震后山地建筑物糾傾加固技術(shù)研究與工程應(yīng)用

莫振林， 王海洋， 祖德權(quán)， 汪 凱， 蘭 杰， 康景文

(中國(guó)建筑西南勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司， 成都 610052)

1 工程概況

該項(xiàng)目位于九寨溝縣漳扎鎮(zhèn)，工程規(guī)劃用地面積約為20萬(wàn)m2，屬山地建筑群，均為單層獨(dú)棟客房，采用框架-剪力墻結(jié)構(gòu)，基礎(chǔ)采用獨(dú)立基礎(chǔ)，46號(hào)樓建筑物外貌見(jiàn)圖1。本工程抗震設(shè)防烈度為8度(0.2g)，設(shè)計(jì)地震分組為第3組，場(chǎng)地類(lèi)別為Ⅱ類(lèi)，設(shè)計(jì)特征周期為0.45s。

圖1 46號(hào)樓建筑物外貌

該工程于2014年開(kāi)工，2017年8月8日21∶19九寨溝縣發(fā)生7.0級(jí)地震。經(jīng)鑒定，此次強(qiáng)震造成房屋個(gè)別鋼筋混凝土墻、部分鋼筋混凝土框架梁出現(xiàn)裂縫，見(jiàn)圖2，房屋傾斜率不滿足地基規(guī)范[1]要求。應(yīng)對(duì)房屋進(jìn)行地基基礎(chǔ)加固及糾傾處理，對(duì)出現(xiàn)裂縫、損傷的結(jié)構(gòu)構(gòu)件進(jìn)行可靠處理[2]。

圖2 框架梁裂縫

2 場(chǎng)地地質(zhì)條件

該場(chǎng)地原始地貌屬構(gòu)造侵蝕中山地貌，整個(gè)場(chǎng)地呈西高東低的特點(diǎn)，建筑物施工后形成臺(tái)階狀地形，場(chǎng)地地勢(shì)起伏相對(duì)高差約69.58m，場(chǎng)地全景見(jiàn)圖3，場(chǎng)地地層及建筑物分布典型剖面見(jiàn)圖4。

圖3 場(chǎng)地全景圖

圖4 場(chǎng)地地層及建筑物分布典型剖面示意

根據(jù)詳勘報(bào)告及后期補(bǔ)勘資料，場(chǎng)地除表層的素填土(Q4ml)外，其下由第四系全新統(tǒng)崩坡積含粉質(zhì)黏土角礫、含角礫粉質(zhì)黏土、碎石(Q4eol+dl)組成，各土層物理力學(xué)指標(biāo)見(jiàn)表1。

各土層物理力學(xué)指標(biāo) 表1

3 事故介紹及原因分析

經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查量測(cè)，共計(jì)8棟建筑物傾斜率超出地基規(guī)范[1]限值，沉降速率超出測(cè)量規(guī)范[3]限值，見(jiàn)表2。

建筑物傾斜沉降情況匯總 表2

現(xiàn)場(chǎng)勘察發(fā)現(xiàn)，地震后場(chǎng)地北側(cè)發(fā)育一滑坡地質(zhì)災(zāi)害，滑坡外圍出現(xiàn)弧形裂縫，長(zhǎng)約327m，寬約108m。本次受損最為嚴(yán)重的31號(hào)樓正位于滑坡體前緣角部，周邊建筑物也出現(xiàn)明顯傾斜和沉降。同時(shí)原深埋排水管震時(shí)損壞，滑坡體邊緣地表出現(xiàn)裂縫，且由于錯(cuò)位等原因造成地表水下滲嚴(yán)重。現(xiàn)場(chǎng)開(kāi)挖探坑表明，原持力層③-1(含粉質(zhì)黏土角礫)在地下水浸潤(rùn)下，土質(zhì)軟化，強(qiáng)度降低。

4 糾傾加固方案

為保障震后恢復(fù)工作順利推進(jìn)，筆者認(rèn)為在滑坡治理場(chǎng)地穩(wěn)定條件下，可對(duì)受災(zāi)建筑物進(jìn)行糾傾加固處理，主要包括兩個(gè)方面：1)建筑物持力層結(jié)構(gòu)性較差，采用補(bǔ)樁方式進(jìn)行地基基礎(chǔ)加固[4]；2)建筑物荷載較小，對(duì)剪力墻采用頂升方式進(jìn)行糾傾處理[5-6]。

5 建筑物地基基礎(chǔ)補(bǔ)樁加固

該類(lèi)建筑地基基礎(chǔ)加固方法與破壞模式較常規(guī)方法略有不同[7-8]。以場(chǎng)地整體穩(wěn)定為前提，本次加固應(yīng)分別考慮非地震作用組合和地震作用組合工況下的樁基豎向承載力，同時(shí)尚需考慮地震時(shí)建筑物范圍內(nèi)土體自穩(wěn)定性，結(jié)合上部結(jié)構(gòu)作用進(jìn)行樁基水平承載力驗(yàn)算。

5.1 非地震作用組合工況下樁基豎向承載力

考慮基底土尚可正常發(fā)揮作用，與新增樁共同受力，單樁豎向承載力Ra可參照復(fù)合減沉疏樁基礎(chǔ)[1]，按下式進(jìn)行計(jì)算：

(1)

式中：Fk為上部結(jié)構(gòu)傳至基礎(chǔ)合力；Gk為基礎(chǔ)自重；Ac為樁基承臺(tái)凈面積；fak為地基承載力特征值；n為新增樁數(shù)。

5.2 地震作用組合工況下樁基豎向承載力

地震作用下考慮基底土退出工作，此時(shí)豎向荷載全由新增樁承擔(dān)。結(jié)合糾偏規(guī)程[2]，單樁豎向承載力Ra按下式計(jì)算：

(2)

式中NEk為地震作用下上部結(jié)構(gòu)豎向荷載。

5.3 地震作用組合工況下樁基水平承載力

場(chǎng)地整體穩(wěn)定條件下，地震時(shí)建筑物范圍內(nèi)土體局部穩(wěn)定由新增樁承擔(dān)，參照邊坡規(guī)范[8]，考慮上部結(jié)構(gòu)及覆土荷載，計(jì)算簡(jiǎn)圖見(jiàn)圖5，樁基水平承載力Rha按下式驗(yàn)算：

圖5 建筑物范圍土體局部穩(wěn)定計(jì)算簡(jiǎn)圖

Rha≥

(3)

式中：Fs為邊坡穩(wěn)定性系數(shù)；Qe為地震作用下滑體滑動(dòng)方向荷載；G為滑體自重；FEk為地震作用下上部結(jié)構(gòu)水平荷載；θ為滑面傾角；c，φ為滑動(dòng)面黏聚力和內(nèi)摩擦角。

以31號(hào)樓為例，最不利滑動(dòng)面為②-1層底部，建筑物范圍內(nèi)滑體自重G=26 162kN，上部結(jié)構(gòu)NEK=2 559kN(豎向)，F(xiàn)EK=693kN(水平向)，滑動(dòng)面傾角θ約為20°，按式(1)計(jì)算樁數(shù)n=1.45；按式(2)計(jì)算樁數(shù)n=6.47;按式(3)計(jì)算樁數(shù)n=7.54，最終新增樁數(shù)取n=8。由此可見(jiàn)，此類(lèi)震后山地建筑地基基礎(chǔ)加固工程，尚應(yīng)進(jìn)行地震作用工況下基樁水平承載力驗(yàn)算。

6 頂升力計(jì)算分析

既有傾斜建筑物柱底內(nèi)力計(jì)算采用柱底施加彈簧約束進(jìn)行模擬分析[9]?？紤]到頂升截?cái)嗪髩Φ讖澗蒯尫牛敬慰紤]支座施加3個(gè)平動(dòng)約束。實(shí)際上支承剛度隨著建筑沉降變形并非保持不變，很難準(zhǔn)確模擬[10]。本次設(shè)計(jì)以建筑物實(shí)際差異沉降及層間水平位移量為控制目標(biāo)，通過(guò)多次試算，最終得到可實(shí)現(xiàn)變形目標(biāo)的“支座等效剛度”。

以43號(hào)樓為例，各豎向構(gòu)件沉降量見(jiàn)圖6。初設(shè)支座豎向剛度采用未傾斜模型的各支座軸力除以各支座實(shí)測(cè)相對(duì)沉降量。上部結(jié)構(gòu)采用彈性板單元，本次模擬支座沉降為各支座相對(duì)沉降量，故等效剛度實(shí)際為相對(duì)值，43號(hào)樓傾斜模擬結(jié)果見(jiàn)圖7。

圖6 43號(hào)樓各豎向構(gòu)件沉降量示意圖

圖7 43號(hào)樓傾斜模擬結(jié)果

43號(hào)樓1層層高4.3m，2層層高3.9m，1層頂平均側(cè)移為26.66mm，2層頂平均側(cè)移為50.84mm。

經(jīng)試算，取各支座水平向相對(duì)剛度為1 500kN/m。豎向剛度模擬計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3，各支座沉降模擬最大偏差為1.43%；水平剛度模擬計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4，各支座水平變形模擬最大偏差為1.00%。達(dá)到建筑物傾斜目標(biāo)后，根據(jù)得到的各支座等效剛度，計(jì)算確定房屋糾傾時(shí)的頂升力，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表5。

計(jì)算結(jié)果表明，各支座頂升力約為初始軸力的0.72～1.25倍，大多數(shù)支座軸力變化并不顯著。實(shí)際頂升過(guò)程中，各支座軸力(即頂升力)隨著回傾過(guò)程不斷變化，理論上完全回傾后，各支座軸力應(yīng)恢復(fù)至未傾斜狀態(tài)，故最終頂升力取原初始軸力的1.0～1.25倍。

7 剪力墻施工過(guò)程分析

加固時(shí)采用墻身開(kāi)洞方式選擇50t機(jī)械式千斤頂進(jìn)行體內(nèi)頂升，開(kāi)洞位置選擇墻體邊緣構(gòu)件處。施工過(guò)程中分別對(duì)開(kāi)洞后及頂升時(shí)墻身受力情況進(jìn)行分析。

43號(hào)樓各支座豎向剛度模擬結(jié)果 表3

43號(hào)樓各支座水平剛度模擬結(jié)果 表4

43號(hào)樓頂升力計(jì)算結(jié)果 表5

墻體開(kāi)洞后，上部結(jié)構(gòu)荷載由墻身承擔(dān)，考慮最不利情況下連續(xù)開(kāi)洞時(shí)墻體受力情況。墻體頂升過(guò)程中，墻身分離，此時(shí)所有豎向荷載由千斤頂承擔(dān)。經(jīng)計(jì)算，單個(gè)千斤頂實(shí)際最大控制值為40t，計(jì)算此時(shí)墻體受力情況。

采用ABAQUS有限元分析軟件對(duì)上述兩種情況進(jìn)行計(jì)算分析，其中混凝土采用實(shí)體單元，彈性模量為3.0×104MPa，泊松比為0.2，考慮混凝土塑性損傷模型；鋼筋采用D2T3桁架單元，彈性模量為2.0×105MPa，泊松比為0.3，屈服應(yīng)力為400MPa。

墻體開(kāi)洞階段計(jì)算結(jié)果表明，混凝土最大壓應(yīng)力為6.6MPa，鋼筋最大壓應(yīng)力為57.2MPa，構(gòu)件處于彈性狀態(tài)；墻體頂升階段計(jì)算結(jié)果表明，混凝土最大壓應(yīng)力為12.9MPa，鋼筋最大壓應(yīng)力為133.7MPa，見(jiàn)圖8。結(jié)果表明，頂升接觸面混凝土局壓應(yīng)力較大，構(gòu)件整體仍處于彈性狀態(tài)[11]。

圖8 頂升施工階段剪力墻數(shù)值模擬/Pa

計(jì)算結(jié)果表明，本次加固在邊緣構(gòu)件處開(kāi)洞是可行的，該做法免去了體外托換結(jié)構(gòu)，可有效縮短工期。考慮在頂升時(shí)混凝土局壓應(yīng)力較大，在頂升面澆筑10cm灌漿料，底部預(yù)埋鋼墊板。

8 單向抗側(cè)裝置

單向抗側(cè)裝置主要由上下頂升盒和抗側(cè)鋼板組成，抗側(cè)鋼板穿過(guò)頂升盒兩側(cè)的限位卡槽與剪力墻緊貼，在頂升盒(下)開(kāi)孔設(shè)置鋼銷(xiāo)子，用于固定抗側(cè)鋼板，見(jiàn)圖9。頂升盒無(wú)需另行錨固，措施簡(jiǎn)單，施工方便，適用于此類(lèi)糾傾加固。同時(shí)該裝置可限制墻身截?cái)嗪笠驐U端彎矩釋放造成的墻體水平錯(cuò)位。

圖9 單向抗側(cè)裝置做法

以46號(hào)樓為例，考慮多遇地震作用下，算得結(jié)構(gòu)基底產(chǎn)生地震總剪力分別為675.84kN和693.41kN。采用抗側(cè)鋼板規(guī)格5mm×100mm，鋼材Q235，每組裝置抗力62.5kN。經(jīng)計(jì)算，X向設(shè)置11套抗側(cè)裝置，Y向設(shè)置12套抗側(cè)裝置。

9 糾傾加固效果

本次共糾傾加固8棟建筑，各棟受損建筑糾傾后傾斜率見(jiàn)表6。其中31號(hào)及87號(hào)樓回傾控制標(biāo)準(zhǔn)為2.5‰，其余建筑物回傾控制標(biāo)準(zhǔn)為1.0‰。

本工程在“8.8九寨溝地震”后出現(xiàn)明顯沉降，經(jīng)地質(zhì)災(zāi)害治理(施工周期：2017.09-2018.02)，建筑物沉降出現(xiàn)減緩趨勢(shì)，隨后進(jìn)行受損建筑物地基基礎(chǔ)加固(施工周期：2018.02-2018.05)，地基基礎(chǔ)加固完成后，建筑物沉降穩(wěn)定，沉降過(guò)程曲線見(jiàn)圖10。由此可見(jiàn)，本次地基基礎(chǔ)加固效果良好。

場(chǎng)地內(nèi)受損建筑物糾傾效果匯總 表6

圖10 建筑物沉降過(guò)程曲線

10 結(jié)論

對(duì)“8.8九寨溝地震”震后8棟山地建筑沉降傾斜原因進(jìn)行分析，提出了地基基礎(chǔ)加固設(shè)計(jì)方法，對(duì)傾斜建筑剪力墻進(jìn)行體內(nèi)開(kāi)洞頂升，并采用一種簡(jiǎn)易的單向抗側(cè)裝置抵抗頂升過(guò)程中的水平荷載，控制墻體水平錯(cuò)位。主要結(jié)論如下：

(1)震后誘發(fā)滑坡，滑坡體影響附近建筑場(chǎng)地穩(wěn)定性，導(dǎo)致相鄰建筑物出現(xiàn)不同程度的沉降及傾斜；此類(lèi)建筑物糾傾加固前應(yīng)先進(jìn)行地質(zhì)災(zāi)害治理，保證場(chǎng)地的整體穩(wěn)定性。

(2)工程地基基礎(chǔ)加固考慮不同工況作用。在正常使用過(guò)程中，考慮樁-土共同作用，按復(fù)合減沉疏樁基礎(chǔ)進(jìn)行設(shè)計(jì)；在地震作用下，荷載由樁全部承擔(dān)，按樁基設(shè)計(jì)；同時(shí)應(yīng)考慮建筑物范圍內(nèi)的滑動(dòng)面以上土體的自穩(wěn)定性，并考慮本地區(qū)設(shè)計(jì)基本地震加速度，進(jìn)行單樁水平承載力驗(yàn)算。

(3)采用彈簧單元模擬支座約束，以豎向差異

沉降量和層頂水平側(cè)移為控制目標(biāo)，通過(guò)試算確定約束水平向和豎向等效剛度，進(jìn)而計(jì)算出各支座的頂升力。各支座計(jì)算頂升力約為初始軸力的0.72～1.25倍，大多數(shù)支座軸力變化并不顯著。實(shí)際頂升過(guò)程中，各支座軸力隨著回傾過(guò)程不斷變化，最終頂升力取原初始軸力的1.0～1.25倍。

(4)采用體內(nèi)頂升法對(duì)剪力墻進(jìn)行頂升，對(duì)不同施工階段的剪力墻受力情況進(jìn)行分析。結(jié)果表明，開(kāi)洞階段剪力墻體受力較小，可不采取措施；頂升階段墻體頂升面局壓應(yīng)力較大，應(yīng)采取局部加強(qiáng)措施。

(5)采用單向抗側(cè)裝置抵抗水平荷載并限制墻體平面外錯(cuò)位，措施簡(jiǎn)單，施工方便，適用于此類(lèi)糾傾加固。

本工程經(jīng)過(guò)合理設(shè)計(jì)，精細(xì)化施工，目前建筑物沉降處于穩(wěn)定狀態(tài)，傾斜率滿足規(guī)范要求。實(shí)踐證明，用本文方法進(jìn)行山地建筑物震后糾傾加固效果良好，安全可靠。