摘要：針對(duì)目前軟土地基預(yù)加固處理對(duì)樁基豎向承載特性影響的定量分析不足的問(wèn)題，依托大型圍墾工程案例，就軟土地基預(yù)加固處理對(duì)樁基豎向承載力提高、樁頂沉降控制及負(fù)摩擦阻力減小等方面產(chǎn)生的影響進(jìn)行了定量研究，給出了樁基極限側(cè)摩擦阻力定量計(jì)算的α法、API-2000法及λ法，同時(shí)給出了樁基極限端阻力及樁頂沉降計(jì)算公式。通過(guò)工程案例，分別對(duì)原狀淤泥土、預(yù)加固處理后的地基土中的試驗(yàn)樁進(jìn)行豎向靜載試驗(yàn)，并依據(jù)前述3種計(jì)算方法進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證分析。分析結(jié)果表明：根據(jù)《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》提出的建議值計(jì)算的樁基豎向極限承載力比現(xiàn)場(chǎng)試樁值偏保守，而采用α法計(jì)算的樁基豎向極限承載力更接近現(xiàn)場(chǎng)試樁值；對(duì)深厚淤泥軟土地基進(jìn)行預(yù)加固處理，可以有效提高樁基豎向承載力，但工程案例中豎向承載力提高近50%，同時(shí)對(duì)樁基負(fù)摩擦阻力及樁基沉降控制效果顯著。研究成果可為類似軟土地基加固工程提供參考。

關(guān) 鍵 詞：軟土地基；預(yù)加固處理；極限側(cè)阻力；樁基豎向承載力；樁頂沉降；靜載試驗(yàn)

中圖法分類號(hào)： TV223

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2023.04.027

0 引 言

隨著社會(huì)經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展，土地資源越來(lái)越匱乏，因此越來(lái)越多的建設(shè)用地采用灘涂圍墾造地項(xiàng)目。在此類軟土地基上的建筑基礎(chǔ)型式通常采用樁基礎(chǔ)，樁基礎(chǔ)可以將上部豎向荷載直接傳遞給深層較堅(jiān)硬土層，但軟土地基中樁基負(fù)摩擦阻力、樁身沉降及樁基偏斜等問(wèn)題仍存在，因此對(duì)軟土地基中經(jīng)預(yù)加固處理后的樁基豎向承載特性進(jìn)行深入研究是十分重要的課題。

對(duì)于承受豎向荷載的樁基來(lái)說(shuō)，傳統(tǒng)計(jì)算樁基沉降的方法是太沙基提出的［1］，后期受眾多學(xué)者影響并得到進(jìn)一步發(fā)展［2］。目前單樁沉降計(jì)算方法主要有：荷載傳遞分析法、彈性理論法、剪切變形傳遞法、有限單元分析法、邊界元法、混合法、經(jīng)驗(yàn)法及其他簡(jiǎn)化方法［3］。而在國(guó)內(nèi)實(shí)際工程應(yīng)用中，則按照J(rèn)GJ 94-2008《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》中樁身側(cè)摩阻力與樁端阻力之和計(jì)算［4-5］。

黃朝煊等［6-7］就軟土地基預(yù)加固處理對(duì)樁基水平承載力的提高影響進(jìn)行了深入研究；張乾青［8］對(duì)軟土地基樁基受力性狀和沉降特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究與理論分析；霍知亮等［9］基于美國(guó)樁基標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)樁基豎向承載力計(jì)算進(jìn)行了對(duì)比分析；冷伍明等［10］對(duì)深厚軟土區(qū)中的超長(zhǎng)樁基壓縮變形特性進(jìn)行了測(cè)試分析；王濤等［11］基于側(cè)阻概化對(duì)樁基沉降計(jì)算方法進(jìn)行了研究；周濤等［12］對(duì)高速鐵路橋梁樁基固結(jié)蠕變引起的沉降進(jìn)行了計(jì)算研究；蔡國(guó)軍等［13］基于CPTU測(cè)試對(duì)樁基承載力的可靠性進(jìn)行分析。但目前對(duì)軟土地基預(yù)加固處理后樁基豎向承載特性變化的研究則相對(duì)較少。

基于此，本文依托浙江省溫州市圍墾工程案例，對(duì)軟土地基上經(jīng)預(yù)加固處理后的樁基豎向承載力提升、樁頂沉降控制及負(fù)摩擦阻力減小等影響因素、機(jī)理進(jìn)行了定量研究與探討。

3.1 原狀土及預(yù)加固處理后地基土原位檢測(cè)

3.1.1 十字板剪切試驗(yàn)

真空預(yù)壓20 m分區(qū)的十字板抗剪強(qiáng)度由加固前的9.40～26.66 kPa增到加固后的29.02～53.24 kPa（見(jiàn)圖3），特別是淺層10 m范圍內(nèi)的軟土十字板剪切強(qiáng)度增加較明顯，主要原因是真空壓力在向深層傳遞過(guò)程中受側(cè)向土壓力作用等因素影響存在真空壓力衰減現(xiàn)象。

3.1.2 靜力觸探試驗(yàn)

靜力觸探試驗(yàn)真空預(yù)壓20 m分區(qū)的摩阻力由加固前7.00～7.50 kPa增到加固后13.00～19.25 kPa（見(jiàn)圖3），錐頭阻力由加固前85.00～178.00 kPa增到加固后465.00～750.00 kPa，同樣，在淺層10 m范圍內(nèi)的軟土靜力觸探試驗(yàn)?zāi)ψ枇υ黾虞^明顯。

3.2 現(xiàn)場(chǎng)原位試驗(yàn)及檢測(cè)成果

試驗(yàn)樁樁型有2根（見(jiàn)表2），其原狀土中1根，地基真空預(yù)壓加固處理后1根。采用樁徑為800 mm C30鉆孔灌注樁，地面以下樁長(zhǎng)50 m，在樁身內(nèi)部需預(yù)先埋設(shè)鋼筋應(yīng)力計(jì)。在豎向荷載樁內(nèi)部選取12個(gè)截面，每個(gè)截面埋設(shè)3個(gè)鋼筋應(yīng)力計(jì)，對(duì)稱布置在主筋上（見(jiàn)圖4）。

其中原狀土中P1樁、預(yù)加固處理后P2樁的低應(yīng)變檢測(cè)成果見(jiàn)圖5。

由圖5可知，2根試驗(yàn)樁完整性較好，不存在縮頸等不利影響，樁基施工滿足規(guī)范要求。

分別對(duì)原狀土中P1樁、預(yù)加固處理后的P2樁進(jìn)行豎向承載力靜載試驗(yàn)（見(jiàn)圖4（b）），其中原狀土中P1樁的Q-s曲線及樁身應(yīng)變曲線見(jiàn)圖6。

由圖6（a）可知，原狀土中P1樁在豎向荷載加載至4 400 kN時(shí)，曲線基本光滑，加載至4 800 kN時(shí)，曲線明顯陡降，本級(jí)荷載作用下的樁頂沉降量為前一級(jí)荷載作用下沉降量的10倍有余。終止試驗(yàn)時(shí)樁頂總沉降量達(dá)到96.64 mm。

由圖6（b）可知，在豎向荷載為2 000 kN時(shí)，P1樁各截面應(yīng)變自地表向下有一個(gè)減小趨勢(shì)，并且隨著荷載的逐級(jí)增加，應(yīng)變隨之增大。 每一級(jí)荷載下，沉降穩(wěn)定后樁身應(yīng)變較荷載加載完成后樁身應(yīng)變有小幅度增加。當(dāng)荷載在2 800 kN以內(nèi)時(shí)，試樁各截面應(yīng)變隨荷載的增加增幅較小。當(dāng)荷載達(dá)到3 600 kN時(shí)，樁身上部應(yīng)變逐漸增加，此時(shí)樁身應(yīng)變沿深度基本一致。而當(dāng)荷載達(dá)到4 400 kN時(shí)，試樁各截面應(yīng)變達(dá)到峰值。當(dāng)荷載達(dá)到4 800 kN時(shí)，試樁處于破壞狀態(tài)，各截面應(yīng)變相對(duì)于4 400 kN時(shí)反而稍有減小，說(shuō)明此時(shí)樁周側(cè)摩阻力無(wú)法承載樁頂荷載，試樁整體刺入土體。此外，在距樁頂16 m以內(nèi)的范圍內(nèi)，曲線斜率較大，說(shuō)明該范圍內(nèi)土體側(cè)摩阻力較大。

預(yù)加固處理后地基中的P2樁的Q-s曲線及樁身應(yīng)變曲線見(jiàn)圖7。

由圖7（a）可知，P2樁的Q-s曲線在加載至7 200 kN時(shí)，曲線基本光滑，加載至7 800 kN時(shí)曲線明顯陡降，樁頂總沉降量達(dá)到101.20 mm。

由圖7（b）可知，P2樁各截面應(yīng)變自地表向下有一個(gè)減小趨勢(shì)，并且隨著荷載的逐級(jí)增加，應(yīng)變隨之增大。每一級(jí)荷載下，沉降穩(wěn)定后樁身應(yīng)變較荷載加載完成后樁身應(yīng)變有小幅度增加。當(dāng)荷載在3 000 kN以內(nèi)時(shí)，試樁各截面應(yīng)變隨荷載的增加增幅較小。當(dāng)荷載達(dá)到7 200 kN時(shí)，試樁各截面應(yīng)變達(dá)到峰值。當(dāng)荷載達(dá)到7 800 kN時(shí)，試樁處于破壞狀態(tài)，各截面應(yīng)變相對(duì)于7 200 kN時(shí)反而稍有減小，說(shuō)明此時(shí)樁周側(cè)摩阻力無(wú)法承載樁頂荷載，試樁整體刺入土體。在距樁頂19 m以內(nèi)的范圍內(nèi)，曲線斜率較大，說(shuō)明該范圍內(nèi)土體側(cè)摩阻力較大。

通過(guò)圖7分析可知：在豎向荷載作用下，樁身靠近地面處應(yīng)變最大，隨入土深度往下遞減；樁身各截面應(yīng)變隨著荷載的逐級(jí)增加隨之增大；每一級(jí)荷載下，沉降穩(wěn)定后樁身應(yīng)變較荷載加載完成后樁身應(yīng)變有小幅度增加。在荷載較小時(shí)，樁頂荷載全都由淺層土體提供的樁身側(cè)摩阻力承擔(dān)，因此樁身各截面應(yīng)變較?。浑S著荷載的不斷增大，荷載逐漸向下傳遞，當(dāng)超過(guò)側(cè)摩阻力所能提供的極限值時(shí)，樁身會(huì)整體刺入土中，從而達(dá)到破壞標(biāo)準(zhǔn)。

根據(jù)樁基檢測(cè)規(guī)范，確定本次受檢樁的單樁豎向抗壓極限承載力檢測(cè)值及承載力特征值見(jiàn)表3。

由表3可知，原狀土中P1由靜載試驗(yàn)推求的單樁豎向極限承載力檢測(cè)值為4 400 kN，相應(yīng)極限承載力下的樁頂沉降為17.4 mm，P1樁的單樁豎向承載力特征值為2 200 kN，而P1樁由地質(zhì)勘察單位提供的地質(zhì)建議值指標(biāo)推算的單樁豎向承載力特征值為1 721.9 kN，明顯小于現(xiàn)場(chǎng)原位靜載試驗(yàn)推求值2 200 kN。

對(duì)于預(yù)加固處理后地基中的P2樁，其由靜載試驗(yàn)推求的單樁豎向極限承載力檢測(cè)值為6 600 kN，相應(yīng)極限承載力下的樁頂沉降為26.43 mm，該樁的單樁豎向承載力特征值為3 300 kN。

3.3 樁基豎向承載力對(duì)比分析

根據(jù)該工程地質(zhì)勘察單位提供的地質(zhì)報(bào)告，原狀土地基各土層物理力學(xué)建議值指標(biāo)見(jiàn)表4。

根據(jù)文中樁基側(cè)摩擦阻力計(jì)算的幾種建議方法，結(jié)合原狀土現(xiàn)場(chǎng)十字板剪切強(qiáng)度試驗(yàn)及靜力觸探試驗(yàn)成果，計(jì)算原狀土中各土層的樁基側(cè)摩阻力值，其計(jì)算成果見(jiàn)表5。

由表5可知，根據(jù)原狀土現(xiàn)場(chǎng)十字板剪切強(qiáng)度試驗(yàn)及靜力觸探試驗(yàn)成果，利用本文α法計(jì)算的樁側(cè)土極限側(cè)摩阻力qsu值在淺層土范圍內(nèi)（15 m以內(nèi)）比地質(zhì)勘察單位建議值大，而在深層土（15 m以深）區(qū)比地質(zhì)勘察單位建議值小。在α法、API-2000法及λ法3種方法中，利用α法計(jì)算的樁側(cè)土極限側(cè)摩阻力qsu值一般比API-2000法及λ法偏小，而利用API-2000法計(jì)算的樁側(cè)土極限側(cè)摩阻力qsu值一般最大。

同樣，利用文中樁基側(cè)摩擦阻力計(jì)算的幾種建議方法，結(jié)合預(yù)加固處理后地基土的十字板剪切強(qiáng)度試驗(yàn)及靜力觸探試驗(yàn)成果，計(jì)算預(yù)加固處理后各土層的樁基側(cè)摩阻力值，其計(jì)算成果見(jiàn)表6。

由表6可知，根據(jù)預(yù)加固處理后地基土的十字板剪切強(qiáng)度試驗(yàn)及靜力觸探試驗(yàn)成果，在α法、API-2000法及λ法3種方法中，利用α法計(jì)算的樁側(cè)土極限側(cè)摩阻力qsu值一般比API-2000法及λ法偏小，而利用API-2000法計(jì)算的樁側(cè)土極限側(cè)摩阻力qsu值一般最大，其影響規(guī)律類似于原狀土中計(jì)算成果。

根據(jù)以上原狀土、預(yù)加固處理后樁側(cè)土極限側(cè)摩阻力qsu值計(jì)算成果，分別計(jì)算樁基總豎向極限承載力及樁基沉降等，其計(jì)算成果見(jiàn)表7。

由表7可知，對(duì)于原狀土中的P1樁，分別由地質(zhì)勘察單位提供的地基土建議值、α法、API-2000法及λ法4種方法推算的豎向承載力極限值分別為3 443.93，4 469.82，8 519.53，6 697.67 kN。其中，α法推算的P1樁豎向承載力極限值4 469.82 kN與現(xiàn)場(chǎng)原位靜載試驗(yàn)試樁檢測(cè)的極限承載力4 400 kN較接近，而由地質(zhì)勘察單位提供的地基土建議值推算的樁基極限承載力偏小，采用API-2000法推算的豎向承載力極限值最大。對(duì)于原狀土中的P1樁在4 400 kN樁頂豎向荷載作用下的樁頂沉降，利用公式（17）計(jì)算得樁頂總沉降值為22.6 mm，與現(xiàn)場(chǎng)原位靜載試驗(yàn)值17.4 mm基本接近，但稍偏大。

對(duì)于預(yù)加固處理后地基中的P2樁，分別由α法、API-2000法及λ法3種方法推算的豎向承載力極限值分別為5 432.44，9 650.45，7 392.26 kN。其中，α法推算的豎向承載力極限值5 432.44 kN與現(xiàn)場(chǎng)原位靜載試驗(yàn)試樁檢測(cè)的極限承載力6 600 kN較接近，而采用API-2000法推算的豎向承載力極限值最大。對(duì)于P2樁在7 200 kN樁頂豎向荷載作用下的樁頂沉降，利用式（17）計(jì)算的樁頂總沉降值為34.9 mm，與現(xiàn)場(chǎng)原位靜載試驗(yàn)值26.43 mm基本接近，稍偏大。

通過(guò)以上對(duì)比分析可知，對(duì)深厚淤泥軟土地基進(jìn)行預(yù)加固處理可以有效提高樁基豎向承載力，其同樣樁長(zhǎng)的樁基豎向承載力極限值提高近50%，同時(shí)后期工程建筑中由于堆載、填方等加載引起的樁基負(fù)摩擦阻力效應(yīng)也會(huì)顯著減小，這對(duì)樁基沉降控制效果顯著，可為類似工程建設(shè)提供參考。

3.4 預(yù)加固處理對(duì)樁基負(fù)摩阻力的影響

參考樁基規(guī)范［4］，分析預(yù)加固處理前后對(duì)樁基負(fù)摩阻力的影響。該處為閘址，地基土后期上部荷載為120 kPa左右。根據(jù)原狀土及預(yù)加固處理后土層的十字板剪切強(qiáng)度（見(jiàn)圖3（a）），原狀地基土中中性點(diǎn)深度為ln=0.6×25 m=15.0 m，預(yù)加固處理后地基土中中性點(diǎn)深度為ln=0.5×16 m=8.0 m。

通過(guò)計(jì)算，若原狀土中直接施工，工程完建期單樁負(fù)摩阻力估算值為2 315 kN；而通過(guò)對(duì)軟土地基預(yù)加固處理后再進(jìn)行后續(xù)工程施工，工程完建期單樁負(fù)摩阻力估算值為578 kN。

因此，對(duì)深厚淤泥軟土地基進(jìn)行預(yù)加固處理，可使樁基負(fù)摩擦阻力效應(yīng)得到顯著控制，負(fù)摩阻力減小近75%。

4 結(jié)論與建議

針對(duì)目前軟土地基預(yù)加固處理對(duì)樁基豎向承載特性影響定量分析不足的問(wèn)題，本文依托浙江省溫州市大型圍墾工程案例，對(duì)軟土地基預(yù)加固處理后樁基豎向承載特性的影響進(jìn)行深入研究，其中主要結(jié)論如下：

（1） 基于樁側(cè)飽和黏性土的不排水剪切強(qiáng)度，給出了樁基極限側(cè)摩擦阻力的3種計(jì)算方法，即α法、API-2000法及λ法，同時(shí)給出了樁基極限端阻力計(jì)算公式，進(jìn)而給出了根據(jù)樁側(cè)飽和黏性土不排水剪切強(qiáng)度推求樁基豎向極限承載力計(jì)算公式。

（2） 基于Boussinesq解理論，給出了樁端沉降計(jì)算式，進(jìn)而給出了樁頂總沉降計(jì)算式；同時(shí)對(duì)軟土地基預(yù)加固處理后樁基負(fù)摩阻力計(jì)算所受的影響進(jìn)行了說(shuō)明。

（3） 通過(guò)典型工程案例，分別對(duì)原狀淤泥土、預(yù)加固處理后的地基土中的試驗(yàn)樁進(jìn)行豎向靜載試驗(yàn)。依據(jù)提出的計(jì)算方法進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證分析，得出由勘察單位給的建議值計(jì)算的樁基豎向極限承載力比現(xiàn)場(chǎng)試樁值偏保守，而采用α法計(jì)算的更接近現(xiàn)場(chǎng)試樁值，而采用API-2000法計(jì)算的樁基豎向極限承載力最大。

（4） 在豎向荷載作用下，樁身靠近地面處應(yīng)變最大，隨入土深度往下遞減；樁身各截面應(yīng)變隨著荷載的逐級(jí)增加隨之增大；在荷載較小時(shí)，樁頂荷載全都由淺層土體提供的樁身側(cè)摩阻力承擔(dān)，因此樁身各截面應(yīng)變較?。浑S著荷載的不斷增大，荷載逐漸向下傳遞，當(dāng)超過(guò)側(cè)摩阻力所能提供的極限值時(shí)，樁身會(huì)整體刺入土中，從而達(dá)到破壞標(biāo)準(zhǔn)。

（5） 對(duì)深厚淤泥軟土地基進(jìn)行預(yù)加固處理，可以有效提高樁基豎向承載力，工程案例中豎向承載力提高近50%，同時(shí)對(duì)樁基負(fù)摩擦阻力效應(yīng)也得到顯著控制，對(duì)樁基沉降控制效果顯著，可為類似工程建設(shè)提供參考。

參考文獻(xiàn)：

［1］BUTTERFIED R，BANERJEE P K.The elastic analysis of com-pressible piles and pile group［J］.Géotechnique，1971，21（1）：43-60.

［2］GUO W D.Vertically loaded single piles in Gibson soil［J］.Journal of the Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2000，126（6）：189-193.

［3］龔曉南.樁基工程手冊(cè)［M］.2版.北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2019.

［4］中華人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.建筑樁基技術(shù)規(guī)范：JGJ 94-2008［S］.北京：中國(guó)建筑工業(yè)岀版社，2008.

［5］劉金礪.樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)與計(jì)算［M］.北京：中國(guó)建筑工業(yè)岀版社，1990.

［6］黃朝煊，袁文喜，胡國(guó)杰.成層軟土地基預(yù)固結(jié)處理后樁基水平承載力估算方法［J］.巖土力學(xué)，2021，42（1）：113-124，134.

［7］黃朝煊，李俊杰.置換硬殼層對(duì)成層軟土中樁基水平承載特性的影響研究［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2021，40（增2）：3472-3482.

［8］張乾青.軟土地基樁基受力性狀和沉降特性試驗(yàn)與理論研究［D］.杭州：浙江大學(xué)，2012.

［9］霍知亮，孫立強(qiáng)，郎瑞卿，等.基于美國(guó)標(biāo)準(zhǔn)的樁基豎向承載力計(jì)算分析［J］.建筑科學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2021，38（6）：25-32.

［10］冷伍明，陳琛，徐方，等.深厚軟土區(qū)超長(zhǎng)樁基壓縮變形測(cè)試及分析［J］.湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2019，46（11）：87-96.

［11］王濤，劉金礪，褚卓，等.基于側(cè)阻概化的樁基沉降計(jì)算方法研究［J］.巖土工程學(xué)報(bào)，2021，43（11）：2119-2126.

［12］周濤，徐方，楊奇，等.高速鐵路橋梁樁基固結(jié)蠕變沉降計(jì)算方法研究［J］.鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2021，18（8）：1968-1977.

［13］蔡國(guó)軍，劉松玉，ANAND J P，等.基于CPTU測(cè)試的樁基承載力可靠性分析［J］.巖土工程學(xué)報(bào)，2011，33（3）：404-412.

［14］API RP2A-WSD.Recommended practice for planning，designing and constructing fixed offshore platform-working stress design，21st Edition［R］.Washington D.C.：API，2000.

（編輯：鄭 毅）

Influence of soft soil foundation pre-reinforcement treatment on vertical bearing characteristics of pile foundation

WANG Lihuan，GAO Fan，REN Yaning，LI Chu

（State Grid Hebei Economic Research Institute，Shijiazhuang 050000，China）

Abstract：

There are insufficient quantitative analyses on the impact of pre-reinforcement on vertical bearing characteristics of soft soil foundations.Relying on a case of a reclamation project in Zhejiang Province，we studied the improvement of vertical bearing capacity，pile top settlement control and reduction of negative friction resistance of the pile foundation after pre-reinforcement to the soft soil foundation.The α method，API-2000 method and λ method were given for the quantitative calculation of ultimate lateral friction resistance of the pile.At the same time，the calculation formulas for ultimate end resistance of pile foundation and settlement of pile top were given.Finally，through typical engineering cases，vertical static load tests were carried out on the test piles in the original silt soil and the pre-reinforced foundation soil respectively，and their results were compared，verified and analysed.It is concluded that the vertical ultimate bearing capacity of the pile foundation calculated by the recommended code was more conservative than the field test，while the results calculated by the α method were closer to the field test values.Pre-reinforcing the soft soil foundation can effectively improve the vertical bearing capacity of the pile foundation.In the engineering case，the vertical ultimate bearing capacity was increased by 50%，and the pre-reinforcement was also effective for control of negative friction resistance and pile top settlement，which provides a reference for the construction of similar reinforcement projects in soft soil.

Key words： soft soil foundation；pre-reinforcement treatment；ultimate lateral resistance；vertical bearing capacity of pile foundation；settlement of pile top；static load test

收稿日期：2022-02-14

基金項(xiàng)目：國(guó)網(wǎng)河北省電力有限公司科技項(xiàng)目“樁基礎(chǔ)的機(jī)械清孔工藝研究與改進(jìn)”（kj2017-026）

作者簡(jiǎn)介：王麗歡，女，高級(jí)工程師，碩士，主要從事輸電線路設(shè)計(jì)與樁基工程研究。E-mail：wanglijuan121@163.com