界面狀態(tài)對(duì)PHC管樁填芯抗拔承載性能影響試驗(yàn)研究*

王 彬,郭昭勝,賀武斌,劉瑞峰,許春博,成旭振

(太原理工大學(xué),山西 太原 030024)

0 引言

預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁(PHC管樁)以其產(chǎn)品系列化、生產(chǎn)高效、質(zhì)量穩(wěn)定、承載力高和節(jié)約資源等優(yōu)勢(shì)在基礎(chǔ)工程中被廣泛應(yīng)用。在大型地下室抗浮基礎(chǔ)、輸電線路基礎(chǔ)與高聳建筑物基礎(chǔ)等應(yīng)用場(chǎng)景中PHC管樁作為抗拔樁使用。PHC管樁抗拔工程實(shí)踐中,一方面受PHC管樁管孔中空的截面特點(diǎn)限制,另一方面遇到施工截樁情況,為滿(mǎn)足抗拔承載力要求,采用鋼筋混凝土填芯填實(shí)PHC管樁管孔并配以抗拔鋼筋是最常見(jiàn)的構(gòu)造措施。

PHC管樁鋼筋混凝土填芯抗拔承載力的大小與填芯混凝土長(zhǎng)度、填芯混凝土強(qiáng)度和PHC管樁內(nèi)壁界面狀態(tài)等因素有直接關(guān)系。其中填芯長(zhǎng)度和填芯混凝土強(qiáng)度都相對(duì)可控,而PHC管樁內(nèi)壁界面狀態(tài)則受管樁內(nèi)壁天然粗糙程度和原始孔徑的影響較大,而管樁內(nèi)壁粗糙程度與管樁產(chǎn)品出廠時(shí)的孔內(nèi)浮漿狀態(tài)及現(xiàn)場(chǎng)工人對(duì)內(nèi)壁的處理措施有關(guān)。經(jīng)調(diào)研,國(guó)內(nèi)PHC管樁內(nèi)壁浮漿因生產(chǎn)工藝經(jīng)常會(huì)產(chǎn)生波紋狀特點(diǎn),如圖1所示?，F(xiàn)場(chǎng)工人實(shí)際操作中很難按照國(guó)內(nèi)各類(lèi)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范的要求徹底清除內(nèi)壁浮漿。

圖1 管樁內(nèi)壁水泥浮漿細(xì)節(jié)Fig.1 Cement floating slurry of inner wall of pipe pile

目前,填芯混凝土與PHC管樁內(nèi)壁黏結(jié)滑移性能的研究尚不充分,國(guó)內(nèi)專(zhuān)門(mén)研究PHC管樁填芯界面滑移軸心抗拔承載特性的文獻(xiàn)相對(duì)較少。國(guó)內(nèi)各類(lèi)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范中均規(guī)定填芯抗拔荷載設(shè)計(jì)值在理論上等于填芯混凝土圓柱體周長(zhǎng)乘以填芯長(zhǎng)度,再乘以填芯混凝土與管樁內(nèi)壁的平均黏結(jié)強(qiáng)度設(shè)計(jì)值,考慮工程實(shí)際情況后再乘以折減系數(shù)。針對(duì)界面平均黏結(jié)強(qiáng)度一般要求現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)確定,或者根據(jù)經(jīng)驗(yàn)取值(0.2～0.5MPa)估算,但估算取值范圍過(guò)寬,計(jì)算誤差較大。劉慶斌［1］對(duì)填芯混凝土與管樁內(nèi)壁的黏結(jié)性能進(jìn)行抗拔試驗(yàn)研究,提出了填芯混凝土與管樁內(nèi)壁間平均黏結(jié)系數(shù)的建議值。劉永超等［2］對(duì)PHC-A-400-100管樁及其填芯混凝土進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)抗拔試驗(yàn),試驗(yàn)結(jié)果表明,管樁與填芯混凝土界面平均黏結(jié)強(qiáng)度為填芯混凝土抗拉強(qiáng)度的17.1%。崔偉［3］完成PHC管樁填芯混凝土抗拔特性現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究,建議PHC管樁的填芯混凝土長(zhǎng)度最優(yōu)取值不小于3倍樁徑,管樁內(nèi)壁與填芯混凝土的界面平均黏結(jié)強(qiáng)度可取0.382MPa。

為此,本文針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)施工難以處理管樁內(nèi)壁浮漿的實(shí)際界面狀態(tài),對(duì)考慮2種界面狀態(tài)和3種填芯長(zhǎng)度的PHC-600-B-130管樁混凝土填芯足尺試件開(kāi)展軸心抗拔靜載試驗(yàn)。

1 PHC管樁填芯抗拔試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)采用PHC-600-B-130 管樁,外徑600mm,壁厚130mm,樁身混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C80,有效預(yù)壓應(yīng)力為 8.4MPa。樁身軸心受拉承載力設(shè)計(jì)值為1 700kN,其他主要設(shè)計(jì)參數(shù)詳見(jiàn)10G409《預(yù)應(yīng)力混凝土管樁》。

試驗(yàn)首先考慮兩種管樁內(nèi)壁界面狀態(tài),一種是原始狀態(tài),即管樁內(nèi)壁不做任何處理(施工現(xiàn)場(chǎng)往往沒(méi)有條件進(jìn)行處理或無(wú)法處理),另一種界面狀態(tài)是對(duì)管樁內(nèi)壁浮漿層進(jìn)行清水清洗后,涂刷1層525水泥凈漿。然后結(jié)合工程中常用的填芯長(zhǎng)度4.0D,5.0D和6.0D(D為管樁外徑),共制作6根填芯足尺試件。

管樁試件長(zhǎng)度根據(jù)填芯長(zhǎng)度由整樁截?cái)?因此存在加載端有端板和無(wú)端板兩種情況。試件制作采用C30普通商品混凝土對(duì)PHC管樁進(jìn)行填芯,試件具體參數(shù)如表1所示。每根管樁填芯鋼筋籠由8根φ28HRB400鋼筋組成并均勻布置,鋼筋外露足夠長(zhǎng)度,以便安裝自行設(shè)計(jì)的自平衡軸拉試驗(yàn)裝置。試件制作過(guò)程如圖2所示。

表1 填芯混凝土軸心抗拔試驗(yàn)Table 1 Axial pull-out test of cored concrete

圖2 填芯軸心抗拔試件Fig.2 Core-filled shaft pulling specimen

1.2 PHC管樁填芯軸心抗拔試驗(yàn)測(cè)試

1.2.1樁身混凝土應(yīng)變和填芯縱筋應(yīng)變

同時(shí)采集試件同一截面處的樁身混凝土表面應(yīng)變和填芯縱向鋼筋應(yīng)變。試件的應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置如圖3所示。因涉及3種填芯長(zhǎng)度(4.0D,5.0D和6.0D),故試件長(zhǎng)度有2.5,3.1m和3.7m共3種,應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置方式為：外露縱筋中部截面3—3處每根鋼筋均有應(yīng)變測(cè)點(diǎn);樁身混凝土表面應(yīng)變測(cè)點(diǎn)和填芯縱筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)均處同一截面,自加載端面(圖中右端)每隔0.5D(300mm)取1個(gè)截面設(shè)置應(yīng)變測(cè)點(diǎn),自加載端起1.8m往后,間隔距離改為0.75D(450mm),往后均按此間距設(shè)置應(yīng)變測(cè)點(diǎn)截面,直至試件填芯遠(yuǎn)端(圖中左端)。

圖3 試件應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置Fig.3 Layout of strain measuring points of test piece

1.2.2填芯混凝土滑移量測(cè)試

在管樁表面開(kāi)直徑20mm圓孔,從孔口位置引出一段鋼筋,鋼筋一端澆筑在填芯混凝土中。利用引出鋼筋沿管樁縱向布置位移計(jì),測(cè)出內(nèi)部填芯混凝土與管樁內(nèi)壁之間的滑移。引出鋼筋沿管樁縱軸線垂直的x向和y向兩個(gè)正交方位間隔300mm布置,恰好布置于圖3所示應(yīng)變測(cè)點(diǎn)之間。

1.3 填芯拉拔試驗(yàn)加載方式

填芯拉拔試驗(yàn)加載裝置利用PHC管樁樁身承擔(dān)加載反力,在樁身與混凝土填芯之間形成自平衡受力體系。2臺(tái)200t液壓千斤頂向上施加的荷載由加載圓盤(pán)傳遞給填芯縱筋,填芯縱筋端頭設(shè)置螺紋套筒錨固在圓盤(pán)端板上,填芯縱筋依靠握裹力向填芯混凝土傳遞豎向軸拉力,填芯混凝土與管樁內(nèi)壁間依靠黏結(jié)強(qiáng)度傳遞力。千斤頂?shù)鬃蛳碌姆戳νㄟ^(guò)承壓圓盤(pán)傳遞給樁身混凝土。

自平衡加載裝置下填芯混凝土及PHC管樁受力如圖4,5所示。圖中體現(xiàn)了填芯縱筋內(nèi)力T,樁身混凝土截面內(nèi)力N,填芯混凝土內(nèi)力Tc,二者界面黏結(jié)力Fc,內(nèi)力系保持平衡。分析時(shí)假定破壞時(shí)填芯縱筋和混凝土之間無(wú)相對(duì)位移,并忽略單位長(zhǎng)度填芯混凝土自重。

圖4 試件受力示意Fig.4 Stress of test piece

圖5 填芯受力示意Fig.5 Stress of core filling

試驗(yàn)時(shí)按表1填芯軸心抗拔力設(shè)計(jì)值N進(jìn)行分級(jí)加載,共分為10級(jí),每級(jí)荷載持荷5min。當(dāng)填芯混凝土端面出現(xiàn)明顯滑移拔出或填芯縱筋產(chǎn)生過(guò)大的應(yīng)變時(shí)(超過(guò)0.01)終止試驗(yàn)。試驗(yàn)加載情況如圖6所示。

圖6 自平衡試驗(yàn)加載裝置Fig.6 Loading device for self balancing test

2 PHC管樁填芯軸心抗拔靜載試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試件破壞時(shí)最大軸拉荷載值及平均黏結(jié)強(qiáng)度

設(shè)PHC管樁填芯試件中距加載端面的任意距離z處的黏結(jié)強(qiáng)度f(wàn)是混凝土抗拉強(qiáng)度f(wàn)t與距離z的函數(shù)關(guān)系f(ft,z),則沿填芯長(zhǎng)度L,黏結(jié)力Fc可按式(1)計(jì)算：

(1)

試件破壞時(shí)的最大軸拉荷載值、平均黏結(jié)強(qiáng)度和界面黏結(jié)系數(shù)如表1所示,分析可知。

2)本試驗(yàn)各不同填芯長(zhǎng)度的試件軸心抗拔荷載設(shè)計(jì)值按界面平均黏結(jié)強(qiáng)度0.5MPa、折減系數(shù)取0.8計(jì)算得到。最大軸心抗拔荷載試驗(yàn)值為設(shè)計(jì)值的1.46～1.60倍,表明理論計(jì)算偏差較大,具有較大富余量。各試件最大軸心抗拔荷載試驗(yàn)值均隨著填芯長(zhǎng)度的增大呈現(xiàn)出線性增大的趨勢(shì)。

2.2 PHC管樁填芯軸心抗拔試件破壞現(xiàn)象

6個(gè)試件的總體破壞形式大致相同,均為填芯混凝土拔出破壞,但PHC管樁樁身開(kāi)裂破壞形式因試件端頭有無(wú)端板分為兩種情況。試件T-4.0D-2、試件T-6.0D-1和試件T-6.0D-1的加載端均帶有鋼箍和鋼端板,樁身在加載全過(guò)程中未出現(xiàn)樁身豎縫,由此可知端板及套箍對(duì)樁頭有明顯的環(huán)向約束作用。無(wú)端板試件包括試件T-4.0D-1、試件T-5.0D-1和試件T-5.0D-2,其樁身可見(jiàn)多道豎向裂縫。

這些裂縫的形成與填芯混凝土在軸心抗拔力的作用下與管樁內(nèi)壁發(fā)生剪切滑移膨脹有關(guān)。加載端處軸心抗拔荷載最大,所以裂縫出現(xiàn)在加載端,而對(duì)于無(wú)端板樁頭因缺少端板環(huán)向約束,相對(duì)更容易發(fā)生開(kāi)裂。這些裂縫出現(xiàn)后會(huì)進(jìn)一步降低管樁對(duì)填芯混凝土的環(huán)向約束,因此在一定程度上影響極限軸心抗拔承載力,但當(dāng)填芯長(zhǎng)度足夠長(zhǎng)時(shí),即使樁頭段豎向開(kāi)裂,遠(yuǎn)離加載端的未開(kāi)裂管樁段填芯所能提供的軸心抗拔承載力也可滿(mǎn)足抗拔要求。

1)試件T-4.0D-1樁身在加載過(guò)程中共出現(xiàn)4條豎縫,在加載至614.94kN時(shí)樁身出現(xiàn)1號(hào)豎縫,加載至819.92kN時(shí)樁身出現(xiàn)2號(hào)豎縫,隨著加載值增大,隨后依次出現(xiàn)3號(hào)和4號(hào)豎縫。4條裂縫大體對(duì)稱(chēng)分布于2臺(tái)千斤頂?shù)鬃路郊案浇?。隨著加載值增大,裂縫沿樁身發(fā)展,各縫長(zhǎng)短不一,介于400～750mm,其中以4號(hào)豎縫最長(zhǎng),2號(hào)豎縫最短。當(dāng)加荷至1 486.11kN,3號(hào)裂縫寬為0.4mm。

2)試件T-5.0D-1樁身在加載過(guò)程中共出現(xiàn)5條豎縫,大體對(duì)稱(chēng)分布于2臺(tái)千斤頂力作用點(diǎn)之間。隨著加載值增大,裂縫沿樁身發(fā)展,各縫長(zhǎng)短不一,介于230～580mm,以3號(hào)豎縫最長(zhǎng),5號(hào)豎縫最短。裂縫發(fā)展詳情如下：①在加載至1 024.90kN時(shí)樁身出現(xiàn)1號(hào)豎縫,初始縫長(zhǎng)度155mm。②加載至1 281.12kN時(shí),樁身同時(shí)出現(xiàn)2號(hào)縫、3號(hào)縫,1號(hào)縫延長(zhǎng),此時(shí)1號(hào)縫寬0.1mm、長(zhǎng)230mm,2號(hào)縫寬0.31mm、長(zhǎng)125mm,3號(hào)縫寬因鋼柱遮擋無(wú)法即時(shí)測(cè)量,長(zhǎng)260mm。③加載至1 409.23kN時(shí),樁身出現(xiàn)4號(hào)縫,長(zhǎng)127mm、寬0.21mm,此時(shí)1號(hào)縫寬0.21mm,2號(hào)縫寬0.45mm,3號(hào)縫延長(zhǎng)至390mm。④加載至1 537.34kN時(shí),1號(hào)縫分叉形成5號(hào)縫,5號(hào)縫長(zhǎng)130mm。1號(hào)縫寬0.2mm,5號(hào)縫很細(xì),2號(hào)縫無(wú)延長(zhǎng),寬0.29mm,3號(hào)縫延長(zhǎng)至570mm,4號(hào)縫延長(zhǎng)至347mm,寬0.29mm。⑤加載至極限荷載1 665.4kN時(shí),1號(hào)縫延長(zhǎng)至310mm,寬0.38mm,2號(hào)裂縫延長(zhǎng)至195mm,寬0.51mm,4號(hào)裂縫延長(zhǎng)至442mm,寬0.40mm,5號(hào)裂縫延長(zhǎng)至230cm,縫寬很小。

3)試件T-5.0D-2樁身在加載過(guò)程中共出現(xiàn)3條豎縫,大體對(duì)稱(chēng)分布于2臺(tái)千斤頂力作用點(diǎn)之間。隨著加載值增大,裂縫沿樁身發(fā)展,各縫長(zhǎng)短不一,介于490～780mm,以2號(hào)豎縫最長(zhǎng),3號(hào)豎縫最短。裂縫發(fā)展詳情如下：①加載至1 024.90kN時(shí),出現(xiàn)1號(hào)裂縫,長(zhǎng)120mm,非常細(xì)微。②加載至1 281.12kN時(shí),產(chǎn)生2號(hào)裂縫,長(zhǎng)450mm、寬0.2mm,此時(shí)1號(hào)裂縫延長(zhǎng)至280mm,寬度0.17mm。③加載至1 409.23kN時(shí),1號(hào)縫延長(zhǎng)至315mm,寬0.21mm,2號(hào)縫延長(zhǎng)至580mm,寬0.28mm。④加載至1 537.34kN時(shí),新增3號(hào)縫,長(zhǎng)180mm,寬0.13mm,1號(hào)縫延長(zhǎng)至410mm,寬0.22mm,2號(hào)縫延長(zhǎng)632mm,寬0.35mm。⑤加載至1 665.46kN時(shí),1號(hào)縫延長(zhǎng)至500mm,寬0.28mm,2號(hào)縫延長(zhǎng)至679mm,寬0.39mm,3號(hào)縫延長(zhǎng)至290mm,寬0.15mm。⑥加載至1 793.57kN時(shí),1號(hào)縫無(wú)延長(zhǎng),寬0.31mm,2號(hào)縫延長(zhǎng)至704mm,寬0.50mm,3號(hào)縫延長(zhǎng)至355mm,寬0.25mm。⑦加載至1 857.62kN時(shí),1號(hào)縫無(wú)延長(zhǎng),寬0.43mm,2號(hào)縫延長(zhǎng)至754mm,寬0.50mm,3號(hào)縫延長(zhǎng)至460mm,寬0.33mm。⑧加載至1 921.68kN時(shí),1號(hào)縫無(wú)延長(zhǎng),寬0.50mm,2號(hào)縫延長(zhǎng)至814mm,寬0.67mm,3號(hào)縫無(wú)延長(zhǎng),寬0.35mm。

最典型試件T-5.0D-2管樁樁身豎向開(kāi)裂如圖7所示。

圖7 試件T-5.0D-2管樁裂縫展開(kāi)(單位：kN)Fig.7 Crack expansion of pipe pile T-5.0D-2(unit：kN)

3 填芯界面黏結(jié)強(qiáng)度及滑移分布規(guī)律分析

3.1 填芯界面黏結(jié)強(qiáng)度分布規(guī)律分析

填芯界面黏結(jié)強(qiáng)度沿填芯長(zhǎng)度方向是分布不均勻的。限于篇幅,以較為典型的試件T-4.0D-1為例進(jìn)行分析,其他試件呈現(xiàn)的規(guī)律與該試件總體一致。

試件T-4.0D-1填芯界面平均黏結(jié)強(qiáng)度隨軸心抗拔荷載的變化趨勢(shì)如圖8所示。T-4.0D-1在0～300mm段、300～600mm段和600～900mm段的平均黏結(jié)強(qiáng)度基本上從加載開(kāi)始就始終大于0～2 400mm段全長(zhǎng)平均黏結(jié)強(qiáng)度,且明顯大于其他各段黏結(jié)強(qiáng)度;距離加載端900mm以外的平均黏結(jié)強(qiáng)度明顯小于全長(zhǎng)的平均黏結(jié)強(qiáng)度,數(shù)值也很小。平均黏結(jié)強(qiáng)度最大的一段出現(xiàn)在0～300mm段。在達(dá)到極限軸拉力值1 537.4kN時(shí),沿樁長(zhǎng)自加載端開(kāi)始每隔300mm段的界面平均黏結(jié)強(qiáng)度最大分別為2.819,0.819,1.064,0.259,0.223,0.031MPa和0.014MPa,而0～2 400mm段全長(zhǎng)平均黏結(jié)強(qiáng)度最大為0.667MPa。這表明沿管樁長(zhǎng)度方向,填芯界面黏結(jié)強(qiáng)度并不均勻,0～300mm段最大,300～600mm段和600～900mm段次之,二者比較接近。上述趨勢(shì)總體反映了沿管樁填芯全長(zhǎng)界面黏結(jié)強(qiáng)度并不均勻,靠近加載端的填芯混凝土界面承擔(dān)了更大比例的軸拉荷載,遠(yuǎn)離加載端填芯混凝土界面黏結(jié)強(qiáng)度發(fā)揮不充分,因此應(yīng)考慮對(duì)加載端附近采取提高黏結(jié)強(qiáng)度的措施,以減小填芯長(zhǎng)度,更好地發(fā)揮抗拔承載性能。

圖8 填芯界面平均黏結(jié)強(qiáng)度隨軸拉荷載的變化趨勢(shì)Fig.8 Variation trend of average bond strength of core filling interface with axial tensile load

3.2 填芯界面滑移分布規(guī)律分析

以下仍按試件T-4.0D-1來(lái)進(jìn)行探討填芯界面滑移分布規(guī)律分析,試件T-4.0D-1在距離樁端150,450,750mm截面上分別測(cè)試了與管樁縱軸線垂直的x和y兩個(gè)正交方向數(shù)據(jù)。試件T-4.0D-1在各截面處的x方向填芯滑移量與軸拉荷載之間的關(guān)系曲線如圖9所示。

圖9 填芯界面平均黏結(jié)強(qiáng)度隨離開(kāi)加載端距離的變化趨勢(shì)Fig.9 Variation trend of average bond strength of core filling interface with distance from loading end

試件T-4.0D-1在150mm和450mm這兩個(gè)截面處x向滑移數(shù)據(jù)較大,達(dá)到極限軸拉荷載時(shí),其中x向分別為0.87mm和1.1mm,但450mm截面處的滑移數(shù)據(jù)波動(dòng)較大,750mm截面處滑移量相對(duì)較小,最大為0.27mm。

試件T-4.0D-1在x和y兩個(gè)正交方向滑移量變化趨勢(shì)有明顯不同,在最終破壞時(shí)達(dá)到的滑移量也有明顯差距,在總體上各截面填芯滑移量數(shù)值均隨著離開(kāi)樁端的距離增大而減小。因y方向滑移量數(shù)據(jù)規(guī)律性相對(duì)較差,未給出曲線。究其原因可能是PHC內(nèi)壁浮漿層呈現(xiàn)波浪狀,管孔孔徑受浮漿層薄厚不一的影響,也存在兩個(gè)正交方向孔徑大小不同的現(xiàn)象,滑移量數(shù)據(jù)本身就很小,因此更容易受到界面狀態(tài)的影響,從而導(dǎo)致同一截面處x方向和y方向測(cè)點(diǎn)的滑移量數(shù)據(jù)差別較大,x方向數(shù)據(jù)呈現(xiàn)一定規(guī)律性,而y方向數(shù)據(jù)的規(guī)律性相對(duì)較差。

4 結(jié)語(yǔ)

1)管樁內(nèi)壁表面浮漿層的原始粗糙程度和孔徑大小的隨機(jī)性在更大程度上影響了界面平均黏結(jié)強(qiáng)度。因此在實(shí)際填芯施工中,可不對(duì)PHC管孔內(nèi)壁界面進(jìn)行專(zhuān)門(mén)處理,清洗干凈后直接填芯即可。

2)本試驗(yàn)中,試件的軸心抗拔力試驗(yàn)值基本隨著填芯長(zhǎng)度的增加呈現(xiàn)出線性增大的趨勢(shì)。不同長(zhǎng)度的填芯與管樁內(nèi)壁之間的界面平均黏結(jié)強(qiáng)度介于0.618～0.692MPa,平均值為0.660MPa。綜合考慮安全系數(shù)K=2.0后,采用C30填芯混凝土?xí)r,填芯混凝土與PHC管樁內(nèi)壁之間的黏結(jié)強(qiáng)度設(shè)計(jì)值可按0.3MPa取值。

3)加載端的填芯混凝土承擔(dān)了較大的軸拉力,也出現(xiàn)了較大的滑移量,可考慮進(jìn)一步提高加載端附近管樁內(nèi)壁與填芯混凝土界面間的黏結(jié)效果。

4)管樁端板和套箍的約束作用限制了軸心抗拔填芯剪切膨脹所導(dǎo)致的管樁豎向開(kāi)裂現(xiàn)象,因此在截樁(無(wú)端板和套箍)情況下采用填芯混凝土提供抗拔承載力時(shí),應(yīng)注意管樁樁頭豎向開(kāi)裂的情況,必要時(shí)采取加固措施。