俞建霖，王傳偉，謝逸敏，張甲林，龔曉南

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考慮樁體損傷的柔性基礎(chǔ)下剛性樁復(fù)合地基中樁體受力及破壞特征分析

俞建霖1, 2，王傳偉1, 2，謝逸敏3，張甲林1, 2，龔曉南1, 2

(1. 浙江大學(xué)濱海和城市巖土工程研究中心，浙江杭州，310058；2. 浙江大學(xué)軟弱土與環(huán)境土工教育部重點實驗室，浙江杭州，310058；3. 浙江中浩應(yīng)用工程技術(shù)研究院有限公司，浙江杭州，310000)

為了模擬樁體局部損傷或破壞后的應(yīng)力遷移，采用混凝土損傷模型實體單元，利用ABAQUS軟件建立柔性基礎(chǔ)下剛性樁復(fù)合地基三維分析模型，研究路堤填筑及后期加載過程中剛性樁復(fù)合地基中樁體的受力狀態(tài)及破壞特征。研究結(jié)果表明：損傷模型能較好的模擬混凝土樁體受損后樁身剛度降低、內(nèi)力重分布的過程；而線彈性樁體模型所得樁身彎矩偏大，樁身位移偏??；樁體所能承受的極限彎矩與其在復(fù)合地基中的位置有關(guān)，且與純彎狀態(tài)下的樁體極限彎矩有較大差異；路肩以外樁體破壞模式主要表現(xiàn)為拉彎和壓彎破壞；路堤中心下方的樁體以承受豎向壓力為主，樁體先破壞的可能性不大，其破壞往往是由于路堤邊坡失穩(wěn)后誘發(fā)產(chǎn)生的；復(fù)合地基中剛性樁發(fā)生受剪破壞的可能性不大。

柔性基礎(chǔ)；剛性樁復(fù)合地基；樁體損傷；受力特征；破壞模式

隨著高速公路和高速鐵路的快速發(fā)展，以CFG樁、素混凝土樁和預(yù)制管樁為代表的剛性樁復(fù)合地基技術(shù)被逐步采用[1?2]。對于路堤等柔性基礎(chǔ)下的復(fù)合地基除承載力和沉降計算外，還應(yīng)進(jìn)行穩(wěn)定分析。目前通常采用極限平衡法，即分別計算假定滑動面上的總抗剪力和總剪切力，由此求得穩(wěn)定安全系數(shù)[3]。其中在計算抗剪力時，通常假設(shè)樁體和樁間土體均沿滑動面產(chǎn)生剪切破壞，根據(jù)樁體面積置換率采用復(fù)合抗剪強度來考慮加固區(qū)的抗滑貢獻(xiàn)。對于基本無抗彎和抗拉強度的散體材料樁，樁體發(fā)生剪切破壞的假定是可行的；但對于水泥攪拌樁和混凝土樁等具有一定強度和剛度的黏結(jié)材料樁來說，由于路堤失穩(wěn)時土體產(chǎn)生較大的水平位移以及坡腳土體產(chǎn)生斜向上的運動趨勢，復(fù)合地基中的部分樁體需承受較大的彎矩和拉力，因此樁體受剪破壞的假定往往會高估復(fù)合地基的穩(wěn)定性。BROMS[4]報道了瑞典斯堪的納維亞半島上一個路堤下復(fù)合地基失穩(wěn)的事故，分析結(jié)果表明：如采用極限平衡法分析，樁體的抗剪強度只需現(xiàn)場實測值的10%即可滿足穩(wěn)定安全系數(shù)要求；路堤失穩(wěn)事故的發(fā)生說明樁體并非發(fā)生剪切破壞，傳統(tǒng)極限平衡法的假定高估了路堤的穩(wěn)定性。在我國廣東、福建和浙江等地的高速公路建設(shè)過程中都曾發(fā)生過類似的復(fù)合地基整體失穩(wěn)事故。BROMS[5]指出路堤下攪拌樁存在剪切破壞以外的其他破壞模式，并考慮攪拌樁可能產(chǎn)生的各種破壞模式，提出了路堤下攪拌樁復(fù)合地基穩(wěn)定分析的新方法。鄭剛等[6]針對軟土地基中無筋剛性樁復(fù)合地基支承路堤的穩(wěn)定分析，提出了4種簡化分析方法，并結(jié)合算例分析結(jié)果進(jìn)行了對比分析，指出傳統(tǒng)的穩(wěn)定計算方法顯著高估了路堤的穩(wěn)定性。

BUI等[7]針對高速公路路堤荷載作用下高強度樁復(fù)合地基開展離心模型試驗，分析不同樁間距對高強度樁復(fù)合地基的荷載傳遞、破壞特點及地基沉降變形等工程特性的影響。鄭剛等[8]針對上軟下硬成層地基中采用復(fù)合地基支承的路堤，進(jìn)行了單排樁和群樁條件下路堤穩(wěn)定破壞機理的離心模型試驗，采用局部截斷樁身截面的方法研究了樁體剛度和強度、樁體位置、樁間距和樁端嵌入硬土層深度對樁體受力與變形性狀、破壞模式的影響。

HAN等[9]采用強度折減有限元法分析了樁身強度、置換率、樁體位置、土體強度、軟土層厚度、路堤高度和交通荷載等因素對路堤邊坡下攪拌樁復(fù)合地基穩(wěn)定安全系數(shù)和滑動面位置的影響。鄭剛等[10?12]采用FLAC3D分析了軟土路堤下單樁的工作機理，在群樁分析中采用“CUT-OFF”退出機制(直接將樁身在最大彎矩處截斷)，分析了剛性樁復(fù)合地基的受力性狀及在堆載過程中樁體破壞模式，指出剛性樁樁承路堤的破壞大多是由路堤肩部下樁體的受彎破壞引起的。

在目前已有的針對柔性基礎(chǔ)下剛性樁復(fù)合地基的數(shù)值法分析中存在以下問題：1) 所采用的樁體本構(gòu)模型難以模擬樁體局部損傷或破壞后的應(yīng)力遷移；2) 將樁身在純彎狀態(tài)下的極限抗彎彎矩作為樁體受彎破壞的評判標(biāo)準(zhǔn)。但如前所述，路堤邊坡下的各樁體受力比較復(fù)雜，可能承受拉、壓、剪、彎的綜合作用，因此樁身實際狀態(tài)與純彎狀態(tài)下的極限抗彎彎矩有較大差異，以后者作為樁體受彎破壞的評判標(biāo)準(zhǔn)有可能會產(chǎn)生較大誤差。

為分析在路堤加載和失穩(wěn)過程中剛性樁的受力特性和抗滑作用機理，本文作者采用大型有限元軟件ABAQUS建立了路堤下樁承式復(fù)合地基三維分析模型，研究了剛性樁復(fù)合地基在加荷過程中樁體的受力、受損以及應(yīng)力遷移的過程，并對樁體可能的破壞模式進(jìn)行了分析探討。其中剛性樁樁體采用混凝土損傷本構(gòu)模型，以連續(xù)地反映樁體在復(fù)合地基中的受力、受損情況以及應(yīng)力應(yīng)變發(fā)展過程。

1 計算模型與參數(shù)

1.1 幾何尺寸

建模中采用“典型路段法”，選擇一標(biāo)準(zhǔn)段，根據(jù)對稱性取路堤寬度的一半進(jìn)行建模分析。模型幾何參數(shù)沿方向?qū)挾热?0 m，方向取厚度等于樁間距2.0 m，沿方向模型總高度為53.5 m，其中路堤高度為3.0 m，墊層厚度0.5 m，地基土層厚度為50.0 m(上部12.0 m為軟土，下部38.0 m為砂土)。半幅路堤頂部寬11.0 m，路堤邊坡坡度為1:1.5。復(fù)合地基中素混凝土樁樁長取15.0 m，樁端進(jìn)入下部砂土層3.0 m，樁徑=0.6 m。復(fù)合地基模型中共分布9根樁，樁間距2.0 m，樁體位置及編號分布如圖1所示。

1.2 樁體混凝土損傷塑性模型

素混凝土樁復(fù)合地基樁體的破壞是逐步發(fā)展的漸進(jìn)過程，某個樁體破壞將引起臨近樁體和樁間土內(nèi)力的重分布，進(jìn)而可能引起臨近樁體的破壞。當(dāng)前數(shù)值分析中多采用線彈性模型作為樁體材料，不符合混凝土材料的實際應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，也不能連續(xù)觀察復(fù)合地基中樁體損傷后的樁身應(yīng)力遷移和樁體破壞過程。因此需采用新的樁體模型以真實反應(yīng)樁體內(nèi)力重分布和損傷破壞的全過程。

混凝土的應(yīng)力?應(yīng)變曲線由上升段和下降段(應(yīng)變軟化)組成；特別是對下降段，具有裂縫逐漸擴展，卸載時彈性軟化等特點，而非線性彈性、彈塑性理論很難描述這一特性。損傷力學(xué)理論可較好地反映在受力過程中由于損傷積累而產(chǎn)生的裂縫擴展，進(jìn)而導(dǎo)致的應(yīng)變軟化。20世紀(jì)80年代后期，許多學(xué)者采用損傷塑性模型對混凝土的力學(xué)性能進(jìn)行描述和模擬。

(a) 樁體平面布置圖；(b) 復(fù)合地基模型立面圖

ABAQUS軟件中的混凝土損傷塑性模型使用各向同性損傷彈性結(jié)合各向同性拉伸和壓縮塑性的模式來表示混凝土的非彈性行為。方秦等[13]通過算例與試驗對比驗證了ABAQUS中混凝土損傷塑性模型在靜力學(xué)問題分析中良好的應(yīng)用性。模型中混凝土彈性剛度的損傷分為拉伸損傷和壓縮損傷2個部分。拉伸損傷和壓縮損傷這2個損傷變量為塑性應(yīng)變、溫度和場量的函數(shù)，損傷變量的取值范圍從0(表示材料無損)到1(表示材料完全損傷)。

0為材料的初始彈性模量，損傷塑性模型假定損傷后彈性模量可表示為無損彈性模量與損傷因子的關(guān)系式，即

1.3 樁身混凝土材料參數(shù)

模型中樁體為素混凝土樁，混凝土受拉開裂的后續(xù)破壞行為通過應(yīng)力?位移及位移?損傷關(guān)系曲線來定義，混凝土的受壓特性通過應(yīng)力?塑性應(yīng)變和塑性應(yīng)變?損傷關(guān)系曲線定義?；炷敛牧蠀?shù)如表1所示，拉伸和壓縮行為如圖2和圖3所示[14]。

取混凝土材料最大抗壓強度的1/8作為混凝土材料的標(biāo)準(zhǔn)抗剪強度[15?16]，則混凝土材料的標(biāo)準(zhǔn)抗剪強度為3.0 MPa。根據(jù)材料最大抗拉強度計算出純彎狀態(tài)下樁身的極限抗彎彎矩51 kN?m。

1.4 土體本構(gòu)模型及材料參數(shù)

路堤填土、墊層、軟土和砂土均采用Mohr- Coulomb模型，具體參數(shù)選取見表2。

1.5 邊界條件和加載步驟

模型的網(wǎng)格劃分如圖4所示，模型左右邊界沿方向固定，前后兩面沿軸方向固定，模型底面在3個方向完全固定。模型單元采用空間八節(jié)點縮減積分單元C3D8R，為提高計算效率，降低分析問題中的誤差，樁與模型土接觸采用embedded region內(nèi)置接觸。

計算過程中路堤和荷載的施加步驟如下：

1) 在地應(yīng)力靜力平衡后施加0.5 m厚墊層的重力荷載；

2) 分層施加路堤的重力荷載。路堤分三層填筑完成，每層填筑高度為1 m；

3) 路堤填筑完成后在路堤表面分級施加均布荷載，最大荷載為130 kPa。通過在路堤表面施加比實際工況更大的均布荷載，也可近似模擬路堤高度增加對復(fù)合地基中樁體受力狀態(tài)的影響。

表1 樁體混凝土材料參數(shù)

(a) 拉伸應(yīng)力?位移關(guān)系曲線；(b) 位移?損傷因子關(guān)系曲線

(a) 壓應(yīng)力?塑性應(yīng)變關(guān)系曲線；(b) 塑性壓應(yīng)變?損傷因子關(guān)系曲線

表2 土體物理力學(xué)參數(shù)

圖4 模型網(wǎng)格劃分

2 樁身受力狀態(tài)分析

2.1 路堤填筑完成時樁體的受力狀態(tài)分析

路堤填筑完成時樁體的拉伸損傷分布如圖5所示，其中樁體單元損傷度可利用abaqus單元變量輸出功能查得。由圖5可見：當(dāng)路堤填筑完成時，除坡腳處的9號樁下部出現(xiàn)少量輕微損傷度(最大損傷度為0.007 6)單元外，其余樁體均未出現(xiàn)損傷單元，說明復(fù)合地基中絕大部分樁體仍處在線彈性變形階段，路堤填筑完成時的荷載還不足以引起樁體和復(fù)合地基的破壞。

圖5 路堤填筑完成時樁體拉伸損傷分布圖

柔性基礎(chǔ)下復(fù)合地基中不同位置處樁體的彎矩分布存在顯著差異。取靠近路堤中心的2號樁、路肩下方的5號樁、路堤邊坡下方的7號樁和坡腳位置處的9號樁(見圖1)作為重點分析對象，各樁的樁身彎矩分布見圖6。由圖6可見：各樁的樁身彎矩相對較小，樁體沒有出現(xiàn)明顯的破壞特征；2號樁的最大彎矩約為10 kN?m，說明路堤中心下的樁體此時以承擔(dān)豎向荷載為主，樁身的水平抗力較??；5號、7號和9號樁的樁身最大彎矩依次遞增，說明路堤外側(cè)的9號樁體率先發(fā)揮較大的水平抗力作用，接著7號、5號和2號樁依次逐步發(fā)揮作用，越靠近路堤中心樁體的最大彎矩越?。桓鳂兜淖畲髲澗爻霈F(xiàn)在樁身下部軟硬土層交界處，其深度與損傷單元的深度是一致的。

1—2號樁；2—5號樁；3—7號樁；4—9號樁。

2.2 加載至100 kPa時樁體的受力狀態(tài)分析

在路堤表面施加均布荷載至100 kPa，樁體的拉伸損傷和壓縮損傷分布見圖7和圖8，樁身彎矩分布如圖9所示。

圖7 q=100 kPa時樁體拉伸損傷分布圖

圖8 q=100 kPa時樁體壓縮損傷分布圖

1—2號樁；2—5號樁；3—7號樁；4—9號樁。

由圖7可見：靠近坡腳的7~9號樁的左側(cè)在軟硬土層交界處出現(xiàn)較大的拉伸塑性損傷，尤其9號樁最大損傷度達(dá)到0.985，樁體在軟硬土層交界出現(xiàn)明顯開裂；5號和6號樁雖然沒有出現(xiàn)接近完全拉伸損傷的單元，但樁身也出現(xiàn)一定彎曲，拉伸損傷有進(jìn)一步發(fā)展的趨勢；1~4號樁尚未出現(xiàn)拉伸損傷，此時仍以承擔(dān)豎向荷載為主。

由圖8可見：與拉伸損傷區(qū)域?qū)?yīng)，靠近坡腳的7~9號樁的右側(cè)在軟硬土層交界處出現(xiàn)少量壓縮損傷，但最大損傷值僅為0.08；以承受豎向荷載為主的1~4號樁體尚未出現(xiàn)壓縮損傷。

由圖9可見：與路堤填筑完成時相比，各樁的最大彎矩均有所增大，且仍出現(xiàn)在軟硬土層交界處附近；2號樁的樁身彎矩較小，仍以承受豎向荷載為主；5號樁和7號樁的樁身彎矩較大，且在深度7.5~11.5 m段樁身彎矩都處在較大值，說明樁體已發(fā)揮較大的抗滑作用；5號樁樁身彎矩最大，且遠(yuǎn)大于純彎狀態(tài)下樁身極限抗彎彎矩(51 kN?m)，但樁身仍未出現(xiàn)拉伸損傷，說明樁身承受了較大的軸向壓應(yīng)力，從而抵消了部分由樁身彎矩產(chǎn)生的拉應(yīng)力。由此也說明將樁體在純彎狀態(tài)下的極限抗彎彎矩作為樁體受彎破壞的評判標(biāo)準(zhǔn)是不合適的；7號和9號樁在損傷區(qū)域抗彎剛度降低，樁身彎矩減小，因此出現(xiàn)了彎矩波動和應(yīng)力遷移現(xiàn)象。

2.3 加載至130 kPa時樁體的受力狀態(tài)分析

=130 kPa時樁體拉伸損傷和壓縮損傷分布圖分別如圖10和圖11所示。由圖10可見：4~9號樁體在上部軟土層中的損傷范圍急劇擴大，樁身出現(xiàn)了多處嚴(yán)重的拉伸塑性損傷，樁體折斷的可能性大增；路堤中心下的1~3號樁基本未出現(xiàn)拉伸損傷，此時仍以承擔(dān)豎向荷載為主。

圖10 q=130 kPa時樁體拉伸損傷分布圖

圖11 q=130 kPa時樁體壓縮損傷分布圖

由圖11可見：7~9號樁樁體的壓縮損傷程度有所發(fā)展，最大損傷度約為0.35；5號和6號樁的壓縮損傷程度相對較高，尤其5號樁樁身右側(cè)7 m深度處，損傷度達(dá)到0.57。該深度處樁身左側(cè)的拉伸損傷也比較嚴(yán)重，說明該區(qū)域承受的樁身彎矩較大。

圖12所示為加載結(jié)束時樁身的剪應(yīng)力分布圖。由圖12可見：即使在最大荷載作用下，各樁的樁身剪應(yīng)力值較低，最大值為0.98 MPa，出現(xiàn)在4~6號樁樁身中部，均小于樁身材料的抗剪強度，因此不會出現(xiàn)剪切破壞。

=130 kPa時樁身彎矩分布圖如圖13所示。由圖13可見：2號樁的樁身彎矩有所增大但數(shù)值仍較小，樁體以承受豎向荷載為主；與拉伸損傷區(qū)域相對應(yīng)，5號、7號和9號樁的彎矩分布曲線均出現(xiàn)多處波動現(xiàn)象，說明樁體開裂后樁身應(yīng)力被釋放，樁身截面開裂處承擔(dān)的彎矩降低，釋放的荷載被土體和臨近樁體承擔(dān)。隨著上部荷載的進(jìn)一步增加，已開裂樁體所承擔(dān)的荷載再次逐步增大，甚至發(fā)生明顯的二次破壞，也驗證了損傷區(qū)域樁身抗彎剛度降低，彎矩減小，產(chǎn)生了應(yīng)力遷移和彎矩波動；與=100 kPa階段相比，各樁的最大彎矩有所增加，受損范圍明顯擴大。

圖12 q=130 kPa時樁身剪應(yīng)力分布

1—2號樁；2—5號樁；3—7號樁；4—9號樁。

圖14所示為加載結(jié)束時樁體水平位移分布圖。由圖14可見：2號樁以承受路堤豎向荷載為主，樁身水平位移總體較小；因樁端均進(jìn)入硬土層3 m，因此樁端水平位移較小，固端效應(yīng)明顯；路肩以外的5號、7號和9號樁樁頂最大水平位移較大，最大值達(dá)到了17 cm；5號樁和7號樁的位移曲線在樁頂下7 m處出現(xiàn)了明顯的拐點，相應(yīng)地該區(qū)域出現(xiàn)了嚴(yán)重的拉伸損傷和壓縮損傷(圖10和圖11)。

1—2號樁；2—5號樁；3—7號樁；4—9號樁。

3 樁體破壞特征分析

從圖5~14可見：路堤下剛性樁復(fù)合地基中樁體的剪應(yīng)力水平相對較低，發(fā)生受剪破壞的可能性不大；路肩以外的樁體在軟硬土層交界面處首先出現(xiàn)了樁身受損現(xiàn)象，持力層的固端效應(yīng)明顯；隨著荷載的增加，樁身上部產(chǎn)生了較大的水平位移，坡腳處樁體還產(chǎn)生了斜向上位移，樁體出現(xiàn)了嚴(yán)重?fù)p傷，說明這部分樁體提供了較大的水平抗力作用，其破壞模式主要表現(xiàn)為拉彎和壓彎破壞；路堤中心下的樁體以承受豎向壓應(yīng)力為主，樁身水平位移和彎矩較?。煌瑫r由于剛性樁樁體抗壓強度較高，因此壓應(yīng)力水平也不高，路堤中心下樁體先破壞的可能性較小，其破壞通常是由于路堤外側(cè)樁體破壞，邊坡失穩(wěn)后誘發(fā)產(chǎn)生的。

4 與線彈性材料樁體模型對比分析

將樁身材料改為線彈性模型，保持樁體的彈性模量和其他參數(shù)不變，2種模型下各樁樁身彎矩和位移的對比分析結(jié)果見圖15和圖16。

1—線彈性2號樁；2—線彈性5號樁；3—線彈性7號樁；4—線彈性9號樁；5—損傷塑性2號樁；6—損傷塑性5號樁；7—損傷塑性7號樁；8—損傷塑性9號樁。

1—線彈性2號樁；2—線彈性5號樁；3—線彈性7號樁；4—線彈性9號樁；5—損傷塑性2號樁；6—損傷塑性5號樁；7—損傷塑性7號樁；8—損傷塑性9號樁。

由圖15可見：對于樁身未出現(xiàn)損傷的2號樁，2種模型的分析結(jié)果比較接近，損傷模型得到的樁身彎矩略大于線彈性模型；線彈性模型未考慮樁體受損后樁身抗彎剛度的降低和應(yīng)力遷移，5號、7號和9號樁的樁身彎矩分布曲線比較光滑，未出現(xiàn)損傷模型中的劇烈波動現(xiàn)象；5號、7號和9號樁采用線彈性模型得到的樁身最大彎矩差異不大，均接近于210 kN?m，而采用損傷模型的分析結(jié)果為(86.1~163.0) kN?m，僅為線彈性模型分析結(jié)果的(41~78)%。

由圖16可見：2種模型分析所得的樁身位移曲線的分布形式總體比較接近；但線彈性模型所得的樁身位移較小，5號、7號和9號樁的樁身最大位移僅為損傷模型的50%左右。

5 結(jié)論

1) 混凝土損傷模型能較好的模擬混凝土樁體受損傷后樁身剛度降低、內(nèi)力重分布的過程，比較適合于研究加載過程中復(fù)合地基樁體的受力及破壞過程；而樁體采用線彈性模型在計算中出現(xiàn)了比較嚴(yán)重的樁身彎矩偏大，樁身位移偏小等問題。

2) 受樁身軸力影響，樁體所能承受的極限彎矩與其在復(fù)合地基中所處的位置有關(guān)，且與樁體在純彎狀態(tài)下的極限彎矩有較大差異，因此以后者作為樁體受彎破壞判據(jù)的方法是不合適的。

3) 對于路堤荷載下剛性樁復(fù)合地基，隨著上部荷載的增大，路肩以外樁體在軟硬土層交界面處首先出現(xiàn)了樁身受損現(xiàn)象，隨后樁身上段也出現(xiàn)了損傷，其破壞模式主要表現(xiàn)為拉彎和壓彎破壞；路堤中心下方的樁體以承受豎向壓應(yīng)力為主，樁身水平位移和彎矩較小，樁體先破壞的可能性不大，其破壞往往是由于路堤外側(cè)樁體破壞，邊坡失穩(wěn)后誘發(fā)產(chǎn)生的；復(fù)合地基中樁體的剪應(yīng)力水平相對較低，發(fā)生受剪破壞的可能性不大。

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(編輯 趙俊)

Analysis of stress and failure mechanism on composite foundation improved by rigid piles under flexible foundation considering damage of piles

YU Jianlin1, 2, WANG Chuanwei1, 2, XIE Yimin3, ZHANG Jialin1, 2, GONG Xiaonan1, 2

(1. Research Center of Coastal and Urban Geotechnical Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China;2. Key Laboratory of Soft Soils and Geoenvironmental Engineering of Ministry of Education, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China;3. Zhejiang Zhonghao Institute of Applied Engineering Co. Ltd., Hangzhou 310000, China)

To simulate the stress migration in local damage and cracking of piles, ABAQUS software was used to establish a 3-D analytical model of composite foundation improved by rigid piles with concrete damage plasticity model. Stress and failure mechanism of piles were studied in the process of embankment reclamation and loading. The results show that concrete damage model has good performances in predicting the reduction of pill stiffness and redistribution of internal forces; the linear elastic model yielded higher moment and lower displacement; Unlike ultimate moment under pure bending, the maximum moment in pile depends on its location with respect to the embankment; When the embankment is approaching failure, piles outside the shoulder tend to subject to stretch-bending or compression-bending failure while piles close to the embankment center mainly bear vertical pressure; pile failure could hardly occur in the first place as it is usually caused by failure of embankment slope; Shear failure unlikely occur in rigid piles.

flexible foundation; composite foundation improved rigid piles; damage of piles; stress characteristics; failure mode

10.11817/j.issn.1672-7207.2017.09.023

TU47

A

1672?7207(2017)09?2432?09

2016?09?10；

2016?12?20

國家自然科學(xué)基金資助項目(51378467，51078329) (Projects(51378467, 51078329) supported by the National Natural Science Foundation of China)

俞建霖，博士，副教授，從事軟黏土力學(xué)、地基處理及基坑工程等研究；E-mail: yujianlin72@126.com