通透性和采光性。 四合

院以正房为主体,以东西厢房为辅助,形成了一个对

称而平衡的布局方式,这种方式既体现了尊卑关系和

礼仪规范,又体现了整齐划一和谐协调。

5. 2 苏州民居庭院空间的美学特征

苏州民居的美感,主要表现在其园林艺术上。 苏

州民居以园林为灵魂,以画廊为连接,以花窗为装饰,

以水为元素,以山石为骨架,以花木为点缀,形成了一

个自然而生动的空间景观。 这种景观既营造了幽静

而舒适的氛围,又展示了多姿多彩而富有变化的

风情[5]

。

5. 3 两种庭院空间在美感方面的异同

两种庭院空间都体现了中国人对自然和社会的

认识和理解,以及对美好生活的追求和向往。 它们在

美感方面,有以下相同之处:①都遵循了风水学说的

原理,注重与自然环境的协调和融合;②都采用了内

向性的空间布局,形成了一种封闭而又开放的空间结

构;③都运用了多种雕刻技艺,在各个部位展现出精

湛的工艺水平和丰富的文化内涵。

两种庭院空间在美感方面也有以下不同之处:①

北京四合院更强调轴线性和序列性,呈现出一种规整

而不单调、严谨而不死板的空间秩序;苏州民居更强

调曲线性和变化性,呈现出一种曲折而不拥挤、随意

而不失礼的空间韵律。 ②北京四合院更注重建筑与

建筑之间的关系,并通过门楼或牌匾来显示身份或品

味;苏州民居更注重建筑与水系之间的关系,并通过

花卉或字画来表达情感或品格。 ③北京四合院以大

小规模来区分主次关系,体现了权力与地位的象征意

义;苏州民居以精巧细致来突显特色,体现了情趣与

雅致的审美意义。

6 结语

庭院空间是传统民居的核心组成部分。 传统民

居经历生成、发展、变化、成熟、兴盛、没落这一长久的

过程,逐步形成如今这种的型制。 庭院空间是传统民

居的核心空间,其不但延续和反映出我国各地的人们

独特的日常生活、生产习惯和历史文化,且空间围合

要素、布置形式至今沿用。 反思既有建成的建筑,吸

取传统民居建筑的优点,增进人们对中国传统建筑中

庭院空间这一独特形式的理解和欣赏。 本文比较探

讨了这两种传统建筑庭院空间的特点和价值,并为现

代建筑设计提供借鉴和启示,并为保护和传承这一珍

贵的历史遗产提供一些参考,以期更好地延续民居庭

院空间的精髓。

图 片 来 源

图 1:互联网;

图 2、图 6:作者自摄。

参 考 文 献

[1] 赵坤. 传统民居庭院空间的比较研究[D]. 哈尔滨:东北

林业大学,2006.

[2] 韩璐. 环境心理学导向下居住建筑模糊空间研究[D].

武汉:武汉纺织大学,2015.

[3] 刘金波. 论晚清吴江地区私家园林空间特色[D]. 苏州:

苏州大学,2018.

[4] 徐艳文. 民居建筑的典范———北京四合院[ J]. 建筑,

2018(23):67 - 69.

[5] 吴佳桦,薛力. 江南民居居住形态比较分析———以苏州

邓宅和扬州魏宅为例[J]. 城市建筑,2020.

2023 年第 09 期

总第 303 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 09·2023

Vol·303

混凝土框架结构抗连续倒塌性能研究

吴红梅1 刘 磊2 任桃元2 何 君2 甘坚宇2

(1. 深圳市坪山区建设工程质量安全监督站 广东深圳 518118; 2. 中建科工集团有限公司 广东深圳 518118)

摘 要:混凝土框架结构在服役期间遭遇极端灾害作用时,会由于支撑构件失效而发生连续性倒塌。 以某医院的门诊

大楼为研究对象,采用 ABAQUS,建立该混凝土框架结构的有限元模型,并开展其抗连续倒塌分析。 通过对支撑柱失

效时间、柱失效位置,以及倒塌过程中结构的位移响应和弯矩演变过程进行研究,发现底层中柱失效时,框架结构相邻

两侧的梁可通过悬链线拉结作用抵抗结构倒塌。 而结构顶层角柱失效时,由于周边约束较小,框架结构易发生连续

倒塌。

关键词: 混凝土框架结构;连续倒塌;有限元分析

中图分类号:TU3 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)09 - 0052 - 04

Investigation on progressive collapseperformance of concrete frame structures

WU Hongmei

1

LIU Lei

2 REN Taoyuan

2 HE Jun

2 GAN Jianyu

2

(1. Shenzhen Pingshan District Construction Engineering Quality Safety Supervision Office,Shenzhen 518118;

2. China Construction Science and Industry Corporation Ltd. ,Shenzhen 518118)

Abstract:Concrete frame structures would be subjected to progressive collapse due to the failure of supporting members when experienced

extreme loads. In this study,the outpatient building of a hospital is employed as the research object. The finite element model of the outpatient building is developed by ABAQUS. The performance of the concrete structure against progressive collapse is investigated. By studying

the failure time of the supporting columns,the failure position of the columns,and the displacement and bending moment of the structure

during the collapse,it is found that when the middle column of the first floor is destroyed,the beams at the adjacent sides of middle column

can resist the collapse of the structure through the catenary action. When the corner column in the top floor fails,the frame structure is prone

to collapse due to less restraint.

Keywords:Concrete frame structure; Progressive collapse; Finite element analysis

基金项目:中建科工技术研发项目(ZJKG - 2022 - KT - 28)。

作者简介:吴红梅(1983. 07 - ),女,高级工程师。

E-mail:87694305@ qq. com

收稿日期:2023 - 03 - 28

0 引言

建筑结构在服役期间,可能遭受自然灾害或恐怖

袭击等引发的极端荷载,造成建筑结构发生连续性倒

塌,以及严重的人员伤亡[1 - 2]

。 例如:2001 年 9 月 11

日,美国纽约世贸中心遭遇恐怖袭击,两座高楼在飞

机撞击后发生连续性倒塌。 2022 年 5 月,江苏常州某

居民楼因液化气爆炸,引发建筑倒塌。

目前,针对混凝土框架结构的连续性倒塌研究,

主要采用“拆除构件法”,即将某部分构件撤去,然后

分析剩余结构的抗倒塌能力[3]

。 钱凯等[4] 通过竖向

静力推覆加载(Pushdown),分析移除角柱和相邻边柱

后的钢筋混凝土结构的抗倒塌性能。 结果表明:角柱

和相邻边柱同时失效时,梁与板无法形成有效的悬链

线机制或薄膜机制,来抵抗连续倒塌的发生。 周云

等[5]研究相邻结构约束对钢筋混凝土框架结构的抗

连续倒塌承载能力的影响。 结果表明:两侧均有边跨

约束的子结构承载能力最高,特别是在悬链线机制阶

段。 对于单层空间框架,楼板可以大幅度提高结构抗

连续倒塌承载力。

目前,对混凝土框架结构的抗连续倒塌性能的研

究主要通过非线性静力分析的方法,对移除关键支撑

柱的剩余结构进行静力竖向推覆。 然而结构连续性

倒塌过程中,一般是动态过程,目前基于非线性动力

分析方法对混凝土框架结构抗连续倒塌的研究,相对

较少。 因此,基于非线性动力分析方法,开展混凝土

框架结构的动态连续倒塌性能研究,对揭示更加真实

的倒塌工况下混凝土框架结构的倒塌机理, 至关

重要。

医院作为公共建筑,其良好的抗灾韧性,对保障

人民的生命安全至关重要。 本文以某医院门诊楼为

分析对象,采用 ABAQUS 建立该门诊楼框架结构的有

限元模型,基于非线性动力分析方法,通过瞬间移除

2023 年 09 期 总第 303 期 吴红梅,刘 磊,任桃元,等·混凝土框架结构抗连续倒塌性能研究 ·53·

支撑柱,分析不同的拆柱时间和拆柱位置对该结构的

竖向位移、梁柱内力演化以及破坏过程的影响,揭示

该医院门诊楼连续倒塌的力学行为。

1 有限元模型介绍

1. 1 有限元模型

采用 ABAQUS 建立钢筋混凝土框架结构有限元

模型,混凝土梁柱均采用纤维梁单元模拟,通过关键

字“∗rebar”对混凝土截面添加钢筋布置。 钢筋的应

力应变关系采用双折线模型,按照钢筋的实际屈服强

度以及极限强度进行设置。 混凝土的本构模型采用

塑性损伤模型,其中的受压行为采用《混凝土结构设

计规范(GB50010 - 2010 ) (2015 版)》

[6] 中给出的混

凝土应力应变关系曲线,计算公式如下所示:

σ = (1 - dc)Ecε

dc =

1 -

ρcn

n - 1 + x

n

x≤1

1 -

ρc

αc(x - 1)

2

+ x

x > 1

ì

î

í

ï

ï

ï

ï

ρc =

f

c,r

Ecεc,r

n =

Ecεc,r

Ecεc,r - f

c,r

x =

ε

εc,r

式中:αc为混凝土单轴受压应力 - 应变曲线参数

值;f

c,r为混凝土单轴抗压强度代表值;εc,r为与单轴抗

压强度 f

c,r相应的混凝土峰值压应变;dc为混凝土单轴

受压损伤演化参数。

在模拟倒塌时,用 ABAQUS 中提供的“ 生死单

元”技术,将需要拆除的支撑柱在设定的时间内移除,

然后对剩余结构进行非线性动力分析。

1. 2 模型校验

本文采用 Yi 等[7]完成的一榀 3 层 4 跨钢筋混凝

土平面框架的倒塌试验,来校验有限元模型。 在试验

中,通过作动器对中柱顶端施加 109 kN 恒载,底层中

柱由机械千斤顶支撑,然后,通过卸载千斤顶中的压

力模拟中柱失效倒塌。 框架结构的混凝土立方体抗

压强度为 25 MPa,纵筋屈服强度为 416 MPa,极限抗

拉强度为 526 MPa。 采用以上有限元方法建立该框

架倒塌模型,并提取底层中柱的竖向承载力和位移,

作为分析框架结构抗倒塌性能的指标。

试验结果与数值结果对比如图 1 所示。 数值预

测的中柱位移 - 中柱承载力曲线,与试验测试结果吻

合较好。 所建立的数值模型,可用于混凝土框架结构

抗倒塌分析研究。

图 1 试验与有限元结构对比

2 框架结构设计

为了研究混凝土框架结构的连续性倒塌性能,以

深圳市某医院门诊楼为研究对象,选择该框架结构中

的一榀 6 层 6 跨的平面单元进行倒塌分析,框架尺寸

信息如图 2 所示。 框架结构的梁截面为 400 mm ×

700 mm,柱截面为 900 mm × 900 mm。 梁柱截面的配

筋信息如图 3 所示,梁截面在拉压侧分别布置 4 根直

径为 25 mm 的钢筋,沿柱截面周边均匀布置 24 根直

径为 25 mm 的钢筋。 梁和柱分别采用 C30 和 C40 混

凝土,钢筋选用 HRB400。

图 2 平面框架几何尺寸

(a)梁截面 (b)柱截面

图 3 梁柱截面几何尺寸与配筋

·54· 福 建 建 筑 2023 年

3 连续性倒塌性能分析

在 ABAQUS 中,对以上医院门诊楼中的平面框架

建立有限元模型,如图 4 所示。 在有限元模型中,首

层柱底采用固定边界条件,梁上作用均布荷载,以模

拟真实框架结构的受力工况。 在进行连续倒塌分析

时,先将均布荷载施加在框架梁上,然后根据柱失效

位置分析工况。 将需要拆除的柱子,通过“ 生死单

元”技术,在设定的失效时间内设置为删除,最后对拆

柱后的剩余结构进行非线性动力分析,并获取框架结

构连续倒塌的位移响应。

图 4 框架结构有限元模型

3. 1 柱失效时间影响分析

引发结构发生连续倒塌的不同原因,会使得柱子

的失效时间不同。 例如当柱受到爆炸作用时,其倒塌

失效是在一瞬间内完成的;而当柱受到火灾作用时,

柱子的倒塌破坏是一个相对缓慢的过程。 发生连续

性倒塌时,柱子的失效时间,对剩余结构的动态响应

有很大影响。 因此,在非线性动力分析中,需要合理

地定义柱子的失效时间。

为了揭示柱子失效时间对连续倒塌性能的影响,

有限元模型以拆除底层中柱(图 4)作为分析工况,选

择不同的中柱失效时间:0. 001 s、0. 01 s、0. 05 s、0. 1 s

和 0. 5 s。 图 5 为拆除中柱后,与之相连的梁柱节点

处的竖向位移时程曲线。

图 5 不同失效时间下位移时程曲线

从图 5 中可见,随着柱子失效时间的逐渐变短,

竖向位移变大,框架结构在倒塌过程中的动态响应更

加明显。 当中柱的失效时间大于 0. 5 s 时,竖向位移

的振幅变化非常小,并且竖向位移的时程曲线类似于

静态加载的计算结果,最大的竖向位移为 76. 36 mm。

但是,当失效时间小于 0. 05 s 时,竖向位移的振动趋

势和振幅基本一致,最大的竖向位移为 195. 06 mm。

因此,柱子的失效时间不大于 0. 05 s 时,可以获得在

爆炸冲击等极端荷载作用下较为明确的位移响应。

《建筑结构抗倒塌设计标准》

[8] 中提出支撑柱的失效

时间,不超过剩余结构基本周期的⅟?。 由于中柱失效

后,剩余结构的基本周期为 0. 563 s,则选择 0. 05 s 作

为中柱失效时间,与倒塌设计标准中的规定是一致

的。 在后续分析中,则柱失效时间设置为 0. 05 s。

3. 2 中柱失效连续倒塌分析

图 6 为移除底层中柱后,中柱左侧相邻的 3 ~ 4

跨(3 ~ 4 为图 2 中的轴号)内梁端弯矩时程曲线,在

倒塌发生前,结构正常受载,梁左右两端都承受相同

的弯矩 - 266. 63 kN·m,梁端承受负弯矩。 当结构发

生倒塌时,左侧负弯矩突然增大到 - 1245. 33 kN·m,

然后随着结构进入自由振动,弯矩呈现振荡。 而右侧

的弯矩则从 - 266. 63 kN·m 突变为正弯矩,其最大

值为 1248. 01 kN·m,随后进入自由振动阶段。

图 6 失效柱相邻梁的弯矩时程曲线

图 7 为中柱失效前后框架结构的弯矩矢量分布

图。 从图 7(a)可见,中柱失效前,框架梁跨中受正弯

矩,梁端受负弯矩。 而当底层中柱失效后,如图 7(b)

所示,底层中柱左右两侧梁端跨越中柱,梁端由负弯

矩转为正弯矩,梁通过悬链线拉结作用,来抵抗结构

的竖向连续倒塌。

(a)中柱失效前

2023 年 09 期 总第 303 期 吴红梅,刘 磊,任桃元,等·混凝土框架结构抗连续倒塌性能研究 ·55·

(b)中柱失效后

图 7 中柱失效前后框架结构弯矩矢量图

3. 3 柱失效位置影响分析

选择底层中柱、底层角柱、顶层角柱作为不同失

效柱的位置(如图 4 中标记所示),柱失效位置处的竖

向位移时程曲线如图 8 所示。 当底层中柱和底层角

柱失 效 时, 竖 向 最 大 位 移 分 别 为 195. 06 mm 和

255. 66 mm。 而当顶层角柱失效时,由于与之相连的

梁失去支撑,并且周边结构对其约束作用较小,在梁

上均布荷载作用下,发生倒塌。

图 8 不同柱失效位置处位移时程曲线

(a)底层中柱失效 (b)底层角柱失效

(c)顶层角柱失效

图 9 失效柱连接梁竖向位移矢量图

图 9 为不同失效柱所连接梁的竖向位移矢量图。

当底层中柱失效时,在其相邻跨内,梁的竖向变形呈

现悬链线状,通过左右梁的拉结作用,抵抗结构竖向

连续倒塌。 当底层角柱失效时,结构可以通过右侧和

上方结构,传递支撑柱失效后的不平衡内力,抵抗结

构倒塌。 而当顶层角柱失效时,与之相连的梁端完全

失去支撑约束,结构发生倒塌。

4 结论

本文利用 ABAQUS,对混凝土框架结构的抗连续

倒塌性能开展数值分析,通过已有试验数据,校验有

限元模型的准确性。 然后基于校验的有限元模型,对

连续倒塌工况下,柱失效时间和柱失效位置对混凝土

框架结构的动态位移响应和破坏形态进行分析,得出

以下主要结论:

(1) 通过 ABAQUS 建立的有限元模型,可较好地

预测混凝土框架结构抗连续倒塌性能,柱失效时间设

置为剩余结构基本周期的 1 / 10 较合理。 该参数可用

于其它框架结构的抗连续倒塌分析。

(2)底层中柱失效时,与之相连的梁端弯矩由负

弯矩转为正弯矩,梁通过悬链线拉结作用,抵抗框架

结构倒塌。

(3)底层中柱和底层角柱失效时,结构具有较好

的冗余度,未发生连续倒塌;而顶层角柱失效时,由于

周边约束较少,结构易发生连续倒塌。 因此,在结构

的角柱位置处,需要做防倒塌的保护措施。

参 考 文 献

[1] 钱凯,李易. 混凝土结构抗连续倒塌研究综述[ J]. 建筑

科学与工程学报,2022,39(03):1 - 28.

[2] 姜健,吕大刚,陆新征,等. 建筑结构抗连续性倒塌研究

进展与发展趋势[ J]. 建筑结构学报,2022,43 (1):1

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[3] 裴强,程智. 梁 - 柱节点抗连续倒塌性能研究进展[ J].

科学技术与工程,2022,22(12):4696 - 4706.

[4] 钱凯,罗达,贺盛,等. 钢筋混凝土框架结构底部相邻两

柱失效的抗连续倒塌性能研究[ J]. 建筑结构学报,

2018,39(01):61 - 68.

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框架结构防连续倒塌性能研究[ J]. 工程力学,2019,36

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[8] 中国工程建设标准化协会. 建筑结构抗倒塌设计标准

[S]. 北京:中国计划出版社,2021.

2023 年第 09 期

总第 303 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 09·2023

Vol·303

受地下隧道施工影响的某既有建筑安全性鉴定分析

张伟翔

(中国建材检验认证集团厦门宏业有限公司 福建厦门 361000)

摘 要:随着国内城市地铁轨道、隧道等基础设施建设的增多,施工过程中的基坑开挖、爆破等作业容易对邻近的既

有建筑造成开裂、变形、倾斜、沉降等影响,尤其是采用天然地基上的浅基础建筑,受地下工程施工影响最大。 笔者

所在地区对该类建筑进行鉴定时,多数集中在侧向位移指标检测与评估,对于建筑倾斜变形引起的结构附加内力

(重力二阶效应)缺少分析,导致结构承载力验算不够全面,容易产生错判。 为此,以厦门市某海底隧道出口一幢受

施工影响导致倾斜的 8 层混凝土框架建筑为例,对该建筑进行变形分析及位移变形后的结构承载力验算,通过不同

工况计算结果对比。 结果表明,考虑结构位移变形后的建筑可能出现变形工况主导的情况,影响承载功能评估结

果。 建议对此类受施工影响的邻近建筑进行安全性鉴定时,宜进行建筑倾斜变形影响的结构承载力验算分析,做出

准确的鉴定评级。

关键词: 地下施工影响;既有建筑;安全性鉴定;框架结构;承载力验算

中图分类号:TU3 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)09 - 0056 - 06

Safety appraisal analysis of an existing building affected by underground tunnel construction

ZHANG Weixiang

(China Building Material Test&Certification Group Xiamen Hongye Co. ,Ltd,Xiamen 361000)

Abstract:With the increasing number of domestic urban subway track,tunnel and other infrastructure construction,excavation,blasting and

other operations in the construction process are easy to cause cracking,deformation,tilt,settlement and other effects on adjacent existing

buildings,especially the shallow foundation buildings on natural foundation,which are most affected by underground engineering construction. When the author ? s regional appraisal institutions identify such buildings,most of them focus on the detection and evaluation of lateral

displacement indicators. The lack of analysis of additional internal forces ( gravity second - order effect ) caused by inclined deformation of

buildings leads to incomplete calculation of structural bearing capacity and prone to misjudgment. In this paper,a 8 - story concrete frame

building with tilt caused by construction at the outlet of a subsea tunnel in Xiamen is taken as an example to carry out the deformation analysis of the building and the calculation of the structural bearing capacity after considering the displacement deformation. Through the comparison of the calculation results under different working conditions,the results show that the building considering the displacement deformation of the structure may be dominated by the deformation condition,which affects the evaluation results of the bearing function. It is recommended that the calculation and analysis of the structural bearing capacity affected by the tilt deformation of the building should be carried

out when the safety evaluation of such adjacent buildings affected by construction is carried out,and the accurate identification and rating

should be made.

Keywords:Influence of underground construction; Existing building; Safety appraisal; Frame construction; Bearing capacity check

作者简介:张伟翔(1991. 7 - ),男,工程师。

E-mail:zhangweixiang@ ctc - xm. com

收稿日期:2023 - 02 - 28

0 引言

近年来,随着国内城镇化发展进程,地铁轨道、

地下隧道等基础设施建设不断增加。 在进行该类地

下工程施工时,由于施工过程中的基坑开挖、降水、

爆破等施工作业,导致邻近建筑发生不均匀沉降、倾

斜变形、开裂损伤等情况逐渐增多,这其中又以早期

建造于天然地基上的浅基础建筑为主。 该类建筑由

于基础埋深较浅,对邻近地下工程施工更加敏感。

该类建筑收到影响发生变形、损伤后,往往需要委托

第三方鉴定机构,对既有建筑进行安全性鉴定,以评

估建筑结构现阶段是否存在安全隐患。 随着近年来

建筑安全鉴定行业蓬勃发展,笔者所在地区鉴定机

构逐年增多,但由于技术水平参差不齐,在进行该类

受地下工程施工影响建筑鉴定时,部分鉴定人员仍

以建筑上部结构侧向水平位移实测结果,作为建筑

安全性鉴定的主要评估依据,而未考虑主体结构水

平位移变形加大引发的结构 P - Δ 效应所带来的附

加内力。 因此,导致结构承载力验算时分析不够全

面,容易造成分析结果的错漏。

本文以厦门市某海底隧道出口处一幢受施工影

2023 年 09 期 总第 303 期 张伟翔·受地下隧道施工影响的某既有建筑安全性鉴定分析 ·57·

响的邻近建筑为例,对该建筑进行现场检测、位移分

析及考虑位移影响的承载力验算;对不同工况下的结

构构件内力进行比对分析。 结果表明,过大的侧向移

位,将导致构件内力发生明显变化,甚至成为构件内

力效应的主导工况,从而改变构件安全等级,进而影

响整栋建筑最终的鉴定评级。 建议在进行类似工程

项目鉴定时,宜综合考虑结构过大位移产生的附加内

力对建筑结构承载力造成的影响。

1 工程概况

某既有建筑位于厦门市湖里区,建筑层数为地上

8 层,作为住宅使用。 该建筑于 1999 年设计,2002 年

竣工,其结构形式为现浇钢筋混凝土框架结构;楼、屋

盖均为现浇钢筋混凝土梁板体系。 建筑总平面布置

呈 L 形,标准层层高 2. 8 m,结构平面尺寸为 37. 6 m

× 17. 8 m,建筑面积 3750 m

2

。 标准层结构平面布置

如图 1 所示。 该建筑采用天然地基上的浅基础,基础

持力层为坡残积砂质粘土层,地基承载力特征值 160

~ 220 kPa,场地类别为 II 类。

图 1 标准层结构平面布置图

2016 年 3 月,该建筑北侧城市主干道下方开始进

行隧道施工,采用爆破作业进行掘进,2021 年 3 月,隧

道贯通。 穿越建筑范围的隧道埋深约16. 0 m,右幅隧

道侧边距建筑基础底面侧边最近水平距离约 20 m,

隧道顶部与建筑浅基础底的最小高度为 11. 5 m。 隧

道与建筑的平面位置及平面距离如图 2 所示。

图 2 建筑与隧道平面位置关系图

2 现场勘查、检测结果

2. 1 结构构件开裂情况调查

根据现场调查,现阶段该建筑主体结构梁、柱承

重构件尚未出现明显开裂现象,但已有较多围护墙体

出现明显开裂现象,裂缝形态多以斜裂缝及竖向裂缝

为主;建筑南侧与毗邻建筑的伸缩缝已有明显脱开。

入户调查发现,部分住户房间门窗已无法正常启闭;

顶层屋面板已有多处出现开裂、渗水现象。 墙体明显

开裂照片如图 3 所示。

图 3 室内墙体开裂

2. 2 结构顶点侧向水平位移检测

为了解该建筑整体变形情况,沿该建筑四周均匀

布置测点,采用全站仪等仪器设备,对其侧向水平进

行检测[1]

,结果如表 1 所示。

表 1 结构顶点侧向水平位移检测结果 mm

测点编号

测点

位置

侧向水平

位移值

上下测点

高差

位移值

1 1 × G,西侧 - 2 25403 - H/ 12702

2 1 × G,南侧 82 23149 H/ 282

3 1 × K,西侧 - 1 25296 - H/ 25296

4 1 × K,北侧 - 88 22235 - H/ 253

5 8 × K,北侧 - 83 23659 - H/ 285

6 19 × K,北侧 - 50 19597 - H/ 392

7 19 × K,东侧 - 40 23853 - H/ 596

8 19 × H,东侧 - 13 24393 - H/ 1876

9 19 × F,东侧 - 17 23048 - H/ 1356

10 8 × G,南侧 53 22736 H/ 429

11 12 × G,南侧 31 11760 H/ 379

注:侧向水平位移值测量以下测点为基点,上测点位移与观测方向

同向时,侧向水平位移值为 + ,与观测方向相反时,为 - ;表中 H 为结

构顶点高度。

根据上述检测结果,该建筑南北向侧点的倾斜方

向具有一致性,各测点呈现出由南向北的倾斜现象,且

个别部位侧向位移较大。 东西向测点倾斜不具有一致

性,各测点侧向位移较小。 侧向位移检测与现场勘查、

沉降监测结果基本吻合,表明该建筑整体已出现由南

向北的倾斜变形。 各测点倾斜方向如图 4 所示。

·58· 福 建 建 筑 2023 年

图 4 侧向位移测点倾斜方向示意图

注:图中箭头所指方向为该测点倾斜方向。

现行《民用建筑可靠性鉴定标准》 (GB 50292—

2015)

[2]

(简称《可靠性鉴定标准》) 第 7. 3. 10 条规

定,高层框架建筑顶点位移限值为 H / 250(H 为结构

顶点高度)。 该建筑部分测点顶点位移临近 H / 250,

但总体的测点顶点位移检测结果尚未超过规范限值。

2. 3 结构平面布置及构件截面尺寸检测

现场检测复核结果,该建筑结构构件轴线间距、

结构层高与原设计图一致;该建筑梁、柱、楼板结构布

置及截面尺寸,基本符合原设计图纸。

2. 4 混凝土及钢筋材料强度检测

现场抽取部分梁柱构件,打开装饰层后,进行混

凝土回弹检测、钢筋里氏硬度检测[3]

。 经检测批推

定,一层柱强度等级为 C30,其余楼层柱强度 C25,二

~ 屋面层框架梁强度等级 C25。 钢筋强度推定值基

本符合 HRB335 及 HPB235 性能要求,故现阶段混凝

土及钢筋强度仍满足原设计。

2. 5 构件钢筋配置检测

采用钢筋检测仪,对梁、板、柱构件钢筋分布情况

进行检测[4]

;采用游标卡尺对钢筋内径进行检测。 结

果表明,该建筑构件钢筋配置情况、箍筋加密区分布

及钢筋规格均符合原设计图纸。

2. 6 荷载调查

根据现场勘查,该建筑建成至今,均作为住宅使

用,未有改变使用功能的情况,楼面使用荷载未发生

变化;但部分户内隔墙后期有改动现象,对该现象进

行一一测绘,作为后续结构模型墙线荷载布置依据。

2. 7 地基基础及周边场地调查

根据地勘资料,该建筑东侧原为山坡坡地,地质

条件较好,建筑北侧及西侧地质条件较差。

现场勘查表明,建筑北侧室外地坪有轻度隆起现

象,散水及排水沟已开裂,如图 5 所示。 基础四周回

填土不密实,存在坑洼、起伏现象。 考虑现阶段建筑

已有侧倾,地基或存在残损现象,本次检测暂不开挖

地基基础,以防主体结构进一步恶化[5]

。

图 5 室外散水开裂、脱开

3 结构承载能力验算与分析

本节通过对该既有建筑进行 PKPM 程序建模分

析,对该建筑在静力荷载工况(由恒载 + 活载 + 风载

进行组合)、地震作用工况(由恒载 + 活载 + 地震作

用进行组合)及结构位移工况(由恒载 + 活载 + 支座

位移进行组合)的构件内力进行对比,分析评估各工

况下的结构承载能力。

3. 1 模型参数取值

根据现场检测,该建筑主体结构施工质量基本符

合原设计要求,楼面使用荷载未明显改变,部分隔墙布

置发生变动。 因此,对 PKPM 模型进行参数取值时,对

构件截面、结构层高、轴线间距、材料强度、楼面荷载、

风荷载均按原设计图纸取值,对墙线荷载按现场实测

结果进行布置,结构模型如图 6 所示。 考虑本次安全

性鉴定对该建筑后续工作年限取剩余设计工作年限,

故对抗震参数取值仍取原设计值:7 度(0. 1 g)、近震,

水平地震影响系数最大值为 0. 08,阻尼比取为 5% 。

当既有建筑出现过大的一致性侧向位移时,由于

结构整体倾斜导致构件重心发生水平偏移,在重力荷

载作用下,构件的 P - Δ 效应将明显放大,对柱底弯

矩等内力产生明显的附加效应[6]

。 在进行结构内力

计算时,应考虑该效应造成的影响。

根据现场勘测结果,该建筑结构已出现由南向北

(模型中为 y 向)的一致性位移。 为考虑结构整体侧

向倾斜的影响,根据现场检测结果,运用 PKPM -

SATWE - 支座位移定义模块,分别输入各柱底支座南

2023 年 09 期 总第 303 期 张伟翔·受地下隧道施工影响的某既有建筑安全性鉴定分析 ·59·

北向转角(rad)实测值,对因阳台等遮挡未能检测的

部位,采用线性内插的原则,计算各柱转角后输入。

图 6 模型示意图

3. 2 对比原则

在进行该建筑承载力验算结果的对比时,对模型

中结构构件截面尺寸、材料强度、楼面恒载、活载、荷

载分析系数取值均保持一致。 设置下列 3 个荷载组

合工况进行计算结果比对。

工况 1:恒载 + 活载 + 风载;

工况 2:恒载 + 活载 + 地震作用;

工况 3:恒载 + 活载 + 支座位移。

3. 3 框架柱内力计算结果对比

以图 1 中所示的一层中柱(8 × H)、边柱(1 × J)

和角柱(1 × K)为例,根据 PKPM - JDJG 计算结果,提

取以上各柱在上述不同工况下的柱底效应计算结果

进行比对。 本节所对比的构件效应为 x 向弯矩和 y

向弯矩、x 向剪力和 y 向剪力、轴力,计算结果如表 2

~ 表 4 所示。

表 2 框架柱柱底弯矩计算结果 kN·m

工况

中柱(8 × H) 边柱(1 × J) 角柱(1 × K)

Mx My Mx My Mx My

工况 1 0. 4 33. 5 0. 5 33. 8 11. 1 26. 9

工况 2 3. 9 130. 4 20. 1 115. 5 194. 7 160. 6

工况 3 142. 4 4. 1 294. 2 13. 4 440. 5 34. 9

表 3 框架柱柱底剪力计算结果 kN

工况

中柱(8 × H) 边柱(1 × J) 角柱(1 × K)

Vx Vy Vx Vy Vx Vy

工况 1 17. 2 2. 3 19. 3 1. 7 10. 5 8. 1

工况 2 67. 9 0. 6 59. 1 7. 3 71. 1 22. 5

工况 3 1. 8 35. 8 10. 1 11. 6 16. 6 50. 3

表 4 框架柱柱底轴力 N 计算结果 kN

工况 中柱(8 × H) 边柱(1 × J) 角柱(1 × K)

工况 1 2539. 9 2014. 6 1104. 9

工况 2 2473. 8 1717. 1 881. 5

工况 3 2810. 9 2305. 5 1324. 5

根据表 2 ~ 表 4 计算结果,绘制各柱内力效应柱

状对比图,如图 7 所示。

(a)弯矩对比 (b)剪力对比 (c)轴力对比

图 7 框架柱柱底内力效应对比图

对以上图 7 内力效应柱状图进行对比分析可以

看出,考虑了柱底支座转角位移的荷载组合工况 3,

其中柱、边柱及角柱的柱底弯矩 Mx均有明显增大,且

其弯矩数值超过抗震设计工况 2 及静力设计工况 1;

柱底弯矩 M 均小于工况 2。

同时,3 根柱柱底剪力 V 均有明显增大现象,其剪力

数值均超过工况1 及工况2;柱底剪力 Vx均小于工况2。

从轴力角度分析,3 根柱柱底考虑支座转角后,

轴力组合设计值均有明显增大。

归纳以上分析结果,可以发现一个显著特征,即

考虑了结构整体沿 y 向的支座倾斜变形后,底层框架

柱沿 y 向的内力效应计算结果均有明显增大现象;随

着柱倾斜角度增大,位移工况下的内力效应甚至将超

过地震设计工况下的内力效应,成为主控效应。

·60· 福 建 建 筑 2023 年

随着层数增加,二层以上框架柱柱底内力效应将

发生变化。 以角柱(1 × K) 为例,提取该柱在上述 3

个工况下的柱内力效应:Mx、Vy进行对比分析。 如图

8 ~ 图 9 所示。

图 8 角柱(1 × K)柱底弯矩效应 Mx

图 9 角柱(1 × K)柱底剪力效应 Vy

图 8 ~ 图 9 对比结果表明,随着楼层增加,柱底内

力效应主控工况发生一定变化,角柱(1 × K)柱底弯

矩及剪力先后由工况 1 - 工况 3 - 工况 2 起主控作

用。 由此可见,上部结构各层柱底的主控内力效应工

况可能出现变换,柱底支座倾斜位移工况在个别楼层

可能起到主控作用。 因此可知,框架柱支座倾斜位

移,对整幢建筑的影响不可忽略。

3. 4 地基基础承载力评估

查阅该建筑原设计资料,该建筑采用浅基础,基础

形式为独立扩展基础,基础埋深 2. 5 m ~3. 0 m,个别部

位埋深达 4. 5 m,基础底面平面尺寸采用 2500 mm ×

3100 mm、3800 mm ×3800 mm、4100 mm ×4700 mm 等。

现行 《 建筑地基基础设计规范》 ( GB 50007—

2011)

[7]

(简称《地规》)第 8. 2 节,对扩展基础的抗冲

切承载力、受剪切承载力及抗弯承载力,均提出相应

要求。 根据上述 PKPM 模型计算结果,框架柱柱底在

考虑了支座倾斜变形的工况后,其内力效应发生了明

显变化。 而该内力效应的变化,将导致传递至基础顶

面的荷载组合值随之改变。 因此,对该建筑基础进行

承载力复核时,尚应考虑上述影响因素。

同时,《地规》第 5. 2 节,对地基的承载力计算提

出相关要求。 其中,偏心荷载作用下基础底面的压力

应同时符合(1)、(2):

pk≤f

a (1)

式中:pk为荷载作用标准组合时,基础底面平均

压力值;f

a为修正后的地基承载力特征值。

pkmax≤1. 2f

a (2)

式中:pkmax为荷载作用标准组合时,基础底面边

缘最大压力值。

从式(1) ~ (2)可以看出,当基础底面作用有较

大的偏心荷载时,将对地基承载力造成影响;而 pkmax

的计算过程中,已考虑了基础底面的力矩值。 因此,

通过以上分析可知,当建筑由于过大的整体倾斜变形

导致柱底沿某方向的弯矩、剪力及轴力等效应增大

时,最终传递至基础底面的荷载效应也将跟随发生改

变,从而影响地基承载力的验算结果。

综上所述,建筑整体倾斜变形导致的内力效应改

变,对建筑地基基础的承载力也将产生一定影响,在

评估地基基础安全性时应给予考虑。 限于篇幅,本文

对该建筑地基基础不再展开详细验算过程,仅从概念

角度进行分析评估。

值得注意的是,部分既有建筑由于服役时间较

长,地基土长期承受上部结构竖向荷载后,产生长期

压密现象,地基土的承载力特征值将有一定提高。 现

行《建筑抗震鉴定标准》 (GB 50023 - 2009)

[8] 第 4. 2

节,对天然地基下的既有建筑地基土静承载力给出了

1. 0 ~ 1. 2 倍的长期压密提高系数;针对不同使用年

限、不同岩土类别的地基土分别给出相应系数。 对于

受到地下工程施工影响的邻近建筑,由于施工过程中

的基坑开挖、支护、降水及爆破等一系列施工作业,对

于邻近既有建筑的地基将产生一定扰动,甚至破坏土

体的受力平衡与压密状态[9]

,使得地基土体发生不均

匀变形。

4 既有建筑安全性鉴定评级

根据上节主体结构及地基基础现场检测及承载

力分析结果,按照构件 - 子系统 - 鉴定系统的层次,

逐级评定各层次的安全性等级[5]

。 本文以一层中柱

(4 × J)、边柱(12 × K)和角柱(1 × K)为例,分析此三

根框架柱构件承载能力的安全性评级结果。

根据 PKPM - SATWE 模块计算结果,调取以上各

2023 年 09 期 总第 303 期 张伟翔·受地下隧道施工影响的某既有建筑安全性鉴定分析 ·61·

柱在工况 2、3 内力效应组合下的柱纵向受力钢筋计

算值(因工况 1 内力组合效应较小,不起主控作用,故

不列入对比),并与该柱的实际配筋值进行对比,结果

如表 5 所示。

表 5 框架柱计算配筋与实际配筋对比 mm

2

工况

中柱(4 × J) 边柱(12 × K) 角柱(1 × K)

B 边 H 边 B 边 H 边 B 边 H 边

工况 2 546 655 604 624 734 738

工况 3 1712 655 1816 624 1715 768

实配钢筋 1140 942 763 763 942 942

根据表 5 计算结果,未考虑支座倾斜变形影响

时,上述三根柱构件实配纵向受力钢筋均大于计算配

筋,构件安全性评级均可评定为 au级;但若考虑了支

座倾斜变形工况 3,则柱构件 B 边实配纵向受力钢筋

小于计算配筋,构件承载力已不满足要求,相应的构

件安全性评级应拉低至 cu或 du级。

根据承载力验算结果,该建筑框架梁、次梁及楼

板构件承载力、构造连接、变形和损伤等鉴定项目基

本满足要求,其构件安全性等级均评为 au级。

综合上述各类构件集安全性鉴定结果及结构整体

牢固性、结构侧向位移评定结果,对该建筑主体结构子系

统的安全性最终定为 Cu级,评级结果如表6 所示。

表 6 主体结构安全性鉴定评级

评定内容 评级结果

结构承载功能 Cu级

结构整体牢固性 Au级

结构存在的不适于继续承载的侧向位移 Bu级

针对该建筑场地与地基基础子系统,综合考虑地

基变形、主体结构观测结果及承载力验算评估结果

后,对该子系统的安全性定为 Cu级。

根据主体结构、场地与地基基础子系统安全性鉴

定结果,对整幢建筑鉴定系统安全性评定为 Csu 级。

即该既有建筑安全性不符合《鉴定加固通用规范》对

Asu级的要求,已影响系统工作,应采取措施。

若根据上述鉴定程序,在不考虑柱底支座倾斜位

移的情况下,对该建筑的安全性进行重新鉴定评估,

由于缺乏对底层框架柱及地基基础承载力的全面分

析,整幢建筑鉴定系统安全性的等级将定到 Bsu级,得

出该建筑系统工作正常的结论,导致鉴定评级结果的

错漏,因此,无法反映现阶段房屋安全的真实状况。

5 结论

(1)既有建筑受地下工程施工影响产生过大的

一致性倾斜位移变形时,重力荷载作用下构件的 P -

Δ 效应将明显放大,对柱底弯矩等内力效应产生明显

的附加效应。 因此,在进行结构内力计算时,不宜忽

略该效应造成的影响。

(2)考虑结构整体沿同一方向的支座倾斜变形

后,底层框架柱沿该向的内力效应计算结果有明显增

大现象;随着柱倾斜角度增大,支座位移工况下的内

力效应甚至将超过地震设计工况下的内力效应,支座

位移成为主控工况。

(3)随着楼层增加,上部结构各层柱底的主控内

力效应工况可能出现变换,柱底支座倾斜位移工况在

个别楼层可能起到主控作用,柱底支座倾斜位移,对

整幢建筑的影响不可忽略。

(4)当建筑出现过大的整体倾斜变形时,最终传

递至基础底面的荷载效应也将跟随发生改变,从而影

响地基承载力的验算结果。 在评估地基基础安全性

时,应给予考虑。

(5)受地下工程施工影响的邻近既有建筑,其地

基将产生一定扰动,甚至引起土体的平衡状态发生改

变,对于此类受到地下工程施工影响的建筑安全性鉴

定,应对地基土的平衡状态进行评估,谨慎考虑地基

土长期压密提高效应。

本文主要从承载能力角度,进行受地下施工影响

的既有建筑鉴定分析,在结构受影响后的地基稳定与

变形等方面,仍有待后续进一步开展研究,完善该类

受地下施工影响的既有建筑鉴定方法。

参 考 文 献

[1] JGJ 8 - 2016 建筑变形测量规范[ S]. 北京:中国建筑工

业出版社,2016.

[2] GB 50292 - 2015 民用建筑可靠性鉴定标准[ S]. 北京:

中国建筑工业出版社,2016.

[3] GB/ T 50344 - 2019 建筑结构检测技术标准[ S]. 北京:

中国建筑工业出版社,2020.

[4] JGJ/ T 152 - 2019 混凝土中钢筋检测技术标准[ S]. 北

京:中国建筑工业出版社,2019.

[5] GB 55021 - 2021 既有建筑鉴定与加固通用规范[ S]. 北

京:中国建筑工业出版社,2021.

[6] GB 50010 - 2010 混凝土结构设计规范(2015 年版)

[S]. 北京:中国建筑工业出版社,2015.

[7] GB 50007 - 2011 建筑地基基础设计规范[ S]. 北京:中

国建筑工业出版社,2011.

[8] GB 50023 - 2009 建筑抗震鉴定标准[ S]. 北京:中国建

筑工业出版社,2009.

[9] 李广信. 高等土力学(第二版)[M]. 北京:清华大学出版

社,2016.

2023 年第 09 期

总第 303 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 09·2023

Vol·303

钢筋混凝土深梁承载力中外规范计算对比

陈富强1,2 陈思辉3 林方毅1,2 江星4

(1. 福建建工集团有限责任公司 福建福州 350001; 2. 福建建工基础设施工程有限责任公司 福建福州 350001;

3. 福建卓越建设集团有限公司 福建福州 350001; 4. 福建省榕圣市政工程股份有限公司 福建福州 350011)

摘 要:钢筋混凝土深梁受力原理较为复杂,其承载力计算的准确性直接影响结构的整体安全,而现有规范对其承载

力的计算方法各不相同。 为此,以中美规范关于钢筋混凝土深梁的计算方法为例,阐述了二者在计算模型和计算条件

上的异同点,并针对规范设计的不同剪跨比下的深梁构件,通过有限元建模分析了抗剪承载力的差异。 计算结果表

明:剪跨比小于 0. 5 时,构件实际承载力与设计值偏差均较大;剪跨比大于 0. 5 时,美国规范与设计值更为接近;剪跨比

接近 1 时,美国规范需要更大的配筋率,但却未实现相应的承载力提升效果。 最后,提出了一个改进的斜截面抗剪计

算公式,其估计值与试验值吻合较好。

关键词: 钢筋混凝土深梁;中美规范;有限元分析;抗剪承载力公式

中图分类号:TU3 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)09 - 0062 - 04

Comparison of shear strength calculation of reinforced concrete deep beams between different design codes

CHEN Fuqiang

1,2 CHEN Sihui

3

LIN Fangyi

1,2

JIANG Xing

4

(1. Fujian Construction Engineering Group Co. Ltd,Fuzhou 350001;2. Fujian Construction of Infrastructure Engineering Group. Co. ,Ltd,Fuzhou 350001;

3. Fujian Zhuoyue Construction Group Co. Ltd,Fuzhou 350001;4. Fujian Rongsheng Municipal Engineering Co. ,LTD. Fuzhou 350011)

Abstract:The load bearing principle of reinforced concrete deep beams is relatively complicated,and the calculation accuracy of its bearing

capacity directly affects the overall safety of a structure. However,the existing design codes have different bearing capacity calculation methods. Due to this,the calculation methods of reinforced concrete deep beams in the Chinese and American design codes were used as the example by first describing their similarities and differences in the aspects of the calculation model and conditions. Then different deep beams

with the various shear - to - span ratios were designed using the Chinese and American codes. The ultimate shear strengths of these beams

were analyzed through finite element modeling. The analysis results have shown that the actual shear strengths had relatively large deviation

from the design values when the shear - to - span ratio was less than 0. 5. When the shear - to - span ratio was greater than 0. 5,the actual

shear strengths of the deep beams designed by the American code were closer to the design values than those by the Chinese codes. When

the shear - to - span ratio approached to 1,the American code required a larger reinforcement rate without achieving a higher strength enhancement effect. Lastly,a modified shear strength formula for deep beams was proposed,whose predictions agreed well with the test values.

Keywords:Reinforced concrete deep beam; Chinese and American design codes; Finite element analysis; Ultimate shear strength

作者简介:陈富强(1970 - ),男,高级工程师。

E-mail:903490681@ qq. com

收稿日期:2023 - 07 - 18

0 引言

深梁是指跨高比小于 2 的简支钢筋混凝土深梁或

跨高比小于 2. 5 连续的钢筋混凝土深梁,广泛应用于

水工建筑、工业民用建筑、海港码头、矿山工程等。 深

梁因其尺寸比例和普通梁不同,抗弯和抗剪强度较高,

其性能更接近二维构件,且平截面假定并不适用[1]

。

不同国家规范对钢筋混凝土深梁抗剪强度的计

算方法存在差异,比如我国《混凝土结构设计规范》

(GB50010 - 2015)

[2] 将深梁受力模型简化为拉杆拱

模型[3]

,通过对大量试验结果进行回归分析,提出了

深梁受剪承载力的半经验半理论公式,使得深梁、浅

梁计算公式可以连续过渡。 而美国规范[4] 使用基于

塑性下限理论的压杆 - 拉杆模型( strut - and - tie

model,STM)对深梁进行设计,力学模型清晰,通过静

力平衡来求解深梁的承载力。 为评价不同规范深梁

计算模型的合理性和安全性,本文先建立有限元模型

2023 年 09 期 总第 303 期 陈富强,陈思辉,林方毅,等·钢筋混凝土深梁承载力中外规范计算对比 ·63·

并验证其有效性,随后使用中美两国规范设计不同剪

跨比的深梁,通过有限元分析计算梁的抗剪承载力,

将得出的结果与中美两国规范计算结果对比,对中美

两国规范进行评估,指出不足之处,并提出相应的修

正建议。

1 深梁有限元模拟

1. 1 钢筋和混凝土本构模型

钢筋选用的塑性分析模型,该模型在多轴应力状

态下满足经典的 Von Mises 屈服准则,采用各向同性

的强化准则,并服从相关流动法则。 钢筋选择双折线

的本构模型,数学表达式如下:

σ =

Esε ε≤εy

f

y ε > εy { (1)

式中,εy = f

y

/ Es。

混凝土采用混凝土损伤塑性模型,选用《混凝土

结构设计规范》 ( GB50010 - 2015 )

[2] 规定的本构

模型。

1. 2 有限元建模

钢筋采用二节点线性桁架单元 T3D2 模拟,混凝

土采用把节点减缩积分实体单元 C3D8R 模拟。 钢筋

笼与混凝土的约束使用嵌入式约束(Embedded)。 支

座及加载板均用三维可变形实体模拟,其与深梁之间

的接触从用绑定( Tie) 模拟。 加载方式采用位移加

载,在加载板上沿 Z 轴向施加位移荷载。

1. 3 有限元模型验证

采用文献[5]的 4 根简支钢筋混凝土深梁试验数

据来验证有限元模型。 试件架立筋、腰筋和箍筋均使

用 HPB235 A8 钢筋,底部纵向受力钢筋使用 HRB335

级钢筋。 试件尺寸及材料属性如表 1 所列。

表 1 深梁试件尺寸及配筋

编号 尺寸(mm) 纵向受力钢筋

腰筋间距/ 箍筋间距

(mm)

B1 1500 × 680 × 160 2B16 200 / 200

B2 1500 × 680 × 160 4B12 190 / 200

B3 1300 × 600 × 160 2B20 170 / 200

B4 1300 × 600 × 160 6B12 160 / 200

有限元模拟结果列于表 2,试件真实极限承载力

与有限元模拟结果的比值均值为 0. 995,变异系数为

4. 4% ,说明所建立的有限元模型能有效模拟深梁的

真实受力情况。

表 2 有限元模拟结果

试件名称 Vtest(kN) VFEM (kN) Vtest

/ VFEM

B1 620 593. 7 1. 10

B2 520 532. 6 1. 02

B3 910 957. 8 1. 02

B4 920 871. 2 1. 06

平均值 0. 995

变异系数 0. 044

注:Vtest为该试件实测极限承载力;VFEM为有限元模拟的极限承载力

2 中美规范深梁承载力计算方法

2. 1 中国规范

我国《 钢筋混凝土深梁设计规程》 ( CECS 39:

92)

[6]规定,跨高比 l

0

/ h≤2 的简支梁和跨高比 l

0

/ h≤

2. 5 的连续梁,应按深梁设计。 第 2. 1. 1 条规定简支

深梁的内力可按一般简支深梁计算。 深梁的斜截面

受剪承载力可按第 2. 3. 2 条计算:

V≤0. 12[1 + 22(ρ + ρsh )]f

c

bh (2)

式中,ρ = As

/ bh 为深梁跨中纵向受拉钢筋配筋

率,其中 As 为深梁底部 0. 2h 范围内的纵向受拉钢筋

截面面积;ρsh = Ash

/ bsv 是水平分布钢筋配筋率,其中

Ash为深梁上部 0. 8h 范围内的一层水平分布钢筋截面

面积,sv 为水平分布钢筋的竖向间距,ρsh > 0. 75% 时

取 ρsh = 0. 75% 。 当 ρsh沿截面高度方向变化时,取各

段的加权平均值。

《混凝土结构设计规范》(GB 50010 - 2015)

[4] 附

录 G 规定,集中荷载作用下的深受弯构件的斜截面受

剪承载力应符合下列规定:

V≤

1. 75

λ + 1

f

t

bh0 +

(l0

/ h - 2)

3

f

yv

Asv

sh

h0 +

(5 - l0

/ h)

6

f

yh

Ash

sv

h0 (3)

式中:λ 为计算剪跨比:l

0

/ h≤2 时,取 λ = 0. 25;2

< l

0

/ h < 5 时,取 λ = a / h0 。 其中,a 为集中荷载到深

受弯构件支座的水平距离;λ 的上限值为(0. 92l

0

/ h—

1. 58),下限值为(0. 42l

0

/ h—0. 58);l

0

/ h 为跨高比,

当 l

0

/ h 小于 2 时,取 2. 0。

2. 2 美国规范

美国混凝土结构设计规范 ACI 318 - 19

[4] 第

9. 9. 1. 1 条规定:深梁是在一边加载,而在相反一边

支承,从而在荷载和支座之间能形成斜压杆的梁构

件,同时,需要满足净跨不超过构件总高度的 4 倍,同

时集中荷载作用点离支座距离不超过构件总高度的

2 倍。 美国规范计算深梁强度使用拉杆 - 压杆模型

(STM,图 1),本质上是将深梁简化成桁架,通过静力

平衡来求解深梁的承载力。 此外,ACI318 - 19 规定

·64· 福 建 建 筑 2023 年

STM 的拉压杆夹角不应小于 25°。 规范第 23. 3. 1 条

规定各拉杆、压杆和节点区都应按 ϕSn≥U 设计。

图 1 深梁 STM 模型

3 规范设计深梁的承载力对比

3. 1 深梁构件设计

影响钢筋混凝土深梁抗剪承载力的因素有很多,

如混凝土强度等级、剪跨比、跨高比、腹筋配筋率、纵

筋配筋率、截面尺寸等。 为了避免几何尺寸影响,将

试件尺寸统一规定,高度 750 mm,宽度 200 mm,支座

间距 1400 mm,通过移动加载板位置来控制试件的剪

跨比,如图 2 所示。

图 2 深梁试件示意图

将不同剪跨比的试件分别用我国的《钢筋混凝土

深梁设计规程》 (CECS 39:92)

[6]

、《混凝土结构设计

规范》 (GB50010 - 2015)

[2] 和美国 ACI318 - 19 规

范[4]进行设计配筋,配筋如表 3 所列。

表 3 深梁试件配筋

剪跨比 规范

纵筋面积

(mm

2

)

箍筋面积

(mm

2

/ mm)

水平分布筋面积

(mm

2

/ mm)

0. 92

GB 1654 0. 5 0. 76

CECS 1583 0. 5 1. 36

ACI 1845 0. 5 1. 57

0. 80

GB 1512 0. 5 0. 76

CECS 1447 0. 5 1. 54

ACI 1702 0. 5 1. 3

0. 70

GB 1347 0. 5 0. 76

CECS 1290 0. 5 1. 75

ACI 1536 0. 5 1. 01

续表

剪跨比 规范

纵筋面积

(mm

2

)

箍筋面积

(mm

2

/ mm)

水平分布筋面积

(mm

2

/ mm)

0. 60

GB 1182 0. 5 0. 76

CECS 1132 0. 5 1. 96

ACI 1369 0. 5 0. 84

0. 50

GB 1016 0. 5 0. 76

CECS 973 0. 5 2. 18

ACI 1203 0. 5 0. 68

0. 40

GB 850 0. 5 0. 76

CECS 814 0. 5 2. 39

ACI 1036 0. 5 0. 5

0. 30

GB 685 0. 5 0. 76

CECS 656 0. 5 2. 60

ACI 869 0. 5 0. 5

0. 20

GB 520 0. 5 0. 76

CECS 498 0. 5 2. 81

ACI 702 0. 5 0. 53

3. 2 深梁有限元计算结果

通过第 1 节建立的深梁有限元模型,计算不同深

梁构件的抗剪承载力,结果列于表 4。 由表 4 可见,美

国 ACI318 规范[4]与我国混凝土结构设计规范设计[4]

的试件承载力大致相同,而我国钢筋混凝土深梁设计

规程[6]设计的试件极限承载力在 l

0

/ h < 5 时明显高

于其他规范。 各规范在 l

0

/ h > 5 时均有良好的准确

性,小于 0. 5 时均过于保守。

表 4 深梁承载力计算结果

剪跨比

设计使用的规范

GB(kN) CECS(kN) ACI(kN)

0. 92 864. 37 900. 17 973. 81

0. 8 873. 99 912. 66 937. 66

0. 7 881. 88 969. 42 971. 12

0. 6 928. 71 1046. 74 1048. 40

0. 5 1073. 05 1275. 08 1077. 83

0. 4 1154. 45 1459. 82 1125. 41

0. 3 1305. 49 1762. 65 1377. 79

0. 2 1327. 10 1937. 52 1359. 23

由图 3 可见,美国 ACI318 规范配置的纵向抗弯

钢筋最多,我国的混凝土结构设计规范其次,钢筋混

凝土深梁设计规程最少;ACI318 规范设计的试件纵

向抗弯钢筋配筋率计算结果比混凝土结构设计规范

大 0. 12% 左右,混凝土结构设计规范比混凝土结构设

计规程多 0. 04% 左右。

我国混凝土结构设计规范在计算深梁的抗剪钢

筋面积时,可简化为公式,此时不再考虑剪跨比对梁

受力性能的影响,只考虑水平抗剪钢筋和混凝土对深

梁抗剪能力的贡献。

V≤1. 4f

t

bh0 + 0. 5f

yh

Ash

sv

h0 (4)

2023 年 09 期 总第 303 期 陈富强,陈思辉,林方毅,等·钢筋混凝土深梁承载力中外规范计算对比 ·65·

钢筋混凝土深梁设计规程使用梁底部纵筋和水

平抗剪钢筋总体的配筋率计算深梁的抗剪承载力,导

致剪跨比增加时,水平抗剪钢筋的配筋面积会随着梁

底受力钢筋面积的增多而减小,如图 4 所示。

图 3 试件纵向抗弯钢筋配筋率

图 4 试件水平抗剪钢筋配筋率

图 5 试件配筋率

最后,钢筋混凝土深梁设计规程设计的试件在各

剪跨比下总配筋率不变;ACI318 规范和混凝土结构

设计规范设计的试件在剪跨比较小时配筋率相似(图

5),而在剪跨比大于 0. 4 时,ACI318 规范设计试件的

配筋率逐渐大于混凝土结构设计规范;当剪跨比接近

1 时,ACI318 规范设计试件的配筋率逐大于混凝土结

构设计规范设计的 0. 6% ,承载力却只提升了 10% 。

我国《 钢筋混凝土深梁设计规程》 ( CECS 39:

92)

[6]中剪力计算公式(2. 1 节式(2))直接应用于深

梁计算时可能存在误差较大的问题,为此,本文进一

步考虑梁的剪跨比,以表 4 计算结果为依据,提出如

下修正公式:

V≤

0. 11

λ

0. 35

[1 + 22(ρ + ρsh )]f

c

bh (5)

4 结论

(1)各规范在剪跨比小于 0. 5 时均过于保守,各

规范设计的试件极限承载力与设计值偏差较大,宜使

用有限元方法设计构件。

(2)在剪跨比大于 0. 5 时,各规范均有良好的准

确性,ACI 318 - 19 规范设计的试件的极限承载力最

接近于设计值,CECS 39:92 次之,然后是 GB 50010

- 2010。

(3)相较于 GB 50010 - 2010,ACI 318 - 19 规范

在剪跨比接近 1 时,使用了更大的配筋率并未实现构

件相应的性能提升。

参考文献

[1] 王铁成. 混凝土结构基本构件设计原理[M]. 北京:中国

建材工业出版社,2002.

[2] GB50010 - 2015 混凝土结构设计规范 [ S]. 北京:中国

建筑工业出版社,2015.

[3] 刘立新. 钢筋混凝土深梁、短梁和浅梁受剪承载力的统

一计算方法[J]. 建筑结构学报,1995(04):13 - 21 + 12.

[4] Committee A C I. ACI 318 - 19;Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary[S].

[5] 林云. 钢筋混凝土简支深梁的试验研究及有限元分析

[D]. 长沙:湖南大学,2011.

[6] CECS 39:92 钢筋混凝土深梁设计规程[ S]. 北京:中国

建筑工业出版社,1992.

2023 年第 09 期

总第 303 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 09·2023

Vol·303

采用钢套筒约束核心区装配式节点力学性能研究

马永超1 颜桂云1 肖合顺2 林育芳3 田生满2 何纲平4

(1. 福建理工大学土木工程学院 福建福州 350118; 2. 中建科工集团有限公司 广东深圳 518000);

3. 福建创盛建设有限公司 福建福州 350100; 4. 福建天蒙建设有限公司 福建南平 353600)

摘 要:提出一种钢套筒约束核心区装配式节点,强化节点核心区,提高装配式混凝土节点抗震性能。 在节点滞回性

能试验的基础上,采用有限元分析方法,数值模拟钢套筒约束核心区装配式节点的受力全过程,通过分析不同参数节

点的等效塑性应变、应力分布、承载力和骨架曲线,深入研究钢套筒约束核心区装配式节点的力学性能。 结果表明:钢

套筒约束核心区装配式节点有限元模型能有效反应节点的受力情况;节点的破坏主要是剪切破坏,钢套筒具有较大的

刚度,对核心混凝土有良好的约束保护作用;核心混凝土强度、钢套筒厚度、钢套筒强度,是影响钢套筒约束核心区装

配式节点承载力的主要参数。 同时提出参数建议的选取范围,可为工程实际提供参考。

关键词: 装配式混凝土节点;钢套筒;钢腹板;力学性能;参数分析

中图分类号:TU3 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)09 - 0066 - 05

Study on mechanical properties of prefabricated joints restrained by steel sleeve in core area

MA Yongchao

1

YAN Guiyun

1 XIAO Heshun

2

LIN Yufang

3

TIAN Shengman

2 HE Gangping

4

(1. Fujian University of Technology,Fuzhou 350118; 2. China Construction Science and Industry Co. ,Ltd. ,Shenzhen 518000;

3. Fujian Chuangsheng Construction Co. ,Ltd. ,Fuzhou 350100; 4. Fujian Tianmeng Construction Co. ,Ltd. ,Nanping 353600)

Abstract:A steel sleeve constrained prefabricated concrete joint in the core area is proposed to strengthen the joint core area and improve

the seismic performance of the prefabricated concrete joint. On the basis of the joint hysteretic performance test,the finite element analysis

method was used to numerically simulate the whole process of stress of the prefabricated joints in the core area constrained by steel

sleeve. By analyzing the equivalent plastic strain,stress distribution,bearing capacity and skeleton curves of the joints with different parameters,the mechanical properties of the prefabricated joints in the core area constrained by steel sleeve were studied deeply. The results show

that the finite element model of the assembled joints in the core area restrained by steel sleeve can effectively reflect the stress of the

joints. The joint failure is mainly shear failure,steel sleeve has a large stiffness,has a good restraint and protection effect on the core concrete; Core concrete strength,steel sleeve thickness and steel sleeve strength are the main parameters that affect the bearing capacity of prefabricated joints in the core area constrained by steel sleeve. The selection range of suggested parameters is proposed,which can provide reference for engineering practice.

Keywords:Prefabricated concrete joint; Steel sleeve; Steel web; Mechanical properties; Parameter analysis

基金项目:国家自然科学基金面上项目(51878174)

作者简介:马永超(1987. 04 - ),男,实验师。

E-mail:623891140@ qq. com

收稿日期:2023 - 03 - 16

0 引言

装配式混凝土结构,应遵循“强节点、弱构件”的

抗震设计原则。 为此,学者围绕提高装配式混凝土结

构节点核心区抗剪性能展开研究。 戴岩等[1] 提出了

带环梁的方钢管约束钢骨混凝土柱 - 钢梁节点,建立

了该节点的数值模型,研究表明该类节点滞回曲线饱

满,耗能性能良好。 张铮等[2]提出了一种装配式混凝

土框架钢管约束耗能节点,建立了该节点的有限元模

型,研究其力学性能。 张锡治等[3]为研究混凝土异形

柱 - 钢梁配式框架节点核心区的受剪性能,通过拟静

力试验,得到其抗震性能指标。 季问雨等[4]设计了一

种预制装配式核心区局部钢骨混凝土节点,保证了节

点的安全性和可靠性,大大提高了施工效率、施工质

量和经济效益。 吴成龙等[5]通过 ABAQUS,建立装配

式型钢混凝土组合节点有限元模型,结合试验结果,

验证了有限元数值模型的有效性,分析了节点核心区

混凝土强度、柱端螺栓边距和孔径对节点滞回性能的

影响规律。

2023 年 09 期 总第 303 期 马永超,颜桂云,肖合顺,等·采用钢套筒约束核心区装配式节点力学性能研究 ·67·

为强化装配式混凝土节点核心区,防止节点核心

区发生剪切破坏,本文提出一种采用钢套筒约束装配

式混凝土节点。 该节点由钢套筒、横隔板、一字型钢

腹板、钢筋骨架、混凝土构成钢套筒 - 预制梁构件;带

预留孔洞的横隔板焊接在钢套筒上下端,梁纵筋焊接

在钢套筒侧面,横隔板与梁纵筋在同一水平面。一字

型钢腹板焊接在钢套筒侧面,提高了预制梁与钢套筒

连接性能和预制梁承载性能。 预制下柱预留钢筋穿

过钢套筒 - 预制梁构件的横隔板,浇灌自密实混凝

土;吊装预制上柱,预制下柱预留纵筋穿过灌浆套筒,

灌浆后完成节点拼装。 采用钢套筒约束装配式混凝

土节点,如图 1 所示。

图 1 采用钢套筒约束装配式混凝土节点

1 节点有限元模型与试验验证

1. 1 有限元模型

采用钢套筒约束装配式混凝土节点试件 SPJ - 1、

SPJ -2、SPJ -3、现浇钢筋混凝土试件 CJ 均等比例设计。

试件 SPJ - 1 预制柱截面 300 mm × 300 mm,梁截面

200 mm ×400 mm,一字型钢腹板尺寸为5 mm ×150 mm、

长为 1200 mm,钢套筒尺寸为 400 mm × 320 mm、厚度

为 6 mm,梁、柱混凝土强度等级为 C40,核心区混凝

土强度等级为 C30,钢套筒、横隔板、钢腹板均为 Q235

级钢材,纵筋为 HRB400,箍筋为 HRB335,柱轴压比

为 0. 6。 试件 SPJ - 2 钢套筒厚度为 3 mm,各构件其

他尺寸和材料与试件 SPJ - 1 一致,柱轴压比为 0. 6;

试件 SPJ - 3 各构件尺寸和材料与试件 SPJ - 1 一致,

柱轴压比为 0. 3;试件 CJ 柱截面 300 mm × 300 mm,

梁截面 200 mm × 400 mm,梁、柱混凝土强度等级为

C40,纵 筋 为 HRB400, 箍 筋 为 HRB335, 柱 轴 压 比

为 0. 6。

以试件 SPJ - 1、SPJ - 2、SPJ - 3、CJ 为原型,建立

有限元模型。 节点的上柱一侧施加水平荷载,上柱端

部施加均布荷载模拟轴压力,下柱端部限制 x,y,z 方

向的位移,预制梁端为铰接约束。 通过“ Hard Contact”,考虑钢套筒和核心区混凝土法线方向的接触关

系;通过面 - 面接触模拟钢套筒和核心区混凝土切线

方向的接触关系,钢套筒和核心混凝土的摩擦系数取

0. 6。 采用韩林海[6]的应力 - 应变模型来表达钢套筒

内混凝土的受压应力 - 应变关系,钢材采用双折线随

动强化模型进行模拟。 采用钢套筒约束装配式混凝

土节点有限元模型,如图 2 所示。

图 2 采用钢套筒约束装配式混凝土节点有限元模型

1. 2 试验验证

图 3 为试件 SPJ - 1、SPJ - 2、SPJ - 3 和 CJ 有限元

模型数值模拟荷载 - 位移滞回曲线和节点试验结果

的对比情况。 由图 3 可知,有限元模型数值模拟所得

滞回曲线与试验曲线基本一致;试件 SPJ - 1、SPJ - 2、

SPJ - 3 数值模拟所得极限承载力,平均值分别为

238. 1 kN、244. 5 kN、239. 9 kN。 与试验相比,误差分

别为 2. 5% 、0. 88% 、0. 52% ;试件 CJ 数值模拟所得极

限承载力平均值为 176. 9 kN, 与试验相比误差为

3. 9% ;各试件有限元模型数值模拟所得极限承载力

与试验结果误差均在 5% 以下。 试件 SPJ - 1、SPJ -

2、SPJ - 3 和 CJ 有限元模型,能较好地反应节点的力

学性能。

(a)试件 SPJ - 1 滞回曲线对比 (b)试件 SPJ - 2 滞回曲线对比

·68· 福 建 建 筑 2023 年

(c)试件 SPJ - 3 滞回曲线对比 (d)试件 CJ 滞回曲线对比

图 3 节点试验结果与数值模拟结果验证

2 破坏形态

图 4 为试件 SPJ - 1 破坏形态对比。 有限元模型

数值模拟等效塑性应变云图,如图 4 ( a) 所示;试件

SPJ - 1 的破坏模态如图 4( b)所示。 由图 4 可知,试

件 SPJ - 1 的等效塑性应变,集中在混凝土核心区和

梁端;节点的裂缝集中在模型数值模拟等效塑性应变

集中区域,试件 SPJ - 1 有限元模型能有效模拟节点

的受力性能和实际破坏情况。

(a)试件 SPJ - 1 等效塑性应变云图 (b)试件 SPJ - 1 破坏模态

图 4 试件 SPJ - 1 破坏形态对比

图 5 为试件 SPJ - 2 破坏形态对比,有限元模型

数值模拟等效塑性应变云图,如图 5 ( a) 所示,试件

SPJ - 2 的破坏模态如图 5( b)所示。 由图 5 可知,试

件 SPJ - 2 有限元模型数值模拟的等效塑性应变规

律,和 SPJ - 1 模型基本一致。 节点的裂缝集中在模

型数值模拟等效塑性应变集中区域,且试件 SPJ - 2

核心混凝土裂缝发展严重,梁端混凝土剥落严重。 试

件 SPJ - 2 有限元模型能有效模拟节点的受力性能和

实际破坏情况。

(a)试件 SPJ - 2 等效塑性应变云图 (b)试件 SPJ - 2 破坏模态

图 5 试件 SPJ - 2 破坏形态对比

图 6 为试件 SPJ - 3 破坏形态对比,有限元模型

数值模拟等效塑性应变云图,如图 6 ( a) 所示;试件

SPJ - 3 的破坏模态如图 6( b)所示。 由图 6 可知,试

件 SPJ - 3 的有限元模型数值模拟能,较好地体现节

点的塑性变形情况,其塑性变形集中在梁柱节点核心

区和梁端。 试件 SPJ - 3 有限元模型,能有效模拟节

点的受力性能和实际破坏情况。

(a)试件 SPJ - 3 等效塑性应变云图 (b)试件 SPJ - 3 破坏模态

图 6 试件 SPJ - 3 破坏形态对比

图 7 为试件 CJ 破坏形态对比。 有限元模型数值

模拟等效塑性应变云图,如图 7( a)所示,试件 CJ 的

破坏模态如图 7( b)所示。 由图 7 可知,塑性变形主

要集中在 CJ 节点的核心区,由 CJ 节点核心区中部往

外塑性变形逐渐减小,呈现斜向发展;从试件 CJ 试验

破坏模态情况可知,为核心区混凝土沿对角线方向的

两条斜裂缝贯通,导致节点核心区剪切破坏,试件 CJ

有限元模型能有效模拟节点的受力性能和实际破坏

情况。

(a)试件 CJ 等效塑性应变云图 (b)试件 CJ 破坏模态

图 7 试件 CJ 破坏形态对比

3 应力分布云图

试件 SPJ - 1、SPJ - 2、SPJ - 3 的的试验现象及破

坏形态相近,各有限元模型的等效塑性应变云图也相

近,因此,选取试件 SPJ - 1 有限元模型的应力分布作

为研究对象。 当试件 SPJ - 1 有限元模型数值模拟达

到极限承载力时,模型混凝土主压应力分布如图 8 所

示,模型钢套筒 - 钢筋骨架应力云图如图 9 所示。 由

图 8、图 9 可知,试件 SPJ - 1 有限元模型的混凝土最

2023 年 09 期 总第 303 期 马永超,颜桂云,肖合顺,等·采用钢套筒约束核心区装配式节点力学性能研究 ·69·

大主应力为 62. 0 MPa;钢筋和钢套筒的最大应力分

别为 530. 2 MPa 和 449. 6 MPa,均已超过钢材的屈服

强度,梁端和钢套筒相交处的纵筋基本屈服。

图 8 试件 SPJ - 1 模型混凝土主压应力分布图

图 9 试件 SPJ - 1 模型钢套筒 - 钢筋骨架应力云图

当试件 CJ 有限元模型数值模拟达到极限承载力

时,模型混凝土主压应力分布如图 10 所示,模型钢筋

骨架应力云图如图 11 所示。 由图 10、图 11 可知,试

件 CJ 有限元模型的混凝土最大主应力为 67. 7 MPa,

应力主要在混凝土核心区斜对角线区域集中;试件

CJ 有限元模型钢筋的最大应力为 477. 4 MPa,钢筋的

最大应力已经超过了钢材的屈服强度,在梁柱节点核

心区下端的钢筋屈服较严重,与试验的破坏形态基本

一致。

图 10 试件 CJ 模型混凝土主压应力分布图

图 11 试件 CJ 模型钢筋骨架应力云图

4 参数分析

选取试件 SPJ - 1 模型为基准有限元模型,利用

该模型,对采用钢套筒约束装配式混凝土节点进行参

数分析。 主要分析轴压比、核心混凝土强度、钢套筒

厚度、钢腹板厚度对节点的影响。

4. 1 轴压比的影响

轴压比对采用钢套筒约束核心区装配式节点受

力性能的影响,如图 12 所示,选取的轴压比分别为

0. 1、0. 2、0. 3、0. 4、0. 5、0. 6、0. 7、0. 8。 由图 12 可知,

节点的初始刚度,随轴压比的增加而增加;当轴压比

较大时,节点的承载力到达屈服荷载后开始下降,延

性降低;轴压比的建议取值范围为 0. 3 ~ 0. 6。

图 12 轴压比对节点受力性能的影响

4. 2 节点核心区混凝土强度的影响

节点核心混凝土强度,对采用钢套筒约束核心区

装配式节点受力性能的影响,如图 13 所示,节点核心

区混凝土强度等级分别为 C20、C30、C40、C50。 由图

13 可知,节点的承载力随核心区混凝土强度的上升

而上升。 但随着核心区混凝土强度等级的不断提升,

节点承载力提升幅度逐渐减小。 因为加载过程中,钢

套筒保护节点核心区与钢套筒对节点的受力性能起

着主要控制作用。 考虑实际工程的应用,节点核心区

混凝土强度建议不低于 C30。

·70· 福 建 建 筑 2023 年

图 13 核心混凝土强度对节点受力性能的影响

4. 3 钢套筒厚度的影响

钢套筒厚度对采用钢套筒约束核心区装配式节

点受力性能的影响,如图 14 所示,选取的厚度分别为

2 mm、4 mm、6 mm、8 mm、10 mm。 由图 14 可知,当钢

套筒厚度小于 6 mm,节点的承载力随钢套筒厚度的

增加而增加。 钢套筒和核心区混凝土控制节点的破

坏,钢套筒发生塑性变形;当钢套筒厚度大于 6 mm,

钢套筒刚度增大,节点的破坏转变为由梁端部弯曲破

坏;考虑节点的承载力和破坏模态,钢套筒的厚度,建

议取值范围为 3 mm ~ 6 mm。

图 14 钢套筒厚度对节点荷载 - 位移曲线的影响

4. 4 钢套筒强度的影响

钢套筒强度对采用钢套筒约束核心区装配式节

点受力性能的影响,如图 15 所示,选取的钢材为

Q235、Q345、Q390。 由图 15 可知,节点的承载力随着

钢套筒钢材强度的提升而提升;钢材为 Q235 时,节点

的破坏由核心区混凝土和钢套筒控制。 钢材为 Q390

时,节点的破坏为梁端部弯曲破坏;钢套筒的建议钢

材为 Q235、Q345。

图 15 钢套筒强度对节点荷载 - 位移曲线的影响

5 结论

采用有限元模型数值模拟,研究采用钢套筒约束

核心区装配式节点的力学性能,可得到如下结论:

(1)基于采用钢套筒约束核心区装配式节点试

验,建立各试件的有限元模型,能有效反映采用钢套

筒约束核心区装配式节点的受力性能。

(2)根据试验和有限元分析结果,节点的破坏主

要是剪切破坏,钢套筒本身具有较大的刚度,对核心

混凝土有良好的约束保护作用。

(3)通过参数分析,得到影响钢套筒约束核心区

装配式节点承载力的主要参数,即节点核心区混凝土

强度、钢套筒厚度、钢套筒强度,并提出建议的选取范

围,可为工程实际提供参考。

参 考 文 献

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柱 - 钢梁节点滞回性能有限元分析[ J]. 吉林大学学报

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[6] 韩林海. 钢管混凝土结构:理论与实践[M]. 北京:科学

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2023 年第 09 期

总第 303 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 09·2023

Vol·303

义乌某工程非饱和土水特征曲线强度公式预测

方轩明1 祝美月2 何卫坚3

(1. 浙江经纬勘察工程有限公司 浙江义乌 322000; 2. 绍兴市柯桥区房地产管理中心 浙江绍兴 312000;

3. 义乌市勘测设计研究院 浙江义乌 322000)

摘 要:通过义乌某江东污水处理厂基坑工程的原状土和重塑土的土水特征曲线脱湿试验及原状土非饱和直剪试验,

研究分析该非饱和原状土与重塑土在脱湿状态下土水特征曲线特征,进而对脱湿情况下的曲线进行拟合。 同时,对该

土两种曲线进行强度公式的预测,并用非饱和原状样直剪试验数据,对预测公式进行对比分析及误差分析。 分析结

果,原状土样的预测公式与剪切实验实测数据比较接近,说明非饱和土原状土样土水特征曲线具有实际研究的意义。

此外,还分析了形成的原因和机理,确定适合该土的强度公式,为本地区类似具有类似土的工程提供借鉴。

关键词: 非饱和土;土水特征拟合;强度预测;验证

中图分类号:TU4 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)09 - 0071 - 05

Prediction of unsaturated soil - water characteristic curve strength formula

for a project in Yiwu

FANG Xuanming

1 ZHU Meiyue

2 HE Weijian

3

(1. Zhejiang Jingwei Survey Engineering Co. ,Ltd,Yiwu 322000; 2. Shaoxing Keqiao District Real Estate Management Center,Shaoxing 312000;

3. Yiwu Survey, Design and Research Institute, Yiwu 322000)

Abstract:Through the soil - water characteristic curve dehumidification test and unsaturated direct shear test of unsaturated undisturbed

soil and reshaped soil in the foundation pit project of a Jiangdong sewage treatment plant in Yiwu, the soil - water characteristic curve characteristics of the unsaturated undisturbed soil and reshaped soil under dehumidification state were studied and analyzed, and then the curve

under dehumidification condition was fitted. At the same time, the strength formulas of the two curves of the soil are predicted, and the

prediction formulas are compared and analyzed with the direct shear test data of unsaturated intact samples. The results show that the prediction formula of undisturbed soil sample is close to the measured data of shear experiment, which indicates that the soil - water characteristic curve of undisturbed soil sample of unsaturated soil has practical significance. In addition, the reason and mechanism of formation are

analyzed, and the strength formula suitable for this soil is determined, which can provide reference for similar projects in this area.

Keywords:Unsaturated soil;Soil - water characteristic fitting;Strength prediction; Verification

作者简介:方轩明(1982. 10 - ),男,工程师。

E-mail:547914633@ qq. com

收稿日期:2023 - 03 - 20

0 引言

非饱和土在自然界中大量存在。 由于该种中气相

的存在,使非饱和土的性质相比由固相与液相组成的

饱和土而言,复杂很多,在实际工程中,很多非饱和土

按照饱和土进行设计与施工。 结果不但不符合实际情

况,还给工程带来很多不利的影响。 非饱和土理论不

成熟的原因在于:第一,由于实验数据少,许多理论很

难应用在实际工程中;第二,非饱和土的理论起步较饱

和土而言,比较晚,且受仪器设备的限制,理论发展非

常缓慢,而且性质比较复杂,实验难度较大,且实验周

期很长;抗剪强度试验同样如此,为了解决工程实际问

题,许多学者根据土水特征的拟合曲线,建立强度预测

公式,通过预测公式获得强度参数,以便方便快捷地运

用在实际工程中。 但是土水特征曲线受土的诸多因素

的影响,比如土的初始含水率、饱和度等,导致土水特

征曲线有很大变化,以至于很多预测公式在一个地区

是适合的,但其它地区不一定适用,义乌地区的岩土同

样如此。 因此,有必要展开义乌地区土的土水特征曲

线特性的研究,并进行强度公式的预测。

在土水特征曲线公式的预测方面,有许多学者进

行了深入的研究,大多数非饱和土抗剪强度预测公式

都是结合试样的 SWCC 曲线特性,对非饱和土吸力部

分参数进行的假设和修正。 周葆春[1]通过对荆门膨胀

土土–水特征曲线特征参数分析,同时对该非饱和抗

剪强度预测,得出使用 Fredlund 非饱和抗剪强度预测

公式,能够在较大的基质吸力范围内,较好地预测荆门

膨胀土的非饱和抗剪强度的结果。 同时,分析预测值

与实测值间存在差别的原因,Vanapalli 等[2] 和 Fredlund 等[3]

,都利用饱和度,或有效饱和度来考虑非饱和

土强度公式中吸力引起的强度增加项的有效应力系

数。 梁文鹏[4]针对目前非饱和土的研究,认为多数学

者所提出的抗剪强度预测公式都存在一定的局限性。

也就是说,不同的模型得到的结果不同。 对于一个地

·72· 福 建 建 筑 2023 年

区来说,不是所有的预测模型都能很好地适合实际工

程。 本文根据义乌某江东污水处理厂基坑工程非饱和

土的土水特征曲线的实验结果,采用一般比较实用的

N. Khalili 和 M. H. Khabbaz、Vanapalli 提出的非饱和土

抗剪强度预测模型,分别对原状土和重塑土进行预测,与

实测值进行验证,提出适合义乌某工程的强度预测公式。

1 试验方案及试样制备

1. 1 试验方案

本次试验共分原状土和重塑土两部分进行,原状

土样做非饱和土水特征曲线实验和非饱和土直剪剪

切实验,重塑土样进行土水特征曲线实验,试样制备

如图 1 所示。

图 1 重塑土试验试样模具及制作过程

试验各两组,分别做原状土、重塑土的土水特征

曲线和非饱和土直剪实验,实验时完全控制土样的含

水率和干密度一致,土水特征曲线的吸力值如表 1 所

示,直剪实验吸力值和净法向应力如表 2 所示。

表 1 土 - 水特征曲线试验方案

土样性质 初始含水率 ω/ % 初始干密度 ρd

/ (g·cm

- 3

) 吸力路径

原状土 23. 5 1. 54 1kPa→25kPa→50kPa→75kPa→100kPa→150kPa→200kPa→300kPa→400kPa→500kPa

原状土 23. 3 1. 53 1kPa→25kPa→50kPa→75kPa→100kPa→150kPa→200kPa→300kPa→400kPa→500kPa

重塑土 23. 5 1. 54 1kPa→25kPa→50kPa→75kPa→100kPa→150kPa→200kPa→300kPa→400kPa→500kPa

重塑土 23. 4 1. 54 1kPa→25kPa→50kPa→75kPa→100kPa→150kPa→200kPa→300kPa→400kPa→500kPa

表 2 等吸力直剪试验方案

土样性质 初始干密度/ (g / cm

3

) 初始含水率/ % 基质吸力/ kPa 净法向应力/ kPa

原状直剪

1. 54 23. 5 0、25、50、100、150、200、300、400、500 50、100、200

1. 53 23. 5 0、25、50、100、150、200、300、400、500 50、100、200

重塑土直剪

1. 54 23. 5 0、25、50、100、150、200、300、400、500 50、100、200

1. 54 23. 4 0、25、50、100、150、200、300、400、500 50、100、200

1. 2 土的物理力学性质

将取回的原状土进行物理力学测试,包括土的密

度、含水率、液塑限实验、颗分实验,最终确定该原状

土样为粉质粘土。

2 土水特征曲线试验及非饱和直剪试验

2. 1 土水特征曲线试样制备及试验

试验土样采用义乌某江东污水处理厂基坑工程,

采用取土器取原状土样,以保证土样结构的完整性。

将土样运至实验室,首先展开土的物理力学性质及颗

分试验(实验结果见表 3),同时一部分土用来做原状

土及重塑土的土水特征曲线。 具体做法是,对于原状

土而言,将制备好的土样放入真空抽气桶中,抽气,达

到一定时间后,打开与水相连的阀门,将水盆中水吸

入抽气桶中,等完全淹没土样后,关闭进水阀门,继续

抽气,直至抽气达到 2 MPa 左右,关闭抽气阀门,同

时,关闭抽气泵。 在此状态下保持 24 h,确保土样完

全饱和。

表 3 原状土样的基本物理力学性质

密度 ω ωL

/ % ωP

/ % IP

/ % IL

/ % dS

粒组(mm)及其含量(% )

黏粒 < 0. 005 粉粒 0. 005 ~ 0. 075 砂粒 > 0. 075

19. 5

19. 4

26. 5

25. 2

30. 3

29. 6

17. 8

17. 5

12. 5

12. 1

0. 696

0. 636

2. 72

2. 72

14. 05

14. 1

64. 52

64. 3

21. 43

21. 6

土水特征曲线仪陶土板在 400 kPa 压力下,饱和

24 h,连续两次饱和,将饱和好的土样放入压力室中

进行实验。

对于重塑土而言,其制样的做法与原状土样稍有

不同。 主要做法是,将土样放入烘箱中,温度设置为

105°进行 8 h 烘干试验,然后用木榔头将烘干后的土击

碎,过 2 mm 的筛子,取质量为 500 g 的土加入一定水,

配置成和原状土相同含水率的土。 将配置好的土放入

密封袋中静置 24 h,目的是让土中水分充分迁移,达到

均匀的程度,用制样器进行制样,保证制备土样的密度

和原状土相同。 将制作好的土样放入真空抽气桶中抽

气饱和,进行土水特征试验。 试验如图 2 所示。

2023 年 09 期 总第 303 期 方轩明,祝美月,何卫坚·义乌某工程非饱和土水特征曲线强度公式预测 ·73·

图 2 非饱和土实验设备

2. 2 非饱和直剪试验试样制备及试验

取原状土样 4 组,试样制备和原状土土水特征曲

线的制样方式相同。 制样完成后,放入真空抽气筒中

饱和,然后放入非饱和土直剪仪中进行试验。 在将试

样放入试验机前,非饱和土直剪仪中的陶土板需要两

次饱和,使陶土板充分饱和。

3 试验结果分析

3. 1 脱湿试验结果分析及脱湿公式拟合

许多学者根据经验方法以及土 - 水特征曲线的

形状,建立了不同类型的土 - 水特征曲线方程模型。

具有代表性的土 - 水特征曲线的方程模型包括:

Gardner 模型、Brooks - Corey 模型、Van Genuchten 模

型和 Fredlund&Xing 模型等。 其中,Van Genuchten 模

型各参数物理意义较为明确,拟合效果良好,应用也

最为广泛。 因此,对于土 - 水特征曲线的拟合,本文

选用 Van Genutchen 模型,其表达式如下公式所示。

θw = θr + (θs - θr) / [ + (αs)

n

]

m

式中,θw 是体积含水率(% );θs 是饱和体积含水

率;θr 是残余体积含水率;s 是基质吸力(kPa);α 是与

进气值有关的参数(kPa

- 1

);n 是与排水程度有关的参

数;m 是与残余含水率有关的参数,其中 m =1 -1 / n。

W. S. Sillers 等[3]等人建议,将残余基质吸力假定

为 3000 kPa,进行拟合,但通过反复拟合计算,认为最

终将残余基质吸力假定为 10 000 kPa 比较合理,该区

段下降平缓,与横坐标接近平行,拟合效果较好。 本

文采用 VG 模型进行分析,结果如表 4 所示。

表 4 土水特征曲线实验结果

吸力 1 25 50 75 100 150 200 300 400 500

重塑土饱和度

99. 7 96. 3 90. 1 81. 4 76. 3 71. 8 68. 0 62. 0 52. 8 49. 3

99. 6 96. 3 89. 7 81. 2 76. 2 71. 5 68. 1 61. 0 52. 3 48. 7

原状土饱和度

99. 0 85. 2 84. 2 77. 3 69. 5 61. 7 53. 9 46. 4 39. 8 37. 8

99. 2 90. 1 84. 1 77. 2 70. 0 62. 0 54. 0 47. 0 40. 0 37. 6

拟合后的曲线如图 3 所示。

图 3 原状土与重塑土非饱和土特征曲线

在图 3 中,原状土的曲线和重塑土的曲线不在一

条曲线上,导致土水特征曲线的一些参数也不相同,

具体参数如表 5 所示。

通过图 3 原状土和重塑土土水特征曲线的试验

结果和拟合分析,发现在相同的吸力下,重塑土的曲

线始终位于原状土曲线上端,即在相同的吸力作用

下,重塑土的含水率高于原状土。 同时,重塑土的进

气值大于原状土,重塑土的残余含水率高于原状土。

主要原因,是重塑土是在基质吸力作用下的第一次脱

湿曲线,而原状土样曲线从曲线上看,应该是土在自

然状态下由于雨水入渗,地下水位交替变化等形成,

原状土在自然界中经历过多次的脱湿和吸湿过程,在

实验室中所做的原状土样的试验,可能是土经过了 n

次吸湿和脱湿中的某个脱湿状态。 因此,原状土的土

水特征曲线,应该是真实反映一种土基质吸力和含水

率的关系曲线,在实际应用中应具有代表性,值得深

入研究。

表 5 不同初始干密度和初始含水率下,VG 模型拟合的基本参数

土的性质/ %

初始干密度 ρd

/ (g / cm

3

)

拟合参数

α n m θs

/ % θr

/ %

拟合相关系数 R

2

原状土 1. 54 0. 00807 1. 551 0. 355 45 15. 3 0. 9915

重塑土 1. 54 0. 01221 1. 733 0. 423 45 12. 8 0. 9938

·74· 福 建 建 筑 2023 年

3. 2 两条拟合曲线强度公式的预测

前人在进行非饱和土水特征曲线实验时,根据曲

线拟合值进行强度预测的方法和公式很多,但是常用

和实用的基本是 N. Khalili 和 M. H. Khabbaz、Vanapalli

等、Lamborn 等提出的预测公式, 他们在研究中表明,

基质吸力的增大,同一状态土体的有效内摩擦角仅发

生微小变化,而粘聚力变化明显。 因此在此不考虑有

效内摩擦角的变化。 为了只研究基质吸力对抗剪强

度贡献值的影响,将净法向应力部分值都视为零,则

基质吸力对抗剪强度的贡献值定义为:土体由饱和状

态到有基质吸力作用时,总黏聚力的增量。 基于对非

饱和土的研究。 本文依据他们的模型进行义乌某工

地强度的预测,与直剪实验进行对比,找出适合义乌

土层的强度预测公式。 在不考虑净法向应力影响的

条件下,得到的抗剪强度贡献值的模型,分别为模型

1 和模型 2。

τus = (ua - uw )

0. 45

(ua - uw )

0. 55

b

tanφ′ (模型 1)

τus = (ua - uw )(

(θw - θr

θs - θr)

tanφ′ (模型 2)

式中:τus为基质吸力对抗剪强度的贡献值( ua -

uw )为基质吸力,(ua - uw )b 为进气值,φ′为饱和土抗

剪强度内摩擦角。 采用原状土样的实测值,对两种模

型的原状土和重塑土进行验证,并进行误差分析。

根据原状非饱和土直接剪切试验结果,可以获得

实测的抗剪强度贡献值。 将土体饱和状态时内摩擦

角 φ′ = 20. 4°以及 VG 模型拟合的土 - 水特征曲线参

数(ua - uw )b = 38kPa,θs = 44. 9% ,θr = 12. 5% ,非饱

和土重塑土 VG 模型拟合的土 - 水特征曲线参数( ua

- uw )b = 46 kPa,θs = 44. 89% ,θr = 11. 7% ,代入模型

1 公式和模型 2 公式中,可以计算模型 1 和模型 2 的

原状土和重塑土的抗剪强度贡献值,如表 6 所示。 根

据表 6 结果,将两种模型计算抗剪强度贡献值与实测

值进行比较,可知,原状土样的模型计算比较接近实

测值,而两条重塑土的计算模型与实测值差距有点

大。 通过表 7 及图 4 中计算值与实测值误差结果可

知,原状土样的模型计算与实测值比较接近,重塑土

误差较大。 两种计算模型中,模型 2 的计算与实测误

差较小。 因此,由计算可得,模型 2 较为适合于该土

层的强度预测。

图 4 两种模型计算值与实测值的对比

表 6 不同基质吸力所对应的抗剪强度贡献值

基质吸力/ kPa 实测值/ kPa 模型 1 重塑计算值/ kPa 模型 1′原状计算值/ kPa 模型 2 重塑计算值/ kPa 模型 2′计算原状值/ kPa

0 0 0 0 0 0

25 7. 4 9. 5 8. 6 9 8. 4

50 17. 5 22. 5 15. 9 20 15. 3

100 25 31. 8 21. 7 30 23. 1

150 31 38. 75 26. 5 36. 5 28

200 35. 1 43. 5 29. 7 41 33. 2

300 41 48. 75 35. 5 46 38. 1

400 45 52. 5 40. 5 50 42

500 48 54. 5 43. 5 52. 5 45. 3

表 7 不同基质吸力所对应的抗剪强度贡献值相对误差绝对值数据表

基质吸力/ kPa

模型 1 重塑相对误差

绝对值/ %

模型 1′原状相对误

差绝对值

模型 2 重塑相对误差

绝对值/ %

模型 2′原状相对误差

绝对值/ %

0 0 0 0 0

25 28. 3 16. 2 21. 6 13. 5

50 28. 5 9. 1 14. 2 12. 5

100 27. 2 13. 2 20 7. 6

150 25 14. 5 17. 7 9. 6

200 23. 9 15. 4 14. 3 5. 4

300 18. 5 13. 4 12. 1 7. 0

400 16. 5 10 11. 1 6. 6

500 15. 9 7. 4 11. 7 5. 6

2023 年 09 期 总第 303 期 方轩明,祝美月,何卫坚·义乌某工程非饱和土水特征曲线强度公式预测 ·75·

图 5 两种模型的相对误差绝对值随基质吸力的变化

4 土的抗剪强度试验结果机理分析

从表 6 和表 7 以及图 4 和图 5 中可以看到,采用

两种预测模型计算的结果用实测进行验证后,经过误

差分析,可以得出结论:不论是预测模型 1 还是预测

模型 2,都是原状土的计算结果与实测值接近,误差

较小,而重塑土的预测模型误差较大。 出现这种结

果,要从土水特征曲线机理进行分析。 从图 3 土水特

征曲线中可知,重塑土的土水特征曲线位于上端,原

状土位于下部。 也就是说,相同的基质吸力下,土中

含水率不同,即原状土的含水率小于重塑土的含水

率。 同样,进气值和残余值也不相同,重塑土的进气

值和残余值都大于原状土,而进气值和残余值是进行

抗剪强度预测公式中所必须要的参数。 也即预测强

度公式中,值的大小与进气值和残余值成正比关系,

导致所测得重塑土的吸力贡献值大于原状土。 相同

情况下,原状土的土水特征曲线值与重塑土的曲线不

同,主要原因在于,重塑土是实验室经过击碎土样过

筛配制一定含水率制作而成, 而原状土样是直接从

野外取土饱和而成。 因此,在土样实验中,重塑土仅

仅是发生一次脱湿而形成曲线,但原状土在自然状态

下,受自然气候和受到地下水影响,本身就发生多次

的脱湿和吸湿过程。 实验室中的土水曲线,可能是土

在自然状态下若干次脱湿的曲线的一种。 土经历过

脱湿 - 吸湿 - 脱湿的反复过程,而这条曲线才是真正

反映土的真实曲线。

5 结论

本文通过非饱和土土水特征曲线和抗剪强度的

实验,得出以下结论:

(1)在进行非饱和土土水特征曲线试验中,原状

土样与重塑土非饱和土的曲线不同。 经过 V - G 模

型的拟合和分析,最终获得的参数也不相同,即相同

基质吸力下重塑土的含水率大,而原状土的含水率相

对较小。

(2)由原状土和重塑土的土水特征曲线进行土

的两种强度公式预测,与非饱和土原抗状土样的抗剪

强度试验对比分析发现,原状土样的预测公式与实测

值比较接近,而最接近的是模型 2 的预测公式,重塑

土的预测公式与实测值相差比较大。 该预测公式可

作为义乌类似土的强度预测公式。

(3)土水特征曲线所获得强度预测公式接近原

状土的强度值原因,是原状土在自然状态下,随着气

候的变化,地下水的交替变化,实质上很多土处于吸

湿和脱湿的循环状态中,这时的基质吸力与含水率关

系才是真正的反映土的状态。 而重塑土虽然也有预

测公式,但不符合土的实际状态。 因此,建议用原状

土的土水特征曲线预测强度公式,比较符合实际。 对

于其他类型的土是否有此规律,需要试验验证。

参 考 文 献

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·76· 福 建 建 筑 2023 年

不同结构参数 TBM 盘形滚刀的破岩效率分析

林 宁

(福州市地铁建设工程质量安全监督站 福建福州 350007)

摘 要:根据福州滨海快线特定的岩石参数,借助有限元软件 ABAQUS 进行数值模拟,分析在不同刀刃角、刀刃宽、过

渡圆弧半径情况下,滚刀所受的滚动力、垂直力、侧向力和破岩体积的大小情况;分析各参数变化对滚刀三向力和破岩

体积的影响规律。 结果表明:随着刃宽增加,滚刀所受的垂直力与滚动力均增大;随着过渡圆弧半径增大,滚刀所受的

垂直力、滚动力与侧向力均减小,与岩石接触面积减小,破岩体积随之减小;随着滚刀刀刃角增大,滚刀所受侧向力整

体呈现增大趋势,滚刀对两侧岩石的压力增大,刀刃角比刃宽与过渡圆弧半径引起的侧向力变化更大。 对于滚动力和

垂直力的影响范围而言,刃宽 > 刀刃角 > 过渡圆弧半径;对于破岩体积的影响范围而言,刃宽 > 过渡圆弧半径 > 刀刃

角;且相较于刃宽与过渡圆弧半径,刀刃角对侧向力的影响程度最大。

关键词: 滚刀破岩;ABAQUS 数值模拟;滚刀结构参数;力学分析

中图分类号:TU4 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)09 - 0076 - 06

Rock breaking efficiency analysis of TBM disc hobs with different structural parameters

LIN Ning

(Fuzhou subway construction project quality and safety supervision station,Fuzhou 350007)

Abstract:According to the fuzhou binhai express specific rock parameters,with the aid of numerical simulation based on the finite element

software ABAQUS,analysis at different Angle of the blade,blade width,cases,transition arc radius hob by rolling power,vertical force,lateral force and the size of broken rock,analysis of various parameters on the hob three - way force and the influence law of rock volume,the results showed that:With the increase of edge width,the vertical force and rolling force of the hob increase. With the increase of the radius of

the transition arc,the vertical force,rolling force and lateral force of the hob all decrease,and the contact area with the rock decreases,leading to the reduction of the rock volume. With the increase of the blade Angle of the hob,the lateral force on the hob shows an overall increasing trend,the pressure on the rocks on both sides of the hob increases,and the lateral force caused by the blade Angle is greater than

the blade width and the radius of the transition arc. For the influence range of rolling force and vertical force,blade width > blade Angle >

transition arc radius; For the influence range of rock breaking volume,blade width > transition arc radius > blade Angle; Compared with

the blade width and the radius of the transition arc,the blade Angle has the greatest effect on the lateral force.

Keywords:Hob rock breaking; ABAQUS numerical simulation; Hob structure parameters; Mechanical analysis

作者简介:林宁(1980. 8 - ),男,高级工程师。

E-mail:5522200@ qq. com

收稿日期:2023 - 02 - 21

0 引言

全断面隧道掘进机(简称为 TBM)是一种用于长

大隧道等地下工程建设的大型机械设备,有着高效、

快速、安全、适应性强、一次成型等优点[1 - 3]

,因此,越

来越多的硬岩隧道选择 TBM 施工。 盘形滚刀是 TBM

与岩层直接接触的构件,在不同岩层条件,不同的滚

刀结构参数(刃宽、刀刃角和过渡圆弧半径),会影响

滚刀受到的三向力(垂直力、滚动力、侧向力)、破岩

体积和比能等,且各参数影响是相互交错、综合考虑

的。 所以,掌握滚刀结构参数的变化规律,有助于在

滚刀破岩过程中实现改变滚刀的受力大小、增大破岩

体积,提高 TBM 掘进效率,对提升盘形滚刀的使用性

能有重要意义。

本文利用 ABAQUS 有限元软件,综合分析刃宽、

过渡圆弧半径和刀刃角三个因素对滚刀所受的三向

力、破岩体积和比能耗的影响规律,最终根据比能值,

为本工程选取最优的结构参数,以及为今后类似岩层

条件的滚刀结构参数选取提供参考和依据。

1 福州滨海快线地质情况

本论文依托福州滨海快线课题。 祥谦站 ~ 首占

站区间起于闽侯县祥谦镇,终点止于长乐区首占镇,

左右线平均线路全长 9. 822 km。 区间隧道包含枕峰

山隧道、大象山隧道、嵣屿隧道共 3 座,其中枕峰山隧

道、大象山隧道为 TBM 山隧道,单座隧道最大长度

4528 m(大象山隧道)。 隧道沿线大部分在中、微风化

凝灰岩中穿越,局部洞口风化层及洞身破碎带为强风

化凝灰岩,如图 1 所示,岩石具体情况如表 1 所示。

2023 年 09 期 总第 303 期 林 宁·不同结构参数 TBM 盘形滚刀的破岩效率分析 ·77·

图 1 祥谦站 ~ 首占站区间各区间岩层状况

表 1 主要岩层概况

岩石种类 质量等级 天然单轴抗压强度 岩石状态 分布位置

强风化凝灰岩 Ⅳ ~ Ⅴ级

灰黄色,硬,湿,含少量石英颗粒,原岩组织结构已大部分风

化破坏,岩芯多呈砂土状,偶夹少量残块,遇水易软化、

崩解。

隧道洞身段山体

表面局部分布

中风化凝灰岩 Ⅲ ~ Ⅳ级

31. 90 ~ 145. 02 MPa,

平均值 77. 14 MPa

青灰色,坚硬,熔岩胶结结构,块状构造,岩质较坚硬,裂隙

发育,岩芯多呈块状 ~ 短柱状,锤击声脆,不易击碎,结构部

分破坏。

隧道沿线场地普遍分布

微风化凝灰岩 II ~ Ⅲ级

71. 96 ~ 205. 32 MPa,

平均值 117. 94 MPa。

灰白色、青灰色,坚硬,稍湿,熔岩胶结结构,块状构造,岩芯

以短柱状为主。

在隧道深埋段均有揭露

2 滚刀破岩过程有限元模型分析

2. 1 岩石的本构模型

本文利用 ABAQUS / Explicit 求解模型进行数值

模拟,该模型提供了广泛的材料模型,同时包含材料

失效的模型。 具有强大的接触功能,能解决复杂的接

触模拟,非常适合对滚刀破岩的数值分析。 选用扩展

的 Drucker - Prager 线性岩石本构模型,应用具有单元

删除功能的损伤失效准则,对滚刀切削过程进行数值

模拟。 之所以采用扩展的 Drucker - Prager 模型,是因

为该模型可模拟岩石在滚刀作用时产生的冲击和剪

切,超过岩石强度极限使岩石破坏的状态,相关参数

选项也和岩石主要参数较吻合。 通过单位破岩体积

的最小能耗值,研究盘形滚刀在特定岩层条件下的最

优结构参数。

扩展 Drucker - Prager 模型,用来模拟土、岩石等

摩擦材料,允许材料各向同性硬化或软化,可以用

ABAQUS / Explicit 求解器进行求解。 根据岩石弹塑性

本构关系及滚刀切割岩石的破碎准则,岩石本构模型

采用线性 Drucker - Prager 模型,并假定岩石材料性质

为各向均匀、同性、连续、变形小等特性。 线性 Drucker - Prager 模型的塑性势面如图 2 所示,其屈服面如

图 3 所示,其屈服面控制方程为[4]

:

t =

1

2

q 1 +

1

K

- (1 -

1

K

)(

r

q

)

3

[ ] (1)

F = t - ptanβ - d = 0 (2)

式中:

T———偏应力;P———等效应力;β———屈服面在 p

- t 应力空间上的倾角,与摩擦角有关;K———三轴拉伸

强度与三轴压缩强度之比,反映了中主应力对屈服的

影响。 为了保证屈服面是凸面,要求 0. 778≤K≤1。

图 2 线性 Drucker - Prager 模型的塑性势面

图 3 线性 Drucker - Prager 模型的屈服面

·78· 福 建 建 筑 2023 年

在现场施工中,岩石的损伤以及断裂将使这部分

单元消失或完全失效。 为了更贴近实际情况,给岩石

模型引入单元删除功能,如图 4 所示,为损伤失效模

型应力———应变响应曲线。

图 4 损伤失效模型应力 - 应变响应曲线

单元从损伤到失效的过程包括 3 个部分:A - B

段为未失效的弹塑性阶段、B 点为初始破坏点和 B -

C 段的断裂损伤阶段。 σy0是岩石在破坏开始时屈服

应力,ε

pl

0 是岩石在破坏开始时等效塑性应变,ε

-

pl

s 是岩

石完全破坏时的等效塑性应变。

ωs = ∫

dε

pl

ε

pl

s (θs,ε

·

pl

)

= 1 (3)

式中:

θs = ( q + Kp) / τmax 为剪应力率;τmax 为最大剪应

力;ε

·pl为剪应变率。 满足上式时,岩石材料开始破坏,

达到初始破坏点 B,产生微裂纹,刚度开始衰减,直至

丧失承载能力,损伤演变规律描述了材料刚度衰减规

律(B - C 段)。 引入衰减变量 D,初始损伤发生后,任

意时刻材料的应力张量可由下式表示:

σ = (1 - D)σ (4)

式中:

σ 为当前不考虑损伤失效时的有效应力张量(图

4 中 BD 段)。 本论文以位移控制损伤来定义损伤演

化,当到达 C 点(D = 1)时,该单元完全破坏,不再受

力,将从模型中删除。

Teale 在 1965 年提出了比能 ( Specific Energy,

SE)的概念[5]

,表示盘形滚刀破碎单位体积岩石所需

的能量,给滚刀破岩的研究提供了新的评判标准,且

是目前最常用的分析滚刀破岩效率的方法,计算公

式为:

SE =

Fr·L

V

(5)

式中:

SE 为滚刀破岩的比能,单位为 MJ/ m

3

;

Fr 为滚动力的平均值,单位为 kN;

L 为滚刀切削岩石的距离,单位为 mm;

V 为滚刀破碎岩石的体积,单位为 cm

3

。

2. 2 模型创建及过程设置

滚刀模型采用如图5 所示的19 英寸(1 in =25. 4 mm,

直径为 483 mm)常截面盘形滚刀,刀圈的结构参数如

表 2 所示。

图 5 滚刀刀圈模型示意图

表 2 滚刀刀圈的结构参数

刀圈外径

(mm)

刀刃径

(mm)

刀圈内径

(mm)

刀圈厚度

(mm)

过渡圆弧

半径(mm)

刀刃角 θ

(°)

483 302 232 80 1 ~ 4 30 ~ 60

岩石采用长宽高为 400 mm × 300 mm × 150 mm 的

长方体,盘形滚刀与岩石有限元模型如图 6 所示。 网

格划分时,为提高计算精度、缩短计算时间,岩石模型

为 C3D8R 六面体八结点单元网格,岩石与滚刀接触区

域采取细化处理。 本文重点研究结构参数对破岩效果

影响,忽略滚刀磨损及变形。 滚刀模型定义为刚体约

束,滚刀和岩石接触设置,选择通用接触中的“Selected

surface pairs”;选择显式动力学对滚刀破岩进行分析。

图 6 盘形滚刀与岩石有限元模型

2. 3 材料选取

岩石材料采用中风化凝灰岩,其基本参数如表 3 所

示。 岩石模型选择 Drucker - Prager 塑性模型,岩石四周

2023 年 09 期 总第 303 期 林 宁·不同结构参数 TBM 盘形滚刀的破岩效率分析 ·79·

无围岩压力,且约束岩石四周及底部全部自由度。 滚刀

材料采用硬质合金钢,弹性模量 E 为 210 GPa,该材料密

度 ρ 为7800 kg / m

3

,泊松比 υ 为0. 2,如表4 所示。

表 3 中风化凝灰岩材料参数

密度

(kg / m

3

)

弹性模量

(GPa)

抗压强度

(MPa)

抗拉强度

(MPa)

抗剪强度

(MPa)

泊松比

2500 39. 65 70. 1 7. 66 5. 65 0. 23

表 4 滚刀材料参数

密度(kg / m

3

) 弹性模量(GPa) 泊松比

7800 210 0. 2

3 仿真结果及分析

3. 1 模型验证

根据夏毅敏试验的数据进行验证[6]

,首先代入模

型参数,单轴抗压强度为 21. 9 MPa,抗拉强度 1. 47

MPa,弹性模量 2. 15 GPa,代入模型参数后进行数值

模拟,得到在不同滚刀转速下的滚动力和垂直力值模

拟结果与实验值的对比结果,如图 7 所示。

图 7 模拟结果与实验值

根据模拟结果和实验值对比,虽有一定差值,但

都相差不大,验证了模型创建的合理性。

3. 2 模拟结果分析

在滚刀破岩的数值模拟中,所采集到的滚刀三向

力(滚动力、垂直力、侧向力)都是瞬时波动的,如图 8

所示。 为了研究滚刀结构参数对滚刀破岩的影响效

果,将瞬时波动力作平均处理。

由于滚刀突然转动以及滚刀与岩石的突然接触,此

时得到的滚动力和垂直力过大(如图 8 中(a)、(b)中前

0. 05 s)。 为不影响均值,舍弃这段值,后面三向力波动

较为平稳时,平均值数据更为可靠,由各个模拟结果的平

均值得到表 5 的数据。 本文主要考虑刀刃角(A)、过渡

圆弧半径(B)、刃宽(C)对滚刀破岩效果的影响,结构参

数为 A - B - C,分别对应刀刃角、过渡圆弧半径、刃宽。

以下是数值模拟的部分结果如表5 所示。

图 8 滚刀破岩阶段瞬时三向力变化曲线

表 5 不同结构参数下滚刀破岩数值模拟结果

结构参数

滚动力

(kN)

垂直力

(kN)

侧向力

(kN)

破岩体积

(cm

3

)

比能

(MJ/ m

3

)

30 - 1 - 8 3. 359 24. 285 1. 148 34. 7 34. 848

30 - 1 - 12 4. 148 26. 065 1. 235 47. 5 31. 437

30 - 1 - 16 4. 763 28. 943 1. 608 62. 4 27. 479

30 - 1 - 20 5. 394 35. 542 1. 901 71. 6 27. 121

30 - 2 - 8 3. 002 22. 859 1. 003 31. 3 34. 528

30 - 2 - 12 3. 621 26. 138 1. 09 48. 8 26. 712

30 - 2 - 16 4. 309 28. 371 1. 101 59 26. 292

30 - 2 - 20 5. 168 35. 636 1. 152 72. 7 25. 591

30 - 3 - 8 2. 409 17. 004 0. 838 26. 6 32. 603

30 - 3 - 12 3. 636 24. 697 0. 864 42. 8 30. 583

30 - 3 - 16 3. 765 26. 785 1. 022 55. 1 24. 599

30 - 3 - 20 4. 935 31. 647 1. 115 70. 8 25. 093

30 - 4 - 8 1. 924 13. 306 0. 766 24. 3 28. 504

30 - 4 - 12 3. 176 20. 105 0. 972 45. 2 25. 296

30 - 4 - 16 3. 833 29. 715 0. 981 52. 9 26. 085

30 - 4 - 20 4. 846 32. 673 1. 133 67 26. 038

… … … … … …

60 - 1 - 8 3. 408 30. 128 2. 377 40. 5 30. 293

60 - 1 - 12 4. 047 30. 382 2. 463 53. 5 27. 232

60 - 1 - 16 4. 628 32. 154 2. 644 66. 5 25. 054

60 - 1 - 20 5. 485 39. 446 2. 489 82. 1 24. 051

60 - 2 - 8 3. 486 25. 649 1. 987 37. 7 33. 288

60 - 2 - 12 4. 334 28. 599 2. 217 50 31. 205

60 - 2 - 16 4. 611 30. 523 2. 163 64. 4 25. 776

60 - 2 - 20 5. 374 39. 427 2. 307 77. 9 24. 835

60 - 3 - 8 2. 747 21. 944 2. 324 33. 1 29. 877

60 - 3 - 12 3. 621 26. 125 1. 962 48. 4 26. 933

60 - 3 - 16 4. 326 32. 748 1. 647 63. 8 24. 410

60 - 3 - 20 5. 35 39. 001 1. 865 77. 1 24. 981

60 - 4 - 8 2. 344 18. 391 1. 343 28. 4 29. 713

60 - 4 - 12 2. 993 23. 566 1. 301 44. 7 24. 106

60 - 4 - 16 4. 249 31. 375 1. 38 58. 6 26. 103

60 - 4 - 20 5. 337 38. 761 1. 666 74. 3 25. 859

·80· 福 建 建 筑 2023 年

3. 3 不同过渡圆弧半径与刃宽破岩效率分析

依据数值模拟结果绘制以下图像。 以图 9 ~ 图

11 中的图例均为 A - C(刀刃角 - 刃宽),整体分析图

9 与图 11 中的(a) ~ (b)。

(a)过渡圆弧半径(mm)

(b)过渡圆弧半径(mm)

图 9 不同过渡圆弧半径与刃宽下滚动力变化规律

(a)过渡圆弧半径(mm)

(b)过渡圆弧半径(mm)

图 10 不同过渡圆弧半径与刃宽下垂直力变化规律

(a)过渡圆弧半径(mm)

(b)过渡圆弧半径(mm)

图 11 不同过渡圆弧半径与刃宽下破岩体积变化规律

当控制其他参数不变时,过渡圆弧半径(R) 从

1 mm增大到4 mm,滚刀与岩石的接触面积将减少,破

岩体积也将减小,滚刀受到的岩石法向力与切向力均

呈现减小的趋势。 刃宽(T)增大过程中,滚刀与岩石

投影面积在增大,滚刀所受到的法向与切向的力均增

大,破岩体积也将增加。 在刃宽与过渡圆弧半径均增

大过程中,刃宽能增加滚动力与垂直力的值,过渡圆

弧半径能减小对这二力的值,且刃宽的影响更大。 因

此,刃宽大的在过渡圆弧半径增大过程中,滚动力与

垂直力减小值更小。 对破岩体积而言,其变化速率与

刃宽、过渡圆弧半径变化几乎呈现正比关系。

根据图 8 ~ 图 11 可知,刃宽和过渡圆弧半径对滚

刀的垂直力、滚动力和破岩体积均有影响,其中刃宽

的影响更大。 随着刃宽增加,滚刀所受的垂直力与滚

动力均增大。 由于刃宽增大,滚刀破岩时,与岩石表

面接触投影面积越大,受到岩石的垂直阻力与滚动阻

力均增大。 随着过渡圆弧半径增大,滚刀破岩时与岩

石表面接触面积减小,滚刀破岩体积减小,滚刀所受

的垂直力与滚动力均减小,破岩体积也减小。

3. 4 不同刀刃角破岩效率分析

如图 12、图 13 中(a)、(b)所示,以上图 12、图 13

中的图例均为 B - C(过渡圆弧半径 - 刃宽),随着滚

刀刀刃角增大,滚刀两侧对岩石的摩擦力与挤压力均

增加,即侧向力增大,进而增加了对滚动两侧岩石的

破碎体积,但也加剧了对滚刀的磨损。 刀刃角相较于

2023 年 09 期 总第 303 期 林 宁·不同结构参数 TBM 盘形滚刀的破岩效率分析 ·81·

刃宽对滚动力、垂直力与破岩体积的影响更小。 因为

刃角增大,只是增大了对于滚刀两侧的力,破岩体积

也只是增大了两侧的破岩体积,但刃角变化对侧向力

影响最大。 随着刀刃角增大,滚刀所受侧向力整体呈

现增大趋势,滚刀对两侧岩石的压力增大;随着过渡

圆弧半径增大,侧向力呈现减小的趋势,刀刃角增大,

比刃宽与过渡圆弧半径引起的变化更大。

(a)刀刃角(°)

(a)刀刃角(°)

图 12 不同过渡圆弧半径与刃角下破岩体积变化规律

(a)刀刃角(°)

(a)刀刃角(°)

图 13 不同过渡圆弧半径与刃角下侧向力变化规律

4 结论

基于 ABAQUS,建立 TBM 单刃盘形滚刀仿真模

型,分析盘形滚刀在不同结构参数情况下的破岩效

果,得到以下结论:

(1)随着刃宽增加,滚刀所受的垂直力与滚动力均

增大。 由于刃宽增大,滚刀破岩时与岩石表面接触投

影面积越大,受到岩石的垂直阻力与滚动阻力均增大。

(2)随着过渡圆弧半径增大,滚刀破岩时与岩石

表面接触面积减小,滚刀破岩体积减小,滚刀所受的

垂直力与滚动力均减小。

(3)随着滚刀刀刃角增大,滚刀所受侧向力整体

呈现增大趋势,滚刀对两侧岩石的压力增大。 随着过

渡圆弧半径增大,侧向力呈现减小的趋势,刀刃角增

大比刃宽与过渡圆弧半径引起的变化更大。

(4)最终根据比能结果分析,在刃宽为 20 mm,过

渡圆弧半径为 1 mm,刀刃角为 60°时,滚刀破岩的比

能值最小为 24. 051 MJ/ m

3

。

本文依托祥谦站 ~ 首占站区间,综合分析了刃宽、

刀刃角和过渡圆弧半径对单滚刀受到的三向力、破岩

体积和比能的影响规律,并根据数值模拟结果,得到了

祥谦站 ~ 首占站区间最优的结构参数,对今后类似工

程选取滚刀结构参数有一定的参考意义。 今后还可通

过研究掘进参数、刀间距、滚刀刃型等因素对滚刀破岩

的影响规律,进而分析多滚刀组合破岩规律。

参 考 文 献

[1] 刘小刚. TBM 在岩石城市轨道交通建设中的应用研究

[J]. 现代隧道技术,2012,49(05):15 - 22.

[2] Ling J,Cheng L,Tong X,et al. Research on rock breaking

mechanism and load characteristics of TBM cutter based on

discrete element method[J]. Advances in Mechanical Engineering,2021,13(2).

[3] Pan Y,Liu Q,Liu J,et al. Investigation on disc cutter behaviors in cutting rocks of different strengths and reverse estimation of rock strengths from experimental cutting forces

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[4] 费康,彭劼. ABAQUS 岩土工程实例详解[M]. 北京:人

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[5] Teale R. The concept of specific energy in rock drilling

[C]. International journal of rock mechanics and mining

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[6] 夏毅敏,欧阳涛,陈雷,等. 盘形滚刀破岩力影响因素研

究[J]. 应用基础与工程科学学报,2012,20 (03):500

- 507.

2023 年第 09 期

总第 303 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 09·2023

Vol·303

土体 GHS 与 HSS 模型选择对基坑数值分析结果的影响

张家勇

(中铁一局集团厦门建设工程有限公司 福建厦门 361000)

摘 要:为对比基坑工程土体本构模型选择对计算结果的差异,利用 Plaxis 软件,坑底土体分别选用小应变刚度模型

(HSS)与广义土体硬化模型(GHS)进行对比分析。 结果表明:基坑开挖后,坑底相邻区域第三主应力显著降低,HSS 模

型坑底刚度与第三主应力相关,GHS 模型坑底刚度与当前平均主应力和前期应力相关,GHS 模型坑底的剪切刚度 Eur

显著大于 HSS 模型;在基坑开挖各阶段,采用 GHS 模型在基坑开挖全程都获得显著更少的隆起量。 当开挖至坑底地

层(开挖 10 m)时,可减少 45. 4% 的坑底隆起量极值;采用 GHS 模型计算的基坑底下卧盾构隧道的变形量,小于采用

HSS 模型计算的变形量,更加接近于工程实测值。

关键词: 小应变刚度模型;广义土体硬化模型;基坑工程;地铁隧道;数值分析

中图分类号:TU4 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)09 - 0082 - 07

Influence of GHS and HSS model selection on numerical analysis resultsof foundation pit

ZHANG Jiayong

(China Railway First Bureau Group Xiamen Construction Engineering Co. ,Ltd,Xiamen 361000)

Abstract:In order to compare the difference between the calculation results of the selection of soil constitutive model of foundation pit engineering,the small strain stiffness model (HSS) and the generalized soil hardening model (GHS) were selected for the comparison and analysis of the soil mass at the bottom of the pit using Plaxis software. The results show that the third principal stress in the adjacent area of

the pit bottom decreases significantly after the excavation of the foundation pit,the rigidity of the pit bottom of the HSS model is related to

the third principal stress,the rigidity of the pit bottom of the GHS model is related to the current average principal stress and the previous

stress,and the shear rigidity of the pit bottom of the GHS model is Eur

is significantly greater than HSS model; At each stage of foundation

pit excavation,the GHS model can obtain significantly less uplift in the whole process of foundation pit excavation. When the excavation reaches the bottom of the pit (10m),the maximum uplift at the bottom of the pit can be reduced by 45. 4% ; The deformation of shield tunnel

under the foundation pit calculated by GHS model is less than that calculated by HSS model,which is closer to the measured value of the

project.

Keywords:Small strain stiffness model; Generalized soil hardening model; Foundation pit works; Metro tunnel; Numerical analysis

作者简介:张家勇(1984 - ),男,工程师。

E-mail:286698347@ qq. com

收稿日期:2023 - 02 - 24

0 引言

在城市环境施工明挖隧道,需要开挖基坑。 基坑

工程除了关注基坑的稳定性外,还需要分析基坑开挖

引起的变形,特别是对周边建(构) 筑物的影响。 对

在深基坑的设计及对周边环境影响分析,有限元数值

模拟是较为有效的方法[1]

。 土体本构模型的选择,对

数值分析结果的精确性起到重要的作用。 学者对莫

尔 - 库仑模型、剑桥模型、邓肯 - 张模型等经典的本

构模型进行一定的修正,在工程分析中得到广泛的应

用[2 - 5]

。 但这些经典模型,由于对土体的不同应力路

径和应力状态下的刚度考虑不够全面,其结果往往与

实际的变形差异较大。 为了体现开挖过程土体刚度

的变化,学者提出土体硬化模型(HS) 及土体小应变

硬化模型(HSS),并用于工程数值分析。 Ardakani et

al. (2014)

[6] 曾用莫尔﹣库仑模型(Mohr - Coulomb,

MC)、土体硬化模型 ( Hardening Soil,HS) 和 HSS 模

型分析同一个基坑工程,结果表明,使用 HSS 模型,对

于获得准确的分析结果非常重要。 国内也有工程实

践印证了该本构模型的先进性和正确性[7 - 9]

;同时,

对参数的取值进行研究[10 - 12]

,积累地区应用经验。

在应用中,大家普遍发现,HSS 模型在基坑工程

应用中,坑外沉降和挡墙变形计算结果与实测较吻

合。 然而,坑底隆起相比实测结果偏大,挡墙最大水

2023 年 09 期 总第 303 期 张家勇·土体 GHS 与 HSS 模型选择对基坑数值分析结果的影响 ·83·

平位移位置相比实测结果偏低。 由于坑底以下的土

的刚度取值低于工程实际值,因为土的刚度取决于应

力,开挖会释放顶部的应力。 但实际上,由于前期固

结应力,刚度不会降低太多;因此,Plaxis 软件增加

GHS 模型(广义土体硬化模型),为土体刚度的应力

相关性提供更多可选择公式,以考虑前期固结应力的

作用。

为对比分析 HSS 与 GHS 本构模型选择对基坑工

程,尤其是坑底土体变形的影响,本文以厦门某基坑

工程为依托,选取明挖基坑上跨盾构隧道段典型剖

面,建立有限元模型,研究 GHS 模型理论与分析结

果,与等同参数的 HSS 模型进行对比,并结合实际工

程监测结果给出对比结论。

1 GHS 与 HSS 本构模型简介

广义土体硬化模型(GHS),基本上是 HSS 本构

模型更开放的版本。 它有几个开关,允许用户改变刚

度受到应变和应力相关的配置。

GHS 模型中有两个与应力相关性相关的开关,即

“应力相关性刚度”和“应力相关性公式”。 前者控制

是否以及何时使用应力相关刚度;后者定义了一旦激

活依赖于应力的刚度就要使用的依赖于哪个应力的

关系。 即:

(1)选项 0:在整个计算过程中使用常量 Eur,该

值等于输入卸载/ 重新加载刚度。 应力依赖性基于

σ3和强度参数,即:

Eur = E

ref

ur

σ3 + c·cotφ

σ

ref

+ cotφ

( )

m

(1)

这与 HSS 模型中使用的公式相同。

(2)选项 1:根据“应力相关公式”开关确定的应

力相关性公式,根据计算阶段开始时的应力,更新每

个计算阶段的 Eur。 例如,在安全计算中使用此选项,

其中不需要在该阶段更新刚度。 应力依赖性基于 σ3

和固结前应力,即:

Eur = E

ref

ur

σ3 + pc) / 2

p

( ref )

m

(2)

(3)选项 2:根据“应力相关公式”开关确定的应

力相关性公式,根据每个计算步开始时的应力,更新

每个计算步的 Eur。

应力依赖性基于平均有效应力和固结前应力,即:

Eur = E

ref

ur

p′ + pc) / 2

p

( ref )

m

(3)

在选项 1 或 2 的情况下,使用 p

ref 的最小值为

100 kPa。

2 工程概况

厦门东部体育会展新城滨海东大道(翔安南路 -

翔安隧道段)改造工程路线长度约为 2. 904 km,隧道总

长度 2040 m,其中 U 型槽长度 490 m,闭合框架长度

1550 m。 工程交叉上跨厦门轨道 3 号线(刘五店 ~ 东

界站)区间隧道,平面布置如图 1 所示;放坡段基坑横

断面图如图 2 所示。

图 1 区间平面图

图 2 放坡段基坑横断面图

为了精确评估基坑开挖对下卧隧道的影响,采用

PLAXIS 软件,对比研究土体本构模型,选择对数值模

拟分析结果的影响。

3 数值模型设计

3. 1 几何模型

基坑范围主要为杂填土、粉质黏土、残积砂质粘

性土、散状强风化花岗岩、碎裂状强风化花岗岩和中

风化花岗岩。 根据图 2 典型放坡开挖断面中地层分

布和支护结果情况,建立工程地质模型如图 3 所示;

护坡锚杆支护结构模型如图 4 所示。

·84· 福 建 建 筑 2023 年

图 3 工程地质模型(地层分布)

图 4 支护结构模型图

研究 GHS 本构模型影响时,不考虑降水影响,水

头设置到坑底位置。 二维数值模型网格划分采用 15

节点四阶三角形单元,在基坑开挖面附近加密网格,共

划分 7469 个实体单元,60 829 个节点,如图 5 所示。

图 5 有限元网格

3. 2 地层参数确定

为研究 GHS 模型和 HSS 模型对基坑开挖中坑底

变形结果的差异,对于坑底的散体状强风化花岗岩和

破裂状强风化花岗岩地层,分别采用 GHS 模型和

HSS 模型进行数值模拟。 计算方案一的岩土体,均采

用小应变土体硬化 HS small(HSS)本构模型;计算方

案二将坑底土体的本构模型采用 GHS 模型,坑底以

上土体仍采用 HSS 模型。 土体参数结合本项目的勘

察报告,并参考文献[13]的成果综合确定,如表 1 所

示。 GHS 的刚度和强度参数取值与 HSS 模型一样,

区别在于对于“散体状强风化、破裂状强风化”土层,

增加了“应力相关刚度”及“应力相关方程”。 为了充

分考虑平均有效应力和前期固结应力对回弹模量的

贡献,所以研究采用应力相关公式(2)。

表 1 岩土体物理力学参数 HSS

参数 素填土 粉质粘土 残积砂质黏性土 散体状强风化 破裂状强风化 中风化花岗岩

本构模型 HSS HSS HSS HSS HSS MC

γ(kN/ m

3

) 18 18. 4 18. 5 21 22 24

E50 (kN/ m

2

) 5000 6000 7000 30000 50000

Eoed (kN/ m

2

) 5000 6000 7000 30000 50000 杨氏模量 5E6

Eur(kN/ m

2

) 25000 30000 35000 90000 150000 泊松比 0. 24

m 0. 5 0. 5 0. 5 0. 5 0. 5

c

′

ref(kN/ m

2

) 15 25 15 28 50 80

φ′ (°) 25 25 32 38 40 42

γ07 0. 0001 0. 00029 0. 00028 0. 0001 0. 0001 -

G

ref

0 (kN/ m

2

) 80000 76670 75540 240000 300000 -

vur 0. 2 0. 2 0. 2 0. 2 0. 2 -

kx = ky = kz(m/ day) 0. 1 0. 003 0. 05 0. 05 1 0. 22

3. 3 模拟工况

分析开挖工况如下:

(1)初始地应力,地层概化为水平,因此采用水

平应力系数 k0 ,直接生成初始地应力;

(2)阶段 1,开挖第一层填土,开挖到深度 3. 2 m,

挂网喷浆劫掠坡面;

(3)阶段 2,开挖第二层土,开挖到深度 6. 3 m,完

成上台阶护坡支护;

(4)阶段 3,开挖到坑底,开挖到深度 10 m,完成

护坡支护。

开挖过程如图 6 所示。

2023 年 09 期 总第 303 期 张家勇·土体 GHS 与 HSS 模型选择对基坑数值分析结果的影响 ·85·

(a)阶段 1

(b)阶段 2

(c)阶段 3

图 6 施工过程模拟示意图

4 土体本构模型选择对结果影响

4. 1 应力状态

如图 7 所示为基坑开挖到底时,HSS 和 GHS 模

型用于计算坑底地层刚度的应力状态云图。

(a)HSS 第三主应力

(b)GHS 模型平均主应力

(c)GHS 模型前期应力 Pc

图 7 开挖到底时应力状态云图(隐藏地表浅层地层)

根据公式(1),可知 HSS 模型坑底刚度与第三主

应力相关。 从图 7(a)可以看出,基坑开挖后,坑底相

邻区域第三主应力显著降低,与基坑距离越远的区域

第三主应力降低幅度越小。 而根据公式(3),可知

GHS 模型坑底刚度,与当前平均主应力和前期应力相

关。 因此,GHS 模型的坑底土体的刚度,显著大于

HSS 模型的坑底回弹刚度,导致计算获得的坑底回弹

量更小。 从图 7(b)和( c)可以看出,基坑开挖后,坑

底相邻区域平均主应力显著降低,而前期应力水平 pc

不会改变。 因此,GHS 坑底应力相关刚度的计算应力

水平,比 HSS 模型的更高。

4. 2 刚度对比

输出 GHS 模型和 HSS 模型开挖完成时,坑底的

剪切刚度 Eur进行对比,如图 8 所示。

(a)HSS

(b)GHS

图 8 基坑开挖到底坑底地层剪切刚度