| □倪至寬／台北科技大學 土木與防災研究所副教授 □鄭文杰／台北科技大學 土木與防災研究所研究生 |
以FLAC3D進行基樁受力行為之模擬，土壤和岩盤採用彈塑性Mohr-Coulomb組成律，基樁則假設為彈性材料，而後利用工址周圍地盤之土壤三軸試驗和岩盤孔內變形試驗結果作為FLAC3D中組合律參數輸入的依據。研究中同時考量樁-土介面和樁-岩石介面兩種介面情況進行模擬，並且紀錄基樁受力後特定斷面(鋼筋計埋設斷面)之軸力以及位移，將數值分析結果和現地試樁結果比較。最後針對樁底灌漿壓力進行模擬，可知基樁上浮量並且和現地樁底灌漿結果相互比對，進一步評估樁底灌漿成效。本研究建立了模擬基樁受力行為之方法，所得模擬結果甚佳，可作為後續類似地盤條件下基樁受力行為模擬之參考依據。 |
|
一、前言 在設計一些大型結構物時，若該地層強度普遍不足，則必須藉由地中構造物來將上部結構之載重傳遞至土壤承載層或是較堅硬之地盤，以增加結構物之安全性。因此，基樁在深基礎構造物中，便扮演著舉足輕重的角色。基樁在承壓和抗拉所產生之摩擦力，過去常有學者在研究成果中指出其差異，本研究利用基樁載重試驗資料和數值分析出來的結果進行比對分析，其次評估樁底灌漿之成效。 二、試樁地點及資料處理 本工程採基樁為承載基礎，施工方式採用全套管施工，由於本區域之岩層由基地南側忠孝東路位於地表面附近，漸變至北側地表面下40公尺左右，向北傾斜且變化極大，故基樁入岩深度不一。在考慮樁底如有沉泥情況下，於基樁混凝土澆置前，利用排泥管以正循環之方式清除底泥，於基樁混凝土澆置後一至二天，利用預埋於樁底之U型灌漿管進行樁底灌漿。(一) 基地地層概況及試驗樁特性 本工址依據鑽探資料及試驗室土壤一般物理性質試驗的結果，顯示地層分佈由上而下可大致區分為回填層(厚度為0.50~1.80公尺)、中等稠度黏土層(厚度為20.00~23.00公尺)、極稠黏土層(厚度為3.20~4.00公尺)、風化砂岩層等四個層次，其簡化地層剖面如圖一所示。地質鑽探調查報告顯示七個鑽孔中，最靠近試驗樁之鑽孔AH-5所得之土層工程性質由上而下分述如表一所示。 試驗樁樁頂設計在地表下26.8公尺處(最終開挖面)，為了使試樁工作可以順利進行，擬將試驗樁之樁頂高程提升至地表面，但是必須將最終開挖面至地表面此區段(空打段)的樁身摩擦力消除，故採雙套管方式，其中外套管係作為隔絕土壤及樁身之用，故實際之有效樁長為最終開挖面至樁底之總長。茲將本研究引用之二支試驗樁之樁徑、樁長、入岩長度及載重類別等，如表二所述。
茲將基樁進行壓力試驗和拉拔試驗時樁體安裝之各項監測系統分述如下。 1. 樁體監測系統 為了解試驗樁各階段受力過程之樁身軸力分佈、伸縮量和檢驗基樁混凝土品質，故於試驗樁樁身埋設鋼筋計、混凝土應變計、伸縮儀以及完整性檢測管等監測儀器。於試驗過程藉由電腦自動記讀設備及人工定時記錄，讀取樁頂荷重計及各項監測儀器讀值，以便進行後續之分析工作。以壓力樁和拉力樁為例，其監測儀器之埋設深度及對應之土層剖面如圖二、圖三所示。  1. 基樁壓(拉)應力及軸力分析 基樁載重試驗過程中，樁體之應力分佈情形及其變化，藉由樁體內部特定斷面所安裝之鋼筋計量測資料，得以推算各加載階段鋼筋所受應力。通常混凝土應變計和鋼筋計安裝於同一斷面，如果混凝土和鋼筋充分握裹，可以假設混凝土與鋼筋之應變量相同(εc=εs)，而混凝土的彈性模數已知，即可得混凝土所受應力，將混凝土和鋼筋所受應力分別乘上受力面積並且加以疊加，可得樁體軸力。以壓力樁為例，其樁體軸力與深度關係圖，如圖四所示。 2. 樁身摩擦力分析 係將樁頂荷載減去鋼筋計埋設斷面上樁體所受軸力，差值即為樁身摩擦力，以壓力樁為例，其樁身摩擦力隨深度變化關係，如圖五所示。 3. 樁身所受平均摩擦應力分析 各樁段的平均摩擦應力以該樁段軸力的差值除以樁段樁周面積。以壓力樁為例，其平均摩擦應力與深度關係圖，如圖六所示。 4. 樁身平均摩擦應力與位移曲線(t-z curve) 樁身平均摩擦應力與位移曲線代表樁身土壤摩擦應力和位移之關係，係利用各樁段上下斷面樁體軸力，得到樁段彈性變位量。樁頂的位移量由樁頂沉陷計(LVDT)量測得到，將樁頂位移量扣除樁頂到某斷面深度的樁身彈性變位量，即為該斷面相對於土壤之位移量。故將各樁段上下斷面的樁土相對位移量加以平均，代表各樁段中點之樁土相對位移量。已知樁段樁土相對位移量，配合樁段的平均摩擦應力，可得各樁段隨樁頂荷載變化的t-z 曲線。壓力樁之t-z 曲線，如圖七所示。     樁底應力與位移曲線(q-z curve)代表了樁底土壤承載應力與位移的關係，壓力樁之樁底承載力可以藉由假設最後一個樁段的傳遞荷重完全傳遞至樁底，將此傳遞荷重除以樁底斷面積，即為樁底承載應力，再把樁頂位移量扣掉整支基樁的彈性變位量，可求得樁底沉陷量，如此便可繪出每一階載重之樁底承載應力與對應樁底位移之關係，即q-z 曲線。但是，拉力樁因為沒有樁底承載應力，所以拉力樁無q-z 曲線。以壓力樁為例，其q-z 曲線，如圖八所示。 6. 樁頂荷載與位移曲線(P-S curve) 彙整荷重計及樁頂沉陷計(LVDT)之讀值，可以得到基樁樁頂荷載與位移曲線，一般簡稱為試樁曲線。以壓力樁為例，其樁頂荷載與位移曲線如圖九所示。   要比較壓力樁和拉力樁的樁身摩擦應力，就壓力樁而言，需要將試樁曲線(P-S curve)分離成樁身摩擦力與樁底承載力，就拉力樁而言，因為沒有樁底承載力，所以只需要從試樁曲線將樁身摩擦力分離出來。利用壓力樁的q-z 曲線，得知各階段荷載下的樁底承載力，然後由樁頂荷載減去樁底承載力，所得即為樁身摩擦力，如此便可以瞭解樁身摩擦力和樁底承載力之間的發展關係，以壓力樁為例，其樁身摩擦力和樁底承載力之關係，如圖十所示。 當壓、拉力樁之樁身摩擦力求出後，接下來將樁身摩擦力除以整支基樁的樁周面積，即為樁身摩擦應力，如此便可以比較壓、拉力樁樁身摩擦應力。以壓力樁和拉力樁為例，如圖十一所示。由圖中可看出，基樁在承壓時之樁身摩擦應力大於受拉時樁身摩擦應力，Amira (1995)等人的研究指出兩者的比值接近0.5，非常接近本研究所得結果；由此亦可解釋，在建築技術規範中將基樁受拉時之樁身摩擦應力視為和承壓時相同，但選用較高安全係數之含意所在。   施作樁底灌漿之設備包括灌漿機、攪拌桶、篩網以及抽水機等，其施工程序大致可分為三個步驟，灌漿管及排泥管安裝、沉泥之清除以及樁底填充和壓力灌漿。樁底灌漿之施工流程，如圖十二所示。U型灌漿管以及與排泥管的配置方式，如圖十三、圖十四所示。三支排泥管均需灌注清水進行排泥，但是由於排泥管配置於基樁鋼筋籠主筋附近，可能造成排泥過程中無法將圖十四中虛線區域之沉泥排出，導致樁底灌漿成效不彰。
三、數值分析 本章敘述FLAC3D程式模擬基樁受力之行為，首先蒐集基地周圍地盤土壤之三軸試驗結果作為FLAC3D中組合律參數輸入的依據，於樁頂施加載重，以瞭解基樁受壓、拉力時之受力行為。而後針對樁底灌漿壓力進行模擬，可知基樁上浮量並和現地基樁試驗結果相互比對，進一步評估樁底灌漿成效。(一) 土壤和岩盤組成律參數 土壤部分採FLAC3D中內建之彈塑性Mohr-Coulomb組合律。組合律參數需要輸入彈性模數Es、柏松比υs、凝聚力C以及內摩擦角φ。彈性模數Es可依無圍壓縮試驗取得，柏松比υs值則依土壤種類有其概略範圍，凝聚力C、內摩擦角φ值可依室內試驗求得。分析時不考慮土壤之張力強度(Ψ=0)，黏土層參數方面，以無圍壓縮試驗所得尖峰應力50％之割線模數E50作為此層之彈性模數Es，而柏松比υs定為0.48。至於凝聚力C和內摩擦角φ的取得則依據室內三軸壓縮不排水(CIU)試驗之結果。 岩盤方面，採用彈塑性Mohr-Coulomb組合律，並且依據工址內孔內變形試驗(Borehole Deformation Test)來求得岩體變形性參數，如變形模數Em和彈性模數Er。孔內變形試驗乃是藉由在鑽孔中的探測器施加壓力於孔壁，求得壓力與徑向變形之關係曲線及其變形性參數，因考慮解壓與再壓之平均斜率，故取滯後迴圈兩個交點的斜率當作彈性模數Er，如圖十五中線段AB或線段CD之斜率。砂岩之柏松比υr定為0.23。茲將本研究數值分析採用之土壤及砂岩之力學參數列於表三(註：回填層(BF)、中等稠度黏土層(CL1)、極稠黏土層(CL2)、砂岩層(SS))。 土壤部分採FLAC3D中內建之彈塑性Mohr-Coulomb組合律。組合律參數需要輸入彈性模數Es、柏松比υs、凝聚力C以及內摩擦角φ。彈性模數Es可依無圍壓縮試驗取得，柏松比υs值則依土壤種類有其概略範圍，凝聚力C、內摩擦角φ值可依室內試驗求得。分析時不考慮土壤之張力強度(Ψ=0)，黏土層參數方面，以無圍壓縮試驗所得尖峰應力50％之割線模數E50作為此層之彈性模數Es，而柏松比υs定為0.48。至於凝聚力C和內摩擦角φ的取得則依據室內三軸壓縮不排水(CIU)試驗之結果。 岩盤方面，採用彈塑性Mohr-Coulomb組合律，並且依據工址內孔內變形試驗(Borehole Deformation Test)來求得岩體變形性參數，如變形模數Em和彈性模數Er。孔內變形試驗乃是藉由在鑽孔中的探測器施加壓力於孔壁，求得壓力與徑向變形之關係曲線及其變形性參數，因考慮解壓與再壓之平均斜率，故取滯後迴圈兩個交點的斜率當作彈性模數Er，如圖十五中線段AB或線段CD之斜率。砂岩之柏松比υr定為0.23。茲將本研究數值分析採用之土壤及砂岩之力學參數列於表三(註：回填層(BF)、中等稠度黏土層(CL1)、極稠黏土層(CL2)、砂岩層(SS))。   假設基樁為彈性材料，故分析時輸入樁體之彈性模數Ep和柏松比υp兩個參數，根據熊雲嵋(1985)之建議，樁體之彈性模數可經由式(1)計算之，其中η為1+(n-1)×AS/AC，而n為鋼筋和混凝土之彈性模數比，AS和AC分別為鋼筋以及基樁混凝土斷面積。  其中EP、EC 分別為樁體和混凝土之彈性模數 實際上，混凝土彈性模數Ec並非一個定值，富國技術工程顧問公司(2000)建議混凝土彈性模數Ec應隨應變量而變。從混凝土受壓時之應力-應變曲線關係可得到證明，應變量越大，則混凝土彈性模數Ec越小，本研究根據此原理，以樁頂附近裝設之鋼筋應力計於各加載階段所量測之應力值推算混凝土的彈性模數Ec，如式(2)所示，利用混凝土彈性模數計算樁體彈性模數Ep，如式(1)所示，並且於各加載階段下輸入所對應的樁體彈性模數Ep，使得模擬更趨於真實情況；此外，本研究基樁之柏松比υp定為0.3。  其中QP 為樁體所受軸力 (三) 樁-土介面處模擬 基樁與土壤為兩種不同材料，其勁度差異頗大，當樁頂受壓、拉應力時，樁-土介面會由原先接觸之狀態逐漸發生滑動，最終甚至可能產生分離現象。於FLAC3D程式中對於不同材料的接觸問題提供介面元素(interface element)來加以模擬，本研究中係將樁元素側邊與土壤接觸之面定義為第一個介面(interface 1)，樁元素側邊與岩石接觸之面定義為第二個介面(interface 2)，樁元素底部與岩石接觸之面定義為第三個介面(interface 3)，介面之性質包括正向勁度kn、剪力勁度ks、凝聚力C以及摩擦角φ。令正向勁度kn等於該層土壤之彈性模數，而剪力勁度ks為正向勁度kn的0.7倍。 關於介面元素摩擦角的部分，Eduardo ＆ Miguel(1999)等人指出，由於樁身周圍之摩擦角常反應著土壤之行為機制，例如在凝聚性土壤中之基樁，樁土介面之摩擦角通常被假設與樁周土壤之內摩擦角相同，原因乃是土壤凝聚力的關係，常會有部份土壤黏附於樁體周圍，所以本研究假設介面元素的摩擦角等同於土壤的內摩擦角；再者，關於介面元素的凝聚力也設定和土壤凝聚力相等。 (四) 樁-岩石介面處模擬 樁與岩石接觸面之輸入參數有正向勁度kn、剪力勁度ks、凝聚力C以及摩擦角φ。Johnston et al.(1987)所提出之樁與岩石互制行為中指出，基樁受載重之前，基樁與岩體表面的結合是相當緊密的，當開始施加載重於基樁時，隨著樁身與岩體間接觸面的粗糙度與材料性質的不同，混凝土會產生不同程度的膨脹，並且向外推擠岩壁，正向應力不斷增加，直到岩體粗糙面(asperity)的剪力阻抗小於下滑力為止。本研究於工址內鑽孔施作孔內變形試驗所得岩體變形模數Em，用以推求基樁與岩石接觸面之正向勁度kn與剪力勁度ks，如表四所示。   在建立圓形斷面基樁的分析網格方面，採用FLAC3D中內建之輻射狀圓柱(radial cylinder)網格，如圖十六所示。而網格之邊界問題，在x和y方向取40倍的樁徑來定義左右以及前後邊界，z方向則在樁底以外的地方取10倍的樁徑定義為下邊界，上邊界(z=0)的地方為自由邊界。束制條件方面，在左右、前後邊界採滾支承(roller support)，在下邊界採鉸支承(hinge support)，如圖十七所示。 (六) 初始應力分析 初始大地應力對於大地工程分析結果的正確性有很大的影響，它關係著土壤爾後加載或解載所產生之應力-應變行為，就現地土壤而言，在壓密過程中並無側向變形產生，即處於K0壓密狀態，對於K0的決定，由Brooker與Ireland(1965)建議正常壓密黏土之K0值應該採用式(3)計算：  其中土壤有效摩擦角φ’由鑽探資料得到表土層(BF)之有效摩擦角φ’為24.1°，中等稠度黏土層(CL1)之有效摩擦角φ’為25.6°，極稠黏土層(CL2)之有效摩擦角φ’為30.7°。而砂岩層中K0若是在側向無應變的狀態(靜止狀態)，並且假設岩體為均質、均向的彈性材料，σ2=σ3=σh，則K0可由式(4)推求：  其中ν為岩體柏松比 (七) 地下水位模擬 FLAC3D程式中，可以直接設定地下水位的高程，程式會自動計算出孔隙水壓的大小，而該水壓是穩定的靜態水壓，亦即隨著深度呈線性增加，FLAC3D程式中水的力學參數只需要輸入密度ρ=1000 kg/m3作分析。表五列出鑽孔AH-5於樁載重試驗期間地下水位觀測記錄，便於模擬地下水位之用。  四、數值分析結果 (一) 軸力分析先於樁頂給予壓(拉)應力，記錄基樁受力過程中鋼筋計所在斷面基樁元素之正向應力，將正向應力乘上斷面積，可以得知樁體所受軸力隨深度變化關係圖。以壓力樁為例，其樁體所受軸力隨深度變化關係，如圖十八所示。 觀察各階段載重之軸力隨深度變化曲線可以發現，於荷重較小時，基樁所承受之荷載主要由樁身摩擦力來提供，此時樁身摩擦力將主導基樁整體之受力行為，因此樁底處之傳遞軸力幾乎為零；而隨著荷重逐漸增加，樁身摩擦力貢獻殆盡，此時樁底承載力才開始逐漸發揮。 Tomlinson(1970)的研究指出樁身摩擦力極限值和樁底承載力極限值並非同時發生，樁周摩擦力若要到達極限值，樁頂位移大約需達0.3％∼1％的樁徑，而樁底承載力若要達極限承載力，則樁頂位移需達10％∼20％的樁徑或者更大。如圖十九所示，在A點時載重完全由樁身摩擦力所承擔，而樁底尚未受力，當載重作用至B點時，樁身摩擦力已發揮至極限，而樁底也開始承受部分載重。當作用至D點，此時樁身摩擦力已無法再增加，而樁底承載力也發揮至極限。   樁身摩擦力隨深度變化曲線計算方式如前所述，以壓力樁為例，其樁身摩擦力隨深度變化關係圖，如圖二十所示。由於模擬過程中沒有考量空打段之雙套管，使得空打段的樁土介面間仍存在摩擦行為，故隨著樁頂荷重增加樁身摩擦力愈大，亦和現地試樁結果相去不遠，此現象在基樁入岩之後更加顯著。 (三) 樁身摩擦應力與位移曲線(t-z曲線)分析 基樁受力過程中，於FLAC3D中紀錄基樁側邊與岩石、土壤接觸面上介面元素所受的摩擦應力以及樁身位移，可以繪得t-z 曲線。以壓力樁為例，其樁身摩擦應力與位移曲線，如圖二十一所示。 由樁底灌漿相關文獻中得知大部分漿液均存在於樁-土介面處，可以使得樁身摩擦力增加，特別是針對本研究中入岩之基樁，但是因為數值分析無考慮樁-土介面和樁-岩石介面處灌漿所造成勁度的增加，使得在圖二十一中GL-33.8~42.5m之間t-z 曲線的數值分析結果低於現地觀測值。 觀察壓力樁之t-z 曲線，從回填土層至中等稠度黏土之間(GL.-0.5~24.8 m)，t-z 曲線所反映之樁身摩擦應力約為9.8~19.6 kPa之間，而以下的土層分佈從極稠黏土層(GL.-24.8~28.8 m)、風化砂岩層至砂岩層(GL.-28.8以下)，其t-z 曲線反映之樁身摩擦應力則在98~245 kPa之間，故土壤互層效應與岩層存在對t-z 曲線影響非常顯著。   拉力樁因無樁底承載力，故無q-z 曲線，所以本小節針對壓力樁q-z 曲線於FLAC3D中計算方式進行探討。在基樁承受壓應力時，於FLAC3D中取樁底與岩石間介面元素之正向應力(normal stress)與樁底面積之乘積為點承載力，並且記錄樁底元素之位移，以壓力樁為例，其q-z 曲線如圖二十二所示。 (五) 樁頂荷載與位移曲線 (P-S curve)分析 由現場基樁載重試驗之結果，可以得到不同載重狀況下之基樁樁頂荷載與位移曲線，一般稱之為試樁曲線(P-S curve)；同樣的，由數值分析結果，也可以得到基樁樁頂荷載與其樁頂位移曲線，以壓力樁和拉力樁為例，其P-S 曲線如圖二十二所示。 (六) 比較壓、拉力樁的樁身摩擦應力 利用數值模擬得到的壓、拉力樁樁身摩擦力除上整支基樁之樁周面積，就可以比較壓、拉力樁之樁身摩擦應力。由圖二十三中壓力樁和拉力樁比較結果顯示，數值模擬結果與現地試樁結果相去不遠，而壓、拉力樁摩擦應力的差異有可能是因為試樁過程中之壓力樁樁底的擠壓效應及受拉拔時樁側有效覆土壓力改變的影響。   模擬樁底灌漿之方法，內容包括樁底灌漿壓力之模擬、基樁上浮量之量測等，並且將模擬結果進行分析與討論，同時和現地基樁上浮量實測值相互比對，進一步評估樁底灌漿的成效。 1. 模擬方法 假設樁底灌漿壓力如同外力般以均佈荷重平均作用於樁底，而於樁底施加等量位移替代外力。在施加位移時，其基本公式為N=D/V，即階數=位移/速度，其中N為FLAC3D執行分析時所設定階數(step)，D為產生位移量之大小(displacement)，V為所施加之速度(velocity)。理論上速度V需設定一極小值以使程式收斂，而階數N需設定一較大值才能達到所需之位移量D，經由測試以及前人經驗得知，速度可採用1×10-14m / (10 time step)以達到收斂之效果。 2. 模擬結果 藉由上述模擬樁底灌漿壓力之方式，所獲得之結果顯示樁頂之上浮量僅約0.8mm左右，而現地監測之上浮量約1mm，故模擬結果和實測值相距甚微。 五、結論 本研究利用數值分析軟體FLAC3D進行基樁受力行為的模擬分析，並且將分析結果和現地試樁結果相互比對分析。而後針對樁底灌漿壓力進行模擬，得知基樁的上浮量，同時和現地之基樁上浮量實測值相互比對，評估樁底灌漿成效。綜合以上論述，可獲得以下結論：(一) 本研究以FLAC3D程式建立模擬基樁受力行為之方法，與現地資料相互比對分析後，顯示模擬結果甚佳，可作為後續類似地盤條件下基樁受力行為模擬之參考依據。 (二) 土壤之t-z 曲線在土壤分佈狀況不同時，其反應之勁度會有顯著的不同，此現象可由現地t-z 曲線和模擬之t-z 曲線得知。 (三) 由樁底灌漿相關文獻得知，漿液絕大部分存在於樁-土和樁-岩石介面處，特別是針對本研究中入岩之基樁，但數值分析無考慮樁底灌漿對於樁-土和樁-岩石介面處勁度的提升，故在t-z 曲線數值分析所得結果低於現地觀測值。在樁底應力與位移曲線(q-z curve)之模擬結果也觀察到同樣的情況。￭ 參考文獻 1. 熊雲嵋，「土壤剪應力-位移曲線與t-z 曲線」，土木水利期刊，第二十二卷，第三期，第3-15頁(1985)。2. 富國技術工程股份有限公司，台北國際金融中心基地地質地文環境影響調查基地外後續調查工作成果報告，pp. 2-20 (2000)。 3. Amira, M., Yokoyama, Y., and Imaizumi, S., “Friction Capacity of Axial Loaded Model Pile in Sand,” Soils and Foundations, Vol. 35, No. 1, pp. 75-82 (1995). 4. American Society of Testing Materials, “The Standard Method of Testing Individual Piles Under Static Axial Tensile Load,” Annual Book of Standard, ASTM D3689 (1994). 5. Brooker, E.W., and Ireland, H.O., “Earth Pressure at Rest Related to Stress History,” Canadian Geotechnical Journal, Outario, Vol. 2, No. 1, February, (1965). 6. ITASCA Consulting Group, Inc., FLAC3D：Fast Lagrangian Analysis of Continua, Version 2.0, Vol. 1~5, Minnesota (1997). 7. Johnston, I.W., Lam, T. S. K. and Williams, A.F. , “Constant Normal Stiffness Direct Shear Testing for Socketed Pile Design In Weak Rock,” Geotechnical, Vol. 35, No. 2, pp. 99-112 (1987). 8. Mitchell, J.K., “In-place treatment of foundation soils,” Journal of the Soil Mechanics and Foundation Division, ASCE, 96(1), pp.73-110 (1970). 9. Rojas, E., Valle, C., and Romo, M. P., “Soil-Pile Interface Model for Axial Loaded Single Piles,” Soils and Foundations, Vol. 39, No. 4, Aug., pp. 35-45 (1999). 10. Tomlinson, M.J., Pile Design and Construction Practice, Rainbow-Bridge Book Co., Ltd(1977). 11. Teparaksa, W., “Base grouting of wet process bored piles in Bangkok subsoils, ” Eleventh Asian Regional Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, Rotterdam,” Balkema, pp.269-272 (1999). 12. Weaver, K.D., Dam Foundation Grouting, American Society of Civil Engineers, NY (1991). |
