干 鋼， 曾 凱， 俞曉東， 龔順風(fēng)， 陳 剛， 徐銓彪

(1浙江大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，杭州 310028；2 浙江大學(xué)平衡建筑研究中心， 杭州 310028；3 寧波一中管樁有限公司， 寧波 315450； 4 浙江大學(xué)結(jié)構(gòu)工程研究所， 杭州 310058)

0 引言

隨著我國(guó)城市化進(jìn)程步伐的加快，地下空間的開發(fā)利用得到迅猛發(fā)展。然而地下結(jié)構(gòu)埋深的增加，其承受的浮力也隨之增加，如何有效地解決好地下結(jié)構(gòu)的抗浮問題是工程界關(guān)注的一個(gè)重要問題。目前，對(duì)于抗浮要求較高的地下結(jié)構(gòu)一般采用設(shè)置抗拔樁的形式來解決，主要有鉆孔灌注樁、預(yù)應(yīng)力混凝土預(yù)制樁等。當(dāng)采用鉆孔灌注樁作為抗拔樁時(shí)，由于混凝土抗拉強(qiáng)度低，必須在鉆孔灌注樁中配置大量的鋼筋才能使樁身混凝土裂縫控制在規(guī)范允許的范圍之內(nèi)，以避免因混凝土裂縫過大而導(dǎo)致樁身鋼筋受地下水或化學(xué)有害物質(zhì)的侵蝕，從而影響其耐久性；當(dāng)采用預(yù)應(yīng)力混凝土預(yù)制樁作為抗拔樁時(shí)，由于配置預(yù)應(yīng)力鋼筋在樁身結(jié)構(gòu)中形成一定的預(yù)應(yīng)力用以抵抗其可能承受的拉力，所以能確保樁身在工作狀態(tài)下混凝土不出現(xiàn)裂縫。目前較常用的預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁、預(yù)應(yīng)力復(fù)合配筋混凝土管樁就屬于這一類預(yù)應(yīng)力混凝土預(yù)制樁。文獻(xiàn)[1]對(duì)上述兩類樁的性價(jià)比進(jìn)行了比較，認(rèn)為作為抗拔樁，預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁的造價(jià)約為鉆孔灌注樁的60%，從而可以大幅度降低樁基礎(chǔ)的工程造價(jià)，同時(shí)預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁還具有承載力高、施工速度快、樁身質(zhì)量穩(wěn)定、施工方便等諸多優(yōu)點(diǎn)。正因?yàn)槿绱?，近十幾年來，預(yù)應(yīng)力混凝土管樁作為抗拔樁在工程中得到了廣泛的應(yīng)用，尤其是在一些重點(diǎn)工程中，如廣東奧林匹克體育場(chǎng)[2]、上海世博會(huì)主題館[1]、東方藝術(shù)中心[3]等。

先張法預(yù)應(yīng)力離心混凝土鋼絞線樁(簡(jiǎn)稱鋼絞線樁)是一種采用離心工藝生產(chǎn)的、配置高強(qiáng)度、低松弛鋼絞線作為縱向預(yù)應(yīng)力筋或同時(shí)配置熱軋帶肋鋼筋的新型預(yù)應(yīng)力混凝土預(yù)制樁。為了方便起見，將僅配置高強(qiáng)度、低松弛鋼絞線作為縱向預(yù)應(yīng)力筋的鋼絞線樁稱之為純鋼絞線樁；既配置高強(qiáng)度、低松弛鋼絞線作為縱向預(yù)應(yīng)力筋，同時(shí)又配置熱軋帶肋鋼筋的鋼絞線樁稱之為復(fù)合配筋鋼絞線樁。與先張法預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁相比，鋼絞線樁具有更高的豎向承載力，且其抗彎和抗剪性能也更好，同時(shí)又具有更高的變形延性[4-6]。由于選用高強(qiáng)度、低松弛、抗拉強(qiáng)度不小于1 860MPa的1×7結(jié)構(gòu)鋼絞線作為預(yù)應(yīng)力筋，所以可以設(shè)計(jì)出有效預(yù)壓應(yīng)力高于10N/mm2的樁型，從而可以獲得較先張法預(yù)應(yīng)力混凝土管樁更高的抗裂彎矩、抗剪承載力和抗拉承載力。

預(yù)制樁段之間的可靠連接是確保樁身傳遞抗拔力的關(guān)鍵。本文根據(jù)鋼絞線樁的構(gòu)建特點(diǎn)[4-7]，提出了一種抱箍加焊接組合式機(jī)械連接方式。該機(jī)械連接方式利用鋼絞線樁端板的最小厚度達(dá)到30mm以上，且強(qiáng)度滿足Q345B鋼的特點(diǎn)，在端板周邊設(shè)計(jì)成可用于樁段間機(jī)械連接的凹字形卡槽，并專門設(shè)計(jì)了一種與凹字形卡槽相匹配的抱箍式U形連接卡箍，U形連接卡箍間采用焊接連接。從而使該抱箍式U形連接接頭既能使樁段之間得到快速、可靠的連接，又能有效地傳遞樁身所受的荷載，形成了一種有效的抱箍加焊接組合式機(jī)械連接方式。

管樁樁身結(jié)構(gòu)的抗拉性能一直受到工程界的關(guān)注。汪加蔚等[8]對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土管樁樁身的抗拉強(qiáng)度、管樁接頭焊縫抗拉強(qiáng)度及填芯鋼筋混凝土與管樁內(nèi)壁的粘結(jié)強(qiáng)度進(jìn)行了研究，通過對(duì)上述三種情況共11根試件試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，提出了管樁抗拉承載力設(shè)計(jì)值和管樁抗拉極限承載力的計(jì)算公式。李偉興等[1]對(duì)作為抗拔樁使用的管樁焊接連接方式進(jìn)行了改進(jìn)，采用加厚外套箍和外貼鋼板焊接的連接方式，并通過試驗(yàn)對(duì)比驗(yàn)證了改進(jìn)型接樁節(jié)點(diǎn)較傳統(tǒng)的焊接連接方式在受力性能、施工工藝、焊接質(zhì)量等方面均有明顯改善。鄭秀娟等[9]通過對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土管樁進(jìn)行抗拔靜載試驗(yàn)和室內(nèi)足尺試驗(yàn)，研究樁身抗拉結(jié)構(gòu)性能，根據(jù)試驗(yàn)樁破壞形式，找出管樁抗拔薄弱部位。本文對(duì)該鋼絞線樁及其機(jī)械連接接頭開展足尺抗拔性能試驗(yàn)，研究其抗拉承載力、破壞形式及裂縫分布，為該新型樁型的設(shè)計(jì)和工程應(yīng)用提供重要的依據(jù)。

1 抱箍加焊接組合式機(jī)械連接接頭的設(shè)計(jì)

抱箍加焊接組合式機(jī)械連接接頭由端板的凹字形卡槽和采用焊接的抱箍式U形連接卡箍組成。其中抱箍式U形連接卡箍由2個(gè)尺寸相同、弧度為180°的半圓形U形連接卡箍組成，如圖1所示。U形連接卡箍的尺寸根據(jù)各類型的先張法預(yù)應(yīng)力離心混凝土鋼絞線樁的抗彎、抗剪性能并通過計(jì)算確定。U形連接卡箍材質(zhì)可根據(jù)鋼絞線樁的樁身力學(xué)性能選用Q345B鋼，連接卡箍?jī)啥嗽O(shè)有坡口用于焊接連接。該U形連接卡箍的特點(diǎn)是傳力路徑簡(jiǎn)單、可靠，加工精度容易控制，施工時(shí)安裝方便、焊接時(shí)間短，體現(xiàn)了機(jī)械連接和焊接連接各自的優(yōu)點(diǎn)，同時(shí)不會(huì)造成在采用機(jī)械嚙合式接頭法和鋼筋連接式接頭法時(shí)低應(yīng)變檢測(cè)樁身完整性的難題。U形連接卡箍的設(shè)計(jì)除了需滿足樁身抗拉強(qiáng)度的要求外，尚需滿足抗腐蝕的要求。圖2為一鋼絞線樁采用抱箍加焊接組合式機(jī)械連接接頭后再在接樁處側(cè)面涂刷環(huán)氧防腐瀝青漆的情形。

假定U形連接卡箍在軸心受拉時(shí)其作用面的應(yīng)力分布是均勻的，取單位長(zhǎng)度U形連接卡箍，根據(jù)其截面應(yīng)滿足抗彎、抗拉及抗剪強(qiáng)度的要求，U形連接卡箍各尺寸應(yīng)滿足下式要求：

(1a)

(1b)

(1c)

式中：t1為U形連接卡箍嵌入端板的厚度；t2為U形連接卡箍寬度；t3為U形連接卡箍嵌入端板的長(zhǎng)度；ξ為無量綱系數(shù)；N為樁身抗拉承載力設(shè)計(jì)值；D4為U形連接卡箍?jī)?nèi)徑；D5為U形連接卡箍卡槽直徑；D6為U形連接卡箍外徑；fy為U形連接卡箍材料抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；fv為U形連接卡箍材料抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

軸向抗拉試件幾何尺寸、配筋規(guī)格和有效預(yù)壓應(yīng)力 表1

2.1 試驗(yàn)概況

圖2 鋼絞線樁采用機(jī)械連接接頭后在接樁處側(cè)面涂刷環(huán)氧防腐瀝青漆

本次試驗(yàn)重點(diǎn)研究鋼絞線樁樁身及其新型機(jī)械連接接頭的抗拉性能，將樁身混凝土裂縫寬度達(dá)到1.50mm、樁身受拉鋼筋斷裂、端板破壞或錨固夾片破壞、接頭破壞判斷為試驗(yàn)終止加載的條件。選取8種樁型的鋼絞線樁，其中純鋼絞線樁和復(fù)合配筋鋼絞線樁試件各3個(gè)，純鋼絞線樁帶新型機(jī)械連接接頭試件為2個(gè)。純鋼絞線樁試件編號(hào)分別為試件1～3，復(fù)合配筋鋼絞線樁試件編號(hào)分別為試件4～6，純鋼絞線樁帶新型機(jī)械連接接頭的試件編號(hào)分別為試件7，8。除純鋼絞線樁帶新型機(jī)械連接接頭試件的長(zhǎng)度為1.4m外，其余試件長(zhǎng)度均為2.8m，純鋼絞線樁和復(fù)合配筋鋼絞線樁試件的幾何尺寸及配筋見表1和圖3，其中D為樁身外徑；Dp為預(yù)應(yīng)力鋼筋分布圓直徑；t為樁身壁厚；ρs為縱向鋼筋配筋率；σce為樁身混凝土有效預(yù)壓應(yīng)力，根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)的10.2條相關(guān)內(nèi)容進(jìn)行計(jì)算。根據(jù)公式(1)計(jì)算并設(shè)計(jì)的U形連接卡箍相關(guān)參數(shù)見表2。

圖3 鋼絞線樁軸向抗拉試件配筋示意圖

樁身混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C90，在制作試件的同時(shí)制作9個(gè)100mm×100mm×100mm的立方體試塊,試塊養(yǎng)護(hù)條件與試件養(yǎng)護(hù)條件相同，實(shí)測(cè)混凝土抗壓強(qiáng)度平均值為109.4MPa。根據(jù)文獻(xiàn)[9]提出的換算公式進(jìn)行計(jì)算，混凝土的標(biāo)準(zhǔn)立方體軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值ftk=4.5MPa。預(yù)應(yīng)力筋采用抗拉強(qiáng)度不小于1 860MPa的1×7低松弛鋼絞線，非預(yù)應(yīng)力鋼筋采用熱軋帶肋鋼筋，螺旋箍筋采用甲級(jí)冷拔低碳鋼絲，分別選取φS11.1鋼絞線、16熱軋帶肋鋼筋各3根進(jìn)行材料性能拉伸試驗(yàn)，測(cè)得其彈性模量Es、屈服強(qiáng)度fy和極限強(qiáng)度fu如表3所示。

端板及U形連接卡箍參數(shù) 表2

鋼材材料參數(shù) 表3

2.2 試驗(yàn)加載裝置

試驗(yàn)加載參考《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50152—2012)[10]，每根鋼絞線樁試件長(zhǎng)2.8m，將試件豎向安裝，下部支座通過軸桿與試驗(yàn)機(jī)下部固定。采用YAW-10000F型電液伺服多功能試驗(yàn)機(jī)對(duì)試件進(jìn)行軸向加載，試件軸向抗拉試驗(yàn)加載示意及照片如圖4所示。加載過程如下：1)按抗拉極限荷載理論值的10%對(duì)試件分級(jí)加載至抗拉開裂荷載理論值的90%，此后按抗拉極限荷載理論值的5%進(jìn)行加載，直到試件出現(xiàn)第一條裂縫；2)試件出現(xiàn)第一條裂縫后按抗拉極限荷載理論值的10%對(duì)試件分級(jí)加載至抗拉極限荷載理論值的90%，此后改為抗拉極限荷載理論值的5%進(jìn)行加載，加載至抗拉極限荷載；3)改為位移加載，直至試件發(fā)生破壞；4)對(duì)試件進(jìn)行卸載，記錄試件破壞時(shí)樁身的裂縫分布情況。

在試驗(yàn)中，試件的頂面豎向位移由試驗(yàn)機(jī)加載端的位移傳感器讀??；應(yīng)變通過電阻應(yīng)變片測(cè)得，測(cè)點(diǎn)布置如圖4所示，沿試件高度方向每隔700mm布置1組應(yīng)變片，每組應(yīng)變片沿樁身外周均勻布置，共12片；應(yīng)變數(shù)據(jù)通過DH3816靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)進(jìn)行采集。位移計(jì)布置于試件兩側(cè)端板延伸位置，采用50mm量程數(shù)字位移計(jì)，上下各布置2支，共4支。此外，樁身的裂縫寬度由DJCK-2型裂縫測(cè)寬儀進(jìn)行測(cè)讀，裂縫的分布及發(fā)展采用數(shù)碼攝像裝置進(jìn)行記錄。

圖4 試件軸向抗拉試驗(yàn)加載示意及照片

圖5 軸向抗拉試驗(yàn)所測(cè)得的荷載-拉伸量曲線

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 軸向抗拉承載力及裂縫分布

圖5為試驗(yàn)測(cè)得的8個(gè)試件P-S曲線，S為試件軸向拉伸量，P為試件所承受的拉力[11]。從圖5可以看出，加載初期至試件出現(xiàn)第一條環(huán)向裂縫，試件始終處于彈性受力階段，且試件的抗拉剛度很大，其軸向變形及各個(gè)截面的應(yīng)變數(shù)值均較小，完全呈線性變化。

純鋼絞線樁試件(試件1～3)分別在拉力達(dá)到849，1 444，1 878kN時(shí)樁身出現(xiàn)第一條環(huán)向裂縫，隨著荷載的增加，試件的軸向變形仍然與荷載呈現(xiàn)線性變化，但環(huán)向裂縫沿試件高度方向逐漸增多，且分布比較均勻；在拉力達(dá)到918，1 638，2 020kN時(shí)試件1～3變形持續(xù)增大，接近試驗(yàn)機(jī)的位移測(cè)量限值，此時(shí)裂縫的最大寬度已均大于1.5mm，分別達(dá)到2.7，2.42，2.14mm，加載終止，此時(shí)試件1～3的裂縫分布如圖6所示。

圖6 鋼絞線樁軸向抗拉試驗(yàn)裂縫分布圖

復(fù)合配筋鋼絞線樁試件(試件4～6)分別在拉力達(dá)到934，1 461，1 864kN時(shí)樁身出現(xiàn)第一條環(huán)向裂縫。隨著荷載的增加，與純鋼絞線樁試件一樣，復(fù)合配筋鋼絞線樁試件的軸向變形仍然與荷載呈現(xiàn)線性變化，環(huán)向裂縫沿試件高度方向逐漸增多，且分布比較均勻；但裂縫及其寬度的增加使樁身抗拉剛度逐漸降低，變形加快，當(dāng)拉力分別達(dá)到1 358，2 407，2 897kN時(shí)，試件4～6出現(xiàn)破壞，其中試件4和試件6在一端端板處出現(xiàn)熱軋帶肋鋼筋與端板焊接拉脫，此時(shí)試件4～6裂縫的最大寬度分別為1.42，1.3，1.06mm，裂縫分布如圖6所示。比較試件1～3的裂縫分布可以發(fā)現(xiàn)，增加熱軋帶肋鋼筋的配筋后，不僅樁的極限抗拉承載力得到了大幅提高，而且破壞時(shí)其裂縫變得細(xì)而密。復(fù)合配筋鋼絞線樁試件最大裂縫寬度只有純鋼絞線樁試件最大裂縫寬度的50%左右。

帶機(jī)械連接接頭的純鋼絞線樁試件7在拉力達(dá)到2 045kN時(shí)出現(xiàn)第一條裂縫，試件8在拉力達(dá)到1 929kN時(shí)出現(xiàn)第一條裂縫，試件7、試件8的拉伸量分別在拉力達(dá)到2 499，2 485kN時(shí)小于6mm，由于加載至試驗(yàn)機(jī)的極限，這兩個(gè)試件均未拉伸至破壞，P-S曲線如圖5(d)所示。試件7卸載前裂縫最大寬度1.10 mm，樁身出現(xiàn)9條橫向裂縫；試件8卸載前裂縫最大寬度0.82mm，樁身出現(xiàn)10條橫向裂縫。U形連接卡箍的外側(cè)產(chǎn)生壓變形，壓應(yīng)變平均值約為2.0×10-3。

3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

鋼絞線樁軸心受拉時(shí)，隨著拉力的增加，樁身的有效預(yù)壓應(yīng)力逐漸減少，參照文獻(xiàn)[12]，樁身的樁身軸心受拉承載力可根據(jù)樁所處的地質(zhì)環(huán)境條件、受力特性等按以下三種狀態(tài)進(jìn)行控制。

(1)按一級(jí)裂縫(即樁身不出現(xiàn)拉應(yīng)力)控制的抗拉承載力，可按下式計(jì)算：

Nk≤σceA0

(2)

式中：Nk為荷載效應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)組合；σce為樁身混凝土的有效預(yù)壓應(yīng)力；A0為樁身截面換算面積，A0=A+[(Es/Ec)-1]Ap，其中A為樁身截面面積，Ap為樁身配筋面積，Es，Ec分別為鋼絞線(或熱軋帶肋鋼筋)、混凝土的彈性模量。

值得注意的是，對(duì)于純鋼絞線樁，截面換算面積A0僅含鋼絞線的換算面積；而對(duì)于復(fù)合配筋鋼絞線樁，截面換算面積A0中應(yīng)包含鋼絞線和熱軋帶肋鋼筋的換算面積。

(2)樁身按二級(jí)裂縫(即樁身不出現(xiàn)裂縫)控制的抗拉承載力，可按下式計(jì)算：

Nk≤σceA0+ftkAn

(3)

式中：Nk為荷載效應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)組合；ftk為樁身混凝土的軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；An為樁身混凝土凈面積。

(3)樁身抗拉承載力設(shè)計(jì)值，可按下式計(jì)算：

純鋼絞線樁

N≤CfpyAp

(4a)

復(fù)合配筋鋼絞線樁

N≤C(fpyAp+fyAy)

(4b)

式中：N為荷載效應(yīng)的基本組合；fpy,fy分別為鋼絞線、熱軋帶肋鋼筋的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；Ap,Ay分別為鋼絞線、熱軋帶肋鋼筋的配筋面積；C為考慮樁身軸拉力存在偏心等因素的綜合影響系數(shù)，建議取0.9。

試件抗拉承載力理論值和實(shí)測(cè)值 表4

從表4中可以看出，各試件在軸心受拉時(shí)，若按一級(jí)裂縫控制樁身的受拉承載力，那么開裂拉力實(shí)測(cè)值是其受拉承載力理論值的1.28～1.79倍，說明采用式(2)計(jì)算樁身的受拉承載力有較大的安全余量。對(duì)于在一般建筑物的使用并不經(jīng)濟(jì)，可以用于重要建筑物或場(chǎng)地環(huán)境抗腐蝕要求高的建筑物。對(duì)比按二級(jí)裂縫控制樁身的受拉承載力理論計(jì)算值與開裂拉力實(shí)測(cè)值可以看出，ftk取混凝土軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值時(shí)得到的理論計(jì)算值均小于開裂拉力實(shí)測(cè)值，開裂拉力實(shí)測(cè)值較理論計(jì)算值大1%～18%，說明采用式(3)是安全的；ftk取混凝土軸心抗拉強(qiáng)度實(shí)測(cè)值時(shí)得到的理論計(jì)算值與開裂拉力實(shí)測(cè)值十分接近，這說明本次試驗(yàn)中所采用試件的混凝土強(qiáng)度實(shí)測(cè)值和樁身有效預(yù)壓應(yīng)力理論計(jì)算值是準(zhǔn)確的、符合實(shí)際情況的。對(duì)比各試件的樁身極限抗拉承載力理論值和實(shí)測(cè)值可以看出，除試件4實(shí)測(cè)值略小于理論值外，其余各試件實(shí)測(cè)值均略大于理論值，說明按式(4a)，(4b)計(jì)算樁身的樁身抗拉承載力設(shè)計(jì)值是可行的，且有一定的安全余量。從開裂拉力實(shí)測(cè)值和極限抗拉承載力實(shí)測(cè)值的比較看，鋼絞線樁開裂后，隨著荷載的增加，純鋼絞線樁抗拉承載力仍有較大的提升，極限抗拉承載力實(shí)測(cè)值較開裂拉力實(shí)測(cè)值大8%～29%；復(fù)合配筋鋼絞線樁抗拉承載力仍有很大的提高，極限抗拉承載力實(shí)測(cè)值較開裂拉力實(shí)測(cè)值大45%～65%。從帶機(jī)械連接接頭的純鋼絞線樁試件的理論值和實(shí)測(cè)值的比較看，采用式(1)進(jìn)行抱箍式U形連接卡箍各尺寸的設(shè)計(jì)是安全的。

4 結(jié)論

(1)鋼絞線樁按一級(jí)裂縫控制樁身的受拉承載力(即式(2))有較大的安全余量，按二級(jí)裂縫控制樁身的受拉承載力(即式(3))是安全的，按式(4a)，(4b)計(jì)算樁身的樁身抗拉承載力設(shè)計(jì)值是可行的，且有一定的安全余量。具體選用哪個(gè)公式計(jì)算鋼絞線樁樁身的受拉承載力主要取決于樁基所處的工程地質(zhì)環(huán)境及其建筑物的重要性等級(jí)。

(2)抱箍式U形連接卡箍具有良好的抗拉承載力，且與鋼絞線樁之間連接方便，可靠。采用式(1)進(jìn)行抱箍式U形連接卡箍各尺寸的設(shè)計(jì)是安全的。

(3)鋼絞線樁在軸心抗拉時(shí)裂縫分布均勻，破壞時(shí)表現(xiàn)出良好的變形性能，復(fù)合配筋鋼絞線樁裂縫較純鋼絞線樁的裂縫分布更密，寬度也更細(xì)，只有純鋼絞線樁裂縫寬度的50%左右。

(4)復(fù)合配筋鋼絞線樁與純鋼絞線樁比較，對(duì)于開裂抗拉承載力(拉力)二者較為接近，但復(fù)合配筋鋼絞線樁的極限抗拉承載力較同尺寸純鋼絞線樁提高43%～48%。所以僅僅為控制樁身不出現(xiàn)裂縫而選用復(fù)合配筋鋼絞線樁是不經(jīng)濟(jì)的。

(5)純鋼絞線樁的破壞模式基本上是裂縫寬度超過試驗(yàn)控制標(biāo)準(zhǔn)，復(fù)合配筋鋼絞線樁的破壞模式基本上是端板處熱軋帶肋鋼筋拉脫。