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預(yù)應(yīng)力混凝土建筑施工事故案例分析

文檔作者：趙挺生1　潘先軼2　方東平2 文檔來源： 1. 華中科技大學(xué) 2. 清華大學(xué)		點(diǎn) 擊數(shù)：	更新時(shí)間： 2021年07月28日
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收稿日期: 2004211215.
作者簡介: 趙挺生(19632) , 男, 副教授; 武漢, 華中科技大學(xué)土木工程與力學(xué)學(xué)院(430074).
基金項(xiàng)目: 國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(50378051) ; 中國博士后科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2003033159).
預(yù)應(yīng)力混凝土建筑施工事故案例分析
趙挺生1　潘先軼2　方東平2
(1. 華中科技大學(xué)　土木工程與力學(xué)學(xué)院, 湖北　武漢　430074; 2. 清華大學(xué)　土木水利學(xué)院, 北京　100084)
摘　要: 施工期間的預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土結(jié)構(gòu), 是時(shí)變結(jié)構(gòu)體系, 除承受施工荷載外, 還承受預(yù)應(yīng)力等效荷載, 因
缺乏理論支持, 其設(shè)計(jì)施工容易出現(xiàn)問題. 本文介紹的某工程實(shí)例為預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土結(jié)構(gòu), 且設(shè)計(jì)有跨后澆帶與不
跨后澆帶兩組預(yù)應(yīng)力鋼筋, 施工期間后澆帶兩側(cè)結(jié)構(gòu)出現(xiàn)過大變形差, 影響結(jié)構(gòu)施工安全, 通過將后澆帶鋼筋的約束
作用簡化為彈性支座, 分析對象簡化為彈性支座連續(xù)梁, 并考慮施工荷載和等效預(yù)應(yīng)力荷載, 分析了該工程出現(xiàn)過大
變形的原因, 結(jié)合預(yù)應(yīng)力筋錨固角度等參數(shù)分析, 給出了留后澆帶預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)施工的建議.
關(guān)鍵詞: 預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土結(jié)構(gòu); 　設(shè)計(jì); 　施工; 　施工荷載; 　等效預(yù)應(yīng)力荷載; 　變形
中圖分類號: TU 378　　文獻(xiàn)標(biāo)識碼:A 　　文章編號: 167227037 (2005) 0220008205
1　工程概況
某工程地上裙房7 層, 高43. 8 m , 主樓19
層, 高79. 8 m , 結(jié)構(gòu)平面見圖1. 上部結(jié)構(gòu)為現(xiàn)澆
鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)(主樓為框架剪力墻) , 主次
梁為有粘結(jié)后張預(yù)應(yīng)力梁. 預(yù)應(yīng)力筋張拉做法
為: 混凝土強(qiáng)度達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度的80% 后張拉不跨
過后澆帶的預(yù)應(yīng)力筋; 后澆帶混凝土澆注并達(dá)到
強(qiáng)度后, 張拉跨后澆帶的預(yù)應(yīng)力筋. 標(biāo)準(zhǔn)層施工
15 d 一層, 15 d 后澆注下一層, 并張拉前一層不
跨后澆帶的預(yù)應(yīng)力筋, 30 d 后澆注后澆帶處混凝土,
后澆帶混凝土達(dá)到規(guī)定強(qiáng)度即張拉跨后澆帶預(yù)應(yīng)
力筋. 梁板模板支撐采用5 48×3. 5 mm 鋼管搭設(shè)
滿堂架.
施工中, 發(fā)現(xiàn)后澆帶兩側(cè)結(jié)構(gòu)變形差較大, 此
時(shí)主樓后澆帶已封閉到第三層, 其它各層未封
閉. 除第一層外, 其它樓層支架都未拆除. 至裙房
結(jié)構(gòu)封頂后實(shí)測四層○A , ○B(yǎng) 軸線間梁5 YCL 2A 2
1a (5) 后澆帶兩側(cè)結(jié)構(gòu)變形差達(dá)87 mm , 樓層下
模板支撐傾斜、變形, 影響施工安全和后澆帶兩
側(cè)結(jié)構(gòu)的合攏. 為此, 以第四層軸線○A , ○B(yǎng) 間梁
5YCL 2A 21a (5) 為對象, 對該工程事故發(fā)生的原
因進(jìn)行分析.
四層結(jié)構(gòu)局部平面如圖2. 后澆帶寬度1. 6
m , 設(shè)于距軸線⑤東3. 6 m 處. 板厚120 mm , C40
混凝土, 梁斷面為300 mm ×450 mm , 600 mm ×
450 mm 及600 mm ×900 mm. 梁中設(shè)置預(yù)應(yīng)力
筋和普通鋼筋. 不跨過后澆帶的預(yù)應(yīng)力筋為4 束
直徑15. 24 mm , 極限抗拉強(qiáng)度為1 860M Pa 的
低松弛預(yù)應(yīng)力鋼絞線. 張拉端采用QM - 4 型夾
片式錨具. 孔道成型方式為預(yù)埋波紋管. 第一、二
跨梁上下均配45 25 鋼筋; 第三跨中部下配85 25
鋼筋; 第四跨上配105 25, 下配165 25 鋼筋.
圖1　混凝土結(jié)構(gòu)示意ömm
第22 卷第2 期
2005 年6 月　
華　中　科　技　大　學(xué)　學(xué)　報(bào)(城市科學(xué)版)
J. of HU ST. (U rban Science Edit ion)
Vo l. 22 No. 2
Jun. 2005
圖2　四層結(jié)構(gòu)平面示意
2　簡化模型
模板支架在樓層間連續(xù)布置, 將上部新澆樓
層混凝土重量及施工荷載傳遞到下部樓層, 通過
對由模板支架與早齡期混凝土結(jié)構(gòu)組成的臨時(shí)承
載結(jié)構(gòu)分析, 獲得樓層承擔(dān)的施工荷載. 模板支
架對結(jié)構(gòu)的影響簡化為樓層上的施工荷載處
理[ 1～ 5 ].
對留后澆帶的預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu), 施工期間
跨后澆帶的普通鋼筋不截?cái)? 在后澆帶未澆注封
閉前, 后澆帶兩側(cè)的構(gòu)件因鋼筋存在而相互約束.
因此, 留后澆帶預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)可以模擬成彈
性支座鋼筋混凝土梁模型(圖3) , 支座彈性系數(shù)k
圖3　彈性支座梁模型
圖4　側(cè)移排架模型
由后澆帶內(nèi)的鋼筋控制,
其對結(jié)構(gòu)的約束作用,
如同等高側(cè)移排架( 圖
4) , 排架側(cè)移剛度即k 為
k= 12E Iöl3, (1)
式中, E 為鋼筋的彈性模量; l 為后澆帶的寬度
(側(cè)移排架高度) ; I = n i= n×Pd 4ö64 為鋼筋的轉(zhuǎn)
動慣量, 其中, n 為鋼筋總根數(shù), i 為單根鋼筋的轉(zhuǎn)
動慣量, d 為鋼筋直徑.
因此, 1öA 軸5YCL 2A 21a 連續(xù)梁可以簡化
為圖5 模型, 梁上作用荷載包括施工荷載和預(yù)應(yīng)
力鋼筋的等效預(yù)應(yīng)力荷載.
圖5　1öA 軸YCL 2A 21a 連續(xù)梁簡化模型öm
3　施工荷載計(jì)算
梁板柱體系混凝土施工期間, 新澆筑樓層混
凝土自重荷載和施工荷載, 由模板支撐系統(tǒng)和樓
層梁板混凝土結(jié)構(gòu)組成的臨時(shí)承載結(jié)構(gòu)承擔(dān), 該
臨時(shí)承載結(jié)構(gòu)是結(jié)構(gòu)形狀、材料性能、空間位置、
所受荷載以及構(gòu)件均隨時(shí)間變化的時(shí)變結(jié)構(gòu)體
系[ 1, 2 ]. 傳統(tǒng)分析設(shè)計(jì)中, 樓層梁板的主次關(guān)系是
板將荷載傳給梁, 在施工時(shí)變結(jié)構(gòu)體系中已不存
在, 板上的荷載直接由模板支撐, 模板支撐再將
荷載傳給施工時(shí)變結(jié)構(gòu)體系中的底層樓板. 因此,
在梁板柱體系時(shí)變結(jié)構(gòu)中, 梁、樓板可以作為兩
個(gè)獨(dú)立的時(shí)變結(jié)構(gòu)體系處理, 分別確定梁、板時(shí)變
結(jié)構(gòu)體系中梁、樓板、模板支撐或二次支撐承擔(dān)
的施工荷載及其傳給樓層梁、板的施工荷載[ 3 ].
施工時(shí)變結(jié)構(gòu)體系中梁或樓板承擔(dān)的施工荷
載F i 為[ 7～ 9 ]
　　
F i+ 1
F i
=
　　
L i+ 1
L i
1 + KL i 1 +
1
F ( i, i - 1) + ? +
　　1
F ( i, i - 1) ?F (2, 1) =
　　F ( i + 1, i) 　( i = 1, 2?,N ) ; (2)
Σ
N + 1
i= 1
F i = F , (3)
式中, F 為變結(jié)構(gòu)體系承擔(dān)的外荷載, 澆注時(shí), F
= 1D (D 為單位面積樓板自重) , 拆模時(shí), F 為待
拆除支撐承擔(dān)的荷載; L i 為i 樓層混凝土彈性模
量相對于28 d 混凝土彈性模量的比值; K為時(shí)變
結(jié)構(gòu)體系中, 成熟混凝土梁、板的豎向變形剛度與
模板支撐的豎向變形剛度之比; N 為模板支撐設(shè)
置層數(shù).
·9·
第2 期趙挺生等: 預(yù)應(yīng)力混凝土建筑施工事故案例分析　　　　
按施工過程逐步計(jì)算, 直到計(jì)算樓層支架拆
除, 累加每道工序梁板承擔(dān)的施工荷載, 獲得計(jì)
算樓層梁、板承擔(dān)的最大施工荷載. 由此獲得
5YCL 2A 21a 連續(xù)梁上施工荷載(圖6).
圖6　梁上作用的施工荷載ö kN ·m
4　有效預(yù)應(yīng)力等效荷載計(jì)算
有效預(yù)應(yīng)力N pe作用下的等效荷載, 包括等
效均布荷載和等效集中荷載. 對于拋物線預(yù)應(yīng)
力筋線形, 當(dāng)預(yù)應(yīng)力筋在梁端切線與水平線夾角
為H時(shí), 有效預(yù)應(yīng)力分解成水平分力為N pceo sH和
豎向分力為N pe sinH.
H很小時(shí), 取co sH= 1 , sin H
= H, N Hp
e= N pe,N Vp
e= N pe
H.
梁A 端彎矩為M 0A =
N peeA ,B 端為M 0B = N peEB. 跨內(nèi)均布荷載為[ 10 ]
q
3 = 8N pe×e
3
0
öl
2, (4)
式中, e
3
0 = (eA + eB )ö2 + em , eA 為A 端偏心距, eB
為B 端偏心距; em 為跨中偏心距. 由此計(jì)算獲得
5YCL 2A 21a 連續(xù)梁的有效預(yù)應(yīng)力等效荷載(圖7).
圖7　有效預(yù)應(yīng)力等效荷載ö kN ·m
5　變形分析
計(jì)算獲得1öA 軸5YCL 2A 21a 連續(xù)梁各截面
參數(shù)如表1, 模型彈簧支座彈簧系數(shù)k= 292 kN ö
m. 驗(yàn)算表明, 結(jié)構(gòu)在施工荷載和預(yù)應(yīng)力等效荷載
作用下的承載能力均滿足現(xiàn)行規(guī)范(表2) , 與現(xiàn)
場檢查結(jié)構(gòu)未開裂結(jié)果一致, 因此結(jié)構(gòu)變形分析
可應(yīng)用疊加原理分步計(jì)算. 計(jì)算表明結(jié)構(gòu)在預(yù)
應(yīng)力等效荷載和施工荷載作用下, 構(gòu)件端頭變形
分別為26 mm 和76 mm , 總變形為10 2 mm (表
3). 結(jié)構(gòu)變形、內(nèi)力如圖8 和9.
表1　材料特性與截面特性參數(shù)
跨數(shù)Iömm4 A ömm 2 E Iö kN ·m- 2 EA ö kN
一、二5. 17×109 4. 35×105 168 025 14 137 500
三8. 51×109 5. 34×105 276 575 17 355 000
四52. 74×109 6. 72×105 1 714 050 21 840 000
表2　構(gòu)件承載能力驗(yàn)算結(jié)果
驗(yàn)算內(nèi)容承載力極限荷載效應(yīng)
正截面
第四跨梁2 014 kN ·m 724 kN ·m
第三跨梁1 142 kN ·m 181 kN ·m
斜截面
第四跨梁1 630 kN 194. 66 kN
第三跨梁787 kN 138. 41 kN
局部承壓錨固端1 075 kN 506 kN
表3　兩種荷載產(chǎn)生的變形分析結(jié)果mm
施工荷載76 74. 5
預(yù)應(yīng)力等效荷載26 25. 5
施工荷載+ 預(yù)應(yīng)力等效荷載102 100
　　施工期間張拉的第一組預(yù)應(yīng)力筋等效荷載產(chǎn)
生的變形方向與施工荷載相同, 占總變形的
25. 5% , 這與設(shè)計(jì)該組預(yù)應(yīng)力筋以抵消部分施工
荷載控制變形的目的相反, 第一組預(yù)應(yīng)力鋼筋沒
有達(dá)到控制變形的效果.
圖8　變形示意
圖9　施工荷載和預(yù)應(yīng)力等效荷載組合
彎矩示意ö kN ·m
6　影響結(jié)構(gòu)變形因素分析
a. 預(yù)應(yīng)力鋼筋錨固角. 分析表明預(yù)應(yīng)力筋錨
固端錨固角度對構(gòu)件端頭變形的影響十分明顯,
錨固角度每增加1°, 變形增加5%～ 6% (表4).
表4　不同錨固角度產(chǎn)生的變形量
角度N y
ö kN M
0
ö kN ·
m
$
öm
m
20° 173 214 59
22° 190 211 76
24° 206 208 93
26° 222 205 110
28° 238 201 127
30° 253 197 143
　　b. 后澆帶鋼筋. 計(jì)算模型采用簡化處理方法,
將后澆帶每根鋼筋對其自身的轉(zhuǎn)動慣量進(jìn)行一
次線性迭加計(jì)算彈簧系數(shù), 即取后澆帶的最小剛
度. 如k 由292 kN öm 增大到584 kN öm , 結(jié)構(gòu)變
形將由102 mm 減小為77 mm , 可見彈簧系數(shù)影
響較大. 另外, 計(jì)算中軸線②, ③, ④處主梁的約
束簡化為剛性支座, 減小了構(gòu)件計(jì)算變形.
·10·
　　　　　　　　　　　　　華　中　科　技　大　學(xué)　學(xué)　報(bào)(城市科學(xué)版) 　　　　　　　　　　　　2005 年
c. 設(shè)計(jì)影響. 從圖10, 11 可見, 構(gòu)件第四跨在
分別遭受施工荷載和預(yù)應(yīng)力等效荷載作用時(shí),
均產(chǎn)生負(fù)彎矩. 其它三跨內(nèi)的彎矩圖二者剛好相
反. 說明前三跨的預(yù)應(yīng)力筋起到抵抗因施工荷載
作用產(chǎn)生的彎矩作用, 而第四跨則沒有.
圖10　施工荷載彎矩示意ö kN ·m
圖11　預(yù)應(yīng)力等效荷載彎矩示意ö kN ·m
在只受預(yù)應(yīng)力等效均布荷載作用時(shí), 構(gòu)件的
彎矩圖和只受施工荷載時(shí)產(chǎn)生的彎矩圖相反(圖
1 2) ; 而構(gòu)件在只受等效集中荷載時(shí), 第四跨內(nèi)為
負(fù)彎矩(圖13). 將集中等效荷載分解為豎向力和
彎矩進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn), 豎向力產(chǎn)生負(fù)彎矩, 集中彎矩
產(chǎn)生正彎矩.
圖12　預(yù)應(yīng)力等效均布荷載彎矩示意ö kN ·m
圖13　預(yù)應(yīng)力等效集中荷載彎矩示意ö kN ·m
第四跨預(yù)應(yīng)力筋設(shè)計(jì)中, 雖考慮到構(gòu)件在施
工荷載作用下將產(chǎn)生負(fù)彎矩, 并在構(gòu)件下配置了
拋物線形預(yù)應(yīng)力筋以抵抗負(fù)彎矩. 由于錨固角度
大而產(chǎn)生的向下豎向等效集中荷載抵消了向上
等效均布荷載產(chǎn)生的正彎矩, 而且增大了第四跨
的負(fù)彎矩, 增大構(gòu)件變形.
d. 施工方法影響. 進(jìn)程分析表明, 樓層施工到
第五層, 即第四層未跨過后澆帶預(yù)應(yīng)力筋張拉、
第三層后澆帶封閉時(shí), 第四跨梁端頭變形值為56
mm. 此時(shí), 一層到三層后澆帶已封閉, 且支撐未
拆除, 一層到三層樓板剛度增加, 變形應(yīng)減小. 因
此, 導(dǎo)致第四層變形增大的合理解釋是第三層支
撐剛度不夠, 導(dǎo)致施工到頂層時(shí), 第四層變形量積
累到102 mm.
7　結(jié)論與建議
a. 建議了留后澆帶預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)施工短
暫狀況彈性支座梁模型, 并給出了彈簧系數(shù)的計(jì)
算公式.
b. 留后澆帶預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)上的荷載包括
預(yù)應(yīng)力等效荷載和施工荷載, 可以分開計(jì)算確定.
c. 錨固于板面后澆帶封閉前張拉的預(yù)應(yīng)力鋼
筋(第一組預(yù)應(yīng)力鋼筋) , 錨固角度對梁端變形影
響較大.
d. 當(dāng)?shù)谝唤M預(yù)應(yīng)力鋼筋錨固于板面時(shí), 錨固
角盡可能小, 并在施工組織設(shè)計(jì)時(shí), 對后澆帶兩
側(cè)的支撐適當(dāng)加強(qiáng).
e. 當(dāng)?shù)谝唤M預(yù)應(yīng)力鋼筋錨固于板底時(shí), 應(yīng)采
用大錨固角, 后澆帶兩側(cè)的支撐不應(yīng)加強(qiáng).
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第2 期趙挺生等: 預(yù)應(yīng)力混凝土建筑施工事故案例分析　　　　
Acc iden t Ana lys is of Prestressed Re inforced Concrete Structures
Dur ing Con struct ion
ZH A O T ing 2sheng 1　PA N X ian2y i2　FA N G D ong 2p ing 2
(1. Schoo l of Civil Eng. &amp;amp;M echan ics, HU ST , W uhan 430074, Ch ina;
2. Schoo l of Civil Eng. , T singhua U n iv. , Beijing 100084, Ch ina)
Abstract: The p rest ressed reinfo rced concrete st ructu re du ring con st ruct ion is a t im e2dep enden t
st ructu ral system. The loads act ing on the st ructu re include con st ruct ion load and p rest ressed
equ ivalen t loads. Becau se of lack ing of theo ry, t he erro rs u sually appear in the design and
con st ruct ion of the st ructu re. Fo r ex amp le, one real engineering is a p rest ressed reinfo rced concrete
st ructu re, and two set s of p rest ressed steel bar are designed, one com es th rough the st rip of p o st
pou ring concrete and the o ther don’t, mo reover abno rm al defo rm at ion is p rodu ced in con st ruct ion of
the st ructu re. Therefo re a con t inuum beam w ith elast ic se at com ing f rom the rest rict of steel bar in a
st rip of po st pou ring concrete is p ropo sed, con sidering the con st ruct ion loads and p rest ressed
equ ivalen t loads, f u rthermo re cau ses of abno rm al defo rm at ion are analyzed. The param eters of ancho
r angle of p rest ressed steel bar and st iffness of elast ic seat, etc. are studie d, then the suggest ion s fo r
design and con st ruct ion of p rest ressed concrete st r uctu res w ith a st rip of po st pou ring concrete are
given.
Key words: p rest ressed reinfo rced concrete st ructu res; design; con st ruct ion; con st ruct ion load;
p rest ressed equ ivalen t loads; def l ect ion
(上接第4 頁)
3-D Ana lyt ica lM ethod Used to Ca lcula te Sh ield Tunnel ing Induced So il D isplacem en ts
J IA N G X in2liang 1　ZH A O Z h i2m in1
(1. Schoo l of Civil Eng. , T ian jin U n iv. , T ian jin 300072, Ch ina)
Abstract: Tunneling in u rban areas cau ses the movem en t of the so il around the tunnel, so e st im at ing
po ten t ial so ilmovem en t is very impo rtan t to con t ro l it and p ro tect ex isted con st ruct ion foundat ion and
underground p ipeli nes. So il disp lacem en t is induced by ground lo ss and is affected by in ject ion am
oun t. A cco rding to the regu larit ies of 32D dist ribu t ion of ground lo ss and in j ect ion amoun t, u sing
im age m ethod theo ry, the num erical in tegrat ing in 32D anal yzing fo r ground lo ss and in ject ion induced
disp lacem en t s du ring tunneling are s tudied. Comparing w ith the ob served resu lt s of T ian jin
underground railw ay p ro je ct, it is iden t if ied to be dependab le.
Key words: im age m ethod; ground lo ss; in ject ion capacity; spat ial analysis
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