趙 譽(yù), 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(guó)建造了大量磚砌體房屋。隨著國(guó)民經(jīng)濟(jì)的不斷發(fā)展,雖然拆除重建了大部分該時(shí)期的建筑,但目前仍有相當(dāng)數(shù)量的存量。隨著我國(guó)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(gè)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(duì)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(jì)算簡(jiǎn)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(duì)雙托梁托換采用不同截面形式的銷鍵時(shí)的施工過(guò)程和加固后墻體的受力情況進(jìn)行模擬分析。但實(shí)際上,隔震加固時(shí)托換體系的荷載工況、構(gòu)件受力與建筑物移位時(shí)的托換體系并不完全相同。而且,目前對(duì)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(yàn)或近似分析。因此,研究安全可靠、施工操作簡(jiǎn)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(duì)該托換梁的墻梁效應(yīng)進(jìn)行了有限元分析,本文針對(duì)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(yàn),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(jì)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(shí)混凝土或灌漿料。槽鋼大小由計(jì)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(duì)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(guò)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(shí),結(jié)構(gòu)形式見(jiàn)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(guò)對(duì)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(shí),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(shí)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(kāi)齒槽,將槽鋼安裝到對(duì)應(yīng)的墻體兩側(cè);按照綴板間隔位置,在墻體開(kāi)洞,安裝好綴板,并將綴板與槽鋼焊接;再?gòu)念A(yù)留孔呈梅花狀安裝對(duì)拉螺栓,同時(shí)焊死螺帽防止松動(dòng),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(duì)原砌體墻擾動(dòng)小,施工過(guò)程中不需要增設(shè)臨時(shí)支撐,施工安全可靠。

2 試驗(yàn)方案

2.1 試件設(shè)計(jì)

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(jì)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(yàn),構(gòu)件詳細(xì)尺寸見(jiàn)圖2和表1。砌體墻采用強(qiáng)度等級(jí)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(jí)為B級(jí)。

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(cè)量

鋼-砌體組合托梁受力性能試驗(yàn)加載裝置見(jiàn)圖3。測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變與位移采用靜態(tài)應(yīng)變測(cè)量?jī)x進(jìn)行采集,布置見(jiàn)圖4。在一側(cè)支座截面布置兩組共6片應(yīng)變花,測(cè)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(cè)量水平向應(yīng)變?？缰薪孛娌贾脙山M6片橫向應(yīng)變片測(cè)量水平向應(yīng)變,并采用位移計(jì)測(cè)出跨中和支座位移。

圖3 加載裝置

圖4 測(cè)點(diǎn)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(duì)墻體約束作用,保證荷載的均勻傳遞,試驗(yàn)時(shí)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(yàn)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(jí)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(jí)進(jìn)行,穩(wěn)定后開(kāi)始正式加載,每級(jí)持荷3min。加載至估算荷載的80%后,聽(tīng)到墻體發(fā)出響聲并出現(xiàn)裂縫時(shí),改為速度緩慢的連續(xù)加載,直到試件破壞時(shí)停止。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 破壞形式

3.1.1 墻體不開(kāi)洞

加載初期,墻體無(wú)裂縫現(xiàn)象產(chǎn)生;當(dāng)施荷至480kN時(shí),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(shí),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(jiàn)圖5。型鋼與砌體墻間未出現(xiàn)脫開(kāi)現(xiàn)象,型鋼腹板無(wú)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(kāi)洞試件破壞模式

3.1.2 墻體開(kāi)洞

當(dāng)在墻體跨中位置開(kāi)洞時(shí),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(kāi)洞相比,托梁與墻體的共同工作效應(yīng)減弱,墻體偏開(kāi)洞時(shí)更為明顯,見(jiàn)圖6。

3.2 試件結(jié)果及分析

3.2.1 墻體不開(kāi)洞時(shí)托梁截面應(yīng)力分析

鋼-砌體組合托梁在各級(jí)荷載作用下支座和跨中截面應(yīng)變分布見(jiàn)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(kāi)洞時(shí)鋼-砌體組合托梁截面應(yīng)變分布

墻體不開(kāi)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(kāi)洞時(shí)托梁截面應(yīng)力分析

鋼-砌體組合托梁在各級(jí)荷載作用下支座和跨中截面應(yīng)變的分布見(jiàn)圖8?？梢钥闯?與墻體不開(kāi)洞時(shí)類似,墻體開(kāi)洞時(shí)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(kāi)洞時(shí),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(kāi)洞時(shí)鋼-砌體組合托梁截面應(yīng)變分布

墻體開(kāi)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(kāi)洞時(shí)大大降低。

4 鋼-砌體組合托梁的內(nèi)力修正系數(shù)

無(wú)論上部墻體是否開(kāi)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(wú)法直接采用《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50003—2011)中托梁設(shè)計(jì)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(jì)算,因此研究鋼-砌體組合托梁的設(shè)計(jì)方法是十分必要的。

4.1 墻體不開(kāi)洞托梁內(nèi)力修正系數(shù)

4.1.1 試件的正交設(shè)計(jì)

由試驗(yàn)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(jì)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(yàn)設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)試驗(yàn)構(gòu)件,如表2所示。

表2 墻體不開(kāi)洞正交試驗(yàn)

4.1.2 鋼-砌體組合托梁的內(nèi)力計(jì)算公式

利用應(yīng)力單元積分方法計(jì)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(duì)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(duì)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(duì)支座和跨中彎矩修正系數(shù)影響較為顯著,對(duì)軸力修正系數(shù)影響較小;墻體高跨比hw/l0對(duì)軸力修正系數(shù)影響較顯著,托梁高跨比hb/l0對(duì)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(duì)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(yàn)指標(biāo)的重要因素。由此可見(jiàn),對(duì)于φM和φM,hb/l0的P值均小于0.05,說(shuō)明hb/l0對(duì)彎矩修正系數(shù)的結(jié)果有重要影響。對(duì)于φM,hw/l0的P值為0.075>0.05,說(shuō)明hw/l0對(duì)φM有弱顯著性,即hw/l0是影響φM的次要因素。對(duì)于φM,hw/l0的P值為0.290>0.05,說(shuō)明hw/l0對(duì)φM的影響很小。對(duì)于ΓN,hw/l0的P值為0.034<0.05,說(shuō)明hw/l0對(duì)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(duì)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(yàn)分析結(jié)果,回歸分析得出上部墻體不開(kāi)洞時(shí)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(jì)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(guò)式(1)～(3)得出的修正系數(shù)計(jì)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(lái)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(jì)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(kāi)洞托梁內(nèi)力修正系數(shù)

同4.1節(jié)的方法,分析墻體開(kāi)洞時(shí)的托梁內(nèi)力修正系數(shù)發(fā)現(xiàn),上部墻體開(kāi)洞位置ai/l0對(duì)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(duì)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(yàn)方法,回歸分析得出墻體開(kāi)洞時(shí)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(jì)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(duì)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(yàn)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(kāi)洞和開(kāi)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(kāi)洞時(shí)的協(xié)同工作效率比不開(kāi)洞時(shí)大大降低。

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