第 30 卷 第 6 期 2015 年 12 月 山东建筑大学学报 JOURNAL OF SHANDONG JIANZHU UNIVERSITY Vol.30 No.6 Dec. 2015 文章编号 :1673-7644(2015)06-0537-07 阳光小区住宅楼桩基质量问题与加固设计研究 肖俊华 1,2 1,2, 孙剑平 (1. 山东建筑大学土木工程学院, 山东济南,250101;2. 山东建大工程鉴定加固研究所, 山东济南,250013) 摘要 : 沉管灌注桩的质量问题的分析与研究是地基加固设计的前提, 加固设计方案优化可节省工程造价 文章针对阳光小区 11 层高层住宅楼的沉管灌注承载力未达设计要求的质量问题, 从工程地质条件 桩型传力机理 现场施工工艺等方面分析了桩基承载力偏低的原因 ; 利用复合减沉疏桩基础的概念进行加固设计优化, 并采用 Pile 软件对桩基沉降进行了分析计算 结果表明 : 阳光小区住宅楼场地桩长范围内存在可塑 软塑黏土层, 选定桩型传力机理不清, 当地施工能力难以达到设计要求是沉管灌注承载力未达标的主要原因 ; 加固方案若不考虑桩间土的分担作用, 基桩发挥极限承载力的 65% 即可承担上部荷载 ; 当考虑桩间土承担 10% 的上部荷载时, 基桩发挥极限承载力的 58.6%, 预计工程最终沉降在 15mm 以内 ; 从承载力和沉降控制两个方面考虑, 加固后桩基工程有足够的安全度 关键词 : 质量问题 ; 加固设计 ; 沉管灌注桩 ; 桩基承载力 ; 复合减沉疏桩中图分类号 :TU473.X 文献标识码 :A Studyonqualityproblemsandreinforcementmeasuresofpile foundationofaresidentialbuildingatyangguangdistrict XiaoJunhua 1,2,SunJianping 1,2 (1.SchoolofCivilEngineering,ShandongJianzhuUniversity,Jinan250101,China;2.InstituteofProjectAppraisal andreinforcementofshandongjianzhuuniversity,jinan250014,china) Abstract:Theresearchonqualityproblem ofcast in placepilebysinkingtubeisthebasisof foundationreinforcementdesign,andoptimizedreinforcementdesignschemecansavetheengineering cost.an11 storiedhigh riseresidentialbuildinglocatedatyangguangdistrictisfoundedoncast in situpilebysinkingtube.however,thetestingresultshowsthatpilecapacitycouldn tmeetthedesign requirement.aimedatsuchqualityproblem,somefactorsarestudiedsuchasgeologicalconditions, bearingmechanism ofthe designed pile type and construction technology. To optimize the reinforcementdesign,theconceptofcompositefoundationwithsetlement reducingpilesisintroduced foraddingpile;meanwhilepilefoundationsetlementispredictedwithpilesoftware.analysisand calculationresultsshow:(1)pilequalityproblemsarecausedbyexistenceofplastictosoft plastic clayatthepilelengthscope,unsuitablepiletypeanddefectivelyconstructingtechnique;(2)for optimizedreinforcementdesign,neglectingtheload sharingbetweensoilandpile,65% ofultimate bearingcapacityofpileisenoughtoresistupperloadwhileasumingsoiltaking10% oftotalupper load,58.6% isenough;(3)thefinalsetlementispredictedin15mm;(4)from twoaspectsof bearingcapacityandsetlementcontrol,thepilefoundationengineeringhasmarginofsecurity. 收稿日期 :2015-11-05 基金项目 : 长江学者和创新团队发展计划资助项目 (IRT13075) 作者简介 : 肖俊华 (1969-), 女, 副教授, 博士, 主要从事桩土共同作用及地基基础加固等方面的研究.E mail:13606412056@163.com
538 山东建筑大学学报 2015 年 Keywords:qualityproblem;reinforcementdesign;cast in situpilebysinkingtube;pilecapacity; compositefoundationwithsetlement reducingpiles 0 引言 沉管灌注桩是 20 世纪 70 年代发展起来的一种桩型, 因其施工方便 成本较低被大量应用于多层住宅中 后来, 为提高单桩承载力, 发展了带扩大头的沉管夯扩桩, 并且已列入桩基规范 然而, 沉管灌注桩的工程质量问题也较多 [1-2], 通常是通过补桩即补足承载力的方式加以解决 然而, 有时因为补桩过密施工困难或造价方面的考虑, 则利用减沉疏桩基础的概念进行补桩 [3-4], 并从承载力和沉降两个方面考察是否满足工程要求 [5-6] 文章通过某一工程实例, 分析沉管灌注桩质量问题原因, 并利用复合减沉疏桩基础的概念进行补桩, 从而优化地基加固方案并节省工程造价 1 工程概况与地质条件 黄河冲积平原地区阳光小区高层住宅, 地下一层, 地上十一层, 上部结构为剪力墙结构, 采用带扩大头的沉管灌注桩基础 桩顶设 650mm 800mm 承台梁, 梁底设 300mm 厚的防水底板, 防水底板底标高与承台梁底标高相同, 埋深约为 3.0m 原设计采用混凝土沉管扩底灌注桩, 混凝土为 C35 商用混凝土, 有效桩长 20m, 桩端位于第 9 层粉质粘土层 桩身直径 0.5m, 扩大头直径 1.0m, 采用二次扩底, 扩底参数, 要求单桩竖向承载力的特征值为 1000kN 该工程设计采用 129 根沉管灌注桩 场地所处地貌单元为黄河冲积平原, 沉积物为第四系粉土 粉质黏土及黏土 地下水为第四系孔隙潜水, 水位多年变幅 2.5m 左右 勘察期间自钻孔内测得场地地下水稳定水位埋深为 1.30~3.20m 场区地层物理力学参数见表 1 表 1 地层物理力学参数表 土层名称 平均厚度 /m 容重 /(kn m -3 ) 粘聚力 内摩擦角 c/kpa Φ/ 极限侧阻标准值 q sik /kpa 极限端阻标准值 q pk /kpa 压缩模量 E s1-2 /MPa 标贯数 /N 备注 ( 桩端持力层 ) 1 素填土 4.5 17.0 2 2 粉土 1.3 19.3 17 25.7 35 5.5 4 3 黏土 1.4 17.4 19 4.7 45 4.0 3 4 粉土 2.4 19.5 19 26.1 42 6.0 5 5 黏土 1.7 17.2 16 3.6 47 3.0 3 6 粉质黏土 2.4 19.4 37 11.2 52 5.5 4 7 粉土 1.6 19.5 16 26.1 47 8.0 10 8 粉质黏土 6.4 19.7 35 12.2 57 1400 6.0 5 补桩 1 9 粉质黏土 2.0 19.7 34 14.0 62 1700 8.0 8 工程桩 补桩 2 10 粉土 >7.0 19.4 30 19.7 75 2800 10.0 15 2 桩基质量问题及原因分析 2.1 桩基静载荷试验结果全部桩基工程完工后, 进行验证性单桩竖向抗压静载试验, 试验采用慢速荷载维持法 三根试桩的试验曲线如图 1 所示, 单桩极限承载力值分别为 1200 1000 和 800kN 显然, 单桩竖向承载力值数 据较为离散, 极差大于 30%, 且其统计值小于设计承载力值 另外, 对桩基进行全面低应变检测, 所测 129 根桩中, 共有 Ⅰ 类桩 39 根, 占总桩数 30.23%; 共有 Ⅱ 类桩 72 根, 占总桩数 55.81%; 共有 Ⅲ 类桩 13 根, 占总桩数 10.08%; 共有 Ⅳ 类桩 5 根, 占总桩数 3.88%
第 6 期肖俊华等, 阳光小区住宅楼桩基质量问题与加固设计研究 539 图 1 单桩静载荷试验曲线图 2.2 桩基设计分析为分析设计桩型的传力机理, 有必要简述一下沉管桩的历史 普通沉管桩产生之初, 采用锤击 振动或静压方式成孔, 边拔管边灌注混凝土成桩, 多用于多层住宅 当使用不当时, 常出现缩颈 夹泥和吊脚等质量问题 [1-2] 20 世纪 70 年代末, 受国外 Franki 桩的启发, 夯扩桩首先在杭州进行试验, 而在 1997 年武汉市制定了 WBJ8 1997 夯扩桩设计施工技术规定 [7] 夯扩桩是在原锤击沉管灌注桩机械设备与施工方法的基础上增加 1 根内夯管, 采用一次或多次夯扩方式将桩端做成扩大头, 桩身混凝土在桩锤和内夯管的自重作用下压密成型 [8] 夯扩桩成桩深度一般不宜大于 15m 良好的封底措施 严格的施工工艺控制是保证夯扩桩成功的关键, 其承载力值应通过现场试验确定 夯扩桩施工中常遇问题 : 管内进水止淤失效 钢筋笼下沉或上浮 桩身缩颈 断桩 夯扩困难及桩顶混凝土松散等 针对夯扩桩存在的问题, 北京率先发展了一种新的桩型即复合载体桩, 并先后形成 JGJ/T135 2001 复合载体夯扩桩设计规程 [9] 和 JGJ135 2007 载体桩设计规程 [10] 复合载体夯扩桩采用细长锤夯击成孔, 将护筒沉到设计标高后, 细长锤击出护筒底一定深度, 分批向孔内投入填充料和干硬性混凝土, 用细长锤反复夯实 挤密, 在桩端形成复合载体, 然后放置钢筋笼, 灌注桩身混凝土而形成的桩 一般桩长小于 10m 与其他桩最大的不同是桩身相当于传力杆, 桩端扩大头及其周围的挤密土体作为复合载体承受上面传来的力 该工程选择带扩大头的混凝土沉管灌注桩, 从 其设计受力机理上分析, 属于桩身和桩端扩大头同时提供抗力的夯扩桩 在初步设计时设计人员根据勘察报告提供的侧阻和端阻值利用经验公式计算出极限标准值, 并由此确定单桩竖向承载力的特征值 从计算结果看, 端阻占到总承载力的 50% 若使该桩达到设计承载力值, 即需要有良好的桩身质量提供侧摩擦力和使桩身轴力向下传递, 又需要良好的夯扩头对桩端土挤密的同时提供约一半的抗力 设计有效桩长 20m, 当属夯扩桩的极限长度, 且需要穿过 3 层及 5 层可塑 ~ 软塑粘土层, 易缩颈 该桩型设计对施工设备及施工技术要求高 2.3 桩基施工分析 该桩基施工时, 未先试桩而是直接大面积施工工程桩 由于当地缺乏相应的施工设备, 采用静压沉管方法施工, 全程采用商品混凝土, 和易及流动性好, 但与该桩型要求的桩端采用干硬性混凝土性质相差甚远 ; 施工过程中桩端无任何封水封泥的措施, 该工法不可能形成夯扩头 从后期桩侧钻孔取样来看, 桩端附近取到的仅是含泥的混凝土状物 现场施工时由于第 1 层素填土较软弱, 桩架无法站立, 对其进行了换填, 换填厚度自基底标高以下约 1.0m; 设计桩长 20m, 这也是当地施工能力所能达到的极限深度 ; 这些因素无疑会影响到成桩质量 现场桩头测量直径在 430~460mm 之间, 小于设计桩身直径 因此, 该工程桩型选择不合理, 桩身因缩颈难以可靠向下传力, 施工工艺又难以形成扩大头, 从而无法提供足够的抗力设计值 3 桩基加固设计方案 由于工程桩基承载力值远达不到设计要求, 必须进行加固设计 该工程原加固设计方案思路为 : 由于试桩极差偏大, 单桩承载力特征值取静载荷试验基桩承载力 的最小值, 即取 R a = Q u.min 2 =400kN, 承载力不足的部分通过补桩承担 新增基桩 ( 称补桩 1) 采用预应力高强混凝土空心方桩 PHS-AB400(220), 桩长 13.6m, 设计承载力的特征值为 400kN 通过计算
540 山东建筑大学学报 2015 年 共需补桩 167 根, 原桩基承台梁改为 800mm 厚的筏板 补桩方案中筏板面积 664m 2, 共布桩 258 棵, 相当于平均桩间距为 1.6m 无论是原沉管灌注桩还是预应力高强混凝土空心方桩, 都属于挤土桩, 补桩过密会影响到已施工的沉管灌注桩 而且新增补桩 1 桩端位于第 8 层粉质黏土层, 标准贯入锤击数及静力触探结果表明其工程性质均明显低于第 7 层粉土层和第 9 层的粉质黏土层 经建设方的要求, 拟对补桩方案进行进一步优 化 为提高单桩承载力及减少桩数, 将补桩桩长增加 ( 称补桩 2), 桩端位于第 9 层的粉质粘土层, 同时利用复合疏桩基础的概念适当减少桩数 考虑到第 9 层已得到一定程度的加固, 为避免压入困难, 桩长取 19.5m, 略小于原沉管灌注桩的桩长, 具体施工时应以设计桩端标高和压桩力综合控制 优化布桩时新增方桩尽量均匀布桩, 而且要确保剪力墙及柱附近一定有补桩存在, 新增补桩 79 棵, 桩位布置如图 2 所示 图 2 新增桩位布置图 /mm 4 加固设计的安全度评价 地基基础加固设计方案即需要满足承载力方面的要求, 又要确保建筑物沉降满足规范要求 4.1 桩基承载力安全度评价 常规桩基础的设计是由桩基承担全部的上部荷载, 而复合疏桩基础 [11-12] [13] [14] 塑性桩或减沉桩 的概念均是指当允许地基有一定沉降且不超过规范值时, 采用较少的桩数达到减沉的目的 [15-16], 桩和桩间土共同承担上部荷载, 基桩承载力可发挥到极限承载力的 70% ~90% 该工程加固方案原承台梁已改为 800mm 厚的筏板, 为利用复合疏桩基础概念进行补桩提供了充分的可能性 4.1.1 补桩 2 的承载力预估首先给出同一场地相邻住宅楼的试桩资料, 在 未进行试桩的前提下通过对比分析预估补桩 2 的承载力值 A 座住宅楼与文中工程桩基质量问题相似, 已采用原加固方案用补桩 1 进行补桩且已完成静载荷试验 ;B 座住宅楼与本工程采用同样的沉管灌注桩, 同样是静压方式施工, 因施工质量较好静载荷试验合格 ;C 座住宅楼为避免相似工程问题, 已改用 PHC 预应力管桩, 桩径为 500mm, 桩长为 23m 相邻住宅楼的试桩曲线如图 3 所示 由试桩结果可以看出 : 预制桩的桩身质量好, 试桩结果稳定, 总压缩变形量小, 回弹大, 试桩极限承载力尚有潜力 ; 而沉管灌注桩的桩身质量存在缺陷, 试桩结果离散性大 根据勘察报告提供的数据, 各楼座基桩计算极限承载力值与试桩结果对比见表 2 由对比结果分析得出, 补桩 2 的承载力特征值将变化于 600~800kN 之间, 取补桩 2 的承载力特征值有足够的保障
第 6 期肖俊华等, 阳光小区住宅楼桩基质量问题与加固设计研究 541 图 3 相邻楼座单桩静载荷试验曲线 (a)a 座补桩 1,400mm 预应力方桩, 桩长 13.6m;(b)B 座工程桩,500mm 沉管灌注桩, 桩长 20m;(c)C 座工程桩,500mm 预应力管桩, 桩长 23m 表 2 各楼座基桩计算承载力值与试桩结果对比表 楼座 A B C 文中工程 桩号 A1 A2 B1 B2 B3 C1 C2 C3 补桩 2 试桩极限承载力 Q u /kn 800 800 2000 2000 1800 2200 2200 2200 1200~1600( 预估 ) 对应沉降 s/mm 2.2 1.6 10.0 10.0 22.7 6.7 9.0 7.5 5~10( 预估 ) 计算极限承载力 Q u /kn 1138 1818 2377 1734 试桩极极限承载力 Q u / 计算限承载力 Q u 0.70 1.06 0.93 取 0.70~0.9 备注未达极限已达极限未达极限尚未试桩 4.1.2 加固方案承载力安全度评价 (1) 不考虑桩间土分担上部荷载标准值 F 为 129000kN 原沉管灌注桩提供的极限承载力值 Q u1 为 103200kN 由新增补桩 2 提供的极限承载力值 Q u2 为 94800kN 假定桩间土不分担上部荷载, 则桩基承载力发挥系数为 η= F = 129000 Q u1 +Q u2 103200+94800 =65% 即桩基承载力发挥极限承载力的 65%, 即可以承担全部的上部荷载 (2) 考虑桩间土分担筏底土对上部荷载的分担是客观事实 [17][18], 即使是按常规桩基设计的桩筏基础, 只要筏板有沉降, 筏底土就会对筏板产生反力作用, 至于分担比例是多少, 则取决于桩土相对刚度 桩长 桩间距等诸多参数 [19] 根据文献 [19] 提供的诸多实测结果, 按土分担上部 10% 的荷载计算, 则桩基承载力发挥系数为 η= 0.9 F Q u1 +Q u2 = 0.9 129000 103200+94800 =58.6% 无论是否考虑桩间土对上部荷载的分担作用, 由于原沉管灌注桩与补桩 2 均采用保守取值, 因此, 在承载力方面桩基有足够的安全储备 4.2 地基沉降预测沉降计算分三种情况进行对比分析 (1) 当沉管灌注桩承载力特征值满足 R a = 1000kN 时, 上部荷载完全由桩来承担, 按桩基沉降计算方法进行沉降计算 (2) 当沉管灌注桩承载力的特征值为 R a = 400kN 时, 上部荷载由桩土共同分担, 按沉降控制复合疏桩基础计算沉降 (3) 工程补桩后, 根据前述承载力分析, 上部荷载可完全由桩来承担, 近似取 R a =620kN, 按桩基沉降计算方法进行沉降计算 4.2.1 计算方法利用 Pile 软件对桩基进行沉降计算, 为了更直观地反映桩数对于沉降的影响, 计算采用 DGJ08 11 2010 地基基础设计规范 [20] 方法 (1) 桩基沉降计算方法采用 Geddes 基于 Mindlin 应力公式积分得出的单桩荷载在半无限弹性体中的应力解析式, 按简单叠加法原理计算群桩荷载在地基中产生的竖向附加应力, 然后利用分层总和法计算桩端下土的压缩变形量, 计算式 (1) 为
542 山东建筑大学学报 2015 年 S=ψ m T t=1 n t 1 E s,t σ Z,t,i ΔH t,i (1) i=1 式中 :T 为沉降计算点处压缩层范围内自桩端平面往下的土层数 ;E s,t 为桩端平面以下第 t 层土自重应力至自重应力加附加应力作用时的压缩模量,MPa; ΔH t,i 为桩端平面下第 t 层土第 i 个分层处土体的竖向附加应力,kPa;ψ m 为桩端平面下第 t 层土第 i 个分层的层厚,m; 为桩基沉降经验系数, 根据经验或规范取值 (2) 沉降控制复合疏桩基础计算方法作用于承台底面处的荷载准永久组合值为 P, 承台底面处地基土的自重应力为 σ c, 单桩极限承载力标准值为 R k, 基桩自重标准值为 G pk 沉降计算的原则为当 P-σ c A c nr k 时, 沉降即为桩顶附加荷载 P-σ c A c 为 n +G pk 的 n 根桩作用下产生的沉降, 按桩基沉降计算方法计算 当 P-σ c A c nr k 时, 沉降由两部分组成, 一部分是在桩顶附加荷载为 R k +G pk 的 n 根桩作用下产生的沉降, 按桩基沉降计算方法计算 ; 另一部分是在承台底面附加荷载为 P-σ c A c -nr k 作用下的沉降, 按浅基础沉降计算方法计算 4.2.2 计算结果与分析相邻 B 座和 C 座住宅楼均已封顶, 沉降监测数据表明 : 尽管 C 座采用了预应力管桩, 桩基承载力的安全储备要高一些, 但两座楼的沉降基本一致, 与桩基沉降计算原理相符合 ; 监测点最大沉降约 15mm 该工程沉降计算时, 根据上海地区的经验, 土的模量取 3 倍的 E s1-2, 根据相邻楼座的实测结果调整沉降经验系数取 0.15, 三种情况下沿 D 轴的沉降如图 4 所示 由图 4 可见, 当原方案桩基承载力满足设计要求时, 计算沉降值为 13.7~17.8mm, 与已建相邻住宅楼实测沉降非常接近 当原方案桩基承载力不满足设计要求时, 由于相当部分荷载由筏底土承担, 筏底土的变形对沉降计算 贡献 较大, 且软件计算时单桩荷载叠加了自身有效重量, 故计算沉降约 60~ 85mm, 依据工程经验该值偏大 当采用拟定加固方案时, 桩基承载力可满足设计要求, 由于增加了桩数, 计算沉降值为 10~14.1mm, 小于第一种情况下的沉降值 图 4 三种情况下建筑物沉降曲线图预计加固方案的最终沉降量为 15mm 以内 5 结论 通过上述研究可知 : (1) 该桩基质量问题原因为 : 当可塑 ~ 软塑黏土存在时, 选择夯扩桩型不合理, 现场施工技术难以达到设计要求 (2) 该加固设计进行桩基承载力补强的同时, 合理利用减沉疏桩基础的概念优化补桩方案, 经分析计算表明 : 不考虑桩间土的分担作用, 基桩发挥极限承载力的 65% 即可承担上部荷载 ; 当考虑桩间土承担 10% 的上部荷载时, 基桩发挥极限承载力的 58.6% (3) 利用相邻工程实测数据进行沉降预测, 加固后地基的预估最终沉降量在 15mm 以内 (4) 从承载力和沉降控制两个方面考虑, 加固后桩基工程有足够的安全度 参考文献 : [1] 付江波, 石群. 沉管夯扩桩工程质量事故分析与处理 [J]. 建筑技术,2006,37(3):226-227. [2] 杨红卫, 刘景德, 吴扬仁, 等. 沉管灌注桩施工质量分析及失败后的补救措施 [J]. 建筑科学,2004,20(3):46-49. [3] 肖贤. 减沉复合疏桩基础在软土地基中的应用 [J]. 江苏建筑, 2011(5):82-83. [4] 王雷, 王传甲, 郭玉君. 沉降控制复合桩基性状研究 [J]. 工业建筑,2011,41(S):445-448. [5] 秋仁东, 刘金砺, 高文生, 等. 群桩基础沉降计算中的若干问题 [J]. 岩土工程学报,2011,33(S2):15-23. [6] 蒋刚, 江宝, 李雄威, 等. 桩筏基础承载过程的安全度分析 [J]. 土木工程学报,2015,48(S2):191-196.
第 6 期肖俊华等, 阳光小区住宅楼桩基质量问题与加固设计研究 543 [7] WBJ8 97, 夯扩桩设计施工技术规定 [S]. 武汉 : 湖北省建筑科学研究设计院,1997. [8] 沈保汉. 我国夯扩桩的发展现状 [J]. 工业建筑,2004,34(2): 45-49. [9] JGJ/T135 2001, 复合载体夯扩桩设计规程 [S]. 北京 : 中国建筑工业出版社,2001. [10] JGJ135 2007, 载体桩设计规程 [S]. 北京 : 中国建筑工业出版社,2007. [11] 管自立. 疏桩基础设计实例分析与探计 ( 一 )[J]. 建筑结构, 1993(10):26-31. [12] 管自立. 疏桩基础设计实例分析与探计 ( 续 )[J]. 建筑结构, 1993(11):42-46. [13] 宰金珉. 塑性支承桩 卸荷减沉桩的概念及其工程应用 [J]. 岩土工程学报,2001,23(3):273-278. [14] 杨敏. 基于变形控制设计原则的减小沉降桩基础研究 [J]. 岩 土工程学报,2000,22(4):481-486. [15] 陈阳, 乔仲发. 基于联合求解法的疏桩地基沉降计算研究 [J]. 岩土力学,2012,33(5):1491-1496. [16] 黄绍铭, 岳建勇, 黄昱挺. 采用减沉路堤桩处理大面积堆载下软土地基的设计与实践 [J]. 岩土工程学报,2013,35(7):1228-1238. [17] 杨军, 杨敏. 筏土接触对基础承载性状影响的数值分析研究 [J]. 地下空间与工程学报,2015,11(S1):87-91. [18] 付利兵. 桩筏基础荷载分担的分析与建议 [J]. 四川建筑科学研究,2011,37(5):149-151. [19] 赵锡宏, 龚剑. 桩筏 ( 箱 ) 基础的荷载分担实测 计算值和机理分析 [J]. 岩土力学,2005,26(3):337-341. [20]DGJ08 11 2010, 地基基础设计规范 [S]. 上海 : 上海现代建筑设计 ( 集团 ) 有限公司,2010. ( 学科责编 : 吴芹 ) 檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪 ( 上接第 531 页 ) [4] 卢胜强, 郑煜, 邓圭玲, 等. 拉锥球透镜光纤和柱状楔形透镜光纤与半导体激光器耦合的比较研究 [J]. 中南大学学报,2014, 45(1):71-76. [5] TangZ.,ZhangR..Optimizationoffiber opticcouplingand alignmenttoleranceforcouplingbetween alaserdiodeand a wedgedsingle modefiber[j].opticscommunications,2001 (199):95-101. [6] 王锦妍. 大功率半导体激光器高效耦合技术研究 [D]. 济南 : 山东建筑大学,2011. [7] 王艳红, 王海伟, 王高. 基于微透镜阵列的高效率光纤耦合系统设计 [J]. 激光与光电子学进展,2015(4):102-106. [8] 罗亚梅, 梁一平, 熊玲玲. 球状光纤耦合器参数与耦合效率的关系 [J]. 激光杂志,2006,27(3):10-12. [9] 尤杨, 赵茗, 杨振宇. 波导与光纤耦合设计研究进展 [J]. 激光与光电子学进展,2013(2):62-71. [10] Kazuo S., Shin I. K.. A new lensed fiberconfiguration employingcascadedgi fiberchips[j].lightwavetechnology, 2000,18(6):787-794. [11] 商继敏, 朱伟. 半导体激光器阵列耦合系统透镜导管的效率研 究 [J]. 激光技术,2011,35(6):824-827. [12] YodaH.,ShiraishiK..Anewschemeofalensedfiberemploying awedge shapedgraded indexfibertipforthecouplingbetween high powerlaserdiodesandsingle modefibers[j].lightwave Technology,2001,19(12):1910-1917. [13] 李鹏, 张全. 柱状楔形微透镜光纤与半导体激光器耦合效率研究 [J]. 光学仪器,2006,28(3):52-55. [14] 于海鹰, 邹德恕, 崔碧峰, 等. 微透镜光纤在半导体激光器中的应用研究 [J]. 半导体光电,2005,26(5):400-405. [15] Poxson D. J., SchubertM. F., MontF W.. Broadband omnidirectional antireflection coatings optimized by genetic algorithm[j].opticsleters,2009,34(6):728-730. [16] TangH.Q.,ZhangQ..Cylindricallensedfibersoptimizedfor 980nmpumplaserdiodecoupling[J].SPIE,2002(4905):157-160. [17] 赵勇, 李鹏生, 浦昭邦. 基于 ABCD 定律的 LD SMF 高斯光束模式匹配方法的研究 [J]. 光电子激光,2000,11(3):274-276. [18] 孔小健, 曹华梁. 基于 ABCD 矩阵的楔形柱面光纤微透镜的耦合技术分析 [J]. 光学与光电技术,2012,10(1):48-51. ( 学科责编 : 吴芹 )