鋼結構純鉸支座在鋼結構鋼結構鋼結構鋼結構鋼結構斷柱頂升中的應用

鋼結構純鉸支座在鋼結構鋼結構鋼結構鋼結構鋼結構斷柱頂升中的應用

1地質勘探工作深圳南安光明街的一棟私人住宅由七層組成。頂層高4.8米，其余一層高3.0米，總高度22.8米。層2結構平面如圖1所示,建筑物基礎為柱下獨立基礎,埋深為2.3m,施工前未進行地質勘探。該建筑主體結構完工填充墻砌筑完畢后,在裝修外墻時吊線發(fā)現(xiàn)主體結構朝正立面軸④方向傾斜,傾斜量達27cm,傾斜率為11.8%,已遠遠大于危房標準。房屋傾斜后,業(yè)主委托勘察單位進行地質鉆探,結果顯示場地土層自上而下分布為:①人工填土層,層厚2.50～3.60m;②淤泥質土、軟塑狀,層厚0.80～1.2m;③礫砂層,稍密～中密狀,層厚0.80～1.40m;④粘性土,呈可塑～硬塑狀,層厚4.10～12.6m;⑤強風化斜長片麻巖。鉆探資料揭示基礎持力層為回填土層,其下又存在淤泥質土,這是造成建筑物沉降傾斜的根本原因。2荷載作用下的標準組合發(fā)現(xiàn)結構傾斜后,業(yè)主立即停止了裝修施工,并對沉降進行了觀測,在停工后六個月內,基礎沉降已暫時趨于穩(wěn)定,為保證結構在設計使用荷載條件下正常、安全使用,必須對基礎進行加固處理。該棟建筑整體朝一側傾斜,經現(xiàn)場勘察,未發(fā)現(xiàn)上部結構有開裂現(xiàn)象,說明結構整體剛度良好,根據(jù)傾斜率反算最大沉降差約為140mm,在如此沉降量的情況下,可以認為基礎在現(xiàn)有荷載下已處于極限狀態(tài)。對該結構采用廣廈10.0軟件進行復核計算,分別計算不同階段的內力值,對基礎加固設計時,需計算在設計荷載作用下的標準組合值,并計算現(xiàn)有荷載下(僅計現(xiàn)有結構自重,不計活荷載,不考慮風荷載及地震作用)的柱底軸力標準值,以軸力最大的柱子(圖1)為例,設計荷載標準組合N設計=2840kN,現(xiàn)有荷載作用下標準組合N現(xiàn)有=1928kN。此柱位在現(xiàn)有荷載下已處于極限狀態(tài),根據(jù)《建筑地基基礎設計規(guī)范》(GB50011-2001),可認為該柱位基礎現(xiàn)有的基底承載力為P現(xiàn)有=1928/2=964kN。由于基底承載力特征值與設計荷載作用下柱底標準組合N設計相差甚遠,常規(guī)加固方案無法滿足承載力要求,擬采用錨桿靜壓樁方案進行加固。為防止基礎土方開挖及鑿壓樁孔洞口對原基礎的影響,采用如圖2所示方法加大原基礎,預留壓樁孔,通過壓樁孔靜壓200mm×200mm方樁,樁長預計8m,穿過淤泥層,以礫砂層為持力層,收樁壓力為450kN,單樁設計承載力特征值取300kN。壓樁設計中,應綜合考慮原基礎及新增樁基的共同作用,新增樁基與原基礎形成復合樁基,由于原基礎已有應力歷史,根據(jù)現(xiàn)狀,認為它已處于極限狀態(tài),那么新增的樁基需托換設計使用荷載作用下原基礎承載力的差值,即P托換=N設計-P現(xiàn)有。仍以柱1為例,P托換=2840-964=1876kN。設計布設6根靜壓樁,樁基承載力特征值為6×300=1800kN,基本滿足要求。由于原建筑在現(xiàn)有荷載下已基本穩(wěn)定,新增托換樁持力層為礫砂層,沉降可滿足要求,無需驗算。3土、澆而成頂升托換梁結構是斷柱糾偏的重要結構,托換頂升梁一般由鋼筋混凝土現(xiàn)澆而成。為保證頂升過程的安全,頂升托換梁下設置小柱作為安全措施,換程或千斤頂故障時,在小柱與托換梁間采用鋼楔塊楔緊,使托換結構在千斤頂完全卸荷下仍能保證臨時穩(wěn)定,增加一道安全防線。3.1托換梁高驗算托換梁設計計算包括整體設計計算及新舊混凝土的純剪界面計算1.整體設計計算為保證托換梁與原柱的共同作用,托換梁應采用包柱式施工,計算受力主筋不宜采用植筋方式植入柱中,而應夾柱兩側通過,托換梁根據(jù)高跨比關系,一般為深受彎構件,應按深受彎構件的要求進行設計計算,不宜按牛腿、一般單筋梁或樁承臺方式進行設計計算。托換梁設計計算模型為簡支深梁承受柱傳來的集中荷載作用。房屋傾斜后,結構內力有不同程度的變化,斷柱時結構內力又將發(fā)生變化。實際糾偏時,托換梁承受的荷載不考慮風荷載及地震作用,僅為現(xiàn)有結構恒載作用下的自重標準值。計算結果表明,豎向自重恒載作用下柱底彎矩、剪力相對軸力來說較小,設計托換梁時可忽略?？紤]頂升施工過程中,由于頂升量的不均勻,各柱的柱底軸力是變化的。為安全計,設計托換梁時,綜合考慮彎矩、剪力作用及頂升不均勻的軸力調整,可將計算柱底軸力標準值乘以1.5倍的安全系數(shù)作為設計值。以柱1為例進行設計計算,計算軸力標準值N現(xiàn)有=2032kN,托換梁截面尺寸為800×900,混凝土強度為C25,對托換梁在施工過程中可能出現(xiàn)的兩套支承點(千斤頂和托換小柱)分別進行驗算。頂升結構布置見圖3。正截面受彎承載力驗算時應取托換小柱作為支點計算,受剪截面驗算則應取千斤頂位置作為支點進行計算。(1)抗彎計算彎矩設計值為。托換梁按簡支設計,計算跨度取托換小柱的間距l(xiāng)0=1.65m,h=900mm,l0/h=1.65/0.9=1.83<2.0,根據(jù)《混凝土結構設計規(guī)范》(GB50010-2002)10.7.1條,托換梁應按深梁進行設計:式中各參數(shù)含義見規(guī)范。h0=h-as=h-0.1h=810mm,按一般受彎梁計算托換梁截面受壓區(qū)高度x=170mm>0.2h0。經計算:αd=0.873,z=633mm,As≥M/fyz=1257.3×106(300×633)=6621mm2,實配鋼筋14φ25,As=6860mm2,滿足要求。(2)抗剪計算剪力設計值V=P/2=(1/2)×1.5×2032=1524kN。托換梁按簡支設計,計算跨度取千斤頂?shù)拈g距l(xiāng)0=0.9m,根據(jù)《混凝土結構設計規(guī)范》(GB50010-2002)10.7.4條,l0<=1.8m時,取l0=h=1.8m,得l0/h=2.0。截面驗算按下式進行:計算結果顯示托換梁高主要由此驗算控制。深梁斜截面抗剪計算:由于l0/h取2.0,λ=0.25,則,說明托換梁截面豎向箍筋不起控制作用,按一般梁設計僅配豎向箍筋時不能滿足抗剪承載力要求。按上式計算配水平筋:Ash/sv≥3.06mm2/mm,實配4φ12@100,Ash/sv=4.52,滿足要求。托換梁配筋大樣見圖4。3.2界面抗沖剪分析在混凝土結構加固中,考慮新舊結構的協(xié)同工作,包大截面法加固都會涉及到新舊混凝土界面連接的問題,如梁柱包大截面加固,一般的處理方法是界面鑿毛10～20mm,植界面拉結筋,澆筑混凝土前刷水泥凈漿或樹脂類界面劑。此類界面處于彎剪或壓剪應力狀態(tài),按上述處理一般滿足新舊混凝土共同工作,極限狀態(tài)下一般不是由界面破壞控制。托換梁的新舊界面受力不同,剪力平行作用于界面,彎矩產生的正應力相對剪力來說很小,界面幾乎為純剪受力狀態(tài),如果處理不當,在極限狀態(tài)下可能出現(xiàn)柱沖剪破壞。根據(jù)相關試驗研究顯示,界面發(fā)生初始滑移的承載力約為極限承載力的80%,界面發(fā)生初始滑移是由于新舊混凝土界面粘結力的破壞,由于外夾梁及界面植筋的存在,界面發(fā)生初始滑移后,承載力仍能增至極限值。極限破壞時,托換梁在柱四角會發(fā)生如局部承壓破壞的四角劈裂裂縫。根據(jù)此類界面受力的特點,托換梁除按整體計算外,另需驗算界面的抗剪承載力。經試驗研究,界面承載力設計值可取F=0.15fcA進行驗算,其中fc為新舊混凝土軸心抗壓強度的較小值,A為新舊混凝土界面的總面積。以柱1為例:F=1.5×2032=3048kN,A=F/0.15fc=3048×103/0.15×11.9=11708mm2,現(xiàn)柱周長s=(0.4+0.5)×2=1.8m,則需梁高H=1.708/1.8=0.95m>0.9m,不能滿足要求,可將托換梁上500mm范圍內將柱包大截面與托換梁同時澆筑增加界面高度。根據(jù)上述分析,包柱式托換梁發(fā)生沖剪極限破壞時,類似于局部承壓破壞將在托換梁內產生縱向拉應力,在柱四周配置箍筋可以約束此部分混凝土,提高極限承載力,同時在柱四周植界面筋,也可提高界面抗沖剪極限承載能力。界面處理大樣見圖5。4鉸支護設計及設備在頂升糾偏施工過程中,將建筑物繞某一軸線整體旋轉達到糾偏的目的。常規(guī)的旋轉軸位于沉降最小的外排柱。為達到旋轉目的,外排柱設計成模擬鉸支座,不切斷整根柱,將沿旋轉方向的外排鋼筋切斷,使柱腳抵抗彎矩的能力減小,在頂升過程中,人為控制鉸支座處柱位的開裂位置,起著鉸支座的旋轉作用,模擬鉸支座見圖6。但在工程實踐中,此類模擬鉸支座的作用難以實現(xiàn),由于模擬支座承臺仍有較大的抗彎能力,難以達到完全鉸支座的作用,該排柱及以上構件常常在頂升過程中開裂,甚至能聽到結構開裂的聲音。為解決以上可能出現(xiàn)的問題,采用鋼筋混凝土組合結構制成鉸支座。鉸支座只能朝一個方向旋轉,旋轉阻力為滾動摩擦,且能傳遞水平剪力,接近理想鉸支座狀態(tài)。鉸支座設計成工具式結構,可重復利用,單套鋼結構鉸支座設計豎向承載力為1500kN,可旋轉最大角度約為4°。每個柱位通過托換梁布設2個鉸支座,這樣鉸支座基本能適應普通七層框架結構的頂升工作。深圳光明七層樓房傾斜率為11.8%,鉸支座布置在軸C上,A排柱最大頂升量為12000×11.8‰=142mm。一般液壓千斤頂?shù)淖畲箜旐敵虨?00mm,這樣頂升過程中千斤頂無需換程,即可完成糾偏工作,增加了施工安全度,減化了施工程序,該鉸支座照片見圖7。采用鋼結構鉸支座后,實現(xiàn)全斷柱糾偏,糾偏阻力減少,頂升過程非常順利,上部結構及鉸支座柱位未見任何開裂現(xiàn)象。糾偏到位后,鉸支座柱位的修復與頂升柱位相同,有充足的操作空間,修復方便。糾偏示意見圖8。采用工具式鋼結構鉸支座后,還可使鉸支座的布置位置更加靈活。一般斷柱頂升鉸支座均布置在沉降小的最外排柱,其它軸線的柱位均采用千斤頂頂升。實際工程實踐中曾處理過傾斜率達6.7‰的房屋。如采用外排柱設鉸支座方案,最大頂升量將達670mm,千斤頂需換程4次,千斤頂采用墊塊支承,穩(wěn)定性差,頂升的過程將超過12h,一個白天不能施工完畢,大大增加了施工風險。如鉸支座安排在中柱,形成一邊升,一邊降,形似翹翹板的方式,頂升量僅為一半335mm,頂升工作可在一個白天結束,大大方便了施工。應注意的是,放沉柱位采用螺旋千斤頂較為適宜,它可以帶壓放沉,且容易操作,與頂升相配合。我公司曾施工的三水某私宅采用中柱布置鉸支座方案進行糾偏,放沉一側照片如圖9。5托換梁的生長(1)對既有建筑物發(fā)生沉降的獨立基礎的加固,應合理評估現(xiàn)有基礎的承載力,采用錨桿靜壓樁加固時,可按復合樁基的概念設計,樁基與地基共同承受上部結構荷載。(2)頂升托換梁的設計應按深受彎構件進行計算,與普通梁相比較,托換梁底的配筋大,梁截面高度由剪力控制,梁的剪力不是主要由豎向箍筋承受,而是主要由水平分布筋承受。(3