砌体房屋平移中砖柱托换节点受力性能分析

陈大川，周楚瑶，张建华，刘武

（1.湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410082;2.建筑安全与节能教育部重点实验室（湖南大学），湖南 长沙 410082；3.工程结构损伤诊断湖南省重点实验室（湖南大学），湖南 长沙 410082；4.中机国际工程设计研究院有限责任公司，湖南 长沙 410021）

优秀历史建筑记录了社会文明的发展和文化的积淀，不可随意进行拆除破坏，在与城市规划相冲突的背景下，对其进行保护和合理利用已成为当务之急.建筑移位技术为解决这一问题提供了有效途径，其中结构托换是建筑物移位过程中的关键环节.

砌体结构是历史保护建筑的主要结构形式，砖墙、柱作为竖向受压构件，具有较好的抗压能力，但由于砂浆和块体间的黏结能力较弱，抗拉、抗剪、抗弯的能力均很低，具有脆性特征.结构在长期使用过程中经历自然环境的侵蚀和人为损伤，结构构件承载能力、抗变形能力基本不能满足现行规范标准的安全要求，更不能有效抵抗平移过程的附加作用，须采取针对性加固补强措施以确保托换及平移过程的安全.

目前对建筑物托换节点的研究工作主要是随着工程应用而逐步开展的.在已开展的建筑物移位工程中，框架结构占比较多，为此有许多学者对框架柱托换节点进行了静力加载试验研究和模拟分析.研究发现，界面连接筋、托换梁配筋、托换梁剪跨比是影响框架柱托换节点承载力的主要因素，建立了托换梁的拉-压杆受力模型，提出了托换梁的承载力计算公式[1-5].上述对托换节点的研究均是针对钢筋混凝土框架柱的情况，缺乏对砖柱托换节点的力学性能研究.本文以某保护建筑平移工程为例，采用ABAQUS 有限元软件建立了平移工程中砖柱托换节点的有限元模型，分别对采用HPFL 加固的托换节点和未加固的托换节点的受力和变形性能进行分析，最后结合现场监测数据对有限元结果进行对比分析.结果可以为类似砌体结构房屋平移工程提供参考.

1 工程概况

XX 宾馆是近现代保护建筑，位于湖南省长沙市，由于城市发展需要，需将建筑物北栋整体向北直线平移36.56 m，建筑物总质量约为5 000 t，占地面积约1 400 m2，总建筑面积约3 800 m2，主体三层，局部四层.结构形式为砌体结构，带转换梁的横墙承重为主，部分纵墙承重;基础形式为墙下放大脚条形基础、砖柱独立基.地基基础较稳定，整体变形较小.房屋未设置构造柱，未设置圈梁，整体抗震性能弱.平移示意图如图1 所示，托换结构布置图如图2 所示.

图1 平移示意图Fig.1 Moving diagram

图2 托换结构平面图Fig.2 Underpinning structure layout plan

2 砖柱托换节点

原砖柱由实测强度M10 烧结黏土普通砖和M1的砂浆砌筑而成，截面尺寸为610 mm×700 mm，高为1.2 m.加固采用四面钢筋网复合砂浆（HPFL）形式，钢筋直径为6 mm，纵横间距均为50 mm，加固层厚30 mm，加固后构件详图见图3.对砖柱采用四边包裹的托换形式，托换材料采用C35 混凝土，托换梁和托换连梁采用250 mm×600 mm 矩形截面，钢筋均选用HRB400 钢筋，托换梁下部每隔150 mm 布置直径为60 mm 的钢滚轴，托换节点示意图如图4 所示，托换节点配筋图如图5 所示.

图3 加固后构件尺寸、配筋图Fig.3 Dimensions and details of reinforced specimens

图4 托换节点示意图Fig.4 Schematic diagram of the underpinning joint

图5 托换节点尺寸、配筋图Fig.5 Dimensions and details of underpinning joint

为了保证新增构件与砖柱之间的可靠黏结，在进行HPFL 加固时，应将砖柱的表面泥渣、灰粉碎屑清理干净，表面进行凿毛处理并冲刷干净后再涂刷界面剂；在进行外包钢筋混凝土托换时，应特别注意结合面之间的处理，若结合面处理不当，结合面黏结力太小，托换结构缺乏足够的强度和刚度，上部主体结构的荷载和水平牵引荷载得不到有效传递，将造成结构的变形过大甚至破坏.砖柱结合面施工具体的做法为：砖柱在沿托换梁高度每隔一皮砖剔出水平槽，水平槽深度控制在25 mm 左右，托换梁与砖柱之间沿高度方向插入两道界面连接筋，施工时要避免对上部主体产生过大扰动，结合面冲刷干净，并涂刷一层水泥砂浆，以保证结合面的质量和可靠性，砖柱结合面处理如图6 所示.

3 有限元建模

3.1 模型的建立

砌体结构的非线性有限元模拟比较复杂，对比分析后选取整体连续体模型对砖柱进行分析.砖柱、混凝土和高性能水泥复合砂浆层采用C3D8R 单元，钢筋选用T3D2 单元，不考虑钢筋和混凝土之间的黏结滑移作用，将钢筋嵌入到混凝土中.托换结构和砖柱的相互作用采用面-面接触单元来模拟，托换结构接触面为主面，砖柱接触面为从面，法向采用硬接触以保证接触面之间能有效传递接触压应力并且不会发生穿透现象，切向方向采用罚函数来模拟砖柱和托换结构之间的摩擦[6].HPFL 和砖柱之间采用Tie 约束方式.

3.2 材料本构模型

本文采用ABAQUS 中的CDP（concrete damaged plasticity）模型来建立混凝土、砌体和复合砂浆材料的本构关系，混凝土材料本构采用《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）[7]附录C 中的混凝土单轴受压（拉）应力-应变曲线，质量密度取2 400 kg/m3.砌体材料质量密度取1 500 kg/m3，受拉本构模型参考文献[8]选用，受压本构采用杨卫忠[9]的基于细观模型的力平衡条件，考虑单元体强度分布特点来确定损伤演化的表达式.简化后的表达式见式（1）（2）（3）.

式中：η=1.633 3；fcm为砌体受压的应力应变曲线峰值点的应力；εcm为砌体受压的应力应变曲线峰值点的应变.

高性能复合砂浆质量密度取2 000 kg/m3，材料本构选用尚守平等[10]提出的本构关系，见式（4）.

式中：fc为复合砂浆单轴抗压强度；ε0=0.002；εcu=0.003 3.

钢筋采用理想弹塑性模型来建立其本构关系，不考虑其硬化强度[14-15].

3.3 加载过程

托换梁底面采用简支支座来模拟钢滚轴支撑，砖柱底面模拟成固定端，约束三向位移.模拟过程中，定义4 个工况，工况1 为初始工况，托换结构施工完成，此时竖向荷载直接通过砖柱传递给基础，托换结构并未直接参与托换，即在柱顶作用1 000 kN竖向荷载；工况2 为断柱工况，砖柱底部与基础分离，此时受力模式发生改变，托换结构参与托换，上部荷载全由托换结构承担，即释放砖柱底部的位移约束；工况3 为平移工况，移位速率控制在60 mm/min 以内[11]，模拟托换节点在正常平移工况下的受力情况，按照吴二军等[12]提出的公式（5）求出水平牵引力值等效成静力加载在柱顶，即在砖柱顶部作用105 kN 水平荷载.

式中：K 为实际工程状况系数，取0.7；G 为结构总重，kN；R 为滚轴半径，mm；n 为滚轴个数；l 为滚轴支承有效长度，mm.

工况4 为启动和卸荷工况，取消激活工况3 的水平荷载，在砖柱顶点位置施加变幅位移荷载，初始位移为0.2 mm，最大位移为6 mm.

4 结果和分析

4.1 断柱工况

将柱子截断后，结构的传力机制发生变化，原来上部荷载由砖柱传递给基础，断柱后由托换结构承受全部的上部荷载通过滚轴传递给下轨道.限于篇幅，本文仅给出加固后托换节点在断柱工况下有限元计算所得的应力云图如图7 所示.通过有限元结果可以了解到柱子的最大应力集中在梁柱交接处的四个角部区域；托换连梁较托换梁受力大，最大应力约为托换梁的2 倍，应力主要集中在支座斜上方延伸至顶部水平段形成的拱形区域，上部受压下部受拉；托换节点底部应力主要集中在柱子四角由结合面向外延伸区域；托换梁应力主要集中在支座处，并沿着梁的高度方向往上递减[13].托换连梁符合拉-压杆受力模型，即将上部荷载等效为两点集中荷载作用在柱边位置，而托换梁由于支座满布滚轴，不再符合拉压杆受力模型.

图7 加固后托换节点应力云图Fig.7 Stress cloud diagram of the underpinning node after reinforcement

由表1 可以看出在未加固之前，砌体柱在断柱工况下最大应力已经不满足承载力要求，在梁柱交接处发生破坏.这是因为在断柱后，砖柱是通过界面黏结和界面插筋与托换结构连接在一起共同作用，梁柱交界处会出现应力集中，而未加固的砖柱承载力较低.采用HPFL 加固砖柱之后，HPFL 能发挥其套箍作用，对砖柱形成一定的约束力，提高其整体性，可以有效地增大柱子轴压承载能力和抗变形能力，并且在断柱工况下能有效地将竖向荷载传递给托换结构.托换结构最大拉应力发生在托换连梁跨中下部为1.48 MPa，最大压应力发生在托换连梁跨中上部为4.07 MPa，混凝土不会发生开裂和压碎现象，钢筋的最大应力为64 MPa，未达到屈服强度400 MPa，最大变形发生在托换连梁跨中处为0.06 mm.数据表明：在断柱工况下，托换节点能满足平移工程的承载力和变形的安全性要求.

表1 砖柱托换节点最大应力Tab.1 Maximum stress of brick column underpinning joint MPa

4.2 启动和卸荷工况

建筑物沿既定路线到达新址需经过多个周期作业.在每个周期中，都会经历千斤顶加压启动和千斤顶降压回油卸荷阶段，建筑物会处于由静止到移动和由移动到静止反复交替的状态，这个过程会对上部结构产生一个加速度.因此对于平移过程中启动和卸荷工况，采用拟静力加载试验来模拟，以研究砖柱托换节点的抵抗水平加速度的性能.

从有限元得到的骨架曲线图8 来看，未加固托换节点和加固后托换节点的峰值荷载分别为91 kN和188 kN.加固后的托换节点的峰值荷载较未加固节点明显增大，并且远大于平移过程中最大牵引力105 kN，可满足水平牵引荷载下的承载力要求.同时在达到峰值荷载之后下降得更加平缓，延性更好；而未加固的节点很快达到峰值荷载，并且急剧下降，表现出明显的脆性破坏.

图8 骨架曲线Fig.8 Skeleton curves of underpinning joint

从图9 有限元结果来分析，加固之后的砖柱在水平往复荷载作用下，主要是由柱受力.砖柱在结合面以上的中间处损伤最严重，柱根和托换结构损伤很小，托换梁和托换连梁受力较小，说明梁柱黏结较好，托换结构具有足够的刚度，能够承受牵引时的水平力.采用HPFL 加固后的托换节点能有效抵抗平移和施工过程中可能产生的牵引钢索绷断或千斤顶失稳等各种不利作用，满足房屋后续的安全使用功能，避免砖柱发生脆性破坏导致上部结构破坏，提高了结构的安全性.

图9 等效塑性应变云图Fig.9 Equivalent plastic strain cloud

5 工程监测结果对比分析

5.1 测点布置

为了确保托换节点在平移全过程中的安全，选取了力学分析中受力较大的5 轴交A 轴、D 轴和H轴的砖柱托换节点埋设应变计，分别命名为1#柱、2#柱和3#柱，实时监测砖柱截断过程中托换节点的内力传递规律，以及牵引移动过程中托换节点的内力变化，应变计的位置及编号如图10 所示.

图10 应变计测点布置图Fig.10 Strain gauge measuring point layout

5.2 工程实测结果分析

应变数据通过无线采集设备进行采集.应变传感器的应变变化曲线如图11 和图12 所示.

图11 断柱工况应变监测结果Fig.11 Results of strain monitoring in broken column condition

图12 平移工况应变监测结果Fig.12 Results of strain monitoring under working conditions

监测结果表明，在整个过程中所有的托换节点的应变变化不大，断柱后应变均大于平移过程中应变.在断柱工况下，所有测点的应变均发生一定幅度的增长，变化趋势较一致，但未出现应力大幅突变的情况.说明在断柱过程中，砖柱的卸力方式较合理；最大应变为131 με，说明整个托换结构能有效承担上部荷载.在平移工况下，最大的应变不超过118 με.应变波动主要是由平移施工和上下托换滚轴协调受力引起的，总体情况显示应变波动不大，均未超过300 με 预警限值.托换节点区域未出现损伤状况，托换底盘有足够的刚度，平移过程较平稳，不会对上部结构产生过大的附加应力造成结构破坏.

5.3 模拟和实测结果对比分析

提取有限元中同实测相同位置托换节点处的应变，模拟和实测应变数据对比结果见表2.

表2 模拟与实测应变数据对比结果Tab.2 Comparison between calculated values and test values

从模拟数据和监测数据可以看出，断柱工况下结构应变均大于平移工况下的应变，模拟和实测最大误差为22.9%；平移工况下模拟和实测最大误差为25.5%.考虑到有限元模拟的是单个柱托换节点的受力变化，模拟精度有限，而实际工程中为保证托换结构具有足够的刚度和整体性，将各个托换节点之间通过连梁、斜撑拉结形成托换底盘，每根柱实际受力有所不同，并且下轨道高低不平会造成滚轴受力不均，托换节点内力会重分布.故该误差是在可接受范围内的，说明该模拟方式是可行的.

6 结论

1）模拟结果表明，当采用满布滚轴的支撑方式时，托换梁不再符合拉-压杆受力模型.托换连梁最大应力为托换梁的2 倍，相较托换梁为薄弱环节，应加强托换连梁结构设计.对于托换节点下满布滚轴支撑方式的受力机理和破坏模式，仍需进一步进行试验探究.

2）采用ABAQUS 模拟砖柱平移各工况是可行的，与砖柱实际受力状态吻合较好，有限元结果和工程监测结果误差在可接受范围内.通过有限元结果和监测数据，发现在平移各工况下，断柱工况为最不利工况，结构的响应较大，对于此类整体性较差的建筑移位工程，可以将此工况作为控制工况.

3）采用HPFL 加固老旧砖柱，施工简单，可显著提高砖柱托换节点的抗压和水平承载能力，增强托换节点的延性，工程监测表明整个平移过程中最大应变均未超过300 με 预警限值，托换节点能有效抵抗平移过程中各种不利作用，并且能满足房屋后续使用的抗震要求.

4）该工程是目前国内已完成的最大砖柱独立基础平移工程，整个平移过程平稳安全，上部结构影响较小，达到了预期目的，可为以后此类工程提供参考.