唐昌輝，梁欣易

(湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙410082)

已建房屋改造加固工程中“托梁拔柱”是改善建筑物使用空間的常用改造方法，適用于工業(yè)和民用舊房改造，主要有增大梁截面加固法、體外預(yù)應(yīng)力加固法、斜支撐加固法等[1-3]。目前，托梁拔柱工程在進(jìn)行設(shè)計(jì)和施工時(shí)主要考慮了結(jié)構(gòu)的承載力極限狀態(tài)和正常使用極限狀態(tài)，但拔柱后結(jié)構(gòu)往往伴隨著梁跨度大幅增加、原結(jié)構(gòu)二次受力和局部結(jié)構(gòu)的削弱，較改造前有著更大的連續(xù)倒塌風(fēng)險(xiǎn)[4]。自1965年英國(guó)Ronan Point 公寓因爆炸引發(fā)的連續(xù)倒塌事件開始，結(jié)構(gòu)的連續(xù)倒塌問(wèn)題愈發(fā)受到工程界關(guān)注。所謂連續(xù)倒塌破壞,是指結(jié)構(gòu)局部的破壞導(dǎo)致整體結(jié)構(gòu)或結(jié)構(gòu)的一個(gè)主要部分發(fā)生破壞，或是結(jié)構(gòu)最終的破壞范圍和破壞程度與結(jié)構(gòu)初始破壞的范圍及程度不成比例[5]。連續(xù)倒塌一旦發(fā)生，很可能會(huì)造成嚴(yán)重的生命財(cái)產(chǎn)損失，因此，對(duì)托梁拔柱引起的抗連續(xù)倒塌問(wèn)題進(jìn)行深入研究很有必要。本文以某高層框架結(jié)構(gòu)拔柱工程[6-7]為研究對(duì)象，運(yùn)用OpenSEES 有限元軟件建立結(jié)構(gòu)的三維模型，對(duì)使用“人”字斜撐加固的拔柱施工過(guò)程進(jìn)行了模擬分析，并對(duì)改造前后結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌能力展開研究。

1 拔柱改造方案及施工過(guò)程

1.1 工程概況

工程涉及的建筑為地上12 層，地下1 層的辦公樓；-1 層至10 層層高4.2 m，頂部2 層存在錯(cuò)層，總高58.2 m，抗震設(shè)防烈度6 度以下，基礎(chǔ)為人工挖孔樁，設(shè)計(jì)基準(zhǔn)期50 a，基本雪壓0.2 kN/m2，基本風(fēng)壓0.3 kN/m2。基礎(chǔ)混凝土等級(jí)為C25，地下室及1 層梁板柱混凝土為C40；2 至5 層柱混凝土C40，梁板混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30；6 層以上梁板柱混凝土均為C30。梁板柱內(nèi)縱筋為HRB400，箍筋為HPB300。由于1 和2 層大廳處柱距過(guò)密，影響建筑使用功能，應(yīng)業(yè)主要求，拔除1 和2 層的15×C柱與16×C 柱，并截去2 層C 軸上14～15 軸間梁，拔柱層結(jié)構(gòu)平面和建筑剖面分別如圖1和圖2所示。

根據(jù)工程結(jié)構(gòu)檢測(cè)和現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查，該結(jié)構(gòu)梁柱混凝土強(qiáng)度及配筋情況均滿足設(shè)計(jì)要求，且周邊地質(zhì)狀況良好，具備進(jìn)行托梁拔柱改造的條件。

圖1 結(jié)構(gòu)平面圖Fig.1 Structural plan

圖2 結(jié)構(gòu)剖面圖Fig.2 Structural profile

1.2 加固改造方案

該房屋在加固改造前已完成部分裝修工作，故改造方案需要綜合考慮建筑結(jié)構(gòu)、經(jīng)濟(jì)性、施工周期及技術(shù)可行性等因素。

依據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[8]的受彎構(gòu)件撓度限值要求，拔柱后梁底最大撓度需控制在l0/300,即22.2 mm 以內(nèi)，在此基礎(chǔ)上參考曹雙寅等[2]對(duì)基于附加變形控制的框架抽柱擴(kuò)跨研究的計(jì)算方法，利用中國(guó)建筑科學(xué)研究院研發(fā)的PKPM 軟件計(jì)算得到拔柱后柱上方被支承梁的豎向撓度為2.32 mm?？紤]到以斜撐法托梁拔柱時(shí)，作為主要新增受力構(gòu)件的斜撐以受壓為主，其傳力路徑明確，能較好地控制拔柱處的附加變形，同時(shí)，本工程原結(jié)構(gòu)中的15×A 及16×A 雙柱截面剛度較大，有較大剩余承載力。故本工程在拔柱前選擇對(duì)待拔柱處上層，即地上2 層15 和16 軸上的A～D 軸間采用“人”字斜撐法對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行加固，同時(shí)對(duì)斜撐的下弦梁、15×D 柱和16×D 柱分別進(jìn)行增大截面法加固和濕式外包角鋼加固，加固施工圖如圖3和圖4所示。

圖3 斜撐及下弦梁加固施工圖Fig.3 Drawing of inclined brace and its lower chord beam

圖4 外包鋼柱加固施工圖Fig.4 Grawing of steel-encased-column

1.3 拔柱施工前期準(zhǔn)備工作

為保證加固效果，施工前對(duì)植筋進(jìn)行了拉拔試驗(yàn)，并對(duì)達(dá)到養(yǎng)護(hù)齡期的后澆混凝土進(jìn)行了強(qiáng)度測(cè)試，確認(rèn)其均滿足設(shè)計(jì)要求后再進(jìn)行下一步施工。

本工程的拔柱方法為使用鉆芯機(jī)對(duì)柱進(jìn)行鉆孔截柱，為此建立了一套支撐及卸載系統(tǒng)，在拔柱前先利用該系統(tǒng)卸除了部分恒載和活載，待柱拔除后再將千斤頂分級(jí)卸載，以減小拔柱過(guò)程對(duì)結(jié)構(gòu)的擾動(dòng)影響。該系統(tǒng)由兩根鋼分配梁、4 個(gè)力傳感器、8 個(gè)32 t 的液壓千斤頂和4 根用角鋼在四面焊接成整體的鋼管組成，鋼管底部置于基礎(chǔ)底板，每根鋼管頂部均放置2 個(gè)千斤頂，如圖5所示。

在為保證施工過(guò)程的安全和監(jiān)測(cè)拔柱過(guò)程中結(jié)構(gòu)關(guān)鍵部位的位移變化及關(guān)鍵構(gòu)件的內(nèi)力變化，在施工前對(duì)結(jié)構(gòu)建立了一套監(jiān)控系統(tǒng)，測(cè)點(diǎn)布置如圖6～8 所示。

圖5 支撐及卸載系統(tǒng)Fig.5 Support-unload system

圖6 百分表測(cè)點(diǎn)Fig.6 Dial indicator measuring points

圖7 15 軸斜撐應(yīng)變測(cè)點(diǎn)Fig.7 Dial strain measuring points of 15-axis

1.4 拔柱施工過(guò)程

拔柱施工的步驟如下：

1)15×C 柱鉆孔截柱前，利用15×C 柱處的支撐及卸載系統(tǒng)對(duì)柱分3 級(jí)進(jìn)行卸載，卸載值用4 個(gè)力傳感器控制，直至8 個(gè)千斤頂合力總計(jì)約為1 200 kN 后擰緊千斤頂控制閥，使其頂升壓力保持相對(duì)穩(wěn)定。

2)使用鉆芯機(jī)(鉆頭直徑約為100 mm)沿柱頂以下100 mm 處進(jìn)行鉆孔作業(yè)，柱截面尺寸為700 mm×700 mm，每鉆1 個(gè)孔，對(duì)所有量測(cè)儀器進(jìn)行1 次數(shù)據(jù)采集；

3)柱完全截?cái)嗪?，?duì)所有量測(cè)儀器進(jìn)行一次數(shù)據(jù)采集，在確認(rèn)結(jié)構(gòu)安全可靠后，將8 個(gè)千斤頂分2 級(jí)進(jìn)行卸載；

4)對(duì)16×C 柱鉆孔截柱時(shí)，采取與15×C 柱相同的步驟進(jìn)行施工。

圖8 16 軸斜撐應(yīng)變測(cè)點(diǎn)Fig.8 Dial strain measuring points of 16-axis

1.5 改造效果評(píng)估

被拔除的15×C 柱、16×C 所支承的梁底最終豎向位移分別為19.8 mm 和1.97 mm，均同時(shí)滿足規(guī)范[8]的要求及文獻(xiàn)[2]的建議；15×A 軸處及16×A 軸處的斜撐下端梁的最終水平位移分別為0.026 mm 和0.040 mm，位移均較??；拔柱后15 軸和16 軸上斜撐的混凝土應(yīng)變?cè)?25 με～-135 με間均勻分布，說(shuō)明拔柱后斜撐偏心受壓，且承載力滿足設(shè)計(jì)要求。-1 層15×A 柱和16×A 柱拔柱后混凝土應(yīng)變變化僅在-20 με左右，即混凝土柱的壓應(yīng)力增值約0.65 MPa，與前期的計(jì)算結(jié)果相符，這2 根柱無(wú)需加固；而-1 層15×D 柱和16×D 柱的外包鋼及原柱混凝土應(yīng)變變化均勻分布于-35 με至-60 με，證明新增角鋼能與原混凝土良好地協(xié)同變形、共同受力。根據(jù)所觀測(cè)到的與被拔柱相鄰柱的柱基的沉降觀測(cè)結(jié)果，未發(fā)現(xiàn)拔柱施工對(duì)該房屋的地基基礎(chǔ)造成的不良影響。

綜上可知，該托梁拔柱工程較為成功，改造加固效果達(dá)到了設(shè)計(jì)預(yù)期。

2 有限元模型建立

采用OpenSEES 有限元軟件建立三維計(jì)算模型，如圖9所示，模型中梁柱尺寸及配筋均根據(jù)原設(shè)計(jì)圖紙取值，并參考Sasani 等[9]的研究，將樓板等效為框架梁的有效翼緣，有效翼緣寬度按照《規(guī)范》[8]取值，梁上線荷載轉(zhuǎn)化為等效線荷載[8]，荷載結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)報(bào)告和原設(shè)計(jì)圖紙取值。模型的梁柱單元均采用基于位移法的Displacement-Based Beam-Column Element 單元，截面采用基于平截面假定的Fiber Section 纖維截面模。

圖9 OpenSEES 模型Fig.9 OpenSEES model

經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)，梁柱構(gòu)件混凝土及鋼材強(qiáng)度均達(dá)到原設(shè)計(jì)要求，參考《建筑結(jié)構(gòu)抗倒塌設(shè)計(jì)規(guī)范CECS 392：2014》[10]，混凝土軸心抗壓、拉強(qiáng)度強(qiáng)度取標(biāo)準(zhǔn)值fck和ftk，鋼筋屈服強(qiáng)度取標(biāo)準(zhǔn)值fyk，極限強(qiáng)度f(wàn)u取屈服強(qiáng)度的1.25 倍。各材料彈性模量均參考《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[9]取值。

采用OpenSEES 有限元軟件中的混凝土本構(gòu)模型Concrete02 和鋼筋本構(gòu)模型Steel02，分別如圖10和圖11所示。其中，鋼筋本構(gòu)模型Steel02 運(yùn)用軟件中的uniaxial Material MinMax 命令為材料設(shè)置極限應(yīng)變，該模型考慮鋼筋達(dá)到屈服強(qiáng)度之后的硬化，鋼筋極限強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的應(yīng)變?chǔ)舥取10%。10%也是鋼筋的材料極限應(yīng)變[11]，當(dāng)材料應(yīng)變超過(guò)極限應(yīng)變之后將失去強(qiáng)度，防止在之后的抗連續(xù)倒塌計(jì)算中高估結(jié)構(gòu)承載力。

圖10 混凝土本構(gòu)模型Fig.10 Concrete constitutive model

圖11 鋼筋本構(gòu)模型Fig.11 Steel bar constitutive model

3 施工過(guò)程模擬及結(jié)果分析

表1為有限元軟件模擬的計(jì)算次序與實(shí)際施工次序的對(duì)應(yīng)關(guān)系，表中的“加載”或“卸載”是指千斤頂實(shí)際加載或卸載的狀態(tài)。

本工程的模擬計(jì)算中可分為以下5 項(xiàng)內(nèi)容：

1)對(duì)原結(jié)構(gòu)模型施加現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查得到的實(shí)際荷載；

2)給受到初始荷載的結(jié)構(gòu)增添支撐單元和加固梁、柱的單元，這些后添加的單元不會(huì)因初始荷載而產(chǎn)生內(nèi)力，符合工程中新增構(gòu)件受力滯后的實(shí)際情況；

3)利用“等效反力法”，把施工各階段力傳感器測(cè)量到的支撐力以等效反力的形式依次作用到梁上，模擬支撐及卸載系統(tǒng)的作用；

4)模擬柱的拔除，此部分的關(guān)鍵是模擬工程中分7 次鉆孔截柱的過(guò)程。作者在OpenSEES 模型中把待拆柱頂部100 mm 設(shè)置為由7 個(gè)共用節(jié)點(diǎn)的單元共同組成，這7 個(gè)單元使用符合平截面假定的Fiber Section 截面，截面大小均為100 mm×700 mm但位置互不重疊，組成了原柱的完整截面，如圖12所示。由于這7 單元共用節(jié)點(diǎn)，故它們兩端各自的6 個(gè)自由度完全相同，但由于平截面假定，它們的變形各自獨(dú)立，這樣便能較好地模擬出原截面的受力情況。接著再利用remove element 命令按施工順序移除這7 個(gè)單元，并計(jì)算每次移除后結(jié)構(gòu)的受力情況，以實(shí)現(xiàn)拆柱過(guò)程的模擬；

5)千斤頂?shù)男遁d，此步驟也可以通過(guò)給等效反力設(shè)置相應(yīng)的比例系數(shù)實(shí)現(xiàn)。

表1 計(jì)算次序與施工次序?qū)?yīng)關(guān)系Table 1 Correspondence between calculation order and construction order

把施工過(guò)程中，15×C 柱和16×C 柱所支承的梁底豎向位移實(shí)測(cè)值與模擬計(jì)算值分別按表1的施工次序列于圖13和圖14中，并用直線將相鄰點(diǎn)兩兩相連，繪制出了施工次序下2 個(gè)被拔柱的柱頂部梁底(即百分表1和2 處)的豎向位移實(shí)測(cè)曲值線和計(jì)算值曲線。從圖中可知，15 軸上第3 層拔柱處梁底的實(shí)測(cè)最終豎向位移為1.98 mm，計(jì)算值為2.10 mm，16 軸上第3 層拔柱處梁底處實(shí)測(cè)最終豎向位移為1.97 mm，計(jì)算值為2.13 mm。兩處拔柱處的豎向位移實(shí)測(cè)值曲線與計(jì)算值曲線均吻合較好。

圖12 被拆柱截面模型Fig.12 Section model of dismantled column

圖13 15×C 柱頂部的梁底在施工過(guò)程中的豎向位移Fig.13 Vertical displacement curve of beam bottom at 15×C-column top pointduring construction process

圖14 16×C 柱頂部的梁底在施工過(guò)程中的豎向位移Fig.14 Vertical displacement curve of beam bottom at 15×C-column top pointduring construction process

取OpenSEES 各個(gè)施工次序下的相關(guān)桿件對(duì)應(yīng)截面處的形心應(yīng)變值作為計(jì)算值與實(shí)測(cè)應(yīng)變值進(jìn)行對(duì)比分析。如圖15～18 所示，同一柱上的斜撐混凝土應(yīng)變變化趨勢(shì)基本一致，在施工次序13(對(duì)應(yīng)15×C 柱完全截?cái)?和施工次序25(對(duì)應(yīng)15×C 柱完全截?cái)?時(shí)，15 軸上和16 軸上的斜撐混凝土應(yīng)變均由正轉(zhuǎn)為負(fù)，此時(shí)2 個(gè)斜撐開始發(fā)揮各自作用，因承擔(dān)上部樓層荷載而受壓。圖中的模擬計(jì)算的應(yīng)變值均略大于實(shí)測(cè)應(yīng)變的平均值，主要原因在于斜撐為后加固構(gòu)件，雖采取了多種措施保證能與原結(jié)構(gòu)協(xié)同變形、共同受力，但實(shí)際工程中斜撐的變形和受力還是會(huì)略微滯后于計(jì)算值。

圖15 15 軸上A～C 軸間斜撐混凝土應(yīng)變Fig.15 Strain of A～C inter-axial bracing concrete on axis 15

圖16 15 軸上C～D 軸間斜撐混凝土應(yīng)變Fig.16 Strain of C～D inter-axial bracing concrete on axis 15

圖17 16 軸上A～C 軸間斜撐混凝土應(yīng)變Fig.17 Strain of A～C inter-axial bracing concrete on axis 16

圖18 16 軸上C～D 軸間斜撐混凝土應(yīng)變Fig.18 Strain of C～D inter-axial bracing concrete on axis 16

以上的實(shí)測(cè)值與模擬計(jì)算值對(duì)比分析驗(yàn)證了該模型的適應(yīng)性，為進(jìn)一步的抗連續(xù)倒塌分析提供了保證。

4 改造前后結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌能力對(duì)比分析

參考相關(guān)文獻(xiàn)[10]和[12]，本文選取拆除構(gòu)件法研究拔柱前后結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌能力變化，即逐個(gè)拆除原結(jié)構(gòu)與拔柱后結(jié)構(gòu)相同部位的豎向受力構(gòu)件，對(duì)它們各自的剩余結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗連續(xù)倒塌計(jì)算。

而拆除構(gòu)件法的計(jì)算方法又分為線性靜力法、非線性靜力法和非線性動(dòng)力法，前兩者本質(zhì)上是在處于動(dòng)力效應(yīng)影響區(qū)域內(nèi)分步施加乘以動(dòng)力放大系數(shù)的荷載效應(yīng)值，模擬構(gòu)件突然失效產(chǎn)生的動(dòng)力效應(yīng)的簡(jiǎn)化計(jì)算方法[13-14]，動(dòng)力效應(yīng)影響區(qū)域通常被定義為：與被拆除柱的柱列相連的跨，且在被拆除柱所在層以上層的樓面[10]。本文中的改造后結(jié)構(gòu)繼續(xù)按此方法定義動(dòng)力效應(yīng)影響區(qū)域已不再符合實(shí)際，故本文采用精確度更高的非線性動(dòng)力法[15]對(duì)比分析拔柱前后兩個(gè)結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌能力。

為此使用OpenSEES 分別建立原結(jié)構(gòu)模型和改造后結(jié)構(gòu)模型，具體計(jì)算步驟如下：

1)對(duì)2 個(gè)完整的結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行靜力加載，荷載取原設(shè)計(jì)的1 倍恒載標(biāo)準(zhǔn)值加0.5 倍活載標(biāo)準(zhǔn)值[10]，讀取待拆柱上下端的內(nèi)力P。注意，在改造后結(jié)構(gòu)的模型中，斜撐等新增構(gòu)件不參與承受這部分荷載；

2)使用remove element 命令移除待拆柱，并把該柱上下端的內(nèi)力P反作用到剩余結(jié)構(gòu)上，計(jì)算剩余結(jié)構(gòu)的基本周期T，此時(shí)剩余結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)與原結(jié)構(gòu)相同；

3)模擬柱的突然失效，在失效柱端點(diǎn)施加P′(t),P′(t)在0≦t≦T/10 內(nèi)從0 線性增加至-P[10]，t≧T/10后P′(t)=-P。

4)繪制失效柱的柱頂位移時(shí)程曲線，判斷結(jié)構(gòu)是否發(fā)生連續(xù)倒塌。連續(xù)倒塌判定準(zhǔn)則參考國(guó)內(nèi)外研究，同時(shí)考慮強(qiáng)度準(zhǔn)則和變形準(zhǔn)則，當(dāng)鋼筋伸長(zhǎng)率超過(guò)10%[11]，或與失效柱相連的最小跨梁兩端的相對(duì)豎向位移Δ與其跨度l的比值超過(guò)1/5[12]時(shí)認(rèn)為結(jié)構(gòu)發(fā)生連續(xù)倒塌。

本文旨在分析托梁拔柱前后結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌能力，由于受本工程影響最大的豎向構(gòu)件為1 層與被拔柱鄰跨各柱且結(jié)構(gòu)為軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)(如圖1所示)，故首先選取1 層與15×C 柱相鄰的16×A 柱，15×C 柱和16×D 柱作為待拆除構(gòu)件。

拆除1 層的16×A 柱，15×C 柱和16×D 柱的柱頂位移時(shí)程曲線如圖19～21 所示，t=0 時(shí)表示開始施加P′(t)?？梢姼脑旌蠼Y(jié)構(gòu)拆柱后柱頂?shù)姆€(wěn)定位移均大于原結(jié)構(gòu)拆柱后柱頂?shù)姆€(wěn)定位移。其中Δ/l和鋼筋伸長(zhǎng)率的最大值均發(fā)生在拆除改造后結(jié)構(gòu)15×A 柱時(shí)的14/1～15 軸間梁上，Δ/l=0.006，遠(yuǎn)小于1/5，鋼筋最大伸長(zhǎng)率為0.28%，遠(yuǎn)小于10%。由此可知結(jié)構(gòu)仍有較充足的剩余承載力和變形空間，不會(huì)發(fā)生連續(xù)倒塌。

圖19 拆除1 層15×A 柱的柱頂位移時(shí)程曲線Fig.19 Vertical displacement time history curve of removed 15×A-column top point on the 1st floor

為研究本工程對(duì)與被拔柱非鄰跨區(qū)域結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌能力的影響，再選取1 層15×F 柱和文獻(xiàn)[10]建議的底層角柱，即-1 層12×G 柱和13×A 柱作為待拆除構(gòu)件。圖22～24 分別給出了改造前后2個(gè)結(jié)構(gòu)分別拆除1 層15×F 柱，-1 層12×G 柱和-1 層13×A 柱的柱頂位移時(shí)程曲線。

圖20 拆除1 層14×C 柱的柱頂位移時(shí)程曲線Fig.20 Vertical displacement time history curve of removed 14×C-column on top point the 1st floor

圖21 拆除1 層15×D 柱的柱頂位移時(shí)程曲線Fig.21 Vertical displacement time history curve of removed 15×D-column top point on the 1st floor

圖22 拆除1 層15×F 柱的柱頂位移時(shí)程曲線Fig.22 Vertical displacement time history curve of removed15×F-column top point on the 1st floor

圖23 拆除-1 層12×G 柱的柱頂位移時(shí)程曲線Fig.23 Vertical displacement time history curve of removed 12×G-column top point on the-1st floor

圖24 拆除-1 層13×A 柱的柱頂位移時(shí)程曲線Fig.24 Vertical displacement time history curve of removed 13×A-column top point on the-1st floor

從圖24可以看出，2 個(gè)結(jié)構(gòu)在拆除上述3 根柱后均未發(fā)生連續(xù)倒塌，且在拆除相同位置的柱時(shí)，穩(wěn)定后的柱頂豎向位移相差很小，表明在被拔柱非鄰跨區(qū)域，結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌能力受拔柱工程影響較小。

5 結(jié)論

1)運(yùn)用OpenSEES 有限元軟件建立的結(jié)構(gòu)三維模型，對(duì)某高層混凝土框架結(jié)構(gòu)托梁拔柱的施工過(guò)程進(jìn)行了模擬，并對(duì)改造前后結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌能力進(jìn)行了分析，驗(yàn)證了該模型的適應(yīng)性，可為這類加固改造工程設(shè)計(jì)和施工監(jiān)控參考。

2)在運(yùn)用OpenSEES 有限元軟件模擬托梁拔柱的施工過(guò)程中，通過(guò)先對(duì)原結(jié)構(gòu)施加初始荷載，后添加新增構(gòu)件的方式模擬了工程中新增構(gòu)件受力滯后的情況，并結(jié)合共用節(jié)點(diǎn)單元和remove element 命令，實(shí)現(xiàn)了對(duì)鉆孔截柱過(guò)程的模擬，模擬得到了被拔柱的柱頂豎向位移全過(guò)程曲線，與實(shí)測(cè)被拔柱的柱頂豎向位移曲線吻合良好。

3)利用OpenSEES 有限元軟件以非線性動(dòng)力拆除構(gòu)件法，計(jì)算得到了改造前后結(jié)構(gòu)的待拆除柱失效后，柱頂?shù)呢Q向位移時(shí)程曲線。分析結(jié)果表明，改造后結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌能力較改造前在與被拔柱鄰跨區(qū)域有一定削弱，根據(jù)目前國(guó)內(nèi)外標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的抗連續(xù)倒塌的能力要求，該房屋在改造前后均能滿足抗連續(xù)倒塌的能力要求。

4)改造前后的2 個(gè)結(jié)構(gòu)在拆除與被拔柱非鄰跨的3 根柱后，相同位置的被拆柱頂部的穩(wěn)定位移相差很小，由此可知，該拔柱工程對(duì)與被拔柱非鄰跨區(qū)域結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌能力影響較小。