王成華，李全輝，張美娜，蘇 娟，占 川

（天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072）

1 引 言

灌注樁在施工過程中容易出現(xiàn)斷樁、縮徑、擴(kuò)徑、夾泥、離析等缺陷[1-3]。據(jù)統(tǒng)計(jì)，我國(guó)每年用樁量超過500×104根，而施工完好率僅80%左右，缺陷樁基礎(chǔ)數(shù)量巨大，處理不當(dāng)會(huì)給工程帶來極大的安全隱患和經(jīng)濟(jì)損失[4-5]。國(guó)內(nèi)外對(duì)于缺陷樁基礎(chǔ)的研究?jī)?nèi)容主要包括缺陷樁的成因、缺陷樁的檢測(cè)和缺陷樁的處理方法三方面。對(duì)于缺陷樁基礎(chǔ)的承載性狀，特別是含有缺陷樁的群樁基礎(chǔ)整體工作性狀的研究相對(duì)較少，仍處于初級(jí)階段。工程實(shí)踐中，樁身缺陷的識(shí)別和處理通常能夠受到重視，但缺陷樁承載性狀的定量分析相對(duì)受到忽視，因此，對(duì)缺陷樁基礎(chǔ)的處理和利用大多憑借經(jīng)驗(yàn)，而缺乏合適的理論依據(jù)[6-7]。事實(shí)證明，學(xué)術(shù)界對(duì)缺陷樁基礎(chǔ)承載機(jī)理的研究尚處于初步探討階段，缺乏評(píng)價(jià)其承載性狀的工程實(shí)用方法。

針對(duì)上述現(xiàn)實(shí)，本次對(duì)缺陷樁的單樁承載力特性進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)模型試驗(yàn)研究，通過開展正常樁和缺陷樁的豎向靜載模型試驗(yàn)，測(cè)試單樁極限承載力，研究各種缺陷對(duì)樁基豎向承載性狀的影響。對(duì)比缺陷樁和正常樁的單樁承載特性，分別探討了斷樁、縮徑、擴(kuò)徑、泥皮等缺陷對(duì)單樁承載性狀的影響，以期為缺陷樁基礎(chǔ)的處理和利用提供理論依據(jù)，為提出評(píng)價(jià)缺陷樁基礎(chǔ)豎向承載力和樁頂沉降的指標(biāo)體系和方法奠定技術(shù)基礎(chǔ)。

2 場(chǎng)地條件

本次通過開展了一系列大比例尺的現(xiàn)場(chǎng)模型試驗(yàn)，研究原位土中各缺陷對(duì)灌注樁承載力的影響。試驗(yàn)場(chǎng)地位于天津市北辰區(qū)河北工業(yè)大學(xué)新校區(qū)內(nèi)的一塊長(zhǎng)約50 m，寬約20 m 的平地上。地基淺層為厚約0.75 m 的粉質(zhì)黏土層，其下部為厚約4.6 m的黏土層，地下水位為-1.5 m。地基土的物理力學(xué)指標(biāo)見表1。

表1 地基土的物理力學(xué)指標(biāo)Table 1 Physico-mechanical indexes of ground soil

3 模型樁設(shè)計(jì)方案

試驗(yàn)共澆筑鉆孔灌注單樁20 根，均采用構(gòu)造配筋，其中試樁2 根，正常樁3 根，擴(kuò)徑樁、縮徑樁、泥皮樁各3 根，斷樁6 根。為了避免樁間相互影響，樁間距取5 倍樁徑即1 m。試做樁的目的是在正式試驗(yàn)前對(duì)成孔、灌注混凝土、養(yǎng)護(hù)及加載的環(huán)節(jié)進(jìn)行前期試驗(yàn)、檢查、驗(yàn)證。正常樁數(shù)據(jù)作為各種缺陷研究的公共基準(zhǔn)數(shù)據(jù)。各試驗(yàn)樁理論樁長(zhǎng)為3.25 m，樁徑為0.2 m，設(shè)計(jì)方案見表2，尺寸如圖1 所示。

表2 試驗(yàn)樁設(shè)計(jì)方案Table 2 Design scheme for test piles

圖1 試驗(yàn)樁尺寸圖(單位:mm)Fig.1 Size of test piles(unit:mm)

4 缺陷樁成樁工藝

4.1 成孔與灌注

模型灌注樁采用鉆孔工藝成孔。定好樁位后，采用手扶式小型地鉆鉆孔，見圖2、3。

4.2 縮徑樁制作

圖2 模型灌注樁制作過程Fig.2 Making process of test bored piles

圖3 成樁完畢Fig.3 Finished test piles

現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)縮徑缺陷模型樁由于存在鋼筋籠，不能采用室內(nèi)試驗(yàn)推入土柱的方法制作，為此將試驗(yàn)方法改進(jìn)：（1）正常灌樁至距地表0.9 m 高度處。（2）使用外徑為90 mm 的PVC 管作為護(hù)筒，掛在鋼筋籠的指定位置，避免下沉。保證護(hù)筒底端深入已灌混凝土中50 mm。（3）向護(hù)筒兩側(cè)填入鉆孔過程中鉆出的粉質(zhì)黏土，填土過程中注意避免填土進(jìn)入護(hù)筒內(nèi)部而形成斷樁。經(jīng)實(shí)踐，當(dāng)填入10 kg 粉土?xí)r，粉土已足夠密實(shí)，且高度為300 mm，達(dá)到計(jì)劃所做缺陷高度。（4）為避免護(hù)筒內(nèi)外混凝土壓強(qiáng)差過大而影響填土過程，護(hù)筒內(nèi)、外兩側(cè)應(yīng)同步灌入混凝土，直至灌注至設(shè)計(jì)高度。

4.2 擴(kuò)徑樁制作

現(xiàn)場(chǎng)擴(kuò)徑缺陷樁的制作工藝：

（1）成孔深至1.4 m 左右時(shí)，暫停鉆孔，用自制擴(kuò)孔鏟進(jìn)行擴(kuò)孔，最終將土表面以下0.6～0.9 m的孔徑擴(kuò)至500 mm，即2.5 倍樁徑。

（2）擴(kuò)孔完畢后，繼續(xù)使用地鉆鉆孔至地表以下3 m，鉆孔過程中可帶出擴(kuò)孔時(shí)落入樁孔的虛土。

（3）正常清孔，灌樁。

4.3 斷樁制作

斷樁缺陷的具體形式多種多樣，為了定量地研究，設(shè)計(jì)斷樁缺陷為全截面斷開，斷樁空缺處的形狀為短柱型，空缺處不含任何雜質(zhì)。為控制試驗(yàn)變量，斷樁采用通長(zhǎng)配筋，與正常樁一致。斷樁成樁工藝的關(guān)鍵是斷樁缺陷的模擬，現(xiàn)對(duì)斷樁空缺處的處理方法介紹如下。

在斷樁空缺的上表面設(shè)置一道屏障，阻止其上部的混凝土塌落，使得該屏障上下部樁體脫離，形成斷樁缺陷。

屏障材料選擇易于加工的復(fù)合木板，厚4 mm。制作成環(huán)形木片，見圖4(a)，外徑為0.20 m，內(nèi)徑為0.15 m，其上均勻穿8 個(gè)直徑為6.00 mm 的孔，保證鋼筋籠的8 根縱筋可穿過孔隙，該環(huán)形木片可填充鋼筋籠與孔壁之間的間隙，另外，制作一圓形木片，直徑大于0.15 m 且小于0.17 m，使其恰好可封住環(huán)形木片中心的孔洞部分。

屏障的形狀如圖4(b)所示。使用時(shí)，將裝有環(huán)形木片的鋼筋籠放入樁孔，灌注混凝土，用探桿探測(cè)混凝土澆筑的高度至缺陷設(shè)計(jì)高度時(shí)，暫停澆筑，將圓形木片放入鋼筋籠中，封住環(huán)形木片缺口，繼續(xù)澆筑斷樁缺陷上部的樁體。

實(shí)際試驗(yàn)過程中，為解決圓形木片承載力不足以及圓形木片的精確定位等問題，需在木片中心處插入一根鋼筋，并將木片固定在鋼筋一端。使用時(shí)，用鋼筋將木片送入鋼筋籠中并放置在設(shè)計(jì)位置。斷樁鋼筋籠見圖5。

Fig.4 環(huán)形木片和屏障裝置Fig.4 Annular wood chips and barrier device

圖5 斷樁鋼筋籠Fig.5 Reinforcement cage of broken piles

4.4 泥皮制作

泥皮樁成樁工藝的關(guān)鍵是樁側(cè)泥皮的模擬，泥皮制作過程：

①抽干樁孔中的地下水，將直徑為0.16 m、長(zhǎng)3 m、下部封口的PVC 管伸至孔底，注意保證PVC 管位于樁孔中心。

② 將預(yù)先配置的膨潤(rùn)土泥漿沿PVC 管外側(cè)倒入樁孔中，同時(shí)向PVC 管中注入清水以防止PVC管上浮，直至泥漿充滿整個(gè)側(cè)壁，見圖6。

③靜置3 h，孔壁側(cè)形成泥皮，見圖7。至此，泥皮缺陷制作完成，隨后可澆筑樁體。

圖6 泥漿灌注Fig.6 Pouring slurry

圖7 樁側(cè)泥皮Fig.7 Mud cake around piles

限于篇幅，各類缺陷樁的具體制作方法在此不再贅述，可參見文獻(xiàn)[8-10]。

5 試驗(yàn)加載方案

試驗(yàn)樁養(yǎng)護(hù)期約100 d，試驗(yàn)樁強(qiáng)度達(dá)到試驗(yàn)要求。試驗(yàn)采用堆載法，壓重在檢測(cè)前一次性均勻施加，圖8為堆載施加后的照片。加載系統(tǒng)通過千斤頂施加荷載，上部依靠鋼筋混凝土梁提供反力，梁上部對(duì)稱放置4 塊壓重塊，每塊壓重塊重20 kN。梁下部與梁正交固定一工字鋼，工字鋼與下部傳感器接觸，傳感器下端為千斤頂，千斤頂與樁頭之間放置一塊50 mm 厚鋼板，以保證加載面水平，且方便放置位移計(jì)。表架為一個(gè)5 m 長(zhǎng)角鋼架。在每個(gè)樁頂放置4 塊位移計(jì)測(cè)量其沉降值，取平均值作為樁頂量測(cè)沉降量。

本次試驗(yàn)由于測(cè)量條件、場(chǎng)地試驗(yàn)條件、試驗(yàn)時(shí)間等多方面的限制，采用快速維持荷載法。加載試驗(yàn)采用分級(jí)加載，根據(jù)試樁試驗(yàn)結(jié)果預(yù)估樁基極限承載力為50 kN，所以擬定每級(jí)荷載加載增量為5 kN。加載裝置采用油壓千斤頂，實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)樁頂沉降變化情況，觀測(cè)試驗(yàn)現(xiàn)象。卸載時(shí)逐級(jí)等量卸載，每級(jí)卸載量為加載時(shí)分級(jí)荷載的2 倍。

圖8 試驗(yàn)設(shè)備及裝置Fig.8 Test device and setup

6 試驗(yàn)結(jié)果分析

6.1 正常樁的荷載-沉降關(guān)系分析

分析整理3 根正常樁的試驗(yàn)數(shù)據(jù)得樁頂荷載Q與沉降量s 的關(guān)系曲線如圖9 所示。由圖可見，3條正常樁的荷載-沉降關(guān)系曲線離散性較小，特別是在陡降段之前，基本處于一條直線上，這說明現(xiàn)場(chǎng)土質(zhì)條件均勻，灌注樁的成樁質(zhì)量高，且加載方法一致。鑒于此，取平均值作為正常樁最終的荷載-沉降關(guān)系曲線，見圖中虛線。

圖9 正常樁荷載-沉降關(guān)系曲線Fig.9 Load-settlement curves of normal piles

正常樁的荷載-沉降關(guān)系曲線形狀屬于陡降型，根據(jù)陡降點(diǎn)位置以及每級(jí)荷載下的樁頂沉降量[11]，得到極限承載力約為40 kN，對(duì)應(yīng)樁頂沉降8.4 mm。加載至35 kN 之前，千斤頂加載后百分表讀數(shù)迅速穩(wěn)定，樁頂沉降量極小，與加載值呈線性關(guān)系，說明此時(shí)荷載主要由樁側(cè)摩阻力承擔(dān)，加載至35 kN時(shí)的沉降量?jī)H2 mm；加載超過35 kN 后樁頂沉降值迅速增加，說明隨著荷載等級(jí)增大，樁土界面開始出現(xiàn)滑移破壞；加載至40 kN 時(shí)，樁頂沉降已是35 kN 時(shí)的4 倍以上，曲線出現(xiàn)明顯陡降點(diǎn)，此時(shí)樁側(cè)摩阻力達(dá)到極限并不再增長(zhǎng)，樁端分擔(dān)的荷載增大。陡降點(diǎn)之后，曲線再次呈線性增長(zhǎng)，此時(shí)承載力增量為樁端阻力，荷載達(dá)到一定值后，樁側(cè)摩擦力和樁端阻力均不再增長(zhǎng)，樁土界面產(chǎn)生滑移破壞。

6.2 縮徑樁與正常樁的荷載-沉降關(guān)系對(duì)比分析

縮徑樁與正常樁樁頂?shù)暮奢d-沉降關(guān)系曲線如圖10 所示。圖中，取3 根縮徑樁的荷載-沉降關(guān)系曲線的平均值與正常樁對(duì)比分析。由圖可見，加載至30 kN 之前，缺陷樁曲線與正常樁幾乎重合，說明荷載水平較小時(shí)縮徑缺陷對(duì)樁頂沉降影響不大，此時(shí)荷載主要由樁側(cè)摩阻力承擔(dān)；30 kN 之后，該曲線進(jìn)入陡降階段，陡降段斜率比正常樁大，說明縮徑缺陷使每級(jí)樁頂沉降量較正常樁大，此時(shí)樁土界面開始出現(xiàn)滑移破壞。S1、S2、S3 三根縮徑樁平均后的曲線與S1、S2 的曲線相差無幾，在樁頂沉降為10 mm 處，正常樁的加載值為41 kN 左右，縮徑缺陷樁的加載值為35～36 kN，縮徑樁的極限承載力比正常樁小12.5 %左右。因此，對(duì)含有縮徑缺陷的單樁來說，縮徑缺陷降低了單樁豎向極限承載力，降幅在正常樁承載力的15%范圍內(nèi)。

圖10 縮徑樁與正常樁的荷載-沉降關(guān)系曲線Fig.10 Load-settlement curves of stem shrinkage piles and normal piles

6.3 擴(kuò)徑樁與正常樁荷載-沉降關(guān)系對(duì)比分析

擴(kuò)徑樁與正常樁樁頂?shù)暮奢d-沉降關(guān)系曲線如圖11 所示。由圖可見，3 根擴(kuò)徑樁的荷載-沉降關(guān)系曲線離散性較大，各自單獨(dú)分析。K3 號(hào)樁的陡降點(diǎn)值比正常樁小，曲線尾部段斜率較正常樁小，曲線整體形狀比正常樁緩，說明擴(kuò)徑部位擴(kuò)孔成功，但樁底存在一定程度的虛土和地下水，導(dǎo)致成樁質(zhì)量不能保證，樁基承載力偏低，考慮到灌樁當(dāng)天有降水天氣，樁底虛土成因可推測(cè)為雨水沖刷導(dǎo)致孔壁塌孔，同時(shí)帶入一定量雨水，造成樁底淤泥過多，灌樁時(shí)未能及時(shí)發(fā)現(xiàn)并取出，故K3 不具有代表性。

圖11 擴(kuò)徑樁與正常樁的樁頂荷載-沉降關(guān)系曲線Fig.11 Load-settlement curves of stem enlargement piles and normal piles

K1、K2 的荷載-沉降關(guān)系曲線均比正常樁緩，相比于正常樁均沒有明顯陡降點(diǎn)。加載至40 kN 時(shí)，正常樁樁頂沉降量已達(dá)10 mm，擴(kuò)徑樁僅為4 mm，說明了擴(kuò)徑缺陷具有較好的減沉作用；加載超過40 kN 后，曲線斜率逐漸增大，擴(kuò)徑樁樁頂沉降量逐級(jí)緩慢遞增，這主要是因?yàn)閿U(kuò)徑部位下部土體發(fā)生破壞，與樁端貫入破壞同時(shí)發(fā)生，加速了樁頂沉降速率；加載至50 kN 時(shí)，正常樁樁頂沉降量已超過50 mm，擴(kuò)徑樁樁頂沉降量為12～14 mm；要使擴(kuò)徑樁樁頂沉降大于50 mm，需加載至68～70 kN。由此可見，對(duì)含有擴(kuò)徑缺陷的單樁來講，擴(kuò)徑缺陷對(duì)單樁的豎向極限承載力產(chǎn)生有利影響，增幅在正常樁承載力的15%范圍內(nèi)。

6.4 斷樁與正常樁荷載-沉降關(guān)系對(duì)比分析

1/2 斷樁樁頂?shù)暮奢d-沉降關(guān)系曲線如圖12 所示。

圖12 1/2 斷樁樁頂?shù)暮奢d-沉降關(guān)系曲線Fig.12 Load-settlement curves of broken piles

由圖12 可見，3 條曲線離散性較小，且都有明顯的陡降段，可取平均值進(jìn)行研究。根據(jù)其陡降點(diǎn)的位置確定其極限承載力[11]，則3 根樁的極限承載力均大約為28 kN。

1/4 斷樁樁頂?shù)暮奢d-沉降關(guān)系曲線如圖13 所示。由圖可知，D21、D23 號(hào)斷樁的曲線比較吻合，D22 號(hào)斷樁的曲線相對(duì)其他兩條來講，較為離散。根據(jù)陡降點(diǎn)的位置，取極限承載力分別為30、35、30 kN。

圖13 1/4 斷樁樁頂?shù)暮奢d-沉降關(guān)系曲線Fig.13 Load-settlement curves of broken piles

分析D22 的曲線發(fā)現(xiàn)，加載至40 kN 荷載時(shí)，本級(jí)沉降8.25 mm，已經(jīng)超過上一級(jí)沉降1.59 mm的5 倍，此時(shí)已經(jīng)發(fā)生破壞，且因?yàn)椴捎玫募虞d方法是快速加載法，可能沉降還未完全發(fā)生，時(shí)間就已經(jīng)超過1 h，且有收斂的跡象，繼續(xù)加上了下一級(jí)荷載，使其總位移超過40 mm，其極限承載力仍然取35 kN。

兩類斷樁與正常樁樁頂?shù)暮奢d-沉降關(guān)系曲線如圖14 所示。由圖可見，相對(duì)于正常樁來講，1/4斷樁的極限承載力有稍微的降低，而1/2 斷樁承載力降低幅度大。正常樁的曲線在初加載階段比較平緩，到反彎點(diǎn)后會(huì)有一個(gè)陡降的趨勢(shì)；斷樁的曲線中，在最初的階段跟正常樁相比是基本一致的，差別存在于反彎點(diǎn)出現(xiàn)的位置，研究分析表明，反彎點(diǎn)出現(xiàn)之前的位移大小與斷樁缺陷距離地表的距離有關(guān)系，其實(shí)質(zhì)是反彎點(diǎn)的出現(xiàn)與缺陷上部樁段的長(zhǎng)度有關(guān)：上部樁體的長(zhǎng)度越大，會(huì)造成反彎點(diǎn)前的位移越大。當(dāng)取其極限狀態(tài)，即上部斷樁的長(zhǎng)度為樁的總長(zhǎng)度，則轉(zhuǎn)化為正常樁。

現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)中斷樁的缺陷部位不是完全空缺，而是有鋼筋支撐，使得荷載逐漸加大時(shí)上部斷樁有較大的沉降，但尚未沉到與下部樁段相接觸的程度，因此曲線沒有比較明顯的平臺(tái)期，而是直降到底。斷樁的荷載-沉降曲線中，曲線有無平臺(tái)期，主要取決于斷樁部位的鋼筋是否在相應(yīng)的荷載下屈服。

圖14 正常樁與斷樁的荷載-沉降關(guān)系曲線Fig.14 Load-settlement curves of broken piles and normal piles

實(shí)際工程樁承載過程中，樁內(nèi)配筋是否屈服需要綜合多方面因素來判定。對(duì)含有斷樁缺陷的樁基進(jìn)行處理時(shí)，需考慮到樁內(nèi)配筋是否已經(jīng)屈服，全面探測(cè)斷樁缺陷處的情況后再做相應(yīng)處理。

6.5 泥皮樁與正常樁荷載-沉降關(guān)系對(duì)比

本次試驗(yàn)首次通過原型試驗(yàn)來探討泥皮對(duì)樁基豎向承載性狀的影響規(guī)律，與以往室內(nèi)小模型試驗(yàn)[12-13]相比，對(duì)泥皮缺陷的模擬更加接近實(shí)際情況，結(jié)果更具有說服力。泥皮樁的荷載沉降-關(guān)系曲線如圖15 所示。

圖15 泥皮樁荷載-沉降關(guān)系曲線Fig.15 Load-settlement curves of piles with mud around pile stems

由圖15 可見，3 根泥皮樁的荷載-沉降關(guān)系曲線離散型很小，取平均值作為泥皮樁的荷載-沉降關(guān)系曲線并與正常樁進(jìn)行對(duì)比，如圖16 所示。由圖可知，當(dāng)樁頂荷載小于30 kN 時(shí)，正常樁與泥皮樁的荷載沉降曲線近似為線性且重合，這說明在此荷載之前正常樁和泥皮樁樁側(cè)摩阻力均沒有達(dá)到極限狀態(tài)，樁-土相互作用處于彈性階段；當(dāng)樁頂荷載大于30 kN 時(shí)，正常樁和泥皮樁的荷載沉降曲線逐漸偏離原來的直線段，隨著荷載的增加，偏離程度越來越大，泥皮樁沉降與正常樁沉降之差也越來越大，泥皮缺陷的存在加速了樁頂沉降，當(dāng)荷載為35、40、45 kN 時(shí)，正常樁的沉降分別為2.6、10.7、26.1 mm，泥皮樁的沉降分別為4.1、17.1、38.5 mm，泥皮樁的沉降值比正常樁的沉降值分別增加 56.6%、60.4%、47.4%。

圖16 泥皮樁和正常樁的荷載-沉降關(guān)系曲線Fig.16 Load-settlement curves of piles with and without mud around pile stems

由此可見，泥皮樁的極限承載力約為36 kN，對(duì)含有泥皮缺陷的單樁來講，泥皮缺陷降低了單樁豎向極限承載力，其影響范圍在正常樁承載力的15%范圍內(nèi)。

7 結(jié) 論

（1）縮徑缺陷單樁加載至30 kN 之前，荷載-沉降關(guān)系曲線與正常樁幾乎重合，30 kN 之后曲線進(jìn)入陡降段，陡降斜率較正常樁略大；縮徑缺陷降低了單樁豎向極限承載力，降幅在正常樁承載力的15%范圍內(nèi)。

（2）擴(kuò)徑缺陷單樁的荷載-沉降關(guān)系曲線沒有明顯陡降點(diǎn)，加載至40 kN 時(shí)，沉降量為4 mm，超過40 kN 之后，曲線斜率較正常樁小，樁頂沉降量逐級(jí)遞增緩慢。擴(kuò)徑缺陷提高了單樁豎向極限承載力，增幅在正常樁承載力的15%范圍內(nèi)。

（3）斷樁的荷載-沉降關(guān)系曲線中，加載的最初階段跟正常樁相比基本一致，差別在于反彎點(diǎn)出現(xiàn)的位置，反彎點(diǎn)出現(xiàn)之前的位移大小與斷樁缺陷距離地表的距離有關(guān)，即反彎點(diǎn)的出現(xiàn)與缺陷上部樁段的長(zhǎng)度有關(guān)：上部樁體的長(zhǎng)度越大，會(huì)造成反彎點(diǎn)前的位移越大。試驗(yàn)結(jié)果表明，斷樁的承載力因缺陷位置不同而差別較大，實(shí)際工程中的斷樁，需檢測(cè)斷樁缺陷的具體位置再行處理。

（4）泥皮缺陷單樁的荷載-沉降關(guān)系曲線在加載初期與正常樁的曲線基本一致，但隨著荷載等級(jí)的增大，其沉降量較正常樁大；泥皮缺陷降低了樁的豎向極限承載力，降幅在正常樁承載力的15%范圍內(nèi)。

[1]付祖良.鉆孔灌注樁水下混凝土灌注技術(shù)研究與應(yīng)用[碩士論文D].武漢:華中科技大學(xué),2006.

[2]張勤良,邵東升.鉆孔灌注樁質(zhì)量問題及處理措施探討[J].混凝土,2010,32(4):142-144.ZHANG Qin-liang,SHAO Dong-sheng.Discussion on quality issues and measures of bored cast-in-place pile[J].Concrete,2010,32(4):142-144.

[3]蔣建平.灌注樁施工事故實(shí)例及綜合分析[J].施工技術(shù),2006,35(1):51-55.JIANG Jian-ping.Construction accident examples and synthesis of grouting pile[J].Construction Technology,2006,35(1):51-55.

[4]徐余,陳悅,張雪梅,等.疏樁基礎(chǔ)的工程實(shí)例分析[J].巖土工程界,2002,5(12):49-52.XU Yu,CHEN Yue,ZHANG Xue-mei,et al.Project instance analysis of the sparse pile foundation[J].Geotechnical Engineering World,2002,5(12):49-52.

[5]吳慶曾.論基樁完整性檢測(cè)技術(shù)[J].物探與化探,2000,24(4):284-295.WU Qing-zeng.Discussion on the integrity testing technique of foundation piles[J].Geophysical and Geochemical Exploration,2000,24(4):284-295.

[6]吳國(guó)勇.高壓旋噴注漿法處理鉆孔樁缺陷[J].華東公路,1991,14(5):41-48.WU Guo-yong.High-pressure rotating mortar-jetting method for treatment of defects of drilled pile[J].East China Highway,1991,14(5):41-48.

[7]陳秋南,張永興.橋梁樁基礎(chǔ)缺陷復(fù)合檢測(cè)及其加固新方法[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào),2004,23(20):3518-3522.CHEN Qiu-nan,ZHANG Yong-xing.Composite examination and new consolidation method for defect of in-situ bored pile of bridge[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2004,23(20):3518-3522.

[8]張美娜.含擴(kuò)徑、縮徑缺陷樁的豎向承載性狀的實(shí)驗(yàn)研究與數(shù)值分析文題名[碩士論文D].天津:天津大學(xué),2012.

[9]蘇娟.含斷樁缺陷的灌注單樁和群樁豎向承載性狀模型試驗(yàn)研究與數(shù)值分析[碩士論文D].天津:天津大學(xué),2012.

[10]占川.樁土界面特性及其對(duì)灌注樁豎向承載性狀影響的試驗(yàn)研究與數(shù)值分析[碩士論文D].天津:天津大學(xué),2012.

[11]張海峰,趙權(quán)新.基樁豎向靜載試驗(yàn)極限承載力的確定[J].土工基礎(chǔ),2005,19(1):72-74.ZHANG Hai-feng,ZHAO Quan-xin.The determination of vertical ultimate bearing capacity of pile in vertical quiescently loaded test[J].Soil Engineering andFoundation,2005,19(1):72-74.

[12]張忠苗,辛公鋒,吳慶勇,等.考慮泥皮效應(yīng)的大直徑超長(zhǎng)樁離心模型試驗(yàn)研究[J].巖土工程學(xué)報(bào),2006,28(16):2066-2071.ZHANG Zhong-miao,XIN Gong-feng,WU Qing-yong,et al.Centrifuge model tests on super-long piles with large diameters considering mudcake effect[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2006,28(16):2066-2071.

[13]楊彥麗.泥皮對(duì)鉆孔灌注樁豎向承載性狀影響的數(shù)值模擬及試驗(yàn)研究[碩士論文D].天津:天津大學(xué),2011.