余 瀟,吳二軍,王 婷

1.河海大學(xué) 土木與交通學(xué)院,江蘇 南京 210098

2.河海大學(xué) 港口海岸與近海工程學(xué)院,江蘇 南京 210098

三面包柱梁式鋼筋混凝土柱托換節(jié)點(diǎn)受力性能研究

余 瀟1*,吳二軍1,王 婷2

1.河海大學(xué) 土木與交通學(xué)院,江蘇 南京 210098

2.河海大學(xué) 港口海岸與近海工程學(xué)院,江蘇 南京 210098

結(jié)構(gòu)托換工程中，常遇到混凝土柱一側(cè)施工空間狹小情況，常規(guī)的四面包柱梁式柱托換方法不適用。本文結(jié)合工程實(shí)例，介紹了一種三面包柱梁式鋼筋混凝土柱托換節(jié)點(diǎn)，通過(guò)有限元計(jì)算對(duì)其進(jìn)行受力分析，驗(yàn)證了設(shè)計(jì)的可靠性，并通過(guò)試驗(yàn)考察其破壞形態(tài)、受力機(jī)理以及預(yù)應(yīng)力大小對(duì)其承載能力的影響規(guī)律。試驗(yàn)結(jié)果表明，三面包柱梁式柱托換節(jié)點(diǎn)有良好的承載能力和延性，破壞形態(tài)為新舊混凝土界面滑移與托換梁底沖切破壞；托換節(jié)點(diǎn)的承載能力與施加的預(yù)應(yīng)力大小呈高度線性關(guān)系；當(dāng)本文試件每個(gè)面施加30kN的預(yù)應(yīng)力時(shí)，極限承載力可提高約78.84%。

柱托換;三面包柱梁;有限元;預(yù)應(yīng)力;受力性能

在建筑物整體移位、橋梁頂升、既有建筑物大空間開發(fā)、既有建筑物樁基托換工程中，柱（樁、墩）托換是常用的關(guān)鍵技術(shù)之一。當(dāng)被托換柱四周有足夠的施工空間時(shí)，通常采用柱四周對(duì)稱包柱梁托換節(jié)點(diǎn)，該節(jié)點(diǎn)形式簡(jiǎn)單，受力狀態(tài)明確，至今已有大量研究成果和成功的工程實(shí)踐[1,2]。但在實(shí)際工程中，經(jīng)常遇到帶有結(jié)構(gòu)縫的建筑，結(jié)構(gòu)縫兩側(cè)相鄰柱被托換時(shí)，結(jié)構(gòu)縫一側(cè)柱面的施工空間狹小，四周抱柱梁托換節(jié)點(diǎn)無(wú)法實(shí)施。為此，河海大學(xué)提出一種三面包柱梁式鋼筋混凝土柱托換節(jié)點(diǎn)，并在宿遷鐘吾中學(xué)科技樓隔震加固工程中得到成功應(yīng)用[3]。本文首先介紹了這種新型柱托換節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造，然后應(yīng)用ANSYS軟件對(duì)托換節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了有限元分析，對(duì)設(shè)計(jì)參數(shù)是否滿足工程要求進(jìn)行驗(yàn)證，最后通過(guò)縮尺模型試驗(yàn)觀察鋼筋混凝土柱的三面包柱式托換節(jié)點(diǎn)的裂縫開展情況和和破壞形態(tài)，分析了預(yù)應(yīng)力大小等因素對(duì)其承載力和變形性能的影響規(guī)律。

1 三面包柱梁式托換節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

1.1 構(gòu)造圖

該托換節(jié)點(diǎn)主要由鋼筋混凝土柱、三面包柱的鋼筋混凝土托換梁、托換鋼板、雙向?qū)菟ê皖A(yù)應(yīng)力螺栓的錨固鋼墊板組成，其中托換鋼板粘貼于空間受限的柱表面，取代了該面的托換梁，宿遷鐘吾中學(xué)科技樓隔震加固工程中的托換節(jié)點(diǎn)構(gòu)造與配筋如圖1所示。

1.2 施工工藝

在澆筑托換梁之前，先將柱用取芯機(jī)鉆孔，預(yù)留兩個(gè)方向穿對(duì)拉螺栓的孔道。梁、柱混凝土交界鑿毛處理，以保證新舊混凝土界面承載能力和荷載的有效傳遞。然后將鋼板定位和鉆孔，在鋼板和柱表面涂抹結(jié)構(gòu)膠，并在鋼板的兩側(cè)沿高度方向焊接L形水平鋼筋。其后，綁扎三面包柱梁的鋼筋，支模，澆筑包柱梁混凝土。澆筑完托換梁后，施加預(yù)應(yīng)力，先將空間受限一側(cè)螺母錨緊，另一端采用穿心千斤頂張拉，達(dá)到張控應(yīng)力后用螺母錨具錨緊。

圖1 托換節(jié)點(diǎn)示意圖Fig.1 Structure of underpinning joint

2 有限元模型建立

2.1 單元選取

本文采用有限元軟件ANSYS對(duì)托換節(jié)點(diǎn)進(jìn)行分析，混凝土采用SOLID65單元模擬，鋼筋采用LINK8單元模擬，鋼板采用SOLID45單元模擬。為反映新舊混凝土之間的粘結(jié)滑移作用，采用目標(biāo)單元Targe170和接觸單元Conta174來(lái)創(chuàng)建新舊混凝土之間的接觸對(duì)[4]。這里需設(shè)置罰函數(shù)和“彈簧”算法，其中法向接觸剛度因子FKN取10.0，切向接觸剛度因子FKT取0.1，以此模擬托換節(jié)點(diǎn)的實(shí)際抗剪情況[4]。根據(jù)姚曉[5]的試驗(yàn)研究，本文新舊混凝土抗剪強(qiáng)度C取值1.7 MPa。因?qū)嶋H工程與有限元計(jì)算存在誤差，出于安全考慮，摩擦系數(shù)根據(jù)文獻(xiàn)[6]取保守值0.4。

2.2 材料特性

參照實(shí)際工程情況，鋼筋混凝土柱的混凝土強(qiáng)度設(shè)計(jì)等級(jí)為C35，梁的強(qiáng)度設(shè)計(jì)等級(jí)為C30，彈性模量取3.15×104N/mm2，泊松比取0.2?；炷恋谋緲?gòu)關(guān)系采用美國(guó)E.Hognestad建議的模型。托換節(jié)點(diǎn)的縱筋、箍筋、螺桿均采用HRB400的鋼筋，鋼板和鋼筋彈性模量均取2.05×105N/mm2，泊松比均取0.3。鋼筋采用用雙線性等向強(qiáng)化模型BISO模擬。

2.3 模型尺寸

模型尺寸按照?qǐng)D1中實(shí)際節(jié)點(diǎn)尺寸選取。柱橫截面尺寸為600 mm×600 mm，柱高1300 mm，柱中縱向放有8根直徑為25 mm的HRB400鋼筋，箍筋為直徑8 mm、間距為200 mm的HRB400的鋼筋，保護(hù)層厚度均為50 mm。柱三面采用不同截面的抱柱梁，行走梁橫截面尺寸為500 mm×900 mm，聯(lián)系梁尺寸為300 mm×900 mm，其中縱向鋼筋為直徑25 mm的HRB400鋼筋，箍筋為直徑14 mm、間距200 mm的HRB400的鋼筋，螺桿直徑為25 mm，共5根（見圖2）。托換鋼板設(shè)計(jì)高度為700 mm，長(zhǎng)度為1600 mm；預(yù)應(yīng)力螺栓錨固鋼墊板設(shè)計(jì)高度為400 mm，設(shè)計(jì)寬度為600 mm；四塊鋼板設(shè)計(jì)厚度均為20 mm。經(jīng)過(guò)試算，確定單元長(zhǎng)度均為50 mm，此時(shí)滿足精度要求。

圖2 鋼筋布置示意圖Fig.2 Schematic diagram of reinforcement layout

圖3 約束及荷載示意圖Fig.3 Schematic diagram of constraints and loads

2.4 邊界條件及荷載

參考實(shí)際工況，本模型采用兩側(cè)條形支撐，即在底面兩側(cè)100 mm處施加三個(gè)方向的約束。使用集中荷載法，在四周螺桿位置處按照工程實(shí)際張拉值施加50 kN預(yù)應(yīng)力。試件的外荷載平均加載在柱頂面，初始荷載為1 MPa，以1 MPa為增量逐級(jí)加載（圖3）。

3 有限元結(jié)果分析

3.1 有限元輸出結(jié)果

以豎向外荷載取3500 kN，預(yù)應(yīng)力取50 kN的工況為例，托換節(jié)點(diǎn)第一主應(yīng)力分布云圖如圖4所示。由ANSYS輸出結(jié)果可見，柱身和梁表面所受壓力較小，約為0.66 MPa，分布也較為均勻。因約束條件為兩側(cè)條形支撐，可發(fā)現(xiàn)模型底座處有明顯應(yīng)力集中現(xiàn)象。托換鋼板能承受豎向的荷載，其底部跨中位置受拉明顯，最大拉應(yīng)力為39.02MPa。

圖4 第一主應(yīng)力云圖Fig.4 Contour of the maximum first principal stress

新舊混凝土接觸面受力云圖如圖5所示，托換節(jié)點(diǎn)的最大位移為0.63mm，出現(xiàn)在新舊混凝土交界處。新舊混凝土接觸面在行走梁的兩側(cè)受力對(duì)稱，與鋼板相連的一側(cè)明顯比與聯(lián)系梁相連的一側(cè)受拉力大，這是由托換節(jié)點(diǎn)構(gòu)造不對(duì)稱導(dǎo)致的偏心受壓效應(yīng)所引起。底部混凝土受拉效果明顯，但節(jié)點(diǎn)整體尚未破壞。根據(jù)接觸面的受力云圖和接觸狀態(tài)，判斷該托換節(jié)點(diǎn)會(huì)發(fā)生界面滑移破壞，而非彎剪破壞等其他破壞形式。

圖5 接觸面受力云圖Fig.5 Stress contour of the interface

隨著荷載增大，托換節(jié)點(diǎn)的位移也在不斷增加，通過(guò)試算得到了荷載-最大位移曲線，如圖6所示。加載前期該曲線是高度線性的，在外荷載為8000 kN時(shí)，最大位移開始快速增長(zhǎng)；8500 kN時(shí)變化明顯，判斷此時(shí)托換節(jié)點(diǎn)達(dá)到最大承載力。

圖6 荷載-最大位移曲線Fig.6 Load-maximum displacement curve

3.2 有限元結(jié)果與實(shí)際工況比較

在宿遷鐘吾中學(xué)科技樓工程中，柱頂部均勻承受3500 kN的集中荷載即可完成工程需求。通過(guò)取保守參數(shù)的有限元模型的校核分析，驗(yàn)證該托換節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)是可行的，工程實(shí)際中遠(yuǎn)未達(dá)到它的極限荷載。但工程中未做破壞試驗(yàn)，使用有限元模型只能定性探討其受力狀態(tài)，但不能定量描述其變化規(guī)律，故還需設(shè)計(jì)試驗(yàn)對(duì)此托換節(jié)點(diǎn)的受力機(jī)理和破壞形態(tài)進(jìn)行進(jìn)一步探究。

4 試驗(yàn)方案

4.1 試驗(yàn)?zāi)康?/p>

通過(guò)1:2縮尺模型試驗(yàn)觀察鋼筋混凝土柱的三面包裹式托換節(jié)點(diǎn)的裂縫開展情況和和破壞形態(tài)，分析預(yù)應(yīng)力大小、鑿毛形式等因素對(duì)其承載力和變形性能的影響規(guī)律，得出三面包裹式柱托換節(jié)點(diǎn)的受力機(jī)理，為建立實(shí)用設(shè)計(jì)方法提供依據(jù)。

4.2 試驗(yàn)參數(shù)

本試驗(yàn)主要研究了預(yù)應(yīng)力大小對(duì)節(jié)點(diǎn)的影響，澆筑柱和梁時(shí)預(yù)留了六個(gè)立方體試塊，實(shí)測(cè)柱立方體抗壓強(qiáng)度均值為33.77 MPa，梁混凝土立方體抗壓強(qiáng)度均值為32.70 MPa，螺桿采用8.8級(jí)高強(qiáng)螺桿，兩端各配置2～3個(gè)8級(jí)高強(qiáng)螺母。具體參數(shù)布置表見表1。

表1 構(gòu)件參數(shù)布置表Table 1 List of parameters of components

4.3 試件圖

以JD2為例，托換節(jié)點(diǎn)的具體尺寸配筋見圖7。

圖7 試件施工圖Fig.7 construction drawing

4.4 試驗(yàn)裝置

本試驗(yàn)構(gòu)件加載采用200 t量程的TYA-2000型電液壓式壓力試驗(yàn)機(jī)，通過(guò)旋緊8.8級(jí)高強(qiáng)螺桿上的8.0級(jí)高強(qiáng)螺母來(lái)施加預(yù)應(yīng)力，通過(guò)BHR-4荷重傳感器使四根螺桿上的預(yù)應(yīng)力均達(dá)到設(shè)計(jì)值。為防止柱頭先于新舊混凝土界面破壞，采用芳綸纖維布包裹柱頭。加載裝置如圖8所示。

圖8 加載裝置示意圖Fig.8 Schematic diagram of loading device

4.5 量測(cè)內(nèi)容和加載方式

本試驗(yàn)的量測(cè)內(nèi)容主要有豎向荷載、螺桿上的預(yù)應(yīng)力、梁和柱的相對(duì)位移、柱底位移、梁跨中位移、鋼筋的應(yīng)變、混凝土應(yīng)變、鋼板應(yīng)變以及裂縫的開展情況。量測(cè)數(shù)據(jù)通過(guò)DH3816N動(dòng)態(tài)信號(hào)采集與分析系統(tǒng)采集。采用分級(jí)加載的方法對(duì)試件施加荷載，每級(jí)荷載遞增50 kN，持荷2 min，直至構(gòu)件破壞，負(fù)載下降。當(dāng)?shù)谝粋€(gè)螺桿斷裂時(shí)，打開回油閥，使油液迅速流回油箱。待活塞降到原位后，關(guān)閉壓力機(jī)，切斷電源。給試件四面編號(hào)，分別為A面、B面、C面、D面；給豎向荷載和螺桿上的傳感器編號(hào)，分別為YX1-YX5，詳見圖9。

圖9 平面編號(hào)示意圖Fig.9 Schematic diagram of number in the plane

5 試驗(yàn)結(jié)果與分析

5.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

5.1.1 JD1試驗(yàn)現(xiàn)象 JD1為未施加預(yù)應(yīng)力的對(duì)比構(gòu)件 303 kN時(shí)，A面左下角首先出現(xiàn)裂縫，隨著荷載升高而逐漸向右上方延伸到頂面，判斷是由支座不平引起的。B面400 kN時(shí)出現(xiàn)裂縫，一直向下延伸到底部。C面有鋼板覆蓋，頂部有許多細(xì)小豎直裂縫。D面和B面相似，都有一條豎直貫穿裂縫。530 kN時(shí)，梁頂面對(duì)角線出現(xiàn)一條裂縫。420 kN時(shí)，梁和柱的相對(duì)滑移增長(zhǎng)開始快速增長(zhǎng)，此時(shí)相對(duì)滑移為0.8 mm。極限荷載為534 kN，此時(shí)相對(duì)滑移為4.3 mm。試件發(fā)生界面滑移破壞，破壞時(shí)柱底周圍混凝土沖切現(xiàn)象嚴(yán)重。裂縫圖詳見圖10。

圖10 JD1裂縫及滑移現(xiàn)象圖Fig.10 Pictures of cracks and slip phenomenon of JD1

5.1.2 JD2試驗(yàn)現(xiàn)象 JD2為預(yù)應(yīng)力對(duì)比試件，預(yù)應(yīng)力大小為10kN。

加載到430 kN時(shí)，D面鋼板與混凝土交界處出現(xiàn)裂縫。A面梁底部跨中561 kN時(shí)出現(xiàn)裂縫。B面同時(shí)出現(xiàn)水平裂縫和豎直裂縫。其他開裂現(xiàn)象與JD1相似。

650 kN時(shí)，相對(duì)滑移開始快速增長(zhǎng)，此時(shí)相對(duì)滑移為1.0 mm。700 kN時(shí)，滑移第二次快速增長(zhǎng)，此時(shí)相對(duì)滑移為1.9 mm。極限荷載為817 kN，此時(shí)相對(duì)滑移為15.0 mm。隨后荷載下降至804 kN時(shí)有巨響，螺桿YX4在C面鋼板與鋼墊板交界處斷裂，荷載迅速下降至768 kN，根據(jù)螺桿斷痕判斷其是被剪斷，判斷螺桿YX4參與了界面抗剪。荷載繼續(xù)下降至758 kN時(shí)有巨響，螺桿YX5在C面鋼板交界處斷裂，荷載迅速下降至654 kN。662.03kN時(shí)再次聽見巨響，根據(jù)傳感器數(shù)據(jù)判斷螺桿YX2斷裂，荷載迅速下降至567 kN。YX4與YX5先后斷裂，荷載值相似，共同承受剪力；荷載短暫上升后YX2斷裂，推斷這之間螺桿YX2與YX3受力，隨著螺桿YX2被剪斷試驗(yàn)終止，此時(shí)荷載為567 kN。試件發(fā)生界面滑移破壞，破壞時(shí)柱底周圍混凝土沖切現(xiàn)象嚴(yán)重。裂縫及其他現(xiàn)象圖詳見圖11。

圖11 JD2裂縫及滑移現(xiàn)象圖Fig.11 Pictures of cracks and slip phenomenon of JD2

5.1.3 JD3試驗(yàn)現(xiàn)象 JD3為預(yù)應(yīng)力對(duì)比試件，預(yù)應(yīng)力大小為20 kN。

加載到300 kN時(shí)，D面鋼板與混凝土交界處出現(xiàn)裂縫。750 kN時(shí)，相對(duì)滑移開始快速增長(zhǎng)，此時(shí)相對(duì)滑移為0.3 mm。極限荷載為830 kN，此時(shí)相對(duì)滑移1.1 mm。隨后荷載下降至690 kN，開始上升，判斷此時(shí)螺桿參與抗剪，806 kN時(shí)有巨響，螺桿YX5在C面鋼板與鋼墊板交界處斷裂，荷載迅速下降至660 kN，根據(jù)螺桿斷痕判斷其是被剪斷。荷載穩(wěn)定在660 kN，1 min后再次聽見巨響，YX4斷裂。試件最終發(fā)生界面滑移破壞，破壞時(shí)柱底周圍混凝土沖切現(xiàn)象嚴(yán)重（圖12）。

圖12 JD3裂縫及滑移現(xiàn)象圖Fig.12 Pictures of cracks and slip phenomenon of JD3

5.1.4 JD4試驗(yàn)現(xiàn)象 JD4為預(yù)應(yīng)力對(duì)比試件，預(yù)應(yīng)力大小為30 kN。

加載到270 kN時(shí)，A面左下角出現(xiàn)裂縫。950 kN時(shí)，相對(duì)滑移開始快速增長(zhǎng)，此時(shí)相對(duì)滑移為0.8 mm。極限荷載為955 kN，此時(shí)相對(duì)滑移為0.9 mm。隨后荷載下降至668 kN，開始上升，判斷此時(shí)螺桿參與抗剪，807 kN時(shí)有巨響，螺桿YX5在C面鋼板與鋼墊板交界處斷裂，根據(jù)螺桿斷痕判斷其是被剪斷。其他螺桿現(xiàn)象不明顯。試件最終發(fā)生界面滑移破壞，破壞時(shí)柱底周圍混凝土沖切現(xiàn)象嚴(yán)重（圖13）。

圖13 JD4裂縫及滑移現(xiàn)象圖Fig.13 Pictures of cracks and slip phenomenon of JD4

5.1.5 各試驗(yàn)現(xiàn)象綜合描述 JD1-JD4為預(yù)應(yīng)力對(duì)比試件，隨著預(yù)應(yīng)力的增大，可發(fā)現(xiàn)極限荷載明顯提升，基本呈線性關(guān)系。其中JD2在達(dá)到極限荷載后有一根螺桿迅速斷裂（僅相差11 kN），判斷其在極限荷載時(shí)完全參與抗剪。其他試件螺桿在達(dá)到極限荷載后75 kN和148 kN后才首次出現(xiàn)斷裂情況，因此判斷其他試件螺桿參與抗剪效果均不明顯。且JD2的極限荷載值為15.0 mm，明顯大于其他試件，分析是因?yàn)槁輻U變彎過(guò)程延長(zhǎng)了界面滑移破壞的過(guò)程。因此，JD2等效極限承載能力取滑移第二次速變的荷載值，為700 kN。各試件特征值見表2。

表2 JD1-JD4各試驗(yàn)特征值Table 2 Characteristic values of tests JD1～JD4

5.2 預(yù)應(yīng)力-極限荷載曲線

通過(guò)對(duì)極限荷載和預(yù)應(yīng)力的數(shù)據(jù)擬合，得到圖14所示的極限荷載-預(yù)應(yīng)力曲線。相關(guān)系數(shù)R2為0.9952，可看出極限荷載與預(yù)應(yīng)力大小呈高度線性關(guān)系。未施加預(yù)應(yīng)力時(shí)，極限荷載為534 kN；當(dāng)每個(gè)面施加30 kN的預(yù)應(yīng)力時(shí)，極限荷載為965 kN，極限承載力可提高約78.84%，增強(qiáng)效果明顯。

圖14 極限荷載-預(yù)應(yīng)力曲線Fig.14 Ultimate load-prestress curve

5.3 受力機(jī)理分析

通過(guò)四個(gè)試件的對(duì)比分析，可看出在加載初期，螺桿并未受力，托換節(jié)點(diǎn)的承載力主要由新舊混凝土的界面粘聚力和骨料咬合力組成[7,8]。隨著荷載加大，界面粘聚力逐漸失效，混凝土骨料咬合力被剪壞，新舊混凝土界面發(fā)生滑動(dòng)摩擦。當(dāng)滑移塞滿螺桿預(yù)留空隙時(shí)，螺桿參與受剪并依次被剪斷，此過(guò)程荷載因螺桿受剪會(huì)略微上升，剪斷后荷載迅速下降，直到所有螺桿均失效，最終發(fā)生界面滑移破壞。

對(duì)拉螺桿施加的預(yù)應(yīng)力，既有效增強(qiáng)了托換節(jié)點(diǎn)的整體性，又增大了新舊混凝土界面的骨料咬合力和摩擦力。當(dāng)發(fā)生界面滑移破壞時(shí)，根據(jù)庫(kù)倫定律以及摩擦力的計(jì)算公式，可推出極限荷載與預(yù)應(yīng)力大小呈線性關(guān)系。當(dāng)采用本文的模型比例時(shí)，可得到圖14所示的極限承載力與預(yù)應(yīng)力相關(guān)的近似公式。

6 結(jié)語(yǔ)

本通過(guò)有限元分析驗(yàn)證了三面包柱式鋼筋混凝土柱托換節(jié)點(diǎn)的可操作性，并通過(guò)試驗(yàn)初步分析了其破壞現(xiàn)象和受力機(jī)理，發(fā)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力大小與極限荷載呈高度線性關(guān)系，可為類似工程提供參考。該托換節(jié)點(diǎn)有效避免了施工場(chǎng)地限制，安全可靠，施工簡(jiǎn)便，目前關(guān)于此類型托換節(jié)點(diǎn)的分析研究還很少[9,10]，有待進(jìn)一步研究其受力機(jī)理。

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[9]鄭愛(ài)萍.既有建筑托換構(gòu)件的研究與設(shè)計(jì)[D].濟(jì)南：山東建筑大學(xué)，2010.

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StudyonPerformanceofUnderpinningJointwithThreeSidesBeams EnclosedRCColumn

YU Xiao1*,WU Er-jun1,WANG Ting2
1.College of Civil and Transportation Engineering/Hohai University,Nanjing 210098,China
2.College of Harbor,Coastal and Offshore Engineering/Hohai University,Nanjing 210098,China

In structural underpinning projects,the construction space of one side’s concrete column could often be narrow, thus the common underpinning method four sides beams enclosed RC column of is not applicable.This paper introduced a kind of underpinning joint with three sides beams enclosed RC column column in combination with a project case,and made force analysis on that through finite element calculation which verified the reliability of the design,and inspected the influence rule of its failure mode,stress mechanism and prestress size on its carrying capacity via experiments.The experiment results showed that the underpinning joint with three sides beams enclosed RC column has a good bearing capacity and drawability,and the destruction pattern is the new-old concrete interface slip failure and the underpinning beam bottom’s punch;the bearing capacity of underpinning joint and the imposed prestress size presents a highly linear relation. When each side of the joint is exerted with 30kN prestress,the ultimate bearing capacity could be improved by 78.84%.

Column-underpinning;three sides beams enclosed column;finite element;prestress;force performance

TU746.6

:A

:1000-2324(2017)02-0178-08

10.3969/j.issn.1000-2324.2017.02.004

2016-03-24

:2016-12-03

余 瀟(1991-),男,在讀研究生.研究方向:建筑物的加固與改造.E-mail:yuxiao910406@163.com

*通訊作者:Author for correspondence.E-mail:yuxiao910406@163.com