超高層建筑施工期結構靜動態變形監測

高 珂 鄧德員 朱宏平, 3 翁 順, 3 高 飛, 3

超高層建筑施工期結構靜動態變形監測

高 珂1鄧德員2朱宏平1, 3翁 順1, 3高 飛1, 3

(1. 華中科技大學土木與水利工程學院，武漢 430074；2. 中建鋼構廣東有限公司，廣東惠州 516259；3. 控制結構湖北省重點實驗室，武漢 430074)

針對超高層建筑施工期靜動態變形實測研究不足的問題，在一座335 m的超高層建筑主體結構上搭建了施工期結構健康監測系統，進行主體結構施工期豎向變形、溫度變形和動態位移的實測分析。探明了施工期主體結構的溫度不均勻分布規律，分析了溫度影響下的結構應變特點，結果表明：季節性溫差引起的應變大于同時段內上部結構自重和混凝土收縮徐變引起的應變。闡釋了主體結構施工期豎向變形與層間豎向變形差發展規律，層間不均勻豎向變形程度隨高度和時間逐漸增大，同一層不同測點間的豎向變形差最大為5.3 mm。主梁軸向應力與其兩端豎向構件的豎向應變差成正相關，外框–核心筒豎向變形差可能使主梁存在受拉開裂風險。提出一種基于卡爾曼濾波的結構動態位移估計方法，通過融合加速度數據與應變數據提高動態位移估計精度，能夠準確估計超高層建筑在施工動荷載下的動態位移。

超高層建筑；結構健康監測；溫度變形；豎向變形；動態位移估計

0 引 言

近十年我國超高層建筑的建造飛速發展，在各地興建了大批超高層建筑[1]。超高層建筑變形同時受到外部和內部多種因素耦合影響，外部作用包括施工荷載、環境溫濕度變化、強風及地震荷載等，內部作用包括結構自重、混凝土收縮徐變、各構件間的復雜邊界約束、應力不均勻分布等。超高層建筑結構變形監測的現有研究主要集中在豎向變形、溫度變形和振動位移三個方面[2]。

超高層建筑在施工階段的結構體系、材料性能、荷載和邊界條件都隨時間變化，結構實際狀態可能偏離設計值，結構內外豎向變形差會對主梁和樓板等橫向構件產生拉應力或剪應力[3]。因此，豎向變形（差）是施工期結構健康監測的重點。Glisic等[4]采用長徑光纖應變計跟蹤和評估了一座高層建筑結構從施工到服役期10年間的結構的長期豎向變形。Choi等[5]監測一座72層高層建筑施工期不均勻豎向變形，給出不同構件的施工找平修正量?，F有研究多集中于超高層基礎沉降監測或豎向變形的有限元模擬和簡化計算，缺少超高層建筑施工期豎向變形實測數據分析。

結構在日照作用下存在不均勻溫度分布，產生不均勻變形?，F有國家規范對結構溫度做了均勻分布的簡化假設，未考慮溫度不均勻分布的影響[6]。Su等[7]的研究表明廣州塔服役期在不均勻日照作用下一天中主塔頂部最大水平位移達16 cm，一年中因不均勻溫度分布產生的最大水平位移超過30 cm，并研究了不同高度和方位的溫度不均勻分布。施工期結構直接暴露于外界環境，沒有保溫層或幕墻隔離，更易產生不均勻溫度變形。上述研究主要是超高層建筑服役期的溫度變形監測，目前關于超高層施工期溫度變形的實測研究仍不足。

強風和地震等動力荷載會使結構產生不同程度的振動位移，振動位移過大會導致結構不穩定甚至發生破壞。Pirner等[8]長期監測已服役30年的198 m天線塔的風致動態位移，用于評估結構性能和預測結構使用壽命。Breuer等[9]采用GPS測量已服役50年的電視塔頂部風致動態位移，并基于位移識別結構振動頻率，評估結構是否存在性能退化。由于實際超高層工程體量大、設備使用受限、信號干擾等原因，難以通過常用的GPS、激光測距、機器視覺等方法直接且準確地測量動態位移[10-12]，間接測量其他相關物理量（應變、加速度等）再轉換為位移的方式又存在較大的轉換誤差[13-14]。目前對施工期的超高層建筑的動態位移監測的研究還存在不足。

綜上所述，超高層建筑施工期結構變形監測是超高層施工期安全診斷和評估的重要，目前還面臨溫度變形實測研究不足、動態位移測量不準確等問題。本文在一座實際超高層建筑上設計并安裝了一套施工期結構健康監測系統，獲取主體結構施工期的應變、溫度、加速度、豎向變形等多種實測數據?；趯嶋H監測數據，研究施工期結構溫度不均勻分布特性和溫度影響下結構豎向構件應變發展規律，分析結構施工期豎向變形規律，建立基于結構動態應變和加速度的結構動態位移估計方法。

1 長航大樓健康監測系統

武漢長江航運中心大樓（簡稱長航大樓）為框架–核心筒結構體系，建筑高度335 m。外框架為鋼管混凝土柱和型鋼混凝土柱組合框架，尺寸為50 m×50 m；核心筒為鋼筋混凝土剪力墻，尺寸為30 m×30 m，外框和核心筒之間由鋼筋混凝土主梁和樓板連接。長航大樓采用核心筒和外框架同步澆筑的施工方式，主體結構施工時間為2016年10月開始至2019年6月封頂。長航大樓截面形式較為規則，是中國中部地區框架–核心筒體系的超高層建筑結構健康監測的典型案例[15]。圖1展示了主體結構在不同施工階段的結構外形。

圖1 超高層建筑的不同施工階段

1.1 監測系統概況

長航大樓結構健康監測系統的目的包括三個方面：一是跟蹤監測主體結構施工期的結構豎向變形，二是研究施工期的結構應力、應變分布情況和發展規律，三是監測施工期結構異常的發生。

該系統由4個子系統組成：傳感器子系統、數據采集及傳輸子系統、數據管理子系統和結構狀態評估子系統。其中，傳感器子系統安裝在主體結構的各類構件上，負責收集結構響應數據。選擇6個樓層作為結構應變的監測層，傳感器及采集系統布局、每個監測層的傳感器測點布置如圖2所示。每個監測層安裝32個振弦應變計（內含溫度傳感元件），圖中E、S、W、N分別表示東、南、西、北方向，編號1～5表示外框柱測點，6表示核心筒測點，I和II表示主梁測點。

圖2（a）中括號內數字為傳感器的數量。

圖2 傳感器及采集系統布局

Fig.2 Arrangements of sensors and acquisition system

數據采集及傳輸子系統中包含6套分布在結構不同樓層數據采集單元（DAU）和數據傳輸單元（DTU），其中數據采集單元與周圍傳感器之間用線纜連接，負責采集監測樓層布設的傳感器數據，數據傳輸單元則負責將采集儀所采集的信號通過無線通訊模塊以無線網絡的形式傳到云服務器。每一套數據采集和傳輸單元之間相互獨立，這種方式有效解決了大型結構傳感器布置分散導致的集中采集困難的問題。

1.2 傳感器說明

應變傳感器采用BGK-4200型振弦式應變計，應變量程為±750×10–6，精度為1×10–6；其所含溫度元件量程為–40～120 ℃，精度為0.1 ℃。在主體結構施工期，在被測構件（柱/墻/梁）上選取合適位置安裝應變計，將傳感器綁在柱/墻的中間高度處的鋼筋上并保持兩端自由，使得澆筑后的混凝土與傳感器能緊密結合協同變形。應變傳感器用于測量外框柱和核心筒剪力墻的豎向應變，以及主梁的軸向應變。

如圖3所示，加速度計采用美國BDI公司的微機械電容式加速度傳感器，可測量帶寬范圍為0～400 Hz，量程為±50 g，靈敏度為1 000 mv/g，工作溫度范圍為–55～125 ℃，防護等級超過IP67。加速度傳感器安裝在結構表面，測量結構的水平加速度。動態應變計采用美國BDI公司的電阻式應變計，量程為±2000×10–6，靈敏度為500×10–6/mV，有效標距為76.2 mm，工作溫度范圍為–55～80 ℃，防護等級超過IP67。這兩種傳感器可通過無線采集模塊進行數據采集和傳輸，采集模塊通過局域網技術將數據傳至無線網關，然后通過無線網傳至控制終端。

圖3 動態響應監測系統

2 施工期結構溫度變形監測

目前關于溫度對超高層建筑施工期變形影響的研究主要依據數值模擬，實測分析不足[16]。因此，本研究基于實際監測數據分析超高層施工期溫度變形規律。

2.1 施工期結構溫度變化規律

主體結構第10和18層的監測分別開始于2017年7月和2017年9月。圖4顯示了這兩層的南區測點S1從2017年7月—2018年8月期間的溫度監測數據，采樣間隔10 min。這兩個監測樓層先經歷了夏—冬的季節性降溫，然后經歷了冬—夏的季節性升溫。環境溫度變化范圍?8～39 ℃，南區S1測點溫度變化范圍為?3～38 ℃。圖5顯示了第28層施工后2018年3月—2019年4月期間的溫度變化。與第10層和第18層不同，第28層施工完成后先經歷春—夏的季節性升溫，再經歷夏—冬的季節性降溫。

結構不同區域受不均勻太陽輻射，結構存在溫度不均勻分布的特點。以北區測點N1為基準，得S1、E1、W1測點相對于N1的溫差，如圖6所示。圖6中溫差在2017年10月—2018年5月期間基本為正值，即這期間北區溫度低于其他區域；而在2018年6月—9月期間溫差常為負值，說明這期間北區溫度時常高于其他區域。南、北區之間平均溫差最大，為9 ℃左右。另外，圖中不同區域之間溫差冬季最大，夏季最小。

圖4 第10和18層施工期溫度變化

圖5 第28層測點施工期溫度變化

圖6 各區域之間溫度差異（第18層）

2.2 結構溫度對應變的影響

以測點所在樓層混凝土澆筑后14天作為初始時間點，所測應變是彈性壓縮、混凝土收縮徐變、溫度變形這3種主要因素共同作用下的總應變。拉應變為正，壓應變為負。

圖7顯示了第18層四根外框角柱施工后一年內的應變–時程曲線，分為兩個階段：2017年9月—2018年2月的下降段和2018年2月—2018年7月的上升段。下降段表示壓應變逐漸增大，上升段表示壓應變逐漸減小。3種因素中，上部自重和混凝土收縮徐變均使壓應變增大，溫度升高和降低則分別使壓應變減小和增大。因此，曲線下降段經歷季節性降溫，3種因素均使壓應變增大；曲線上升段，在經歷季節性升溫的同時壓應變減小，說明升溫引起的應變大于該時期彈性壓縮和收縮徐變之和。此外，不同測點間存在應變差異，如S1測點從氣溫最低至氣溫最高期間應變變化約300×10–6，而相同時間段內W1測點應變變化200×10–6。

圖7 第18層施工期應變發展

圖8為第28層施工后四根外框角柱一年內的應變–時程曲線，主要分為三個階段。南區S1測點和北區N1測點之間的最大應變差異為200×10–6左右。對比第18層S1測點和第28層的S1測點，第18層S1測點壓應變從2018年1月—2018年7月（冬—夏）減小了290×10–6，而第28層S1測點壓應變從2018年7月—2019年1月（夏—冬）增大了530×10–6。將圖7、8與圖4、5對比可知，溫度變化曲線與應變發展曲線具有較強相關性，季節性溫度變化引起的結構應變大于收縮徐變和自重荷載引起的應變。施工期內不同樓層經歷了不同的季節性溫度變化，具有不同的應變變化規律。

圖8 第28層施工期應變發展

3 施工期主體結構豎向變形監測

結構的豎向荷載傳遞路徑從上到下依次是樓板—梁—柱/墻—基礎，結構的柱/墻受上部結構荷載和混凝土收縮徐變的共同作用，產生豎向變形。由于主體結構的外框–內筒的豎向剛度和所承受荷載存在差異，會產生內外豎向變形差。結構基礎的不均勻沉降也會導致結構不同區域產生豎向變形差和附加應力，從而影響結構性能和安全。因此，需要對地面沉降、結構豎向變形以及外框–內筒豎向變形差進行監測，有利于控制結構標高和施工垂直度，提高施工質量。

結構施工過程中，每層樓的施工標高是樓層設計標高與標高補償之和。標高補償值根據JGJ 8—2016《建筑變形測量規范》[17]計算得出，先計算結構封頂后各層的豎向位移，然后確定各層標高差異和相應的補償值。但結構實際變形與理論計算值存在差異，因此在施工期持續監測關鍵樓層的標高，可驗證理論標高補償值是否準確，作為調整標高的依據。

3.1 結構標高測量方法

長航大樓采用內外同步施工方案，第一層施工時間為2016年1月，至2018年12月，大樓施工至第57層。通過測量第1、5、10、15、20、25、30、35、40、45、50層的樓層標高相對于地面基準點的變化來計算第1層地面沉降和主體結構的豎向變形。從2017年7月25日—2018年12月26日，共進行8次測量，如表1所示。圖9為每次豎向變形測量時對應的結構施工進度。

表1 豎向變形實際測量時間

每個觀測層有12個測點，其中外框柱8個，核心筒4個，測點布置、標高測量方法以及測量儀器如圖10所示。以施工高程控制點作為結構高程傳遞的基點，采用懸掛鋼卷尺配合精密水準儀由下往上傳遞高程，計算標高時需對鋼尺溫度、尺帶質量和尺帶的張力進行修正。測點布置在被監測樓層的外框柱和核心筒墻體上。當被監測樓層的臨時支撐腳手架拆除后，對該樓層進行標高監測，得到樓層標高隨時間的變化。并在同一樓層采用閉合回路測量，監測同一層各測點標高變化差異，得到各測點的不均勻豎向變形。

圖10 豎向變形測點布置、測量原理和測量儀器

圖10（b）中1、1、2、2為水準儀觀測到的讀數，尺砣質量為5 kg，鋼尺從下到上讀數。第一層觀測點高程為，第五層觀測點的高程為，高程變化表示為：

Δ=(2–1)–(2–1) （1a）

=(2–1)–(2–1)+（1b）

式中：1和2需要根據實際監測時的環境溫度、尺砣質量、1和2之間的長度等因素進行修正。為降低測量誤差，進行三次測量取平均值。處理數據時，先將環境溫度引起的鋼卷尺溫度變形進行扣除，從而得到結構真實的豎向標高變化。結構豎向變形測量所用儀器如圖10（c）所示。采用徠卡TS60高精度全站儀測量不同樓層中固定測點的絕對和相對高程，測量精度0.5 mm。水準儀型號為FOIF-DSZ1，每公里往返測量高差中誤差小于1.0 mm，用于高程傳遞測量。

3.2 豎向變形監測結果與分析

在分析主體結構自身的豎向變形之前，需要先分析地面沉降的影響。第1層的各個測點位于柱子或墻的底部，與地面平齊，因此第1層測點的標高變化表示主體結構的地面沉降。圖11（a）顯示了第1層各測點的地面沉降絕對值。以2017年7月25日第一次測量的標高作為初始值，隨著施工進行，至2018年12月，結構第1層地面沉降從零逐漸增大到10 mm左右。圖11（b）為第一層外框柱8個測點和核心筒4個測點的平均地面沉降，縱坐標負號表示沉降方向向下。由圖可知：1）地面沉降與時間呈近似線性關系，2018年3月的測量值在擬合直線上方（實際沉降小于線性預測值）的原因是該階段結構施工暫停了幾個月，結構重量沒有增加，沉降速度減緩；2）外框與核心筒兩條線基本重合，可知第1層外框柱與核心筒之間的地面沉降基本相同。此外，還能計算出這期間基礎的平均沉降速度為0.02 mm/d，該沉降速度在JGJ 8—2016《建筑變形測量規范》中規定的穩定沉降速率范圍內（0.01～0.04 mm/d）。上述結果說明施工期主體結構地面均勻沉降，不會因地面不均勻沉降影響上部結構的標高測量，因此可忽略地面沉降對主體結構豎向變形的影響。

圖11 第1層地面沉降

接著，研究主體結構前5層和前10層結構的施工期豎向變形。第5層首次測量時間為2017年7月25日，第10層首次測量時間為2017年8月31日。圖12為前5層和前10層各測點的豎向變形隨時間的累積。從2017年7月25日到2018年12月26日，前5層豎向變形從零逐漸增大至6 mm左右；從2017年7月25日到2018年9月5日，前10層豎向變形從零逐漸增大至13 mm左右。比較兩圖中同一層內各個測點之間的豎向變形值，可知不同測點之間存在一定的豎向變形差。將前5層和前10層外框測點和核心筒的測點分別取平均值，如圖13所示。前5層的豎向變形從零逐漸增大至5 mm左右，前10層的豎向變形從零逐漸增大至11 mm左右。圖中2017年12月至2018年3月期間豎向變形很小的原因是結構施工暫停，上部結構質量未發生變化。在內外變形差方面，前5層外框與核心筒的兩條線基本重合，豎向變形差很小。前10層從2017年9月開始外框柱豎向變形稍大于核心筒，差異幅度在0.3 mm左右，占前10層總體豎向變形的2.7%。

圖12 第5層和第10層各測點豎向變形

圖13 前5、10層外框柱與核心筒平均豎向變形

由于柱子和剪力墻會因為構件剛度差異、施工質量差異以及荷載分布不均等原因存在豎向變形差。長航大樓外框內筒同步施工且兩者由主梁和樓板連為一整體，因此核心筒和外框柱所受上部荷載可視為均布荷載。以核心筒測點D11為相對基準點，計算其他測點相對于D11測點的標高變化，得到各測點之間的豎向變形差，如圖14～圖18所示。圖中0軸黑色虛線表示初始狀態，縱坐標為正表示該測點豎向變形小于基準點，為負則反之。

由圖14可知，第5層各測點之間豎向變形差基本控制在1 mm以內，且D2～D8測點的變形值非常接近。各測點的豎向變形基本都為負值，說明第5層D11測點豎向變形最小。從第10層開始，各測點的層間豎向變形差相比之前變大，說明層間豎向變形的不均勻程度變大。

圖14 第5層各測點相對豎向變形差

圖15 第10層各測點相對豎向變形差

圖16 第15層各測點相對豎向變形差

圖17 第20層各測點相對豎向變形差

圖18 第25層各測點相對豎向變形差

如圖15～圖18，第10層其他測點相對D11測點的最大差值為2 mm，各測點間最大差值為2.9 mm；第20層其他測點相對于D11的最大差值為3.2 mm，各測點間相對最大差值為5.3 mm（2018年12月曲線D1、D7兩測點標高之差）；第15層和第25層的層間測點相對變形差小于2 mm。

計算每個監測層各個測點豎向變形差取絕對值的平均值，表示各測點豎向變形的不均勻程度，如圖19所示。第1層測點的不均勻變形程度小于0.2 mm。第5～25層的層間不均勻豎向變形程度總體上隨時間逐漸增大，也隨結構高度而增大，但基本保持在1.5 mm范圍內。

圖19 各監測層的平均層間相對豎向變形差

主梁負責連接外框柱與核心筒，外框與核心筒之間的豎向變形差會引起主梁的軸向應力變化。圖20為2018年2月—2018年7月期間第18層主梁兩端外框柱與核心筒之間的豎向應變差，不同區域的內外豎向應變差異較大。內外豎向應變差會引起主梁剪切變形，主梁上表面產生軸向拉應力。圖21為第18層主梁在2018年2月—2018年7月期間的軸向應力變化值，其中東區EI主梁的應力變化最大，拉應力增大了1.49 MPa。比較圖20和圖21可知，主梁的軸向應力變化與其兩端的內外豎向應變差成正相關，豎向應變差越大，主梁軸向應力變化越大，可能存在受拉開裂風險。

圖20 第18層主梁兩端豎向應變差

圖21 第18層主梁的軸向應力變化

4 施工期結構水平動態位移監測

結構在施工期受到的動荷載分為環境激勵和施工活荷載兩類，其中環境激勵包括地震動和風荷載，施工活荷載包括塔吊作業、施工電梯運行以及高壓泵輸送混凝土等等。動荷載引起結構水平向振動，使結構產生水平變形和水平加速度。

為了測量結構在施工階段發生的動態位移，采用本人所在團隊提出的一種適用于超高層建筑的結構動態位移估計方法進行長航大樓的施工期動態位移估計[18]。該方法基于卡爾曼濾波原理將應變數據與加速度數據融合得到高精度結構動態位移，其主要過程為：1）基于結構的幾何變形原理，通過虛功原理和圖乘法推導出結構局部應變與整體位移之間的應變–位移計算公式，通過分布式應變數據得到結構的應變–位移；2）建立結構位移的狀態模型，并推導卡爾曼濾波預測和修正基本方程；3）通過加速度數據預測結構位移，計算預測誤差，基于預測誤差計算權重系數，最后將應變–位移和加速度–位移加權融合，提高結構動態位移的估計精度。

本文中，先進行長航大樓動態應變和加速度監測。動態應變計布置在結構的第1、5、11、16、25、35層，共6個樓層。在每個監測層，應變計對稱布置在核心筒的外側表面，測量核心筒的豎向動應變，拉應變為正，壓應變為負。加速度計布置在主體結構第25層和第35層，測量該樓層的水平加速度。應變計與加速度計采用前文所述的BDI傳感器，采樣頻率10 Hz，測點布置如圖22所示。應變計最小分辨率為0.2×10–6，加速度計最小分辨率為0.001。

4.1 動態應變和加速度監測

圖23（a）為施工荷載（該時間段內塔吊作業）作用下6個監測樓層的外框柱的動態應變，有動態施工荷載時結構動態應變幅值明顯增大，振幅范圍為±6×10–6。圖23（b）為環境激勵下不同樓層的動態應變響應，振幅范圍為±3×10–6，應變幅度為施工荷載作用時的一半。

圖24（a）為施工荷載作用下第35層水平加速度響應，響應范圍是±1×10–3m/s2；圖24（b）為環境激勵下第35層水平加速度響應，響應范圍是±5×10–4m/s2左右。對比兩圖可知，施工活荷載引起的結構動態響應最大幅值是環境激勵下的2倍以上。通過快速傅里葉變換對動態數據進行處理識別結構頻率，表2比較了基于第25和35這兩個樓層的加速度和第25層動態應變的結構頻率識別結果。其中，基于加速度數據識別出結構前兩階振動頻率分別為0.230 7 Hz和0.759 3 Hz，基于應變識別的結構前兩階頻率為0.228 3 Hz和0.760 5 Hz，前兩階頻率識別結果差異分別為1.0%和0.2%。

圖22 結構動態響應傳感器布置

圖23 兩種荷載下各樓層的動態應變響應

圖24 兩種荷載下下第35層水平加速度

表2 基于不同傳感器數據的結構頻率識別結果

4.2 水平動態位移估計

本文中，先基于應變–位移轉換公式計算結構第35層的水平位移，然后與第35層加速度數據融合得到融合位移。圖25比較了一段100 s時間窗口內的GPS所測位移和加速度–應變融合位移估計結果，融合位移曲線趨勢與圖23（a）中動態應變曲線前100 s的趨勢基本一致，反映了結構在塔吊作業等施工荷載下發生的水平位移，最大水平位移在5 mm左右。相比之下，GPS位移曲線趨勢與融合估計位移存在明顯差異，這是由于施工期結構周圍的爬模等臨時支護結構遮擋了部分GPS衛星信號，使得GPS在測量動態位移時存在較大誤差。

圖25 施工荷載作用下第35層的水平動態位移

將融合位移與GPS位移進行快速傅里葉變換，識別結構的振動頻率，如圖26所示?；谌诤衔灰谱R別出結構的兩階頻率，分別為0.228 3 Hz和0.760 5 Hz。GPS位移在頻域中未出現明顯峰值，幅值最大處對應的頻率為0.280 8 Hz。由于長航大樓在建造過程中未經歷臺風、地震等極端荷載作用，其動態位移量級較小，始終處于規范規定的安全范圍內。

圖26 基于位移的結構頻率識別

5 結 論

本文基于實際超高層建筑的施工期健康監測系統，對超高層建筑主體結構的施工期豎向變形、溫度變形和動態位移等靜動態變形進行了實測研究，主要結論如下：

1）基于不同樓層不同區域的溫度和應變數據，總結了施工期主體結構的溫度不均勻分布規律，以及溫度不均勻分布引起的結構應變差異，季節性溫差引起的應變大于同時段內上部結構自重和混凝土收縮徐變引起的應變。

2）層間不均勻豎向變形程度隨時間逐漸增大，也隨結構高度而增大，前25層平均層間豎向變形差小于1.5 mm。主梁的軸向應力與其兩端的外框柱與核心筒之間豎向應變差成正相關。

3）通過卡爾曼濾波融合超高層結構動態應變和加速度數據，能夠準確估計結構動態位移并識別結構前兩階振動頻率。

本文研究結果可為具有相似結構體系的超高層建筑施工期靜態和動態變形監測提供有利參考，對于減小不均勻變形導致的施工誤差等不利影響具有重要意義。

[1] 汪大綏, 包聯進. 我國超高層建筑結構發展與展望[J]. 建筑結構, 2019, 49(19): 11–24.

[2] SU J Z, XIA Y, WENG S. Review on field monitoring of high-risestructures[J/OL]. Structural Control and Health Monitoring, 2020, 27(12). [2023-08-31]. https: //doi.org/10.1002/stc.2629.

[3] 王曉蓓, 高振鋒, 伍小平, 等. 上海中心大廈結構長期豎向變形分析[J]. 建筑結構學報, 2015, 36(6): 108–116.

[4] GLISIC B, INAUDI D, LAU J M, et al. Ten-year monitoring of high-rise building columns using long-gauge fiber optic sensors[J/OL].Smart Materials and Structures, 2013, 22(5). [2023-08-31]. https: // iopscience.iop.org/article/10.1088/0964-1726/22/5/055030

[5] CHOI S W, KIM Y, KIM J M, et al. Field monitoring of columnshortenings in a high-rise building during construction[J]. Sensors, 2013, 13(11): 14321–14338.

[6] 中華人民共和國住房和城鄉建設部. 高層建筑混凝土結構技術規程: JGJ 3—2010[S]. 北京: 中國建筑工業出版社, 2010.

[7] SU J Z, XIA Y, NI Y Q, et al. Field monitoring and numerical simulation of the thermal actions of a supertall structure[J/OL]. Structural Control and Health Monitoring, 2017, 24(4). [2023-08-31]. https: //doi.org/10.1002/stc.1900

[8] PIRNER M, FISCHER O. Long-time observation of wind and temperature effects on TV towers[J]. Journal of Wind Engineeringand Industrial Aerodynamics, 1999, 79(1–2): 1–9.

[9] BREUER P, CHMIELEWSKI T, GóRSKI P, et al. The Stuttgart TV Tower: displacement of the top caused by the effects of sun and wind[J]. Engineering Structures, 2008, 30(10): 2771–2781.

[10] YU J, MENG X, YAN B, et al. Global Navigation Satellite System- based positioning technology for structural health monitoring: a review[J/OL]. Structural Control and Health Monitoring, 2019, 27(1). [2023-08-31]. https: //doi.org/10.1002/stc.2467

[11] ZHANG L, LIU P, YAN X, et al. Middle displacement monitoringof medium-small span bridges based on laser technology[J]. StructuralControl and Health Monitoring, 2020, 27(4). [2023-08-31]. https: // doi.org/10.1002/stc.2509

[12] LUO L, FENG M Q. Edge-enhanced matching for gradient-based computer vision displacement measurement[J]. Computer-Aided Civil and Infrastructure Engineering, 2018, 33(12): 1019–1040.

[13] JANG H L, HAN D H, HWANG M Y, et al. Displacement, strain and failure estimation for multi-material structure using the displacement-strain transformation matrix[J/OL]. Materials, 2020, 13(1). [2023- 08-30]. https: //doi.org/10.3390/ma13010190

[14] TEZCAN J, MARIN-ARTIEDA C C. Least Square Support Vector Machine based approach to obtain displacement frommeasured acceleration[J]. Advances in Engineering Software, 2018, 115: 357–362.

[15] GAO F, ZHOU H, LIANG H, et al. Structural deformation monitoring and numerical simulation of a supertall building during constru-ction stage[J]. Engineering Structures, 2020, 209. [2023-08-31]. https: //doi.org/10.1016/j.engstruct.2019.110033

[16] 朱宏平, 高珂, 翁順, 等. 超高層建筑施工期溫度效應監測與分析[J]. 土木工程學報, 2020, 53(11): 1–8.

[17] 中華人民共和國住房和城鄉建設部. 建筑變形測量規范: JGJ 8—2016[S]. 北京: 中國建筑工業出版社, 2016.

[18] ZHU H P, GAO K, XIA Y, et al. Multi-rate data fusion for dynamic displacement measurement of beam-like supertall structuresusing acceleration and strain sensors[J]. Structural Health Monitoring, 2020, 19(2): 2520–2536.

Static and Dynamic Deformation Monitoring of Super High-Rise Buildings During the Construction Stage

GAO Ke1DENG Deyuan2ZHU Hongping1, 3WENG Shun1, 3GAO Fei1, 3

(1. School of Civil and Hydraulic Engineering, Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China; 2. China Construction Steel Structure Guangdong Co., Ltd., Huizhou 516259, China; 3. Hubei Key Laboratory of Control Structure, Wuhan 430074, China)

To address the insufficient research on the measurement of static and dynamic deformations of super high- rise buildings during the construction stage, a structural health monitoring (SHM) system was installed on the main structure of a practical super high-rise building with a height of 335 m. Thus the temperature deformation, vertical deformation, and dynamic displacement of the main structure during the construction stage were measured and analyzed. The uneven distribution of temperature in the main structure during the construction stage was identified, and the strain characteristics of the structure under the influence of temperature were analyzed. The results showed that the strain caused by seasonal temperature difference was greater than the strain caused by the self-weight of the upper structure and the concrete shrinkage and creep over the same period. The developments of the vertical deformation and the inter-story uneven deformation during the construction stage were explained. The degree of uneven deformation increased with structural height and time. The maximum deformation difference among the points of the same floor was 5.3 mm. The axial stress of the girder was positive correlated with the difference in vertical strain between the twoends of the girder. The difference in vertical deformation between the outer frame and the core tube could lead to tensile cracking in the girder. A structural dynamic displacement estimation method based on Kalman filtering was proposed, which could improve could the accuracy of dynamic displacement estimation by fusing acceleration data and strain data, and could accurately estimate the dynamic displacement of super high-rise building under dynamic construction loads.

super high-rise building; structural health monitoring; temperature deformation; vertical deformation; dynamic displacement estimation

高珂, 鄧德員, 朱宏平, 等. 超高層建筑施工期結構靜動態變形監測[J]. 工業建筑, 2024, 54(1): 130-139. GAO K, DENG D Y, ZHU H P, et al. Static and Dynamic Deformation Monitoring of Super High-Rise Buildings During the Construction Stage[J].Industrial Construction, 2024, 54(1): 130-139 (in Chinese).

10.3724/j.gyjzG23081112

*國家重點研發計劃項目（2021YFF501001）；國家自然科學基金（52308315，51838006）；中國博士后科學基金（2023M731206）；湖北省自然科學基金（2020CFA047）；華中科技大學交叉研究支持計劃（2023JCYJ014）；中建鋼構研發課題（CSCEC-PT-004-2022-KT-3.3）。

高珂，男，博士，助理研究員，從事結構健康監測和智能傳感技術研究，gaoke06@hust.edu.cn。

翁順，女，博士，教授，從事結構健康監測、損傷診斷和安全評估方法研究，wengshun@hust.edu.cn。

2023-08-11