雙梁托換技術在磚混改底框結構中的應用

王志泉， 林 鵬， 王大軍， 安 炳

(1.甘肅土木工程科學研究院有限公司，甘肅 蘭州 730020；2.甘肅省建筑設計研究院有限公司，甘肅 蘭州 730000)

磚混結構在我國20世紀70～80年代被廣泛使用，目前，因建筑物使用功能改變或使用年限將至需進行加固改造，而底部大空間的需求導致磚混結構改底部框架結構成為常見改造形式之一。在大空間改造過程中，拆墻改造將打破內力平衡，改變整體結構的應力和變形狀態。磚混結構改底部框架結構采用置換技術可以使結構體系順利轉換，二次達到穩定狀態，即在底層設置托換大梁，待墻體拆除后將上部荷載通過框架柱傳遞至基礎，因此托換梁的設計是磚混結構改底框結構的重要工作。

在托換梁設計研究方面，張根俞等[1]介紹了托換技術在砌體結構加固中的設計方案和施工過程；邵劍文等[2]結合實際結構，分析了托換梁的受力性能和上部墻體的荷載傳遞方式，并給出了磚混結構在改造中的建議；姜雪峰等[3]結合托換結構設計，介紹了磚混結構在局部大空間結構中的技術要點；曹大富等[4]對混凝土-砌體組合托換梁進行受力性能試驗研究，分析了試件的撓度、鋼筋和混凝土應變、承載能力以及最終破壞形態；相軍等[5]結合工程實例介紹了托換梁的形式及各自優缺點，并總結了墻體托換施工中的若干技術問題；謝合舜等[6]介紹了托換梁結構的設計，包括托換形式的選擇及托換結構的計算，并對托換梁加固技術的具體施工過程進行了論述；張鑫等[7]對足尺砌體承重墻雙梁式托換結構進行了靜力加載試驗，研究不同托換梁截面高度及縱筋配置等對托換結構受力性能的影響；張令心等[8～10]從易損性的角度討論了底框結構的易損性問題；齊常軍等[11]通過對磚混預制板結構房屋的抗震檢測鑒定和拆墻托梁加固方案的比較，闡述了兩種方案的特點，為托換梁工程的實施提供了借鑒意義；在已有的磚混結構改底框結構研究中，對于托換梁數值建模技術和引起樓板受力變化的研究較少。本文依托20世紀70年代某四層磚混結構改底框結構實例，進行數值有限元模擬，并通過現場數據修正分析模型，對改造后底框結構中的托換梁進行受力分析，提出需要對樓板面層加固處理的意見。

1 工程概況

本研究所依托的建造于20世紀70年代的某地上四層磚混結構(圖1，結構平面布置見圖2)，因達到使用年限和使用功能改變，將磚混結構加固改造為底框結構。建筑總長度54.8 m,寬13 m，第1層層高3.3 m，第2,3層層高3.15 m；第4層層高3.5 m，室內外高差0.7 m，結構總高13.85 m，外墻厚370 mm，內墻厚240 mm，磚砌一般擴大基礎，基底土采用450 mm厚3∶7灰土換填處理。90年代進行過抗震加固處理，采用的是外墻加鋼筋混凝土扶壁構造柱、條帶圈梁、內墻加鋼拉桿加固方法。

圖1 磚混結構照片

圖2 磚混結構平面布置/mm

2 結構檢測鑒定主要結論

由于該建筑前期勘察資料均已遺失，經重新勘察，對基礎類型、尺寸、埋深進行檢測，基礎類型為磚砌條形擴展基礎，高度450 mm。基礎持力層根據后期勘察確定為黃土狀粉土層，基礎未發現明顯可見的裂縫、變形、損傷等缺陷；通過對建筑物上部承重結構的檢查及對建筑物的變形觀測，未見明顯異常，地基基礎穩定。

現場對墻體構件鑿除表面抹灰層進行砌筑外觀質量檢查，砌體塊材現狀完好，砌筑砂漿為混合砂漿，水平及豎向砌筑縫局部不飽滿，部分砌筑墻體抹灰層表面出現開裂、酥碎、剝落狀。部分樓板拼縫處出現微裂或滲漏，以及抹灰層剝落等現象。

根據現場檢測結果以及取樣室內試驗，第1～4層承重墻體的砌筑用磚強度評定為MU10；砌筑砂漿抗壓強度推定值第1層為1.1 MPa，第2層為1.2 MPa，第3層為0.9 MPa，第4層為1.2 MPa；砌體強度為1.29 MPa。

經過PKPM軟件對建筑物進行建模驗算分析，墻體承載力第1～4層部分墻體受壓承載力不滿足標準要求；根據墻體局部受壓承載力驗算結果，第1～3層墻體局部受壓承載力不滿足標準要求，第4層墻體局部受壓承載力滿足標準要求，墻體高厚比滿足標準要求。

依據《建筑抗震鑒定標準》《建筑工程抗震設防分類標準》的相關規定，按A類磚混房屋進行抗震鑒定，該建筑砌筑砂漿強度不滿足鑒定標準要求；結構第1，2層縱向及橫向樓層平均抗震能力指數小于1.0，綜合抗震能力指數小于1.0；第1，2層抗震承載力嚴重不足，因此，結構抗震性能不滿足鑒定標準要求。

3 雙梁托換技術改造方案

根據建設單位使用要求，第1層作為電信營業大廳，需要改造為底部框架-抗震墻結構，第2～4層為原磚混結構。本工程經過對比分析，確定將雙梁托換技術應用到該磚混結構改造為底部框架-抗震墻砌體房屋中，底層為混凝土框架結構，抗震等級為二級，對于不滿足要求的墻體，剔除原抹灰層，采用雙面高延性抹面進行抗震加固。本工程主要改造措施為第1層地基基礎改造加固、框架柱改造、框架梁雙梁托換改造,第2～4層墻體加固。

磚混結構改底框梁托換可按照梁布置數量分為單梁托換與雙梁托換(圖3)。雙梁托換最為常用，雙梁托換就是指在待拆除墻體的頂部兩側對稱增設混凝土托換梁，托換梁間設置肩梁，因此，托換梁、肩梁以及托梁間墻體共同工作協同受力形成托換組合梁。托換組合梁與兩側增設的混凝土柱或組合柱組成框架結構，通常都在底部，因此習慣上稱其為底部框架結構。

圖3 托換梁類型

雙梁托換施工，先澆筑混凝土柱和托換組合梁，待混凝土硬化形成框架后再拆除原有墻體，施工便捷安全，保留了部分墻體，減小了對結構的傷害，安全儲備高；而且雙梁托換相對單梁托換有兩個與墻體的粘接面，因此在相同承載力需求下托換梁高度可以更小，托換梁下可提供更大的使用空間。基于此優點，本項目選用雙梁托換技術進行磚混結構改底框-抗震墻結構的托換(圖4)。

圖4 底層托換梁布置/mm

雙梁與肩梁、墻體形成的組合體系具有較高的剛度和承載能力(圖5b,5c)。但與原結構相比，組合托換梁寬度較大，使得上部墻體豎向荷載向下傳遞的路徑發生改變(圖5a)，由于所保留的墻體豎向剛度小于兩側混凝土托梁，相對托梁發生向下相對變形，導致上部墻體荷載通過墻下樓板將彎矩與剪力傳遞給托梁，從而在托梁內側面樓板截面出現較大的剪力，以及在樓板荷載作用下托梁外側面樓板截面出現了負彎矩，且負彎矩截面位置隨著托換梁寬度增大向板跨內移動，如果樓板負彎矩鋼筋或樓板抗彎承載能力不足，將會存在安全隱患。因此，本研究項目在用鋼筋網和高延性混凝土面層加固樓板時，增設穿墻鋼筋，在增強樓板剛度的同時，提高樓板端部的抗彎能力，并通過理論分析和現場試驗予以驗證。

圖5 肩梁布置/mm

4 施工關鍵技術與順序要求

既有結構加固改造由于拆除原結構部分構件，產生二次受力過程，因此施工順序要求和關鍵技術保證是二次內力調整的關鍵。此次組合托換梁施工順序為肩梁—托換梁—拆除墻體—底面處理。

首先在擬拆除墻體頂部距第1層樓板底250 mm處開洞，洞口尺寸與肩梁橫斷面尺寸相同，間隔750 mm，開洞后綁扎肩梁鋼筋；肩梁鋼筋布置完成后，兩側托換梁鋼筋綁扎，進行框架托換梁底部模板制作安裝，最后澆筑雙托梁混凝土；待框架柱及雙托梁混凝土達到設計強度要求后拆除墻體，并在墻與托換梁底用高延性砂漿處理底面。本工程考慮到樓板內力的改變，在拆除墻體之前，先完成了樓板面層的施工。

由于雙梁托換技術使用現場試驗數據較少，因此，為了確定托換梁的實際內力和變形狀態，以及樓板傳力路徑改變后樓板面層提供抗彎承載力的可靠性，在施工階段布置了鋼筋應變計、混凝土應變計和位移計進行現場試驗，本文著重討論樓板的現場試驗情況。

5 現場靜力試驗方案設計

鑒于以上研究目的，現場選取5軸線C～D段托梁和相鄰板為試驗對象，試驗觀測主要是樓板負彎矩截面處的混凝土應變在拆墻前后和樓板堆載前后的變化情況，因此，在每塊預制樓板上負彎矩截面位置布置了混凝土表面應變計，應變計編號分別為27#,28#,29#，安裝完成的位移計、混凝土表面應變計和鋼筋計如圖6所示。

圖6 傳感器布置與荷載試驗/mm

此次現場試驗的加載采用標準水泥袋堆載(如圖6e)，采用五級加載，每級荷載持荷15 min，其中，第一級加5袋水泥(每袋50 kg)共250 kg，第二級增加2袋共350 kg，第三級再加3袋共500 kg，第四級繼續增加4袋共計700 kg，最后第五級加載至900 kg。連續采樣一段時間，數據穩定后分兩級卸載，每級450 kg。

6 現場靜力試驗結果分析

混凝土應變計應變數據通過準靜態應變采集系統進行采集，采樣時間間隔45 s，測點數據見圖7所示，隨著荷載級別的增加應變數據逐級增加。表1中匯總了各級荷載加載完成時的應變數據，與荷載級別的對應關系曲線繪制在圖8中。

圖7 混凝土應變計數據變化曲線

表1 樓板混凝土應變計讀數 με

圖8 應變與荷載級別關系曲線

通過應變數據可以看出，各個測點應變隨荷載增加成線性關系變化，卸載后應變基本恢復，說明在施加的正常使用目標荷載下，整個樓板處于完全彈性狀態。在第五級荷載時，混凝土應變最大值為10.7 με。

試驗結果表明托換梁外側邊緣樓板截面出現了拉應力，反映出上部結構荷載傳遞荷載路徑發生了改變，由原結構墻體直接向下傳遞豎向荷載，改變為通過樓板構件彎曲、剪切向轉換梁傳遞。因此，對于托換梁轉換工程，由于荷載傳遞路徑的改變，導致上部荷載引起的內力通過樓板端部將彎矩和剪力向托換梁傳遞，對樓板端部抗彎和抗剪承載能力提出了更高的要求，必須要加固處理。

7 有限元靜力分析

7.1 有限元模型建立

根據現場靜力荷載試驗結果，隔跨樓板荷載對試驗跨構件內力和變形的響應影響很小，因此，本文采用有限元軟件ANSYS建立了該結構三開間實體分析模型，用于對比分析拆墻前后的受力狀態。模型中的構件尺寸均按照施工圖紙進行足尺建模，其中，框架柱尺寸為940 mm×940 mm，雙側托換梁單梁尺寸為250 mm×700 mm，樓板的厚度為150 mm，內墻體厚度為240 mm，外墻體厚度為370 mm，結構層高為3.3 m。鋼筋為HRB400級，框架柱和托換梁縱筋直徑為25 mm，箍筋為10 mm，肩梁縱筋直徑為16 mm，箍筋為8 mm，均采用LINK8單元模擬，本構采用雙向隨動強化模型；托梁、肩梁、樓板、柱混凝土強度等級為C35，采用SOLID65單元建模，彈性模量取為3.15×104MPa，樓板混凝土強度等級為C15，同樣選用SOLID65單元建模，彈性模量取2.2×104MPa；砌體結構采用SOLID45單元，彈性模量取為9600 MPa。

由于實際結構保留墻體剛度小于混凝土托換梁，在荷載作用下易產生相對變形，因此，如何模擬保留磚混墻體和混凝土托換梁粘結面的力學性能，是保證分析模型準確性的關鍵。在磚混墻體和混凝土托換梁間設置10 mm厚的SOLID45單元模擬兩種材料的過渡區域，依據試驗結果將SOLID45單元彈性模量修正為2.1×104MPa。并利用修正后的實體分析模型對拆墻前后結構的力學行為進行分析，有限元模型如圖9所示。

圖9 有限元模型

7.2 邊界條件及加載方式

拆除墻體前后加載與現場靜力試驗條件相同，自重荷載利用ANSYS設置材料密度，在豎向施加重力的方法實現。有限元模型中樓板荷載模擬，則通過現場試驗布置區域和重量折算為均布荷載施加在樓板上的試驗區域。

7.3 參數分析

現場荷載試驗時，在拆除墻體后上部結構恒載作用下托換梁跨中撓度最大值為0.26 mm，受拉縱筋最大應力為6.1 MPa，端部負彎矩截面受拉縱筋最大應力也只有3.9 MPa，說明托換梁的截面尺寸偏于保守。

因此結合荷載傳遞路徑改變導致樓板端部出現彎矩和剪力問題，對托換梁的寬度進行參數分析，確定托換梁截面變化對托換結構的影響，以及確定樓板抗彎承載力需要提高的處理范圍。本文選取了三個托換梁截面尺寸，分別為250 mm×700 mm，400 mm×700 mm，250 mm×500 mm，其他條件與實際結構分析模型相同，對拆除墻體前后內力傳遞和內力大小進行分析，有限元模型如圖10所示。

圖10 不同尺寸有限元模型

7.4 托換梁內力與變形

3種不同托換梁截面尺寸模型在上部結構自重荷載作用下托換體系變形圖以及鋼筋應力云圖，如圖11，12所示。表2為梁跨中截面和負彎矩截面最大拉應力值對比，表3為托換梁變形值對比。

圖11 托換梁鋼筋應力/MPa

圖12 托換梁整體變形/mm

表2 托換梁鋼筋應力 MPa

表3 托換梁跨中撓度 mm

對比分析說明：在上部結構自重荷載作用下，托梁的最大彎矩截面和撓度出現在跨中位置，而且250 mm×500 mm托換梁的變形為0.50 mm，比工程中采用的250 mm×700 mm截面梁增大近1.9倍，但鋼筋應力提高最大幅度僅為1.27倍，且最大應力也僅為屈服強度的5.6%，說明當減小托換梁高度至500 mm時，撓度僅是跨度的萬分之一，再次說明托換梁截面偏大，偏于保守。托梁寬度的變化，則對應力影響并不顯著。

7.5 樓板應力分布

樓板端部負彎矩截面位置隨支撐梁寬度的不同而變化，250 mm×700 mm和400 mm×700 mm兩種不同寬度托換梁樓板上表面的拉應變分布(圖13)表明,梁寬度增加時，樓板端部負彎矩截面內移。

圖13 樓板板面應變分布云圖

利用后處理提取了預制板端部的應變，250 mm×700 mm的托換梁上方最大應變為15.4 με，400 mm×700 mm的托換梁上方最大應變為21.6 με，因此若預制板端部構造鋼筋不足時容易引起安全隱患，因此在本工程中采用在預制樓板上現澆配筋砂漿面層，使預制板能與底部的框架結構形成整體并共同受力。

8 結 論

雙梁托換技術經常被用于磚混結構改底部框架結構工程中，但托換梁截面設計和可能出現的問題處理并沒有可靠的設計依據。本文根據實際結構現場荷載試驗結果，修正了ANSYS實體有限元分析模型，分析了豎向荷載傳遞路徑的變化情況，以及樓板出現負彎矩等問題，結果表明：

(1)該類既有磚混結構加固改造設計時，托換梁截面尺寸選取往往由保留墻體和托換梁粘結面確定，易導致梁截面尺寸偏大，過于保守。

(2)既有磚混結構加固設計可以通過有限元數值模擬分析確定，保留墻體和混凝土托換梁間的粘結模擬可以采用ANSYS實體單元準確模擬。

(3)托換梁使得樓板支撐部位發生改變，導致樓板端部出現負彎矩，造成安全隱患，建議對樓板負彎矩截面進行抗彎和抗剪承載力加強處理，處理范圍需通過有限元計算分析確定。