传统的建筑连廊加固技术容易受到混凝土张拉控制力影响,造成钢管应力和位移与实际数据相差较大,导致加固效果不理想,严重影响施工质量和施工安全。鉴于此,提出了一种新的建筑连廊体外预应力加固工程施工方法。

以四川观堂建筑工程设计有限公司的钢结构工程为研究对象,根据结构加固设计图纸对连廊(一)中 GL6 和连廊(二)中 GL3、GL4a 进行加固设计。在完成顶升卸载后进行相应小组的次梁体外预应力张拉施工,通过进行局部切割计算预应力筋张拉伸长值、截面面积、弯曲率半径、相对向上位移数值,由此确定合理的张拉力和预应力。采用 ANSYS 对体外预加力转向块进行接触分析,构建转向器有限元组合模型,施加体外预应力束的竖向和横向分力。将建筑连廊体外预应力加固工程施工分为钢结构加固、钢梁切割加固、牛腿加固三个施工部分,首先在连廊卸载支撑点增设压力传感器并进行同步分级反顶,使用反顶支撑钢板,采用预加力产生的内力来抵消局部受力,根据压力传感器的同步数值对反顶力进行控制,以此加固钢结构。采用等离子切割机切割钢梁部位,使用 Q345B 钢板作为新增翼缘,新增翼缘与原结构需进行打坡口满焊作业,并保证焊接作业的施工质量。用 20 ~ 30 mm 的不连续的焊缝进行点焊,对切割后钢梁余留截面进行焊接补强施工,以此完成钢梁切割加固。按照材料进场验收—牛腿钢板材料号料加工—钻孔锚固钢筋—原加固梁表面凿毛—清洗梁表面—安装加工好的钢牛腿—钢板与原牛腿灌胶粘贴—养护—验收等步骤,使用植筋加固材料完成牛腿部分的加固施工。为了验证研究的可靠性,进行了试验,设计了正常加载和极限加载两个工况场景,同时在加固过程中对连廊变形状态进行监测。

由试验结果可知,采用提出的建筑连廊体外预应力加固工程方案,在 X 方向应力分析结果与实际应力分析结果存在最大为 0.5 MPa 的误差,位移分析结果与实际位移分析结果存在最大为 2.0 mm 的误差,表明采用所研究方法与实际数据相差较小,能够在分析体外预应力和张拉力的基础上设计有效的加固施工方案,为建筑连廊稳定施工提供技术支持。

体外预应力是一种常用的加强结构形式,其本质是在建筑连廊体外安装和拉伸预应力,以加强结构的外向预应力。体外预应力技术是一种新兴技术,在常规预应力、无黏结、慢黏结预应力系统中,预应力筋布置在混凝土截面上。传统的体外预应力技术对建筑连廊的加固存在以下局限性:钢结构加固的同时导致柱受力复杂,不利于结构的抗震性;摩擦力的存在对钢结构负弯矩的加固影响不大,增加了钢结构的剪力,不利于抗震设计中“强剪弱弯”思想的实现;体外预应力筋始终处于空间应力状态,折线钢筋的多匝增加了预应力损失。针对上述问题,提出了建筑连廊体外预应力加固工程的施工方法。该方法通过利用预加力产生的内力抵消结构控制截面的部分内力,以此确定张拉力大小。采用有限元软件 ANSYS 分析体外预加力转向块,通过加固钢结构、钢梁切割、牛腿,使建筑连廊整体稳定。

本工程为钢结构连廊加固。根据四川观堂建筑工程设计有限公司的钢结构加固设计图纸,对连廊(一)、连廊(二)进行局部切割、加固施工,以满足建筑净高需求。主要施工工作为:1) 对连廊(一)中GL6 和连廊(二)中 GL3、GL4-a 进行钢支撑顶升卸载处理,并对连廊(一)、连廊(二)主梁局部高度进行削减; 2) 对削减后的连廊(一)中 GL6 和连廊(二)中 GL3、GL4-a 进行体外预应力加固及钢梁余留截面补强焊接;3) 根据现场情况与设计需求对连廊(一)、连廊(二)的局部支座增加附加钢结构支座,以满足现场要求。主要技术参数设计值:连廊(一) GL6 的卸载反力为 100 kN,连廊(二) GL3 和GL4a 的卸载反力为 120 kN。

由于外荷载作用下的体外预应力筋应变无法由对应截面的混凝土应变来计算,因此体外预应力筋的变形与平面截面变形是不一致的。有研究表明,影响体外预应力因素有预应力筋张拉伸长值、预应力筋的截面面积、预应力索弯曲率半径、相对向上位移。

体外预应力梁用 PE 管成孔,由转线块控制线型,根据图纸要求,对需增设体外预应力的连廊(一) GL6,连廊(二) GL3 和 GL4a 跨中进行体外预应力加固,如图 1 所示。

图 1 连廊跨中体外预应力加固

待顶升卸载完成后进行相应小组的次梁体外预应力张拉施工,预应力筋张拉伸长值计算公式为:

式中: P _z 为平均张拉力;  L _j 为筋长;  S _j 为截面面积; E _t 为弹性模量。预应力筋张拉顺序按照顶升卸载小组完成情况分小组张拉,两束钢绞线平行时,宜同时张拉。其中截面面积计算公式为:

式中: M 为总弯矩;  M ₁ 为跨中弯矩; F _k 为抗拉强度; d ₁ 为筋到梁顶面距离; α 为折减系数; β 为 内力臂系数。

在极限荷载下,施加的预应力小于无黏结预应力,为了达到最高强度,控制应力不能太小。而在转向板与预应力筋的接触部位,施加的预应力会对张拉控制力的选取产生直接的影响。因此,在外力作用下,应控制体外预应力弯曲率半径,计算式为:

式中: t 为接触面系数;  d _g 为钢绞线直径; N 为钢绞线根数; n 为负责传递径向分力的钢绞线根数。

当混凝土中加入适当的非预应力筋时,其变形曲线与屈服之间表现出线性关系。考虑到卸载后的混凝土是弹性的,为了简化计算,忽略了混凝土拉应力,如此就可以利用弹性原理来求出跨中弯矩的相对向上位移。根据加载体外预应力混凝土钢结构受力情况,可以用以下算式求出其相对上移值:

式中: λ ₁ 、 λ ₂ 为与荷载支撑有关的效应系数; I _g 为惯性矩; F _y 为体外预应力。体外预应力加固是在原有的钢筋混凝土外增设体外预应力筋,或者在张拉后对其进行防护,之后进行灌注和喷射,从而通过内力来消除控制截面的部分内力。在钢筋混凝土结构中,预应力的运用对建筑连廊结构的受力状况有很大的影响。在体外预应力加固系统的设计中,合理地确定张拉力的大小和有效的预应力是非常重要的。

本文对连廊体外预应力加固工程施工分为钢结构加固、钢梁切割加固、牛腿加固三个部分。首先利用 ANSYS 有限元软件对转向块进行了接触分析,结合映射网格划分策略分割了实体模型。为了保证整体结构的对称性,需在连接板中轴线上构建一个侧面模型,之后在另一侧形成一个镜像,最后在中间设置一个非对称的中央横梁,由此构成转向器有限元组合模型,使之达到精确的目的,确保了应力的顺利传递。转向器有限元组合模型如图 2 所示。

图 2 转向器有限元组合模型

在体外预应力加固过程中,通过转向块传递预应力的同时做到顺滑过渡,尽量减少摩擦损失,降低集中应力过大的风险。

3.1 钢结构加固

对部署的顶升钢梁支点安装钢支撑及千斤顶,安装完成后进行顶升卸载。钢柱反顶支撑的相关结构计算按照设计图纸施工,其中连廊(一) GL6卸载反顶力为 100 kN,连廊(二) GL3 和 GL4a 卸载反顶力为 120 kN。卸载用钢支撑加工构造如图 3所示。

图 3 钢支撑柱节点示意

使用反顶支撑钢板对钢板加固。每根反顶卸载柱的反顶力最大值为 120 kN,拟采用 500 kN 螺旋机械式千斤顶进行卸载反顶施工。同一连廊内各卸载支撑点同步设置压力传感器,且各支撑点进行同步分级反顶。根据压力传感器的同步数值对反顶力进行控制,反顶施工步骤为:对同一连廊同时进行施工并施加反顶力,根据设计要求,每一顶点反顶力大小采用力传感器读数并按照 0→50%→100%进行分级加载。保持反顶持荷状态,根据加固施工图纸对钢梁进行切割,同时完成对需要增加体外预应力的钢梁锚固节点的施工。待新增的钢结构体外预应力张拉完成后,按原分级卸除反顶力并对钢梁进行变形监测以及观测压力传感器的卸压状态,当反顶力完全被体外预应力所替代后方可拆除钢支撑。

定期向业主和有关方面汇报监测项目进展情况,若发现数据异常应立即通知设计单位。监测内容为: 1) 反顶钢柱沉降观测。为了反映钢柱支承的沉陷状况,应建立垫层沉降监测体系,以便及时采取相应的处理措施。2) 楼面标高观测。通过楼面高程观测点来推算每个钢支撑节点的实际反顶力。3) 主次梁中线。测量是否存在横向偏移量。

3.2 钢梁切割加固改造

根据图纸要求,对连廊(一)、连廊(二)钢梁进行切割,如图 4 所示,以满足建筑高度要求。

图 4 钢梁切割示意

如图 4 所示,搭设脚手架,采用等离子切割机或气割的方式对钢梁部位进行切割。切割过程中需注意观察原钢梁的变形,避免钢梁产生过大变形,并注意防火作业。在后续加固过程中,应对切割后的钢梁余留截面进行焊接补强施工。采用厚 35 mm 的Q345B 钢板作为新增翼缘,新增翼缘与原结构需进行打坡口满焊作业,并保证焊接作业的施工质量。采用焊缝长度为 20 ~ 30 mm、间隙长度为 300 ~500 mm 进行点焊,需要的接头从钢筋的一端到另一端(每个长度不大于 70 mm)。

3.3 牛腿加固

牛腿加固主要施工流程:材料进场验收—牛腿钢板材料号料加工—钻孔锚固钢筋—原加固梁表面凿毛—清洗梁表面—安装加工好的钢牛腿—钢板与原牛腿灌胶粘贴—养护—验收。牛腿加固示意如图5 所示。

图 5 牛腿加固示意

本工程加固材料采用植筋,植筋锚固胶是武汉长江枪式植筋胶,植筋施工前应采取人工和机器探测对原结构钢筋位置进行准确定位,并用低锤击力电锤开孔。为了保证植筋加固的稳定性,植筋胶禁止现场人工调制。详细加固步骤为:按照甲方的设计图纸,在指定地点进行钻孔,用钢刷和空气机等对孔道进行清理,并用酒精或丙酮洗孔,直至孔道清洁干净为止。用砂轮磨机对被植钢筋进行除锈,直至钢筋表面无污物为止。将预置的钢筋种植胶注射到空气管道内,然后将钢筋插入空气管道中,让胶水从管道中挤出来。检查通过后,进行钢筋绑扎。

4.1 试验加载

在建筑连廊体外预应力加固施工过程中,可将其分成两个加载工况。工况 1 为正常加载,工况 2为极限加载。根据实际加载情况,当达到其中任何一个加载条件即立刻终止试验。试验连廊的加载如图 6 所示。

图 6 试验连廊加载

极限结束条件 1:受拉钢筋断裂,压实混凝土破碎。极限结束条件 2:热轧带钢具有一定的物理性限制,其主要受拉钢筋的应力已达屈服强度。为了使试验连廊最终完全失效,应根据现场实际情况,结合荷载模式,确定最终中止条件。

4.2 试验参数组合

在加固过程中对连廊加固进行变形监测,其最大水平位移不得大于 L /250 ( L 为构件总跨度),竖向挠度不得大于 L /400,如超过该值应立即停工并增加支撑。根据工程进度确定监测进度,并至所有墙、柱加固施工完成后止。现场监测数据可为 2 个连廊,每个连廊设 3 个监测点位,监测每个点位的 X  向位移和 Y 向挠度变化。监测点布置情况如图7 所示。

图 7 监测点布置

在转向钢管的受力因素中,转向钢管的厚度、长度、内穿管与两端的距离、体外束竖直弯角等都会对其产生显著影响。转向钢管参数如表 1 所示。

表 1 参数组合

4.3 试验数据分析

由于转向管 Y 、 Z 方向应力、位移变化不大,所以只分析转向管 X 方向应力、位移。统计两种工况下 X 方向应力与位移变化如表 2 所示。将表 2 数据作为标准数据,进行试验对比分析。

表 2 两种工况下 X 方向应力与位移变化

4.4 试验结果与分析

采用建筑连廊体外预应力加固工程施工方案,分析两种工况下 X 方向应力,如图 8 所示。

a—工况 1; b—工况 2。

图 8 X 方向应力分析结果

由图表 2、图 8 可知,工况 1 下采用所研究方法在组合编号为 4 时的 X 方向应力为 0.30 MPa,与实际应力存在 0.05 MPa 的误差;工况 2 下采用所研究方法在组合编号为 5 时的 X 方向应力为100.50 MPa,与实际应力存在 0.5 MPa 的误差。采用建筑连廊体外预应力加固工程施工方案,分析两种工况下 X 方向位移,结果如表 3 所示。

表 3 X 方向位移分析结果    mm

由表 2、表 3 可知,工况 1 下采用所研究方法与实际位移存在最大为 1.0 mm 的误差;工况 2 下采用所研究方法与实际位移存在最大为 2.0 mm的误差。

通过上述分析结果可知,采用所研究方法分析结果与实际误差较小,说明采用研究所述的加固施工步骤是合理的。

以四川观堂建筑工程设计有限公司的钢结构加固为例,通过研究建筑连廊体外预应力加固工程施工方法,可得到如下结论:

1) 通过计算预应力筋张拉伸长值、截面面积、预应力索弯曲率半径、相对向上位移数值,可控制张拉力大小。

2) 通过有限元软件 ANSYS 构建转向器有限元组合模型,分析体外预加力转向块,加固钢结构、钢梁和牛腿,能够使建筑连廊整体稳定。

3) 通过试验验证可知,采用所研究方法的 X 方向应力和位移分析结果与实际结果存在最大分别为0.5 MPa 和 2.0 mm 的误差。