徐 勇，熊 根

（1.國(guó)電電力浙江舟山海上風(fēng)電開(kāi)發(fā)有限公司，浙江 舟山，316131；2.中國(guó)電建集團(tuán)華東勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，浙江 杭州，311122）

0 引言

我國(guó)西南地區(qū)地勢(shì)陡峭，地形地貌復(fù)雜，海拔高差大，且存在大面積深厚軟土層，在此地區(qū)修建鐵路，勢(shì)必產(chǎn)生大量的高填方路堤工程。不僅如此，部分高填方路堤修建在斜坡之上，地形地勢(shì)條件較水平基底路堤更為復(fù)雜，如傾斜基底兩側(cè)地層存在較大差異、下臥軟土層厚度變化顯著、地下水沿傾斜地基產(chǎn)生較大的滲透壓力等。此時(shí)，在路堤荷載作用下，傾斜路基更易發(fā)生順坡方向的滑動(dòng)破壞。

目前，對(duì)含有軟弱下臥土層的填方路堤大多采用CFG樁、PHC管樁等剛性樁進(jìn)行地基處理[1-2]。但當(dāng)前對(duì)CFG樁、PHC管樁復(fù)合地基的失穩(wěn)破壞機(jī)理認(rèn)識(shí)不深，其支承路堤的滑塌事故時(shí)有發(fā)生[3-4]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)剛性樁復(fù)合地基失穩(wěn)破壞機(jī)理亦進(jìn)行了一系列的研究。李帥等[5]通過(guò)離心機(jī)模型試驗(yàn)對(duì)剛性群樁條件下的水平成層路堤失穩(wěn)模式進(jìn)行了分析，結(jié)果表明樁身彎矩最大作用點(diǎn)總位于軟硬土層交界面處，樁體的彎曲破壞較剪切破壞更容易發(fā)生，且樁體并非同時(shí)發(fā)生彎曲破壞；鄭剛等[6]借助三維數(shù)值分析方法，針對(duì)水平成層路堤提出了剛性樁復(fù)合地基樁體的漸進(jìn)破壞模式，即樁體的彎曲破壞總是由少數(shù)幾根承受彎矩較大樁最先產(chǎn)生，其破壞后應(yīng)力釋放，從而引起鄰近樁體相繼破壞；顧行文等[7]針對(duì)傾斜基底的CFG樁復(fù)合地基進(jìn)行了離心機(jī)模型試驗(yàn)，提出了CFG樁體斷裂、傾倒、樁間土繞流的多種破壞模式；路言杰等[8]采用有限差分軟件FLAC 3D 對(duì)傾斜基底樁網(wǎng)復(fù)合地基工作機(jī)理進(jìn)行探究，結(jié)果表明樁身彎矩分布與樁所在位置以及嵌固條件密切相關(guān)。可見(jiàn)，現(xiàn)階段已對(duì)水平基底剛性樁復(fù)合地基失穩(wěn)破壞模式進(jìn)行了較為全面、深入的分析。但對(duì)傾斜基底下剛性樁復(fù)合地基而言，其失穩(wěn)破壞機(jī)理尚缺乏深入揭示，更未涉及樁體的漸進(jìn)破壞模式。更重要的是，斜坡軟弱地基路堤并非斜坡地基和軟弱地基的線性疊加，其工程條件比水平軟弱地基復(fù)雜得多[9]。

為此，依托某高速鐵路車站的高填方工程，建立傾斜基底下CFG樁復(fù)合地基高填方路堤的三維數(shù)值模型，借此研究路堤荷載作用下不同位置CFG樁的不同受荷模式及其破壞特征，進(jìn)一步揭示高填方荷載下傾斜基底CFG樁復(fù)合地基的失穩(wěn)破壞機(jī)理。

1 工程概況

某在建鐵路全線位于地形地貌復(fù)雜、地層巖性起伏變化較大的云南省南部地區(qū)。線路全長(zhǎng)約513.8 km，其中48.03 km 鐵路干線坐落在軟土地基之上。山間淺溝發(fā)育，地形波狀起伏，溝槽等低洼地帶覆土較厚。所選工點(diǎn)DK270+540 路基以填方形式通過(guò)，填方高度為22.5 m，路堤填筑于斜坡地基之上，斜坡坡度約12°，斜坡中部至坡腳處堆積4.0～9.5 m厚的淤泥質(zhì)土層。

擬采用CFG 樁對(duì)軟土地基進(jìn)行處理。CFG 樁直徑為0.5 m，樁間距為1.5 m，正方形不等長(zhǎng)布樁。同時(shí)，地基表面鋪設(shè)0.6 m厚碎石墊層，墊層中央鋪設(shè)屈服強(qiáng)度為80 kN/m 的兩層雙向土工格柵。填土選用TB 10001-2016《鐵路路基設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定的A、B 組填料，壓實(shí)度控制在90%以上。圖1為典型的地質(zhì)剖面及相應(yīng)的設(shè)計(jì)方案。

圖1 典型的地質(zhì)剖面圖及相應(yīng)的設(shè)計(jì)方案Fig.1 Typical geological profile and design scheme

2 數(shù)值模型及計(jì)算參數(shù)

2.1 幾何模型及邊界條件

在斜坡上修筑路堤，模型兩側(cè)不對(duì)稱。同時(shí)，根據(jù)工程地質(zhì)條件及布樁形式的特點(diǎn)，模型計(jì)算區(qū)域取圖1試驗(yàn)段中的典型三維條形區(qū)域。為消除邊界條件的影響，取計(jì)算深度為43 m，計(jì)算長(zhǎng)度為195 m，計(jì)算寬度為1.5 m。CFG樁布置區(qū)域如圖1所示，為斜坡地基的中心至下坡范圍內(nèi)，采用半樁模型，前后布置兩排半樁共114根，樁徑0.5 m，樁間距1.5 m，正方形布樁，樁長(zhǎng)4～10 m不等。

此處選用的CFG 樁相當(dāng)于混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C20的素混凝土樁，其中有關(guān)素混凝土樁或CFG樁樁身極限彎矩的計(jì)算有如下方法。

（1）在素混凝土樁體純彎狀態(tài)下計(jì)算樁身極限彎矩值[10]：

式中：σt為混凝土軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；W為抗彎截面系數(shù)。

（2）根據(jù)相關(guān)系數(shù)，對(duì)樁身極限抗彎承載力進(jìn)行計(jì)算[5]：

式中：ftk為混凝土軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；W為抗彎截面系數(shù)；h為截面高度，對(duì)于圓形截面，h=2r；γm為素混凝土樁的截面抵抗矩塑性影響系數(shù)基本值，對(duì)于圓形截面，γm=1.6。

同時(shí)，與黃俊杰等［11］對(duì)樁徑為1 m的C15素混凝土樁試樁所得的極限抗彎承載力154 kN·m、極限抗剪承載力538 kN的實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比，采用方法1 得同型號(hào)素混凝土土樁的極限彎矩值為124.6 kN·m，彎矩值偏小，與實(shí)測(cè)值偏差較大，表明將純彎狀態(tài)下計(jì)算的極限彎矩作為樁體的極限抗彎承載力不太適合；而采用方法2 所求彎矩值為163 kN·m，該值與實(shí)測(cè)值偏差較小，僅為6%，表明方法2對(duì)素混凝土樁的極限抗彎承載力計(jì)算較為合理。

對(duì)素混凝土樁（CFG樁）的極限抗剪承載力，擬選用式（3）進(jìn)行計(jì)算[5]：

式中：ftk為混凝土軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；對(duì)于圓形截面，截面高度b和截面有效高度h0分別取1.76r和1.6r，其中r為樁半徑。

根據(jù)式（3），求得樁徑1 m的C15素混凝土樁極限抗剪承載力為625.8 kN，與實(shí)測(cè)值538 kN偏差為16%左右，基本符合要求。

為此，采用式（2）與（3）來(lái)確定CFG樁的樁身極限彎矩值和極限抗剪承載力，求得極限彎矩值和極限抗剪承載力分別為28 kN·m和190 kN；又因算例中采用半樁模型，故該彎矩值和剪力值相應(yīng)折半。

地基頂面設(shè)置0.6 m 土工格柵墊層，墊層中央鋪設(shè)屈服強(qiáng)度為80 kN/m 的兩層雙向土工格柵，填土中的土工格柵穿過(guò)整個(gè)路堤。模型底部X、Y、Z三個(gè)方向位移被約束，模型左右兩側(cè)X方向的位移被約束，模型前后兩側(cè)Y方向的位移被約束，具體如圖2 所示。路堤堆載及軟件計(jì)算步驟：（1）填筑0.6 m雙層土工格柵墊層；（2）填筑路堤本體，分5個(gè)分析步驟，堆土高度分別為7.6 m、10.6 m、14.6 m、18.6 m 和22.5 m；（3）采用強(qiáng)度折減法，計(jì)算至路堤發(fā)生破壞。

圖2 有限元網(wǎng)格Fig.2 Finite element mesh

2.2 計(jì)算模型及參數(shù)

地基土、填料以及碎石墊層采用摩爾-庫(kù)倫彈塑性模型，土工格柵則采用線彈性模型，其計(jì)算參數(shù)可由勘察報(bào)告和當(dāng)?shù)亟?jīng)驗(yàn)確定，如表1所示。土工格柵采用不受壓的M3D4 膜單元，其余均采用C3D8R 實(shí)體單元?？紤]到薄膜狀的土工格柵與褥墊層中的碎石填料存在嵌鎖作用，筋土間的接觸采用Embedded Region方式。CFG樁則采用混凝土塑性損傷模型，由于CFG 樁是由碎石、石屑、砂、粉煤灰摻水泥加水拌和，是一種低強(qiáng)度混凝土樁，其樁身的失穩(wěn)破壞多伴隨著拉裂縫的產(chǎn)生以及裂縫處抗拉強(qiáng)度的削弱，故采用混凝土塑性損傷模型能較好地描述CFG 樁的上述力學(xué)行為。該模型中引入拉伸損傷dt和壓縮損傷dc兩個(gè)變量來(lái)反映樁體剛度折減損傷程度，該變量可表示為初始彈性模量和等效塑性應(yīng)變的關(guān)系[12]，如式（4）所示。

表1 計(jì)算參數(shù)Table 1 Calculating parameters in the numerical model

式中：E0為混凝土初始彈性模量；分別為混凝土受拉和受壓塑性應(yīng)變；σt、σc分別為混凝土受拉應(yīng)力和受壓應(yīng)力；θt為受拉塑性應(yīng)變與非彈性應(yīng)變的比值；θc為受壓塑性應(yīng)變與非彈性應(yīng)變的比值。利用GB 50010-2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》所提供的混凝土材料的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線[13]，結(jié)合式（4）即可確定混凝土損傷模型所需的計(jì)算參數(shù)，其關(guān)系曲線如圖3所示。

圖3 混凝土塑性損傷模型參數(shù)Fig.3 Calculating parameters in the concrete damage plasticity model

3 CFG樁破壞機(jī)理分析

3.1 CFG樁拉伸損傷及力學(xué)響應(yīng)

CFG 樁破壞的過(guò)程對(duì)應(yīng)著樁身混凝土微裂縫擴(kuò)展、樁體力學(xué)性能及樁身剛度下降等不可逆的過(guò)程?；炷了苄該p傷模型通過(guò)結(jié)合多重硬化塑性和各向同性彈性損傷理論來(lái)表征材料斷裂過(guò)程中的不可逆損傷行為[14]，可較好地模擬CFG樁的力學(xué)性能及其破壞后的性狀。

圖4 為1 號(hào)樁身截面的拉伸損傷曲線。由圖4可知，1號(hào)樁體的拉伸損傷區(qū)域較大，且損傷度dt隨堆載高度的增加快速發(fā)展。其中以樁身2 m 位置處拉伸損傷較為嚴(yán)重，當(dāng)路堤堆載完成后，樁身2 m截面處的損傷度已達(dá)0.8。

圖4 1號(hào)樁拉伸損傷分布曲線Fig.4 Distribution of tensile damage of pile No.1

樁身拉伸損傷度的發(fā)展與樁身所承受的彎矩值密切相關(guān)，如圖5所示的1號(hào)彎矩曲線分布圖，承受最大彎矩值的樁身與拉伸損傷度dt最大值所在處基本一致；且當(dāng)路堤堆載度達(dá)到14.6 m 時(shí)，樁身2 m截面處的拉伸損傷度dt值已達(dá)0.7，在后續(xù)堆載階段，樁身所受彎矩值并沒(méi)有繼續(xù)增大，相反，該處所能承受的彎矩值降低；進(jìn)一步，當(dāng)1 號(hào)整個(gè)樁身拉伸損傷度接近于1 時(shí)，由于樁身應(yīng)力釋放，其所受彎矩也相應(yīng)地急劇降低。上述結(jié)果表明，CDP本構(gòu)模型能較好地模擬CFG 樁的力學(xué)性能及其破壞后的性狀；另一方面，也反映了隨著混凝土拉伸損傷度dt的增加，樁體表現(xiàn)出的剛度損傷、應(yīng)力軟化等不可逆行為，又會(huì)進(jìn)一步影響樁身所能承受的最大彎矩。

圖5 1號(hào)樁樁身彎矩分布曲線Fig.5 Distribution of moment of pile No.1

圖6 為樁身剪力分布曲線。由圖6 可知，樁身剪力值亦隨樁體損傷度的增加而降低，但與彎矩所呈現(xiàn)的規(guī)律相比，剪力值僅在樁體拉伸損傷度接近于1時(shí)才有明顯降低。這也與實(shí)際情況基本相符，當(dāng)樁身裂縫發(fā)展時(shí)，CFG樁可通過(guò)裂縫處骨料之間的咬合以及未損傷區(qū)域的混凝土提供較高的抗剪強(qiáng)度。

圖6 1號(hào)樁樁身剪力分布曲線Fig.6 Distribution of shear force of pile No.1

采用混凝土塑性損傷模型模擬CFG 樁較好地解決了常規(guī)線彈性模型樁身所求剪力、彎矩過(guò)大，同時(shí)在樁身破壞后亦能承擔(dān)較高剪力和彎矩的問(wèn)題；而且相較于鄭剛等所提出的樁體cut off機(jī)制[15]，其在樁體破壞后，可自動(dòng)模擬樁身所受內(nèi)力降低、荷載傳至鄰近樁體、各樁內(nèi)力重分布的過(guò)程，更加簡(jiǎn)便易行。

3.2 CFG樁的樁身?yè)p傷及發(fā)展

3.2.1 CFG樁的拉伸損傷

圖7 給出了不同堆載高度下樁身的拉伸損傷分布云圖。由圖7（a）可知，當(dāng)路堤堆載到10.6 m時(shí)，CFG 樁的拉伸損傷區(qū)域較小，損傷區(qū)域主要集中在模型右側(cè)的1 號(hào)、2 號(hào)樁身中下段位置以及部分樁樁尖嵌入持力層部分，尤其以中心樁局部嵌入持力層部分損傷最為嚴(yán)重，拉伸損傷度約為0.9。原因在于隨著路堤不斷堆載，斜坡地基上土體應(yīng)力發(fā)生重分布，土體產(chǎn)生斜坡向的推力，模型右側(cè)的兩根樁先于其他樁承擔(dān)較大的土體推力，樁體的拉伸損傷自此也顯著增加。而樁端嵌入持力層部分，其通過(guò)硬土層提供較大的水平抗力來(lái)抵消斜坡向的推力，致使樁端位置產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力，故拉伸損傷亦較快增長(zhǎng)。隨著路堤堆載高度繼續(xù)增加，右側(cè)的1號(hào)、2號(hào)樁身拉伸損傷區(qū)域仍在不斷發(fā)展，拉伸損傷度dt持續(xù)增長(zhǎng)，如圖7（b）所示。進(jìn)一步，引起樁體發(fā)生脆性壓彎破壞，樁身應(yīng)力釋放，荷載傳遞至相鄰樁體，引起相鄰樁體內(nèi)力增加，樁身裂縫進(jìn)一步發(fā)展。在云圖上表現(xiàn)為相鄰的3～7號(hào)樁體損傷值大幅增長(zhǎng)，損傷區(qū)域向上進(jìn)一步擴(kuò)展。當(dāng)路堤堆載完成后，見(jiàn)圖7（c），CFG樁發(fā)生拉伸損傷的部位主要集中于路堤中心CFG樁樁身的大部分位置、路堤左側(cè)樁體嵌入持力層部分，其中以路堤中心CFG樁樁端處的拉伸損傷較為嚴(yán)重，損傷度dt接近于1，路堤左側(cè)樁損傷區(qū)域及損傷度dt均較低。

圖7 CFG樁拉伸損傷分布云圖Fig.7 Tensile damage of CFG piles after loading

3.2.2 CFG樁的壓縮損傷

CFG 樁樁身壓縮損傷區(qū)域隨路堤堆載過(guò)程變化并不明顯，僅壓縮損傷值有較大發(fā)展，故僅取路堤堆載完成后CFG 樁的壓縮損傷云圖進(jìn)行分析。由圖8 可知，路堤堆載完成后，CFG 樁發(fā)生壓縮損傷的區(qū)域較小，主要集中在樁體嵌入持力層部分以及路堤中心樁中下段位置，損傷度dc也較小，最大值僅為0.77。因此CFG 樁單因樁身受壓而引起破壞的情況較難發(fā)生。

圖8 CFG樁壓縮損傷分布云圖Fig.8 Compression damage of CFG piles after loading

為進(jìn)一步研究?jī)A斜基底下CFG 樁隨路堤堆載過(guò)程的樁身?yè)p傷過(guò)程，以拉伸損傷為例，取云圖中損傷較為嚴(yán)重的8 號(hào)、21 號(hào)中心樁，以及路堤左側(cè)54號(hào)進(jìn)行分析，圖9為典型樁的拉伸損傷隨堆載高度的變化曲線圖。由圖9 可知，8 號(hào)樁身拉伸損傷主要集中在樁身4～7 m 處，在堆載初始階段，僅樁身在土層交界面處出現(xiàn)拉伸損傷，隨著堆載高度增加，損傷區(qū)域逐漸向上和向樁端處發(fā)展，拉伸損傷度dt值逐漸增大，在軟硬土層分界面5 m 處達(dá)到最大值。堆載初始階段，21號(hào)樁體的拉伸損傷區(qū)域主要集中在樁端嵌固段及樁頂位置，其中樁頂?shù)睦鞊p傷度dt較低，隨著堆載高度增加，樁端處的損傷區(qū)域逐漸向上發(fā)展，其損傷度dt值進(jìn)一步增長(zhǎng)。54號(hào)的拉伸損傷區(qū)域較小，僅樁端部分發(fā)生損傷，且損傷度dt值較小，損傷程度遠(yuǎn)小于8號(hào)和21號(hào)?？傮w而言，路堤中心樁的拉伸損傷程度大于路堤左側(cè)樁，尤以土層分界面至樁端范圍內(nèi)樁體的拉伸損傷最為嚴(yán)重。

圖9 樁體拉伸損傷分布曲線Fig.9 Distribution of tensile damage of different piles

3.3 CFG樁失穩(wěn)模式分析

3.3.1 CFG樁樁身側(cè)向位移

進(jìn)一步地，可通過(guò)樁身側(cè)移曲線來(lái)描述CFG樁的破壞特征?；诶鞊p傷云圖中損傷較嚴(yán)重的1號(hào)、8 號(hào)、21 號(hào)以及路堤左側(cè)54 號(hào)作出路堤失穩(wěn)破壞后樁身側(cè)向位移曲線，如圖10 所示。由圖10可知，1號(hào)短樁樁身發(fā)生較大程度彎曲，樁身3 m 處，位移曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)，結(jié)合圖7，表明在高填方路堤荷載以及斜坡的橫向推力作用下，1號(hào)樁產(chǎn)生較大的壓彎應(yīng)力，致使該處樁身的拉伸損傷急劇增加，樁身裂縫擴(kuò)展，樁身2～3 m 產(chǎn)生彎折。由8 號(hào)、21號(hào)樁身位移曲線可知，8 號(hào)、21 號(hào)兩樁在土層交界附近發(fā)生折斷，而其所在位置樁體的拉伸損傷度dt值較大（見(jiàn)圖7），樁身拉裂縫發(fā)展引起樁身斷裂。而54 號(hào)曲線，由于樁身拉伸損傷度dt較低，且損傷區(qū)域小，樁身曲線呈線性分布，未發(fā)生斷裂。

圖10 典型樁側(cè)向位移曲線Fig.10 Lateral deflections of piles at typical positions

3.3.2 CFG樁身受力分析

為探究超高填方路堤荷載下傾斜基底的CFG樁破壞模式，取圖2（b）中典型位置樁進(jìn)行樁體的受力分析。圖11給出了堆載完成后各典型樁的彎矩分布曲線。由于CFG 樁承受路堤的豎向荷載以及斜坡的推力，且CFG 樁長(zhǎng)不一，各樁的嵌固條件也不盡相同，故各樁的彎矩曲線較為復(fù)雜。但總體上，路堤中心樁的樁身彎矩明顯大于路堤左側(cè)樁，其原因在于路堤中心位置處的樁體承受較大的豎向荷載，且先于路堤左側(cè)樁承擔(dān)斜坡向的推力作用，兩者疊加作用使其產(chǎn)生較大彎矩。同時(shí)，對(duì)比CFG 樁的極限抗彎承載力，不難發(fā)現(xiàn)路堤中心的8號(hào)和21號(hào)樁的樁身最大彎矩值已超過(guò)樁身最大抗彎承載力15 kN·m，樁體發(fā)生壓彎破壞。值得說(shuō)明的是，1號(hào)樁此時(shí)已經(jīng)發(fā)生壓彎破壞，由于樁身破壞后應(yīng)力釋放，故其未達(dá)到極限彎矩檢驗(yàn)值。而路堤左側(cè)32 號(hào)和54 號(hào)樁的樁身彎矩較低，樁體發(fā)生彎曲破壞的可能性也較低。這也與前述樁體拉伸損傷所表現(xiàn)的規(guī)律相一致。

圖11 典型樁樁身彎矩分布曲線Fig.11 Distribution of moment of piles at typical positions

進(jìn)一步地，圖12 為典型樁的樁身剪力分布曲線。由圖12可知，路堤中心1號(hào)、8號(hào)樁身所承受剪力值較大，遠(yuǎn)大于路堤左側(cè)樁，且1號(hào)樁頂位置和8號(hào)樁身4.5 m、6.5 m 處，其剪力值已接近CFG 樁的極限抗剪承載力，表明路堤中心的CFG樁先于左側(cè)樁分擔(dān)斜坡地基產(chǎn)生的水平推力，樁身所承受剪力值較大，部分樁身存在剪切破壞的可能性。

圖12 典型樁樁身剪力分布曲線Fig.12 Distribution of shear force of piles at typical positions

綜上可知，傾斜基底下的CFG 樁所在位置不同，樁體損傷程度及其破壞特征有其各自的特點(diǎn)。路堤中心處的CFG 樁樁身拉伸損傷區(qū)域及損傷度dt值均較大，存在樁身混凝土開(kāi)裂、樁體發(fā)生彎折、斷裂破壞的情況，同時(shí)其樁體的受荷特點(diǎn)與破壞模式較水平基底路堤有較大差異[16-17]。斜坡地基條件下，路堤中心范圍內(nèi)的CFG 樁承擔(dān)較大的豎向荷載，且先于路堤左側(cè)樁承擔(dān)斜坡向的推力作用，兩者疊加作用下較易引起樁體的壓彎破壞和剪切破壞，在設(shè)計(jì)中應(yīng)予以重視。

4 結(jié)語(yǔ)

借助有限元數(shù)值分析軟件，采用混凝土塑性損傷模型來(lái)模擬CFG 樁的力學(xué)性能及其破壞后的性狀，對(duì)高填方路堤荷載下傾斜基底CFG樁復(fù)合地基的破壞機(jī)理展開(kāi)了詳細(xì)的研究，得到以下結(jié)論：

（1）混凝土塑性損傷模型可較好地模擬高填方荷載下CFG樁承受較大荷載之后，樁身?yè)p傷逐漸發(fā)展、樁身剛度降低以及應(yīng)力軟化的特點(diǎn)，同時(shí)也可較合理地模擬樁體破壞后，樁身應(yīng)力釋放、內(nèi)力重分布的過(guò)程。

（2）傾斜基底中CFG 樁在路堤中所處位置不同，其樁身的損傷情況也有較大差別。拉伸損傷區(qū)域主要集中在路堤中心下的CFG樁，且以1號(hào)、2號(hào)兩根CFG 樁損傷最為嚴(yán)重，隨著堆載高度的增加，拉伸損傷區(qū)域向上和向左側(cè)樁逐漸發(fā)展。壓縮損傷分布區(qū)域較小，集中在樁端嵌入持力層部分，損傷度dc也較小。

（3）路堤中心處CFG 樁所受彎矩和剪力較大，較易發(fā)生樁體的壓彎破壞和剪切破壞，在設(shè)計(jì)中應(yīng)予以重視。路堤左側(cè)樁所受彎矩和剪力總體上小于中心樁，先發(fā)生破壞的可能性不大。