四面包裹式托換承臺(tái)承載力試驗(yàn)研究

賈強(qiáng)劉寶凱黃坤

(1.山東建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 濟(jì)南250101；2.山東建筑大學(xué) 建筑結(jié)構(gòu)加固改造與地下空間工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 濟(jì)南250101)

0 引言

既有建筑地下增層是合理、高效地開(kāi)發(fā)既有建筑地下空間、提高基礎(chǔ)設(shè)施利用率的重要途徑之一。在地下增層過(guò)程中，通過(guò)在柱周圍設(shè)置四面包裹式承臺(tái)，可將上部結(jié)構(gòu)荷載傳遞至新設(shè)置的樁基礎(chǔ)，該承臺(tái)作為荷載轉(zhuǎn)換和傳遞的關(guān)鍵構(gòu)件，其承載力的計(jì)算在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中顯得尤為重要[1]。 因此，通過(guò)試驗(yàn)對(duì)該承臺(tái)進(jìn)行研究和理論分析，可以得到其受力的變化規(guī)律，從而提出計(jì)算與設(shè)計(jì)方法，這對(duì)于推廣既有建筑地下增層技術(shù)具有重要意義。

影響托換承臺(tái)承載力的主要因素主要包括沖跨比、承臺(tái)底部縱筋配筋率和縱筋設(shè)置方向等。 近年來(lái)，學(xué)者們對(duì)托換結(jié)構(gòu)和承臺(tái)進(jìn)行了不少研究[2-7]，但對(duì)于四面包裹式托換承臺(tái)承載力方面的研究仍需進(jìn)一步探索。 學(xué)者們[8-13]針對(duì)包裹式框架柱托換節(jié)點(diǎn)的受力性能設(shè)計(jì)了正交試驗(yàn)，分析了剪跨比、縱筋配筋參數(shù)等重要的影響因素，并根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果提出了托換節(jié)點(diǎn)的計(jì)算公式。 王瓊[14]試驗(yàn)研究了6 組18 個(gè)包柱托換構(gòu)件，得出包柱梁內(nèi)的縱筋配筋率是影響托換結(jié)構(gòu)最終承載力的主要因素，承載力隨著包柱梁縱筋配筋率的提高而顯著增加。 么夢(mèng)陽(yáng)[15]采用有限元軟件建立了4 種形式的樁與承臺(tái)連接節(jié)點(diǎn)模型，研究其在水平往復(fù)荷載下的承載力、細(xì)部構(gòu)造的受力特征，得出內(nèi)置型節(jié)點(diǎn)能夠較好地提高樁與承臺(tái)連接節(jié)點(diǎn)的的極限承載力和抗震性能。 朱華[16]采用有限元軟件ABAQUS 拓?fù)鋬?yōu)化了常見(jiàn)的三樁、四樁和六樁厚承臺(tái)，分析得出承臺(tái)類似于拉-壓桿模型的傳力機(jī)理，并以此推出斜壓桿和拉桿的承載力計(jì)算公式。 文章通過(guò)對(duì)改造原基礎(chǔ)而形成的新承臺(tái)受力機(jī)理進(jìn)行試驗(yàn)研究，結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果與理論分析，利用拉-壓桿模型提出托換承臺(tái)的承載力計(jì)算公式，進(jìn)而為工程設(shè)計(jì)提供重要參考。

1 試驗(yàn)概述

1.1 試件的設(shè)計(jì)與制作

設(shè)計(jì)了11 個(gè)框架柱四面包裹式托換承臺(tái)(以下簡(jiǎn)稱1 ～11)的1∶1 模型試件，研究不同沖跨比(λ=0.4、0.6、0.75)、承臺(tái)底縱筋配筋率(10＠180、16＠140)、縱筋設(shè)置方向(平行于柱邊長(zhǎng)方向、平行于柱對(duì)角線方向)以及托換承臺(tái)澆筑方式(柱與托換承臺(tái)整體澆筑、托換承臺(tái)包裹柱澆筑)等工況對(duì)承臺(tái)承載性能的影響。 柱的截面尺寸為300 mm×300 mm，柱子的高度取600 mm。 柱子的縱筋采用414，箍筋采用Φ8＠100/200，在柱頂預(yù)埋鋼板以防止混凝土壓碎。 托換承臺(tái)下方四角各設(shè)置1 根樁，其樁高為200 mm，根據(jù)承臺(tái)承載力不同采用200 和250 mm 兩種規(guī)格樁徑。 為保證樁底受力均勻，在樁底加入1 mm 厚的鋼板。 柱、樁和托換承臺(tái)均采用C30 混凝土。 試件的具體設(shè)計(jì)參數(shù)詳見(jiàn)表1，幾種典型托換承臺(tái)設(shè)計(jì)圖及施工圖如圖1(整體澆筑試件)、2(縱筋沿柱邊長(zhǎng)方向四面包裹式托換承臺(tái))和3(縱筋沿對(duì)角線方向四面包裹式托換承臺(tái))所示。

圖1 托換承臺(tái)1 設(shè)計(jì)圖/mm

表1 托換承臺(tái)試件基本參數(shù)表

圖2 托換承臺(tái)3 設(shè)計(jì)圖/mm

圖3 托換承臺(tái)5 設(shè)計(jì)圖/mm

對(duì)于四面包裹式承臺(tái)試件，根據(jù)JGJ/T 239—2011《建(構(gòu))筑物移位工程技術(shù)規(guī)程》[17]相關(guān)規(guī)定，承臺(tái)高度應(yīng)≥300 mm。 現(xiàn)場(chǎng)先澆筑柱混凝土，柱混凝土達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度之后，承臺(tái)與柱的結(jié)合面需做鑿毛、鉆孔、清孔、灌入植筋膠、插入鋼筋處理，如圖4 所示。 對(duì)于承臺(tái)底部的縱筋，先分別沿邊長(zhǎng)方向和對(duì)角線方向?qū)⒅鱼@孔打穿，將通長(zhǎng)鋼筋穿入，并灌入植筋膠，再澆筑混凝土托換承臺(tái)。 對(duì)于整體澆筑的試件，柱和承臺(tái)鋼筋綁扎完畢后，一齊澆筑試件混凝土。 為保證托換承臺(tái)不發(fā)生偏心，在做試驗(yàn)之前先對(duì)托換承臺(tái)的4 個(gè)面用激光水平儀進(jìn)行定位對(duì)準(zhǔn)，并在托換承臺(tái)四樁下面填埋砂子以保證托換承臺(tái)的水平度。

圖4 柱子鑿毛并插筋圖

現(xiàn)場(chǎng)澆筑的混凝土屬于商品混凝土，在澆筑時(shí)每種試件預(yù)留3 組邊長(zhǎng)為150 mm 的立方體試塊，根據(jù)GB/T 50081—2002《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[18]，測(cè)得柱子、承臺(tái)和樁試塊的混凝土立方體抗壓強(qiáng)度均值(fcu，m) 分別為31.6、30.1 和32.8 MPa。 同時(shí)，對(duì)試件主要受力鋼筋進(jìn)行材料性能測(cè)試，結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 鋼筋拉伸試驗(yàn)結(jié)果表

1.2 加載方案

試驗(yàn)利用分級(jí)加載方法，采用200 t 液壓式壓力試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行靜力加載。 一個(gè)荷載等級(jí)為100 kN，每增加一級(jí)荷載保持5 min，再施加下一級(jí)荷載。 當(dāng)托換承臺(tái)接近混凝土開(kāi)裂、托換承臺(tái)鋼筋屈服及試件破壞時(shí)，將荷載等級(jí)減少至50 kN，直至托換承臺(tái)達(dá)到極限承載力，加載設(shè)備如圖5 所示。

圖5 試驗(yàn)加載裝置圖

1.3 量測(cè)方案

試驗(yàn)的量測(cè)內(nèi)容包括:承臺(tái)極限荷載、框架柱與托換承臺(tái)的相對(duì)位移、鋼筋應(yīng)變以及托換承臺(tái)裂縫分布與走向。 其中，框架柱與托換結(jié)構(gòu)的相對(duì)位移，采用百分表量測(cè)，并由X-Y函數(shù)記錄儀繪出荷載-撓度曲線。 托換承臺(tái)縱筋的應(yīng)變采用電阻式應(yīng)變片量測(cè)，試件應(yīng)變片布置及編號(hào)如圖6 所示。

圖6 底部縱筋應(yīng)變片放置圖

2 試驗(yàn)結(jié)果及其分析

2.1 承臺(tái)極限荷載

通過(guò)測(cè)量得到承臺(tái)的開(kāi)裂荷載和極限荷載見(jiàn)表2。 將試件3、6、9 分別與試件4、7、10 相對(duì)比可知，在相同沖跨比的情況下，隨著配筋率的增大，托換承臺(tái)的極限承載力有所提高；將試件3、6、9 分別與試件5、8、11 比較可知，縱筋平行于柱對(duì)角線方向的承臺(tái)極限承載力高于縱筋平行于邊長(zhǎng)方向的承臺(tái)；將試件3、7 與9 以及試件4、6 與10 比較可以看出，隨著沖跨比的減小極限承載力明顯增大。

表2 承臺(tái)極限荷載表

2.2 試驗(yàn)現(xiàn)象

在加載初期，托換承臺(tái)都是首先在側(cè)面中部出現(xiàn)豎向裂縫，此后加大荷載豎向裂縫發(fā)展緩慢，整體澆筑試件、四面包裹式試件隨著沖跨比的不同，試件開(kāi)裂會(huì)表現(xiàn)出不同特點(diǎn)。

2.2.1 整體澆筑試件

隨著荷載的繼續(xù)增加，配筋率不同的兩個(gè)整體澆筑試件都在側(cè)面出現(xiàn)拱形裂縫。 當(dāng)荷載增大到兩試件各自極限值后，承臺(tái)發(fā)生破壞，如圖7(a)所示。

2.2.2 四面包裹式試件

(1) 沖跨比λ=0.6 的3 個(gè)試件

對(duì)于試件3，在出現(xiàn)拱形裂縫后，隨著荷載增加裂縫沿45°方向不斷向上發(fā)展并最終發(fā)生破壞，如圖7(b)所示。 對(duì)于試件4，在形成拱形主裂縫以后裂縫寬度隨著荷載增大不斷增加，最終發(fā)生破壞，如圖7(a)所示。 對(duì)于試件5，形成拱形主裂縫后裂縫深度不斷增加，最終發(fā)生破壞，如圖7(a)所示。

(2) 沖跨比λ=0.75 的3 個(gè)試件

對(duì)于試件6，拱形主裂縫形成后，試件底部邊緣出現(xiàn)垂直于托換承臺(tái)的細(xì)小裂縫，隨著荷載增大，試件發(fā)生破壞，如圖7(c)所示。 對(duì)于試件7，承臺(tái)出現(xiàn)底部縱筋交界之處的撕裂裂縫，荷載繼續(xù)增大后發(fā)生破壞，如圖7(d)所示。 對(duì)于試件8，拱形裂縫形成后，裂縫加寬的同時(shí)，出現(xiàn)很多局部斜向小裂縫，位于拱形裂縫的邊緣，并最終發(fā)生破壞，如圖7(c)所示。

(3) 沖跨比λ=0.4 的3 個(gè)試件

對(duì)于試件9，在形成拱形主裂縫的同時(shí)，承臺(tái)底部出現(xiàn)許多細(xì)小裂縫；此后拱形裂縫不斷加寬并最終破壞，如圖7(c)所示。 對(duì)于試件10，承臺(tái)出現(xiàn)拱形裂縫后，裂縫向上延伸至承臺(tái)頂，形成貫通裂縫并最終破壞，如圖7(a)所示。 對(duì)于試件11，原先在承臺(tái)垂直向上的微裂縫擴(kuò)展到承臺(tái)頂，出現(xiàn)了承臺(tái)底部縱筋交界之處的撕裂裂縫，如圖7(d)所示。

圖7 試件裂縫分布和破壞形態(tài)圖

具體承臺(tái)破壞形式及裂縫形態(tài)見(jiàn)表3。 11 個(gè)試件的破壞形態(tài)具有以下特征:

表3 承臺(tái)極限荷載、破壞形態(tài)表

(1) 試件裂縫均首先出現(xiàn)在側(cè)面跨中位置，但后期發(fā)展緩慢。 這是由于試件配置了底部縱筋，托換承臺(tái)未發(fā)生彎曲破壞，而是產(chǎn)生了沖切破壞。

(2) 試件7 與11 在沖切裂縫形成時(shí)，裂縫沿承臺(tái)側(cè)面垂直向上至頂面，形成了貫穿性撕裂裂縫，其余9 個(gè)試件均出現(xiàn)拱形主裂縫。 這是由于7、11 兩試件產(chǎn)生了具有剪切破壞特色的沖切破壞。

2.3 縱筋荷載-應(yīng)變數(shù)據(jù)分析

各試件縱筋的荷載-應(yīng)變曲線走向大致相同，取試件4、8 縱筋曲線為例說(shuō)明變化趨勢(shì)。 由圖8 和9可以看出，試件縱筋都未發(fā)生屈服(鋼筋應(yīng)力310.2～347.6 MPa)，且試驗(yàn)試件出現(xiàn)在托換承臺(tái)底面的跨中位置的受彎裂縫，后期發(fā)展很小。 這與試件發(fā)生沖切破壞有關(guān)；到達(dá)極限荷載后，部分鋼筋應(yīng)變有突變，說(shuō)明鋼筋在混凝土被壓碎的時(shí)候與混凝土剝離。

圖8 承臺(tái)4 鋼筋荷載-應(yīng)變曲線圖

圖9 承臺(tái)8 鋼筋荷載-應(yīng)變曲線圖

2.4 柱與承臺(tái)相對(duì)位移

在試驗(yàn)過(guò)程中測(cè)得不同配筋下的柱子與托換承臺(tái)的相對(duì)位移曲線如圖10 和11 所示。 對(duì)比兩圖可以看出，配筋率增大，柱子與承臺(tái)的相對(duì)位移明顯減小；與整體澆筑相對(duì)比，四面包裹式托換承臺(tái)通過(guò)鑿毛、鉆孔、灌入植筋膠并在結(jié)合面上做插筋的方法不僅保證了托換承臺(tái)與柱結(jié)合面不發(fā)生滑移破壞，還可以大幅度減少柱子與托換承臺(tái)之間的相對(duì)位移；在柱子上鉆孔做平行于柱對(duì)角線方向鋼筋，對(duì)于減少相對(duì)位移，提高極限承載力效果更明顯。

圖10 配筋10 的試件柱與承臺(tái)相對(duì)位移曲線圖

圖11 配筋16 的試件柱與承臺(tái)相對(duì)位移曲線圖

3 托換承臺(tái)承載力計(jì)算公式推導(dǎo)

根據(jù)裂縫產(chǎn)生的位置和托換承臺(tái)最終破壞的形狀中看出，托換承臺(tái)均表現(xiàn)出沖切破壞。 由承臺(tái)底部縱筋的荷載位移曲線可知，在承臺(tái)破壞時(shí)鋼筋并未屈服，試件破壞屬于壓桿混凝土的破壞，這種破壞模式可以用拉-壓桿模型來(lái)分析。 根據(jù)杜建民等[19]提出的托換試件承載力模型，框架柱受到的豎向軸力通過(guò)混凝土斜向壓桿傳遞到樁上，同時(shí)承臺(tái)底部鋼筋提供拉力與混凝土斜向壓桿產(chǎn)生的水平分力平衡，由此得到拉-壓桿力學(xué)模型，如圖12 和13 所示。

圖12 拉-壓桿力學(xué)模型圖

圖13 拉-壓桿模型剖面圖

由圖10 可知，托換承臺(tái)的極限承載力F與壓桿承載力N的關(guān)系由式(1)表示為

式中α為斜壓桿與底面的夾角，°。N為壓桿承載力，參考GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[20]，由式(2)表示為

式中fce為混凝土壓桿的有效抗壓強(qiáng)度，MPa。 根據(jù)SCHLAICH 等[21]建議壓桿和節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土有效抗壓強(qiáng)度f(wàn)ce可取為抗壓設(shè)計(jì)強(qiáng)度f(wàn)cd乘以不同的折減系數(shù)γ，即fce=γfcd，根據(jù)周履[22]提出的3 種節(jié)點(diǎn)區(qū)的定義，γ取較小值0.6。A為壓桿面積，由式(3)表示為

式中Ad取樁和柱子截面的較小值在斜壓桿上的投影面積，mm2。 試驗(yàn)中取樁的界面面積，即Ad=1/4πr2，其中r為樁的直徑，mm。 而夾角α可根據(jù)吳二軍等[23]對(duì)空間拉-壓桿模型中的壓桿傾角和荷載作用點(diǎn)位置進(jìn)行的修正以及力學(xué)模型得出，由式(4)表示為

式中a為柱邊至樁邊水平距離，mm；h為托換承臺(tái)的高度，mm；d為樁的直徑，mm。

由式(1)～(4)可以得出壓桿作用下的F，由式(5)表示為

為方便計(jì)算，引入d1，令

對(duì)于柱對(duì)角線方向上布筋的托換承臺(tái)，其局部受壓承載力會(huì)受到交叉鋼筋對(duì)混凝土收縮約束的影響。 根據(jù)GB 50010—2010[20]的相關(guān)規(guī)定，提出配置對(duì)角線鋼筋對(duì)斜壓桿承載力提高的承載力f，由式(6)表示為

式中μ為間接鋼筋對(duì)混凝土約束的折減系數(shù)，由于混凝土強(qiáng)度等級(jí)＜C50，故取1.0；fyk為鋼筋的抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；Ass0為配置鋼筋的換算截面面積，mm2，由確定，其中Ass1為單根鋼筋截面面積，mm2，dcor為試件的核心截面直徑，mm，s為間接鋼筋沿試件軸線方向的間距。

由式(5)和(6)可知柱對(duì)角線方向上布筋的托換承臺(tái)的斜壓桿的承載力公式，由式(7)表示為

按照拉-壓桿模型所推導(dǎo)的計(jì)算公式進(jìn)行承載力的計(jì)算，結(jié)果見(jiàn)表4。 極限承載力公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果平均比值為0.989，試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算值相吻合，能較好地體現(xiàn)出托換承臺(tái)的承載力性能。

表4 試驗(yàn)結(jié)果與公式計(jì)算結(jié)果對(duì)比表

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)四面包裹式承臺(tái)極限荷載、試驗(yàn)現(xiàn)象、破壞模式、承臺(tái)縱筋荷載-應(yīng)變曲線和柱與承臺(tái)相對(duì)位移曲線的分析和比對(duì)，總結(jié)出了四面包裹式承臺(tái)承載力變化規(guī)律，并根據(jù)拉-壓桿模型推出了該承臺(tái)承載力計(jì)算公式。 主要得出以下結(jié)論:

(1) 在相同沖跨比的情況下，隨著配筋率的增大，托換承臺(tái)的極限承載力有所提高；縱筋平行于柱對(duì)角線方向的承臺(tái)極限承載力高于縱筋平行于邊長(zhǎng)方向的承臺(tái)；隨著沖跨比的減小極限承載力明顯增大。

(2) 在保證承臺(tái)高度等構(gòu)造要求和對(duì)結(jié)合面鑿毛和插筋處理后，可以保證托換承臺(tái)與柱結(jié)合面不發(fā)生滑移破壞，從而提高承臺(tái)的整體性和抗沖切能力。

(3) 基于拉-壓桿模型，提出了托換承臺(tái)承載力計(jì)算公式，其計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。