隔震加固中豎向荷載作用下鋼-砌體組合托梁內(nèi)力修正系數(shù)研究

趙 譽, 舒 蓉, 趙建昌, 黨 育

(1 甘肅新宇城市建設(shè)有限公司，蘭州 730050；2 甘肅省建筑科學(xué)研究院(集團(tuán))有限公司，蘭州 730070；3 蘭州交通大學(xué)土木工程學(xué)院，蘭州 730070；4 蘭州理工大學(xué)土木工程學(xué)院，蘭州 730060)

0 前言

20世紀(jì)50～60年代,我國建造了大量磚砌體房屋。隨著國民經(jīng)濟(jì)的不斷發(fā)展,雖然拆除重建了大部分該時期的建筑,但目前仍有相當(dāng)數(shù)量的存量。隨著我國基本建設(shè)從大拆大建逐步轉(zhuǎn)向既有建筑的改造更新,既有砌體結(jié)構(gòu)迫切需要提升抗震性能。伴隨建筑隔震技術(shù)應(yīng)用的不斷成熟,將非隔震建筑改造為隔震建筑是一個較好的選擇。

目前既有砌體結(jié)構(gòu)隔震加固主要側(cè)重于對非隔震結(jié)構(gòu)應(yīng)用隔震技術(shù)后整體抗震性能改善的研究,且多為數(shù)值模擬分析[1-7]。砌體結(jié)構(gòu)隔震加固托換體系的研究較少,通常采用鋼筋混凝土雙夾梁或單夾梁托換體系,其托換體系的截面尺寸、計算簡圖、受力分析、構(gòu)造處理等,均參考建筑移位技術(shù)中的托換體系做法。張華等[8]對雙托梁托換采用不同截面形式的銷鍵時的施工過程和加固后墻體的受力情況進(jìn)行模擬分析。但實際上,隔震加固時托換體系的荷載工況、構(gòu)件受力與建筑物移位時的托換體系并不完全相同。而且,目前對建筑物移位技術(shù)中托換體系的荷載分布、構(gòu)件的受力機(jī)理等方面的研究尚需完善,基本依據(jù)經(jīng)驗或近似分析。因此,研究安全可靠、施工操作簡便且適用于砌體結(jié)構(gòu)隔震加固的新型托換體系是十分必要的。杜永峰等[9]提出鋼-砌體組合托換梁用于砌體結(jié)構(gòu)的隔震加固,對該托換梁的墻梁效應(yīng)進(jìn)行了有限元分析,本文針對這種鋼-砌體組合托換梁進(jìn)行了豎向荷載作用下的受力性能試驗,研究了這種新型組合梁在隔震體系中的豎向荷載受力規(guī)律、設(shè)計分析方法和構(gòu)造要求,為這種新型組合托換梁在既有砌體結(jié)構(gòu)建筑轉(zhuǎn)換成隔震體系中的安全應(yīng)用提供支撐。

1 鋼-砌體新型組合托梁

1.1 結(jié)構(gòu)形式

鋼-砌體組合托梁是在原砌體墻兩側(cè)外套槽鋼、鋼板組成的型鋼框架,內(nèi)部填充自密實混凝土或灌漿料。槽鋼大小由計算確定,并參照砌體整皮數(shù)高度選取,采用預(yù)應(yīng)力螺栓對拉。螺栓間距為250～300mm,梅花狀布置。上部槽鋼與混凝土翼板(隔震層板)通過抗剪件連接,下部穿墻綴板將兩側(cè)槽鋼翼緣進(jìn)行焊接,空隙處采用細(xì)石混凝土或灌漿料灌實,結(jié)構(gòu)形式見圖1。

圖1 鋼-砌體組合托梁構(gòu)造圖

1.2 工作機(jī)理

鋼-砌體組合托梁將原砌體墻嵌套于槽鋼、鋼板組成的型鋼框架內(nèi),通過對穿螺栓、穿墻鋼板連接兩側(cè)綴板,內(nèi)填黏結(jié)材料使槽鋼、鋼板與原砌體墻共同工作,協(xié)同變形。砌體墻抗壓強(qiáng)度較高而抗拉強(qiáng)度很低;而外套槽鋼、鋼板組合框架強(qiáng)度較高、穩(wěn)定性差。鋼-砌體組合托梁將兩者有機(jī)結(jié)合,利用組合型鋼約束砌體,提高砌體強(qiáng)度;同時,砌體內(nèi)嵌于組合型鋼之間,預(yù)防失穩(wěn)發(fā)生。鋼-砌體組合托梁施工時先將擬拆除砌體墻處需要設(shè)置托梁的墻體表面的抹灰清理干凈;然后在墻體上放線,開齒槽,將槽鋼安裝到對應(yīng)的墻體兩側(cè);按照綴板間隔位置,在墻體開洞,安裝好綴板,并將綴板與槽鋼焊接;再從預(yù)留孔呈梅花狀安裝對拉螺栓,同時焊死螺帽防止松動,確保槽鋼、磚砌體可靠連接;最后在槽鋼與墻體的連接處灌注細(xì)石混凝土或灌漿料。相較于傳統(tǒng)的雙夾梁托換體系,對原砌體墻擾動小,施工過程中不需要增設(shè)臨時支撐,施工安全可靠。

2 試驗方案

2.1 試件設(shè)計

為研究鋼-砌體組合托梁在隔震托換體系形成和使用中的受力性能,設(shè)計了隔震加固中豎向荷載作用下鋼-砌體組合托梁的受力性能試驗,構(gòu)件詳細(xì)尺寸見圖2和表1。砌體墻采用強(qiáng)度等級為MU10燒結(jié)普通磚,M5.0混合砂漿進(jìn)行砌筑,砌筑質(zhì)量等級為B級。

表1 構(gòu)件相關(guān)信息

圖2 鋼-砌體組合托梁

2.2 加載方案及測量

鋼-砌體組合托梁受力性能試驗加載裝置見圖3。測點的應(yīng)變與位移采用靜態(tài)應(yīng)變測量儀進(jìn)行采集,布置見圖4。在一側(cè)支座截面布置兩組共6片應(yīng)變花,測量型鋼腹板剪切應(yīng)變和水平向應(yīng)變;另一側(cè)支座截面布置兩組共6片橫向應(yīng)變片測量水平向應(yīng)變?？缰薪孛娌贾脙山M6片橫向應(yīng)變片測量水平向應(yīng)變,并采用位移計測出跨中和支座位移。

圖3 加載裝置

圖4 測點布置圖

采用液壓千斤頂進(jìn)行加載,利用電阻變化值控制千斤頂輸出力的大小。為減少壓梁對墻體約束作用,保證荷載的均勻傳遞,試驗時在墻體和壓梁接觸面平鋪一層細(xì)沙。參照《混凝土結(jié)構(gòu)試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50152—2012)[10]規(guī)定,預(yù)加載和正式加載階段每級加載值為10%的估算荷載。為保證各部件連接緊密,預(yù)加載分3級進(jìn)行,穩(wěn)定后開始正式加載,每級持荷3min。加載至估算荷載的80%后,聽到墻體發(fā)出響聲并出現(xiàn)裂縫時,改為速度緩慢的連續(xù)加載,直到試件破壞時停止。

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 破壞形式

3.1.1 墻體不開洞

加載初期,墻體無裂縫現(xiàn)象產(chǎn)生;當(dāng)施荷至480kN時,兩端支座附近的下部墻體出現(xiàn)細(xì)微斜裂縫;加載至估算荷載的85%時,出現(xiàn)多條斜裂縫,靠近兩端支座的下部墻體斜裂縫貫穿整磚,且局部范圍出現(xiàn)較大的豎向裂縫,發(fā)生局壓破壞,見圖5。型鋼與砌體墻間未出現(xiàn)脫開現(xiàn)象,型鋼腹板無空鼓,表明鋼-砌體組合托梁是可以共同工作的有效整體。

圖5 墻體不開洞試件破壞模式

3.1.2 墻體開洞

當(dāng)在墻體跨中位置開洞時,墻體以斜壓破壞為主。洞口位置向支座方向偏移后,靠近支座側(cè)墻體發(fā)生斜壓或斜拉破壞,洞頂兩側(cè)墻體發(fā)生受拉破壞。與上部墻體不開洞相比,托梁與墻體的共同工作效應(yīng)減弱,墻體偏開洞時更為明顯,見圖6。

3.2 試件結(jié)果及分析

3.2.1 墻體不開洞時托梁截面應(yīng)力分析

鋼-砌體組合托梁在各級荷載作用下支座和跨中截面應(yīng)變分布見圖7?？梢钥闯?支座和跨中截面應(yīng)變值分布近似在一條直線上,鋼-砌體組合托梁基本滿足平截面假定的要求。支座截面為大偏心受壓狀態(tài),跨中截面為小偏心受拉狀態(tài)。

圖7 墻體不開洞時鋼-砌體組合托梁截面應(yīng)變分布

墻體不開洞的情況下,采用鋼-砌體組合托梁作為托換體系,墻體除發(fā)生局壓破壞外,也可能出現(xiàn)斜拉破壞,但托梁與砌體仍可協(xié)同工作。受力形式上,組合托梁與鋼筋混凝土托換梁基本相同。

3.2.2 墻體開洞時托梁截面應(yīng)力分析

鋼-砌體組合托梁在各級荷載作用下支座和跨中截面應(yīng)變的分布見圖8?？梢钥闯?與墻體不開洞時類似,墻體開洞時截面應(yīng)變值分布也近似為一條直線,基本符合平截面假定。不同的是,墻體開洞時,在支座和跨中截面的墻體均處于大偏心受壓狀態(tài)。

圖8 墻體開洞時鋼-砌體組合托梁截面應(yīng)變分布

墻體開洞的情況下,采用鋼-砌體組合托梁作為托換體系,托梁與磚砌體仍可共同工作,但協(xié)同效率比不開洞時大大降低。

4 鋼-砌體組合托梁的內(nèi)力修正系數(shù)

無論上部墻體是否開洞,鋼-砌體組合托梁受力與普通鋼筋混凝土墻梁相比均不同,無法直接采用《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50003—2011)中托梁設(shè)計方法,也不宜采用不考慮墻梁效應(yīng)的連續(xù)梁或框支梁進(jìn)行計算,因此研究鋼-砌體組合托梁的設(shè)計方法是十分必要的。

4.1 墻體不開洞托梁內(nèi)力修正系數(shù)

4.1.1 試件的正交設(shè)計

由試驗結(jié)果可知,與普通鋼筋混凝土托梁相比,鋼-砌體組合托梁的破壞形態(tài)、內(nèi)力變化規(guī)律均類似。參考《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50003—2011)內(nèi)力修正系數(shù)中的參數(shù),取托梁高跨比hb/l0、墻體高跨比hw/l0作為主要影響因素,托梁高度hb、墻體高度hw分別取三種取值,托梁跨度l0均為6.0m,墻體厚度0.24m。采用正交試驗設(shè)計方法設(shè)計試驗構(gòu)件,如表2所示。

表2 墻體不開洞正交試驗

4.1.2 鋼-砌體組合托梁的內(nèi)力計算公式

利用應(yīng)力單元積分方法計算相同豎向荷載作用下鋼-砌體組合托梁和單跨框支墻梁的支座和跨中截面彎矩、跨中軸力、支座剪力。將兩者對應(yīng)的彎矩、軸力相比得到相應(yīng)的支座彎矩修正系數(shù)φM、跨中彎矩修正系數(shù)φM、跨中軸力修正系數(shù)ΓN、支座剪力修正系數(shù)ψv,如表3所示。即采用框支墻梁的內(nèi)力乘以修正系數(shù)即可得到鋼-砌體組合托梁的內(nèi)力。

表3 內(nèi)力修正系數(shù)

對表3結(jié)果進(jìn)行直觀分析,求得極差如表4所示。由表4可知,托梁高跨比hb/l0對支座和跨中彎矩修正系數(shù)影響較為顯著,對軸力修正系數(shù)影響較小;墻體高跨比hw/l0對軸力修正系數(shù)影響較顯著,托梁高跨比hb/l0對其他系數(shù)稍有影響。

表4 各內(nèi)力修正系數(shù)在不同影響因素下的極差

對表4結(jié)果進(jìn)行方差分析,如表5所示。若顯著性概率P<0.05,則認(rèn)為該因素是影響試驗指標(biāo)的重要因素。由此可見,對于φM和φM,hb/l0的P值均小于0.05,說明hb/l0對彎矩修正系數(shù)的結(jié)果有重要影響。對于φM,hw/l0的P值為0.075>0.05,說明hw/l0對φM有弱顯著性,即hw/l0是影響φM的次要因素。對于φM,hw/l0的P值為0.290>0.05,說明hw/l0對φM的影響很小。對于ΓN,hw/l0的P值為0.034<0.05,說明hw/l0對ΓN的結(jié)果有重要影響,而hb/l0的P值為0.332>0.05,即hw/l0對ΓN的影響很小。

表5 內(nèi)力修正系數(shù)的顯著性概率P

采用正交試驗分析結(jié)果,回歸分析得出上部墻體不開洞時鋼-砌體組合托梁的支座彎矩修正系數(shù)φM、跨中彎矩修正系數(shù)φM和軸力修正系數(shù)ΓN的計算公式如下:

φM=2.2-9.6hb/l0

(1)

φM=1.18+2.1hb/l0

(2)

ΓN=0.73+0.12hw/l0

(3)

通過式(1)～(3)得出的修正系數(shù)計算值與有限元分析值的比值、比值的均值μ、標(biāo)準(zhǔn)差σ和變異系數(shù)δ如表6所示,用其來判斷內(nèi)力修正系數(shù)線性回歸公式的合理性。由表6可知,計算值與有限元分析值差距較小,回歸公式可信度較高。

表6 修正系數(shù)的均值、標(biāo)準(zhǔn)差和變異系數(shù)

4.2 墻體開洞托梁內(nèi)力修正系數(shù)

同4.1節(jié)的方法,分析墻體開洞時的托梁內(nèi)力修正系數(shù)發(fā)現(xiàn),上部墻體開洞位置ai/l0對軸力和跨中彎矩修正系數(shù)影響顯著(ai為洞口左側(cè)邊緣至左側(cè)支座的距離),hb/l0和hw/l0的影響較小。hb/l0對支座彎矩修正系數(shù)影響顯著,ai/l0和hw/l0的影響較小。利用正交試驗方法,回歸分析得出墻體開洞時鋼-砌體組合托梁的支座彎矩修正系數(shù)φM、跨中彎矩修正系數(shù)φM和軸力修正系數(shù)ΓN的計算公式如下:

φM=1.95-6.4hb/l0

(4)

φM=2.1-0.96ai/l0

(5)

ΓN=0.53+1.28ai/l0

(6)

5 結(jié)論

本文對既有砌體結(jié)構(gòu)隔震加固中新型鋼-砌體組合托梁進(jìn)行了豎向荷載作用下的受力性能試驗及內(nèi)力修正系數(shù)分析,得出如下結(jié)論:

(1)鋼-砌體組合托梁基本滿足平截面假定的要求,支座截面處于大偏心受壓狀態(tài),跨中截面根據(jù)墻體不開洞和開洞的不同分別處于小偏心受拉或大偏心受壓狀態(tài)。

(2)采用鋼-砌體組合托梁作為托換體系,上部墻體雖發(fā)生局壓或斜拉破壞,但托梁與磚墻仍可協(xié)同工作,墻體開洞時的協(xié)同工作效率比不開洞時大大降低。

(3)采用正交試驗和線性回歸方法,給出了墻體不開洞和開洞兩種情況下支座和跨中彎矩、軸力的修正系數(shù)公式。