双梁托换技术在砖混改底框结构中的应用

王志泉， 林 鹏， 王大军， 安 炳

(1.甘肃土木工程科学研究院有限公司，甘肃 兰州 730020；2.甘肃省建筑设计研究院有限公司，甘肃 兰州 730000)

砖混结构在我国20世纪70～80年代被广泛使用，目前，因建筑物使用功能改变或使用年限将至需进行加固改造，而底部大空间的需求导致砖混结构改底部框架结构成为常见改造形式之一。在大空间改造过程中，拆墙改造将打破内力平衡，改变整体结构的应力和变形状态。砖混结构改底部框架结构采用置换技术可以使结构体系顺利转换，二次达到稳定状态，即在底层设置托换大梁，待墙体拆除后将上部荷载通过框架柱传递至基础，因此托换梁的设计是砖混结构改底框结构的重要工作。

在托换梁设计研究方面，张根俞等[1]介绍了托换技术在砌体结构加固中的设计方案和施工过程；邵剑文等[2]结合实际结构，分析了托换梁的受力性能和上部墙体的荷载传递方式，并给出了砖混结构在改造中的建议；姜雪峰等[3]结合托换结构设计，介绍了砖混结构在局部大空间结构中的技术要点；曹大富等[4]对混凝土-砌体组合托换梁进行受力性能试验研究，分析了试件的挠度、钢筋和混凝土应变、承载能力以及最终破坏形态；相军等[5]结合工程实例介绍了托换梁的形式及各自优缺点，并总结了墙体托换施工中的若干技术问题；谢合舜等[6]介绍了托换梁结构的设计，包括托换形式的选择及托换结构的计算，并对托换梁加固技术的具体施工过程进行了论述；张鑫等[7]对足尺砌体承重墙双梁式托换结构进行了静力加载试验，研究不同托换梁截面高度及纵筋配置等对托换结构受力性能的影响；张令心等[8～10]从易损性的角度讨论了底框结构的易损性问题；齐常军等[11]通过对砖混预制板结构房屋的抗震检测鉴定和拆墙托梁加固方案的比较，阐述了两种方案的特点，为托换梁工程的实施提供了借鉴意义；在已有的砖混结构改底框结构研究中，对于托换梁数值建模技术和引起楼板受力变化的研究较少。本文依托20世纪70年代某四层砖混结构改底框结构实例，进行数值有限元模拟，并通过现场数据修正分析模型，对改造后底框结构中的托换梁进行受力分析，提出需要对楼板面层加固处理的意见。

1 工程概况

本研究所依托的建造于20世纪70年代的某地上四层砖混结构(图1，结构平面布置见图2)，因达到使用年限和使用功能改变，将砖混结构加固改造为底框结构。建筑总长度54.8 m,宽13 m，第1层层高3.3 m，第2,3层层高3.15 m；第4层层高3.5 m，室内外高差0.7 m，结构总高13.85 m，外墙厚370 mm，内墙厚240 mm，砖砌一般扩大基础，基底土采用450 mm厚3∶7灰土换填处理。90年代进行过抗震加固处理，采用的是外墙加钢筋混凝土扶壁构造柱、条带圈梁、内墙加钢拉杆加固方法。

图1 砖混结构照片

图2 砖混结构平面布置/mm

2 结构检测鉴定主要结论

由于该建筑前期勘察资料均已遗失，经重新勘察，对基础类型、尺寸、埋深进行检测，基础类型为砖砌条形扩展基础，高度450 mm。基础持力层根据后期勘察确定为黄土状粉土层，基础未发现明显可见的裂缝、变形、损伤等缺陷；通过对建筑物上部承重结构的检查及对建筑物的变形观测，未见明显异常，地基基础稳定。

现场对墙体构件凿除表面抹灰层进行砌筑外观质量检查，砌体块材现状完好，砌筑砂浆为混合砂浆，水平及竖向砌筑缝局部不饱满，部分砌筑墙体抹灰层表面出现开裂、酥碎、剥落状。部分楼板拼缝处出现微裂或渗漏，以及抹灰层剥落等现象。

根据现场检测结果以及取样室内试验，第1～4层承重墙体的砌筑用砖强度评定为MU10；砌筑砂浆抗压强度推定值第1层为1.1 MPa，第2层为1.2 MPa，第3层为0.9 MPa，第4层为1.2 MPa；砌体强度为1.29 MPa。

经过PKPM软件对建筑物进行建模验算分析，墙体承载力第1～4层部分墙体受压承载力不满足标准要求；根据墙体局部受压承载力验算结果，第1～3层墙体局部受压承载力不满足标准要求，第4层墙体局部受压承载力满足标准要求，墙体高厚比满足标准要求。

依据《建筑抗震鉴定标准》《建筑工程抗震设防分类标准》的相关规定，按A类砖混房屋进行抗震鉴定，该建筑砌筑砂浆强度不满足鉴定标准要求；结构第1，2层纵向及横向楼层平均抗震能力指数小于1.0，综合抗震能力指数小于1.0；第1，2层抗震承载力严重不足，因此，结构抗震性能不满足鉴定标准要求。

3 双梁托换技术改造方案

根据建设单位使用要求，第1层作为电信营业大厅，需要改造为底部框架-抗震墙结构，第2～4层为原砖混结构。本工程经过对比分析，确定将双梁托换技术应用到该砖混结构改造为底部框架-抗震墙砌体房屋中，底层为混凝土框架结构，抗震等级为二级，对于不满足要求的墙体，剔除原抹灰层，采用双面高延性抹面进行抗震加固。本工程主要改造措施为第1层地基基础改造加固、框架柱改造、框架梁双梁托换改造,第2～4层墙体加固。

砖混结构改底框梁托换可按照梁布置数量分为单梁托换与双梁托换(图3)。双梁托换最为常用，双梁托换就是指在待拆除墙体的顶部两侧对称增设混凝土托换梁，托换梁间设置肩梁，因此，托换梁、肩梁以及托梁间墙体共同工作协同受力形成托换组合梁。托换组合梁与两侧增设的混凝土柱或组合柱组成框架结构，通常都在底部，因此习惯上称其为底部框架结构。

图3 托换梁类型

双梁托换施工，先浇筑混凝土柱和托换组合梁，待混凝土硬化形成框架后再拆除原有墙体，施工便捷安全，保留了部分墙体，减小了对结构的伤害，安全储备高；而且双梁托换相对单梁托换有两个与墙体的粘接面，因此在相同承载力需求下托换梁高度可以更小，托换梁下可提供更大的使用空间。基于此优点，本项目选用双梁托换技术进行砖混结构改底框-抗震墙结构的托换(图4)。

图4 底层托换梁布置/mm

双梁与肩梁、墙体形成的组合体系具有较高的刚度和承载能力(图5b,5c)。但与原结构相比，组合托换梁宽度较大，使得上部墙体竖向荷载向下传递的路径发生改变(图5a)，由于所保留的墙体竖向刚度小于两侧混凝土托梁，相对托梁发生向下相对变形，导致上部墙体荷载通过墙下楼板将弯矩与剪力传递给托梁，从而在托梁内侧面楼板截面出现较大的剪力，以及在楼板荷载作用下托梁外侧面楼板截面出现了负弯矩，且负弯矩截面位置随着托换梁宽度增大向板跨内移动，如果楼板负弯矩钢筋或楼板抗弯承载能力不足，将会存在安全隐患。因此，本研究项目在用钢筋网和高延性混凝土面层加固楼板时，增设穿墙钢筋，在增强楼板刚度的同时，提高楼板端部的抗弯能力，并通过理论分析和现场试验予以验证。

图5 肩梁布置/mm

4 施工关键技术与顺序要求

既有结构加固改造由于拆除原结构部分构件，产生二次受力过程，因此施工顺序要求和关键技术保证是二次内力调整的关键。此次组合托换梁施工顺序为肩梁—托换梁—拆除墙体—底面处理。

首先在拟拆除墙体顶部距第1层楼板底250 mm处开洞，洞口尺寸与肩梁横断面尺寸相同，间隔750 mm，开洞后绑扎肩梁钢筋；肩梁钢筋布置完成后，两侧托换梁钢筋绑扎，进行框架托换梁底部模板制作安装，最后浇筑双托梁混凝土；待框架柱及双托梁混凝土达到设计强度要求后拆除墙体，并在墙与托换梁底用高延性砂浆处理底面。本工程考虑到楼板内力的改变，在拆除墙体之前，先完成了楼板面层的施工。

由于双梁托换技术使用现场试验数据较少，因此，为了确定托换梁的实际内力和变形状态，以及楼板传力路径改变后楼板面层提供抗弯承载力的可靠性，在施工阶段布置了钢筋应变计、混凝土应变计和位移计进行现场试验，本文着重讨论楼板的现场试验情况。

5 现场静力试验方案设计

鉴于以上研究目的，现场选取5轴线C～D段托梁和相邻板为试验对象，试验观测主要是楼板负弯矩截面处的混凝土应变在拆墙前后和楼板堆载前后的变化情况，因此，在每块预制楼板上负弯矩截面位置布置了混凝土表面应变计，应变计编号分别为27#,28#,29#，安装完成的位移计、混凝土表面应变计和钢筋计如图6所示。

图6 传感器布置与荷载试验/mm

此次现场试验的加载采用标准水泥袋堆载(如图6e)，采用五级加载，每级荷载持荷15 min，其中，第一级加5袋水泥(每袋50 kg)共250 kg，第二级增加2袋共350 kg，第三级再加3袋共500 kg，第四级继续增加4袋共计700 kg，最后第五级加载至900 kg。连续采样一段时间，数据稳定后分两级卸载，每级450 kg。

6 现场静力试验结果分析

混凝土应变计应变数据通过准静态应变采集系统进行采集，采样时间间隔45 s，测点数据见图7所示，随着荷载级别的增加应变数据逐级增加。表1中汇总了各级荷载加载完成时的应变数据，与荷载级别的对应关系曲线绘制在图8中。

图7 混凝土应变计数据变化曲线

表1 楼板混凝土应变计读数 με

图8 应变与荷载级别关系曲线

通过应变数据可以看出，各个测点应变随荷载增加成线性关系变化，卸载后应变基本恢复，说明在施加的正常使用目标荷载下，整个楼板处于完全弹性状态。在第五级荷载时，混凝土应变最大值为10.7 με。

试验结果表明托换梁外侧边缘楼板截面出现了拉应力，反映出上部结构荷载传递荷载路径发生了改变，由原结构墙体直接向下传递竖向荷载，改变为通过楼板构件弯曲、剪切向转换梁传递。因此，对于托换梁转换工程，由于荷载传递路径的改变，导致上部荷载引起的内力通过楼板端部将弯矩和剪力向托换梁传递，对楼板端部抗弯和抗剪承载能力提出了更高的要求，必须要加固处理。

7 有限元静力分析

7.1 有限元模型建立

根据现场静力荷载试验结果，隔跨楼板荷载对试验跨构件内力和变形的响应影响很小，因此，本文采用有限元软件ANSYS建立了该结构三开间实体分析模型，用于对比分析拆墙前后的受力状态。模型中的构件尺寸均按照施工图纸进行足尺建模，其中，框架柱尺寸为940 mm×940 mm，双侧托换梁单梁尺寸为250 mm×700 mm，楼板的厚度为150 mm，内墙体厚度为240 mm，外墙体厚度为370 mm，结构层高为3.3 m。钢筋为HRB400级，框架柱和托换梁纵筋直径为25 mm，箍筋为10 mm，肩梁纵筋直径为16 mm，箍筋为8 mm，均采用LINK8单元模拟，本构采用双向随动强化模型；托梁、肩梁、楼板、柱混凝土强度等级为C35，采用SOLID65单元建模，弹性模量取为3.15×104MPa，楼板混凝土强度等级为C15，同样选用SOLID65单元建模，弹性模量取2.2×104MPa；砌体结构采用SOLID45单元，弹性模量取为9600 MPa。

由于实际结构保留墙体刚度小于混凝土托换梁，在荷载作用下易产生相对变形，因此，如何模拟保留砖混墙体和混凝土托换梁粘结面的力学性能，是保证分析模型准确性的关键。在砖混墙体和混凝土托换梁间设置10 mm厚的SOLID45单元模拟两种材料的过渡区域，依据试验结果将SOLID45单元弹性模量修正为2.1×104MPa。并利用修正后的实体分析模型对拆墙前后结构的力学行为进行分析，有限元模型如图9所示。

图9 有限元模型

7.2 边界条件及加载方式

拆除墙体前后加载与现场静力试验条件相同，自重荷载利用ANSYS设置材料密度，在竖向施加重力的方法实现。有限元模型中楼板荷载模拟，则通过现场试验布置区域和重量折算为均布荷载施加在楼板上的试验区域。

7.3 参数分析

现场荷载试验时，在拆除墙体后上部结构恒载作用下托换梁跨中挠度最大值为0.26 mm，受拉纵筋最大应力为6.1 MPa，端部负弯矩截面受拉纵筋最大应力也只有3.9 MPa，说明托换梁的截面尺寸偏于保守。

因此结合荷载传递路径改变导致楼板端部出现弯矩和剪力问题，对托换梁的宽度进行参数分析，确定托换梁截面变化对托换结构的影响，以及确定楼板抗弯承载力需要提高的处理范围。本文选取了三个托换梁截面尺寸，分别为250 mm×700 mm，400 mm×700 mm，250 mm×500 mm，其他条件与实际结构分析模型相同，对拆除墙体前后内力传递和内力大小进行分析，有限元模型如图10所示。

图10 不同尺寸有限元模型

7.4 托换梁内力与变形

3种不同托换梁截面尺寸模型在上部结构自重荷载作用下托换体系变形图以及钢筋应力云图，如图11，12所示。表2为梁跨中截面和负弯矩截面最大拉应力值对比，表3为托换梁变形值对比。

图11 托换梁钢筋应力/MPa

图12 托换梁整体变形/mm

表2 托换梁钢筋应力 MPa

表3 托换梁跨中挠度 mm

对比分析说明：在上部结构自重荷载作用下，托梁的最大弯矩截面和挠度出现在跨中位置，而且250 mm×500 mm托换梁的变形为0.50 mm，比工程中采用的250 mm×700 mm截面梁增大近1.9倍，但钢筋应力提高最大幅度仅为1.27倍，且最大应力也仅为屈服强度的5.6%，说明当减小托换梁高度至500 mm时，挠度仅是跨度的万分之一，再次说明托换梁截面偏大，偏于保守。托梁宽度的变化，则对应力影响并不显著。

7.5 楼板应力分布

楼板端部负弯矩截面位置随支撑梁宽度的不同而变化，250 mm×700 mm和400 mm×700 mm两种不同宽度托换梁楼板上表面的拉应变分布(图13)表明,梁宽度增加时，楼板端部负弯矩截面内移。

图13 楼板板面应变分布云图

利用后处理提取了预制板端部的应变，250 mm×700 mm的托换梁上方最大应变为15.4 με，400 mm×700 mm的托换梁上方最大应变为21.6 με，因此若预制板端部构造钢筋不足时容易引起安全隐患，因此在本工程中采用在预制楼板上现浇配筋砂浆面层，使预制板能与底部的框架结构形成整体并共同受力。

8 结 论

双梁托换技术经常被用于砖混结构改底部框架结构工程中，但托换梁截面设计和可能出现的问题处理并没有可靠的设计依据。本文根据实际结构现场荷载试验结果，修正了ANSYS实体有限元分析模型，分析了竖向荷载传递路径的变化情况，以及楼板出现负弯矩等问题，结果表明：

(1)该类既有砖混结构加固改造设计时，托换梁截面尺寸选取往往由保留墙体和托换梁粘结面确定，易导致梁截面尺寸偏大，过于保守。

(2)既有砖混结构加固设计可以通过有限元数值模拟分析确定，保留墙体和混凝土托换梁间的粘结模拟可以采用ANSYS实体单元准确模拟。

(3)托换梁使得楼板支撑部位发生改变，导致楼板端部出现负弯矩，造成安全隐患，建议对楼板负弯矩截面进行抗弯和抗剪承载力加强处理，处理范围需通过有限元计算分析确定。