中国银行结构加固设计与检验
发布日期：2013-07-26 19:41:07 浏览量：1217
1 建筑物工程概况
1.1大楼建筑与结构特色
汉口中国银行（前汉口大清银行）是武汉市一幢有近百年历史的文物保护建筑，位于汉口江汉路与中山大道路口，始建于二十世纪初（1908始建-1915落成），至今已有近百年的历史。大楼高38.8m，地下室一层（局部两层），地上四层，建筑面积4939.48m2。原设计图纸和相关施工资料目前已不复存在。
该楼呈四方形,气宇轩昂,古典风格突出，是一种典型的欧洲古典和现代风格相结合的建筑物。中国银行的立面图,见图1。
该楼主体结构体系传力途径复杂，其主体为砖砌体加局部框架承重的混合结构体系。地下室主要由砖墙砌体承重，地下室顶板采用混凝土现浇；一层局部采用混凝土框架，混凝土柱主筋采用螺纹钢和方钢；二～四层砖墙承重，一、二层楼板为钢梁——木或混凝土梁——木组合结构，三、四层为混凝
图1 汉口中国银行大楼立面造型
土板；从而形成整体的混合结构体系。
1.2建筑健康状况
在历经二十世纪多个年代的改建扩建，再加上近百年的使用，该建筑物混凝土和砌体已经老化，存在较多隐患；多处混凝土梁、柱、板，以及木梁等都有不同程度的腐蚀和损坏；局部混凝土板、梁和柱的混凝土蜂窝现象严重，轻敲时混凝土即脱落；梁身混凝土夹泥较多，部分位置夹有砖头，且局部混凝土振捣不实、离析。另外，有一些梁板混凝土严重剥落，钢筋外漏且严重锈蚀甚至出现多出贯穿楼板的裂缝，表面裂缝在1~10mm之间。
按现行标准检测，一至四层沙浆强度均低于M7.5，且碳化深度大于3mm。砌块砖抗压强度平均值小于MU15，单砖最小抗压强度为4.7MPa。局部承重墙也受到剪切破坏，出现贯穿的裂缝。在抽检的混凝土柱中，几乎所有的混凝土强度都低于现行规范C20要求；抽检的混凝土梁中大多数混凝土强度低于现行规范C20要求，其中有部分构件混凝土强度低于C15。梁、柱混凝土表面已经完全碳化，碳化深度为60-130mm。
由于该大楼使用年限已大大超出设计年限，房屋混凝土和砌体已经老化，存在较多安全隐患，经检测综合评定为局部危房，应立即对其进行全面 的检测，对危险点进行加固排危。
2 建筑加固设计和计算基本原理
2.1修缮与加固的基本原则
维修和加固是针对已建成和投入使用的建筑物而言的，它存在特有的共同作用问题和应力滞后现象，加固前构件中实际上已存在一定的应力，而新增部分在刚开始时基本是处于无应力状态的,因此在改善提高结构某方面的性能时，有可能对结构其他方面的性能造成不利影响。
另外在现有的结构维修、加固中，首先应保证原有结构的性能得到有效的改善和提高，满足可靠度要求，同时还要考虑到施工条件、施工工期、使用要求、加固成本等因素。
2.2大楼新的结构体系
由于该大楼为武汉市文物保护单位，因此该大楼的设计要求与其他普通大楼加固方案有所不同，该设计要求保持原有建筑的风格，保持原有结构的截面及尺寸大小等。设计确定将该建筑物原“地下室砖墙承重→一层局部内框架→二~四层砖墙承重→整体混合结构体系”，改造成“地下室砖墙承重（隐含小柱网钢框架）→一层组合式钢框架→二~四层砖墙承重（隐含钢框架）→整体钢框架体系”新的结构体系。
加固方法采用“三重连接”法。即先用粘结内胀螺栓将钢板（或型钢）紧固于混凝土、或者砖砌体构件表面，再将钢板（或型钢）焊接，最后将结构胶灌注于钢板与混凝土之间的加固技术，称之为：外包钢“锚固—焊接—粘结”三重连接加固法（简称“三重连接”加固法）。[3]
2.3加固设计及构造大样
2.3.1 梁柱外包钢加固没计
对于正截面受弯承载力及斜截面受剪承载力均不满足规范要求的纵横框架梁及次梁，一般采用外包钢加固，布置及构造详见图2。外包角钢、锚固角钢、缀板与梁混凝土结合面间灌注武汉大筑建筑科技有限公司生产的结构胶。
图2 梁柱框架三重连接加固法及详图
2.3.2 砖砌体加固设计
地下室主要是采用砖墙承重，为了不影响美观，采用外包钢板组合柱加固。地下室内墙面钉Ф10@200纵横交错的钢筋网以加强墙面的承载力和抗震能力。地下室承重墙纵横方向均设置钢夹板梁，以提高墙体的整体抗震性能和承载力。其设计加固详见图3。一楼砖拱墙加固图见图4。
2.3.3 木楼板加固没计
考虑到原一、二楼木楼板损伤，在原木楼板枕木底下加工字钢顶托（见图5），以提其的承载力。
a) 地下室承重砖墙加固详图
b) T形连接顶部加固详图 c) 十字连接顶部加固详图
d) T字连接底部加固详图 e) 十字连接底部加固详图
图3地下室承重砖墙三重连接加固及详图
图4 一层室内砖拱墙体加固大样
a） 木楼板三重连接加固图
b) 边木楼枕木加固大样 c) 中间木楼枕木加固大样
图5 加固后木楼板大样图
2.4 梁柱正截面承载力计算方法
a）单元划分 b）应变分布 c)应力分布
图7 正接面承载力一般受力情况
本次加固设计的计算理论，是按照平截面假定对加固后大楼梁、柱正截面承载力进行验算，并且按照现行的国家标准《混凝土结构设计规范》规定，对加固的外包角钢及钢板乘以强度降低系数0.9。
（1） 将截面划分为有限多个混凝土单元、原有钢筋单元和加固型钢单元，并近似取单元内的应变和应力为均匀分布（图6），其合力点在单元形心；
（a）
（b）
（c）
= /xn （d）
式中：
、 、 ─分别为混凝土单元、原有钢筋单元和加固型钢单元的应变；
x、y─各单元重心到y轴和x轴的距离；
─正截面承载力极限状态的截面极限曲率；
θ─中和轴与x轴的夹角，顺时针方向取正号；
xn─中和轴至最外侧受压边缘的距离。
（2）混凝土应力-应变曲线：
上升段：
， ≤ （e）
下降段：
, < ≤ （f）
（3）根据截面轴力和弯矩平衡条件，按下列公式进行承载力计算：
N≤ （g）
Mx≤
（h）
My≤
（i）
式中：
N─轴向压力设计值，压力取正，拉力取负；
Mx、My─考虑了结构侧移、构件挠曲和附加偏心矩引起的附加弯矩后，分别在截面x轴和y轴的弯矩设计值；
、 、 ─分别为混凝土单元、原有钢筋单元和加固型钢单元的应力；
、 、 ─分别为混凝土单元、原有钢筋单元和加固型钢单元的截面面积；
r ─ 截面形心到中和轴的距离。
3加固效果的验证数据资料成果及分析
3.1 理论计算的数据资料成果
加固之后按照施工验收规范，对该楼的补强加固质量进行了常规的检测。并对部分重要的或有代表性的关键构件（梁、板、柱等）进行了补强加固的应证试验。图7为一楼加固之后的效果图。
图7 加固后一层柱、梁、木楼板及节点图
对于加固后的大楼结构，对大楼进行的常规检测结果表明各梁、柱、楼板及砌体的承载力均满足设计要求。
另外我们对加固后大楼部分关键的结构构件进行了理论计算，构件截面刚度可近似按下式计算： （j）
式中：
—原有构件混凝土弹性模量；
—原有构件截面惯性矩；
—加固型钢弹性模量；
—加固构件一侧外包钢截面面积；
—受拉与受压两侧型钢截面形心间的距离。
按照纯钢框架结构对大楼构件用材料力学的计算方法对大楼构件进行计算。理论计算值和荷载试验实测值见表1、表2及图9。
3.2现场静载试验的数据资料成果
按照设计要求，对部分构件进行了静荷载试验。地下室荷载取550kg/m2，一至四层荷载取350 kg/m2。加载分5级，卸载分2级。静荷载试验结果见下表1、表2及图8、图9。
加固后板中挠度理论计算值与实测值对比 表1 验算单元 计算值（mm） 实测值（mm） 计算值/实测值 荷载
kg/m2
地下室2-3/E-F板 2.34 2.57 0.91 550
地下室5-6/E-F板 1.69 2.19 0.77 550
一层2-3/E-F板 1.56 1.80 0.87 350
二层5-6/C-D板 1.77 2.01 0.88 350
三层3-4/E-F板 1.82 1.96 0.93 350
四层2-3/D-E板 0.97 1.23 0.79 350
加固后梁中挠度理论计算值与实测值对比 表2 验算单元 计算值（mm） 实测值（mm） 计算值/实测值 荷载
kg/m
地下室5/C-D梁 1.56 1.68 0.93 2750
地下室3-4/ H梁 1.37 1.53 0.90 700
一层3-4/E梁 1.19 1.43 0.83 1050
一层5/E-F梁 1.52 1.67 0.91 1750
二层6-7/G梁 1.18 1.25 0.94 700
三层4/C-D梁 1.26 1.43 0.88 1750
图8为选取构件在分级加载时的理论计算和试验实测变化曲线：
s /KPa
s /KPa
a)地下室2-3/E-F板中挠度 b)地下室5-6/C-D中挠度
s /KPa
s /KPa
c)一层5/E-F梁中挠度 d)三层4/C-D梁中挠度
图8理论计算值和试验测试曲线
图9 静荷载试验测得组合结构的应力——应变曲线
3.3数据资料成果分析
3.3.1关于理论值与实测值的差异
从上表1、表2和图7可以看出无论是从理论计算还是试验实测都表明大楼加固效果非常理想，各构件的承载力均满足要求，且有较大盈余。从图9可知，加固后组合结构的承载性能有较大的提高，加固效果明显。因受试验荷载的限制，所测得的应力应变曲线只得到其弹性阶段的一部分，若要得到该组合结构的完整应力应变须作进一步研究。
从上表1、表2中理论计算值和试验实测值可以看出，计算值和实测值基本上算是吻合，但还是存在一些误差。梁板跨中的理论计算值均低于试验实测值。梁板的理论计算是在假设加固的型钢和原结构是粘结完好，能完全共同作用的。因此在实际的载荷试验中，新加部分能不能和原结构完全共同作用是直接影响计算和实测的吻合性的，试验表明新加部分并未完全与原结构共同作用。
3.3.2 有关板的分析
地下室2-3/E-F板是本次现场试验重点部位，加固前，该板其中两个角部混凝土严重剥落，钢筋外漏，锈蚀严重，出现了贯穿的裂缝，裂缝延伸有一米多，宽1~10mm。根据图8a可见，理论计算和实测结构相当吻合，只是现场静力试验在卸载后并没有完全回弹。由于加固前混凝土板断裂，致使加固的型钢和混凝土板连接不紧密，而在加上荷载后，加固型钢和混凝土板结构调整，使结构受力更趋合理，从而导致结构回弹不是很好。而图8b所示地下室5-6/C-D板加固前损伤较小，它的回弹就比较理想。
3.3.3有关梁的分析
从图8c可以看出一层5/E-F梁的理论计算和试验实测结构基本吻合，且回弹比较理想。图8d所示三层4/C-D梁的理论计算和试验测试结果较一层5/E-F梁的结果吻合得少差一些，但基本还是吻合的。三层4/E-F梁在加载过程中就出现梁变形比较慢，所以每次加载后等较长一段时间还是有缓慢的变形，而且如图8d所示，该梁的回弹并不理想。该梁上面有砌体墙，所以在加载时梁的变形较没有砌体墙时慢，回弹时更是如此，当荷载卸下来时，上面砌体的变形并不能马上或是在较短的时间内恢复，而且此时砖墙也形成了砖拱的作用，阻止了下面梁的回弹。
5 结论与探讨
1）根据现场试验数据成果与资料信息的综合计算分析，将该建筑物改造成“整体隐形钢框架体系”新结构体系的加固设计是安全可靠的。
2）采用“三重连接” 加固方法，加固后结构受力性能较加固前有较大提高。
3）用纯钢框架模型对加固后的构件进行计算，对部分重要的或有代表性的关键构件（梁、板、柱等）进行了现场静载荷试验，结果表明该大楼工程加固效果达到设计要求，大楼整体安全、可靠性满足要求。
4）今后应探讨在加固工程中能否在加固前，对结构尽量卸载或是采用预应力加固，使加固前后构件产生共同作用，这样结构就能处于最佳的工作状态，在保证加固质量的前提下有最好的经济效益。
本次试验过程中得到深圳市华剑装饰设计工程有限公司的大力支持，再次表示感谢。
文章来源： 永年加固公司 本文链接: http://www.lubanwang.com/a_20130726194124.html 任何关于加固工程的问题和建议，敬请咨询：0591-87868646
1.1大楼建筑与结构特色
汉口中国银行（前汉口大清银行）是武汉市一幢有近百年历史的文物保护建筑，位于汉口江汉路与中山大道路口，始建于二十世纪初（1908始建-1915落成），至今已有近百年的历史。大楼高38.8m，地下室一层（局部两层），地上四层，建筑面积4939.48m2。原设计图纸和相关施工资料目前已不复存在。
该楼呈四方形,气宇轩昂,古典风格突出，是一种典型的欧洲古典和现代风格相结合的建筑物。中国银行的立面图,见图1。
该楼主体结构体系传力途径复杂，其主体为砖砌体加局部框架承重的混合结构体系。地下室主要由砖墙砌体承重，地下室顶板采用混凝土现浇；一层局部采用混凝土框架，混凝土柱主筋采用螺纹钢和方钢；二～四层砖墙承重，一、二层楼板为钢梁——木或混凝土梁——木组合结构，三、四层为混凝
图1 汉口中国银行大楼立面造型
土板；从而形成整体的混合结构体系。
1.2建筑健康状况
在历经二十世纪多个年代的改建扩建，再加上近百年的使用，该建筑物混凝土和砌体已经老化，存在较多隐患；多处混凝土梁、柱、板，以及木梁等都有不同程度的腐蚀和损坏；局部混凝土板、梁和柱的混凝土蜂窝现象严重，轻敲时混凝土即脱落；梁身混凝土夹泥较多，部分位置夹有砖头，且局部混凝土振捣不实、离析。另外，有一些梁板混凝土严重剥落，钢筋外漏且严重锈蚀甚至出现多出贯穿楼板的裂缝，表面裂缝在1~10mm之间。
按现行标准检测，一至四层沙浆强度均低于M7.5，且碳化深度大于3mm。砌块砖抗压强度平均值小于MU15，单砖最小抗压强度为4.7MPa。局部承重墙也受到剪切破坏，出现贯穿的裂缝。在抽检的混凝土柱中，几乎所有的混凝土强度都低于现行规范C20要求；抽检的混凝土梁中大多数混凝土强度低于现行规范C20要求，其中有部分构件混凝土强度低于C15。梁、柱混凝土表面已经完全碳化，碳化深度为60-130mm。
由于该大楼使用年限已大大超出设计年限，房屋混凝土和砌体已经老化，存在较多安全隐患，经检测综合评定为局部危房，应立即对其进行全面 的检测，对危险点进行加固排危。
2 建筑加固设计和计算基本原理
2.1修缮与加固的基本原则
维修和加固是针对已建成和投入使用的建筑物而言的，它存在特有的共同作用问题和应力滞后现象，加固前构件中实际上已存在一定的应力，而新增部分在刚开始时基本是处于无应力状态的,因此在改善提高结构某方面的性能时，有可能对结构其他方面的性能造成不利影响。
另外在现有的结构维修、加固中，首先应保证原有结构的性能得到有效的改善和提高，满足可靠度要求，同时还要考虑到施工条件、施工工期、使用要求、加固成本等因素。
2.2大楼新的结构体系
由于该大楼为武汉市文物保护单位，因此该大楼的设计要求与其他普通大楼加固方案有所不同，该设计要求保持原有建筑的风格，保持原有结构的截面及尺寸大小等。设计确定将该建筑物原“地下室砖墙承重→一层局部内框架→二~四层砖墙承重→整体混合结构体系”，改造成“地下室砖墙承重（隐含小柱网钢框架）→一层组合式钢框架→二~四层砖墙承重（隐含钢框架）→整体钢框架体系”新的结构体系。
加固方法采用“三重连接”法。即先用粘结内胀螺栓将钢板（或型钢）紧固于混凝土、或者砖砌体构件表面，再将钢板（或型钢）焊接，最后将结构胶灌注于钢板与混凝土之间的加固技术，称之为：外包钢“锚固—焊接—粘结”三重连接加固法（简称“三重连接”加固法）。[3]
2.3加固设计及构造大样
2.3.1 梁柱外包钢加固没计
对于正截面受弯承载力及斜截面受剪承载力均不满足规范要求的纵横框架梁及次梁，一般采用外包钢加固，布置及构造详见图2。外包角钢、锚固角钢、缀板与梁混凝土结合面间灌注武汉大筑建筑科技有限公司生产的结构胶。
图2 梁柱框架三重连接加固法及详图
2.3.2 砖砌体加固设计
地下室主要是采用砖墙承重，为了不影响美观，采用外包钢板组合柱加固。地下室内墙面钉Ф10@200纵横交错的钢筋网以加强墙面的承载力和抗震能力。地下室承重墙纵横方向均设置钢夹板梁，以提高墙体的整体抗震性能和承载力。其设计加固详见图3。一楼砖拱墙加固图见图4。
2.3.3 木楼板加固没计
考虑到原一、二楼木楼板损伤，在原木楼板枕木底下加工字钢顶托（见图5），以提其的承载力。
a) 地下室承重砖墙加固详图
b) T形连接顶部加固详图 c) 十字连接顶部加固详图
d) T字连接底部加固详图 e) 十字连接底部加固详图
图3地下室承重砖墙三重连接加固及详图
图4 一层室内砖拱墙体加固大样
a） 木楼板三重连接加固图
b) 边木楼枕木加固大样 c) 中间木楼枕木加固大样
图5 加固后木楼板大样图
2.4 梁柱正截面承载力计算方法
a）单元划分 b）应变分布 c)应力分布
图7 正接面承载力一般受力情况
本次加固设计的计算理论，是按照平截面假定对加固后大楼梁、柱正截面承载力进行验算，并且按照现行的国家标准《混凝土结构设计规范》规定，对加固的外包角钢及钢板乘以强度降低系数0.9。
（1） 将截面划分为有限多个混凝土单元、原有钢筋单元和加固型钢单元，并近似取单元内的应变和应力为均匀分布（图6），其合力点在单元形心；
（a）
（b）
（c）
= /xn （d）
式中：
、 、 ─分别为混凝土单元、原有钢筋单元和加固型钢单元的应变；
x、y─各单元重心到y轴和x轴的距离；
─正截面承载力极限状态的截面极限曲率；
θ─中和轴与x轴的夹角，顺时针方向取正号；
xn─中和轴至最外侧受压边缘的距离。
（2）混凝土应力-应变曲线：
上升段：
， ≤ （e）
下降段：
, < ≤ （f）
（3）根据截面轴力和弯矩平衡条件，按下列公式进行承载力计算：
N≤ （g）
Mx≤
（h）
My≤
（i）
式中：
N─轴向压力设计值，压力取正，拉力取负；
Mx、My─考虑了结构侧移、构件挠曲和附加偏心矩引起的附加弯矩后，分别在截面x轴和y轴的弯矩设计值；
、 、 ─分别为混凝土单元、原有钢筋单元和加固型钢单元的应力；
、 、 ─分别为混凝土单元、原有钢筋单元和加固型钢单元的截面面积；
r ─ 截面形心到中和轴的距离。
3加固效果的验证数据资料成果及分析
3.1 理论计算的数据资料成果
加固之后按照施工验收规范，对该楼的补强加固质量进行了常规的检测。并对部分重要的或有代表性的关键构件（梁、板、柱等）进行了补强加固的应证试验。图7为一楼加固之后的效果图。
图7 加固后一层柱、梁、木楼板及节点图
对于加固后的大楼结构，对大楼进行的常规检测结果表明各梁、柱、楼板及砌体的承载力均满足设计要求。
另外我们对加固后大楼部分关键的结构构件进行了理论计算，构件截面刚度可近似按下式计算： （j）
式中：
—原有构件混凝土弹性模量；
—原有构件截面惯性矩；
—加固型钢弹性模量；
—加固构件一侧外包钢截面面积；
—受拉与受压两侧型钢截面形心间的距离。
按照纯钢框架结构对大楼构件用材料力学的计算方法对大楼构件进行计算。理论计算值和荷载试验实测值见表1、表2及图9。
3.2现场静载试验的数据资料成果
按照设计要求，对部分构件进行了静荷载试验。地下室荷载取550kg/m2，一至四层荷载取350 kg/m2。加载分5级，卸载分2级。静荷载试验结果见下表1、表2及图8、图9。
加固后板中挠度理论计算值与实测值对比 表1 验算单元 计算值（mm） 实测值（mm） 计算值/实测值 荷载
kg/m2
地下室2-3/E-F板 2.34 2.57 0.91 550
地下室5-6/E-F板 1.69 2.19 0.77 550
一层2-3/E-F板 1.56 1.80 0.87 350
二层5-6/C-D板 1.77 2.01 0.88 350
三层3-4/E-F板 1.82 1.96 0.93 350
四层2-3/D-E板 0.97 1.23 0.79 350
加固后梁中挠度理论计算值与实测值对比 表2 验算单元 计算值（mm） 实测值（mm） 计算值/实测值 荷载
kg/m
地下室5/C-D梁 1.56 1.68 0.93 2750
地下室3-4/ H梁 1.37 1.53 0.90 700
一层3-4/E梁 1.19 1.43 0.83 1050
一层5/E-F梁 1.52 1.67 0.91 1750
二层6-7/G梁 1.18 1.25 0.94 700
三层4/C-D梁 1.26 1.43 0.88 1750
图8为选取构件在分级加载时的理论计算和试验实测变化曲线：
s /KPa
s /KPa
a)地下室2-3/E-F板中挠度 b)地下室5-6/C-D中挠度
s /KPa
s /KPa
c)一层5/E-F梁中挠度 d)三层4/C-D梁中挠度
图8理论计算值和试验测试曲线
图9 静荷载试验测得组合结构的应力——应变曲线
3.3数据资料成果分析
3.3.1关于理论值与实测值的差异
从上表1、表2和图7可以看出无论是从理论计算还是试验实测都表明大楼加固效果非常理想，各构件的承载力均满足要求，且有较大盈余。从图9可知，加固后组合结构的承载性能有较大的提高，加固效果明显。因受试验荷载的限制，所测得的应力应变曲线只得到其弹性阶段的一部分，若要得到该组合结构的完整应力应变须作进一步研究。
从上表1、表2中理论计算值和试验实测值可以看出，计算值和实测值基本上算是吻合，但还是存在一些误差。梁板跨中的理论计算值均低于试验实测值。梁板的理论计算是在假设加固的型钢和原结构是粘结完好，能完全共同作用的。因此在实际的载荷试验中，新加部分能不能和原结构完全共同作用是直接影响计算和实测的吻合性的，试验表明新加部分并未完全与原结构共同作用。
3.3.2 有关板的分析
地下室2-3/E-F板是本次现场试验重点部位，加固前，该板其中两个角部混凝土严重剥落，钢筋外漏，锈蚀严重，出现了贯穿的裂缝，裂缝延伸有一米多，宽1~10mm。根据图8a可见，理论计算和实测结构相当吻合，只是现场静力试验在卸载后并没有完全回弹。由于加固前混凝土板断裂，致使加固的型钢和混凝土板连接不紧密，而在加上荷载后，加固型钢和混凝土板结构调整，使结构受力更趋合理，从而导致结构回弹不是很好。而图8b所示地下室5-6/C-D板加固前损伤较小，它的回弹就比较理想。
3.3.3有关梁的分析
从图8c可以看出一层5/E-F梁的理论计算和试验实测结构基本吻合，且回弹比较理想。图8d所示三层4/C-D梁的理论计算和试验测试结果较一层5/E-F梁的结果吻合得少差一些，但基本还是吻合的。三层4/E-F梁在加载过程中就出现梁变形比较慢，所以每次加载后等较长一段时间还是有缓慢的变形，而且如图8d所示，该梁的回弹并不理想。该梁上面有砌体墙，所以在加载时梁的变形较没有砌体墙时慢，回弹时更是如此，当荷载卸下来时，上面砌体的变形并不能马上或是在较短的时间内恢复，而且此时砖墙也形成了砖拱的作用，阻止了下面梁的回弹。
5 结论与探讨
1）根据现场试验数据成果与资料信息的综合计算分析，将该建筑物改造成“整体隐形钢框架体系”新结构体系的加固设计是安全可靠的。
2）采用“三重连接” 加固方法，加固后结构受力性能较加固前有较大提高。
3）用纯钢框架模型对加固后的构件进行计算，对部分重要的或有代表性的关键构件（梁、板、柱等）进行了现场静载荷试验，结果表明该大楼工程加固效果达到设计要求，大楼整体安全、可靠性满足要求。
4）今后应探讨在加固工程中能否在加固前，对结构尽量卸载或是采用预应力加固，使加固前后构件产生共同作用，这样结构就能处于最佳的工作状态，在保证加固质量的前提下有最好的经济效益。
本次试验过程中得到深圳市华剑装饰设计工程有限公司的大力支持，再次表示感谢。
文章来源： 永年加固公司 本文链接: http://www.lubanwang.com/a_20130726194124.html 任何关于加固工程的问题和建议，敬请咨询：0591-87868646
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