路堤下混凝土樁復合地基抗樁體彎折破壞地梁效應

羅強，馬宏飛，王騰飛，張良，蔣良濰

(1.西南交通大學土木工程學院，四川成都，610031；2.西南交通大學高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，四川成都，610031)

隨著社會經濟的快速發展，高速公路和高速鐵路大量興建且建設周期不斷縮短，現澆混凝土樁、鋼筋混凝土樁、PHC樁[1]等剛性樁復合地基處理技術廣泛用于軟土地基加固。工程實踐表明，剛性樁復合地基具有優良的抵抗沉降變形能力，一般能滿足工后沉降控制要求，但其側向抗彎折破壞能力較弱，在地形不利、高路堤等工程條件下的失穩事故時有發生[2]。

國內外學者開展土工離心模型試驗[3?6]，發現剛性或半剛性樁復合地基路堤發生滑塌時，復合地基存在著多種破壞形式，如：受壓破壞、剪切破壞、彎折破壞和傾覆破壞等；ZHENG等[7?9]的數值結果表明，路堤發生失穩時位于軟土層的樁體中上部發生脆性彎曲破壞，并且樁體之間存在著漸進的破壞過程，復合地基中樁體的抗彎能力未得到完全發揮。

為增強樁體的橫向抗力，NGUYEN 等[10]通過在水泥攪拌樁樁頂設置淺層承載板，使獨立的樁體形成整體而提高樁體的水平抗滑力，有效地減小了軟基沉降。KITAZUME 等[4]研究了在水泥攪拌樁樁頂設置約束對于提高路堤整體穩定性的影響。地梁是建筑基礎的重要組成部分，通過約束樁頂的側向變形從而增強基礎的穩定性。近年來，路基工程逐漸引入縱橫向正交連接的鋼筋混凝土地梁作為剛性樁復合地基的橫向加固措施[11]，YE等[11]通過在廣東省興汕高速公路汕尾段的某路基斷面開展現場試驗，研究發現地梁的設置能夠大幅減小剛性樁復合地基的最大沉降、差異沉降以及側向變形，但目前缺乏穩定性方面的分析，因此，對路堤下剛性樁?地梁復合地基整體穩定性進行系統研究，具有一定的工程實用價值。

數值分析方法可較好地考慮樁/土特性及路堤失穩的形式，近年來得到廣泛的應用。在早期的研究中，NAVIN 等[12?15]利用基于Mohr-Coulomb 屈服準則的理想彈塑性模型來研究路堤下深層攪拌樁復合地基的破壞行為；YAPAGE等[16?18]利用基于Mohr-Coulomb 屈服準則的應變軟化模型分析了水泥攪拌樁復合地基的漸進破壞行為。鄭剛等[8]提出了1種可以表現剛性樁破壞性狀的脆性拉裂模型來模擬混凝土樁的脆性拉裂行為，并給出了提高混凝土樁路堤穩定性的措施；俞建霖等[19]采用ABAQUS 軟件中混凝土塑性損傷模型，研究了剛性樁復合地基中樁體的受力狀態及破壞特征。

為研究路堤下混凝土樁復合地基抗彎折破壞的地梁效應，本文作者采用能有效描述混凝土材料裂縫張開和應力釋放過程的Mohr-Coulomb tension crack(Mohr-T)模型，進行混凝土樁復合地基支承路堤的三維數值分析，模擬路堤下混凝土樁不均勻彎折破壞模式，分析不同樁頂約束下混凝土樁的破壞行為，討論地梁加固措施對復合地基整體穩定性及混凝土樁受力的影響；開展參數化分析，掌握地梁材料強度和混凝土樁嵌入下臥土層深度對復合地基穩定性的影響規律。

1 Mohr-T模型

混凝土樁由于樁身強度高、延性弱等特點，樁體受彎開裂后不會形成塑性區[8]。為了描述混凝土樁拉裂縫產生及彎拉承載力削弱的過程，掌握路堤荷載下混凝土樁的彎折破壞機理，必須考慮混凝土樁脆性拉裂破壞前后的力學行為。本文采用的Mohr-T 模型可有效描述混凝土產生張拉裂縫時的力學響應。

1.1 控制方程

Mohr-T 模型是1 種與剪切流動法則不相關、與拉伸流動法則相關的Mohr-Coulomb 模型，在拉伸塑性屈服后，其抗拉強度及主應力會發生相應的變化。Mohr-T模型假設1個單元中至多同時有3條相互垂直的裂縫且均貫穿整個單元，當單元發生拉伸塑性屈服時，破壞準則滿足式(1)。

式中：σ1，σ2和σ3為主應力，且σ1≥σ2≥σ3；σt為抗拉強度。Mohr-T模型需滿足以下假設：

1)拉裂縫垂直于拉伸主應力σ1；

2)將垂直于裂縫方向單元的抗拉強度σt調整為0 MPa，模擬裂縫的張開和應力釋放過程；

3)單元發生拉伸破壞后應力重新分布，垂直于裂縫方向的法向應力設置為0 MPa，產生拉伸塑性因子λt；

4)拉伸塑性應變εp1由λt累加而得，即Δεp1=λt。

1.2 破壞準則和流動法則

Mohr-T 模型采用考慮拉伸斷裂(tension cutoff)的Mohr-Coulomb 綜合破壞準則，如圖1所示，破壞包絡線f(σ1,σ3) =0 分為2 部分，AB段由Mohr-Coulomb 破壞準則定義，fs按式(2)計算，BC段由拉伸破壞準則定義，ft按式(3)計算。

式中：φ為內摩擦角；c為黏聚力；參數Nφ=(1+sinφ)/(1-sinφ)。

材料的抗拉強度σt不能超過(σ1,σ3)平面中直線fs=0 與直線σ1=σ3的交點，抗拉強度最大值為

勢函數由剪切塑性流動函數gs和拉伸塑性流動函數gt描述。gs函數對應非關聯流動法則，gt函數對應相關聯流動法則，分別按式(4)和式(5)計算。

式中：ψ為膨脹角；參數Nψ=(1+sinψ)/(1-sinψ)。

1.3 計算參數確定

Mohr-T 模型中混凝土材料的抗剪強度參數黏聚力c和內摩擦角φ可由圖2所示的方法確定。

1)參照既有研究及振動混凝土樁的現場測試數據，確定混凝土樁的軸心抗壓強度f′c；

2)根據美國混凝土協會(ACI)的建議，混凝土材料的彎拉強度f′r可通過跟軸心抗壓強度f′c的關系確定，按下式計算：

3)如圖2所示，通過A點與B點可以確定服從Mohr-Coulomb 破壞準則的破壞包絡線，從而定義混凝土樁體的黏聚力c和內摩擦角φ。其中A點在大的應力圓中，代表在無側限抗壓試驗中測得的軸心抗壓強度f′c；B點位于小應力圓之上，故拉伸破壞會早于剪切破壞發生，代表的是彎曲拉伸試驗中的應力狀態，其正應力σ在數值上等于彎拉強度f′r，剪應力τ為彎拉強度f′r的1/2；

4)考慮到半幅路堤模型中樁體的網絡劃分精度與單樁網絡劃分精度的差異，即：在網格密度較密的單樁模型中側向施加均布荷載直至樁身出現拉裂破壞，再將同樣的破壞荷載作用于網格較疏的復合地基計算模型樁體上，得到樁體實際的抗拉強度σt。

1.4 3點彎曲梁試驗驗證

為驗證Mohr-T 模型描述混凝土發生彎折破壞時脆性斷裂行為的可靠性，采用圖3(a)所示的混凝土3點彎曲梁試驗[20]進行驗證，圖3(b)所示為計算值和試驗值的對比。為較好地反映試件裂紋的擴展過程，數值模擬采用位移控制法。3點彎曲梁試驗中，試件寬度b=38.1 mm，高度d=76.2 mm，試件的彈性模量E=27 500 MPa，泊松比ν=0.2，軸心抗壓強度f′c=30 MPa，抗拉強度和抗剪強度按1.3 節方法求取，得抗拉強度σt=2.9 MPa，黏聚力c=3.93 MPa，內摩擦角φ=47°。

由圖3(b)可知：基于Mohr-T 模型的模擬結果表明，在位移小于0.1 mm 時，極限荷載隨變形增加而增大，隨后由于混凝土中形成拉裂縫而造成試件抗彎承載力急劇下降，這與Baz?ant-Luzio的試驗結果吻合[20]，可知Mohr-T 模型能合理地模擬混凝土材料裂縫的發展和發生彎折破壞后的應變軟化現象。

1.5 混凝土樁復合地基模型驗證

為驗證Mohr-T 模型對模擬混凝土樁復合地基行為的合理性和準確性，本文基于FLAC3D軟件建立三維模型，如圖4(a)所示，其中混凝土樁使用Mohr-T 本構模型。對于路堤穩定性而言樁體抗彎能力是主要因素，為提高計算效率，根據抗彎剛度等效原則把圓形管樁等效為方樁。根據鄭剛等[21]開展的離心模型試驗中的樁體參數，數值模型[22?23]中樁體容重取27 kN/m3，彈性模量為78.7 GPa，泊松比為0.3，極限抗拉強度為10.8 MPa，綜合抗剪強度為25.1 MPa[24]。采用Mohr-Coulomb 理想彈塑性模型對路堤填土及地基土進行模擬，樁土界面抗剪強度取值為相鄰土體的2/3[25]，樁土相對滑移后界面強度不變，界面法、切向剛度均為10 GPa/m[25]。根據土工離心試驗條件，逐級調整數值模型的重力加速度模擬離心加載過程，將數值計算模型的結果與鄭剛等[21]所提方案5中的試驗數據進行對比。

數值計算模型中土體的計算參數如表1所示，圖4所示為路堤失穩時混凝土樁復合地基的破壞變形圖及路堤監測點的豎向沉降位移曲線。

與離心模型試驗結果對比可知，復合地基破壞變形大致相同(圖4(b)和4(c))，路堤監測點處的離心加速度?沉降位移曲線相近(圖4(d))，樁體采用Mohr-T 本構模型能夠考慮彎折破壞造成的拉裂縫，與離心模型試驗結果吻合度較高。因此，本文使用的Mohr-T 模型基本可以合理反映復合地基的變形特性，準確模擬混凝土樁復合地基實際工作狀況。

2 三維計算模型

2.1 路堤及復合地基結構模型

為探討地梁對復合地基支承路堤穩定性的影響，采用有限差分軟件FLAC3D建立如圖5所示的三維路堤模型，計算模型依據JTG B01—2014“公路工程技術標準”的規定，選用典型的雙向四車道高速公路路基斷面尺寸，根據對稱性取路基寬度的一半進行研究。模型幾何尺寸沿路基橫斷面方向取93.6 m，沿線路縱向取樁的布置間距，為3.0 m，垂向總高度為32 m。其中，路堤高為5 m、黏土層厚度為15 m、砂土層厚度為12 m，路基面寬為24 m，路堤邊坡坡率為1.0:1.5；復合地基中的混凝土方樁截面邊長為0.4 m，長為19 m，采用正方形布置，地梁截面同混凝土方樁，由于本文研究的側重點為穩定性問題，故地梁沿混凝土樁頂橫向的通長布置不考慮縱向連接，如圖5所示。計算模型的兩側面約束水平方向線位移、底面約束水平和豎直方向線位移。

2.2 土體與樁梁材料模型及計算參數

路堤填土、地基軟黏土和砂土均采用服從Mohr-Coulomb 屈服準則的理想彈塑性模型[22]，路堤快速填筑及加載過程中，不考慮地基土體的排水固結。混凝土樁和地梁為現澆C20混凝土，采用Mohr-T 本構模型，根據GB 50010—2010“混凝土結構設計規范”確定材料剪切強度、黏聚力c、內摩擦角φ=0°[22]及彎拉強度ft。樁土接觸面單元使用Coulomb剪切強度準則的線性模型，相關參數參照1.5節驗證案例。路堤及地基土體性質見表1。

表1 模型中的樁土材料計算參數Table 1 Model parameters of piles and soil mass

2.3 主要計算步驟

1)通過調整混凝土樁及地梁單元的材料參數為樁梁結構周邊土體參數，模擬地基的初始應力狀態，再將相應的混凝土樁梁單元變更為混凝土材料參數，模擬地梁?混凝土樁復合地基空間結構初始狀態；

2)路堤分5層逐級模擬填筑，每層厚度1 m；

3)路堤模擬填筑完成后，在路基面以1 kPa為1 級逐級施加均布荷載q，分析路堤荷載增加對復合地基側向變形及應力應變等力學響應的影響。

4)在路堤自重荷載p=γh及路基面超載q作用下，路堤坡腳水平變形大幅增加，計算不收斂時認為達到極限狀態，對應的路堤超載為極限加載qu，采用強度折減法計算復合地基支承路堤的穩定安全系數。

3 復合地基地梁效應分析

3.1 對混凝土樁復合地基穩定性影響

圖6所示為路堤坡腳水平位移與路堤超載的變化曲線。其中，無地梁工況下qu=56 kPa，路堤穩定安全系數FS=1.53；設地梁工況下qu=141 kPa，對應的路堤穩定安全系數FS=2.32，提升幅度高達52%。

圖6中超載為0 kPa 表示路堤填筑完成時的狀態，此時無地梁工況下的路堤坡腳水平位移為62 mm，而地梁工況下位移減少了約81%，即12 mm。在q<56 kPa時，路堤坡腳水平位移隨荷載增加逐漸增大，且標準工況下位移增加速率比設置地梁工況下的快：q從40 kPa增至50 kPa時，無地梁工況位移增加了38.4 mm，而設置地梁工況的位移僅增大了3.4 mm。這說明在混凝土樁頂位置設置地梁，能有效降低路堤荷載作用下的復合地基水平變形。圖6中，路堤超載與坡腳水平位移曲線出現突變現象，反映了混凝土樁在極限荷載作用下發生脆性斷裂的特性。

圖7所示為路基結構失穩時2種工況下的水平位移云圖及混凝土樁拉裂破壞位置分布圖，其中黑色表示混凝土單元發生開裂。當qu=56 kPa 時，無地梁工況下坡腳水平位移急劇增大，路堤下復合地基失穩滑塌，混凝土樁的中上部及軟硬土層交界面位置出現多處混凝土單元拉裂破壞，甚至貫穿整個樁截面，使得樁體發生較大彎折變形，失去抗彎能力；對于設置地梁工況，只有1 號和2號混凝土樁頂與地梁連接處出現小范圍拉裂，地基中不同部位設置的混凝土樁其余部分均未傷損，路堤仍處于穩定狀態，地梁對混凝土樁的橫向約束作用較強，直到qu=141 kPa，位于路堤中心下地梁受拉斷裂，地梁與混凝土樁連接處達到抗拉強度后發生斷裂，地梁失去對樁體的約束作用，導致樁體側向位移過大，路堤隨即失穩破壞。

在無地梁工況中，混凝土樁中上部的樁間土水平位移較大，混凝土樁承受較大水平推力，產生彎折斷裂，復合地基易發生失穩滑塌。通過在樁體頂部架設地梁，可以減小樁體水平方向差異性變形，使得不同位置樁體能同時發揮抗彎能力。此外，設地梁工況的地基土滑動面下切深度更小，說明地梁的布設強化了樁群的整體性，增加了地基加固體整體水平剛度，顯著提高了路堤下復合地基抗水平變形能力，不易出現路堤失穩現象。

3.2 混凝土樁受力特性

3.2.1 降低彎拉應力

當混凝土樁中某單元的最大拉伸主應力即拉應力達到極限抗拉強度時，混凝土單元會產生1條垂直于彎拉應力的裂縫。混凝土單元彎拉主應力減至0，意味著該樁體單元產生裂縫，且發生了彎折破壞。以位于路堤坡腳附近的最先發生彎折破壞的2號混凝土樁為例，樁體截面單元彎拉應力沿深度分布，在發生彎折破壞前后的對比如圖8所示。

由圖8可知：q=56 kPa 時，無地梁工況中2 號混凝土樁在軟黏土和砂土交界面處開裂并發生彎折破壞，隨后2號混凝土樁的截面彎拉應力重新分布，最大值從砂土層頂面位置的15 m 上升至軟黏土層中8 m 深附近，達到了混凝土的極限抗拉強度，樁身產生開裂破壞；同時，相鄰的1號和3號樁樁身的彎拉應力接近極限抗拉強度，分別為1.32 MPa和1.24 MPa，樁身極易開裂；隨后，2號混凝土樁在軟黏土層中部發生脆性斷裂，導致該樁體完全喪失阻止地基滑動的能力，由2號樁中部截面斷裂所釋放的應力，依次引發1號樁和3～6號樁體的中部發生斷裂破壞。從圖6可知：路堤坡腳水平位移?超載曲線發生突變，復合地基最終發生了滑動破壞。

對于地梁工況，當q增加至56 kPa，2 號樁頂部位置的壓應力有所增加，設置地梁后樁體沿深度方向分布的拉伸主應力大幅減小，除了1號樁的最大彎拉應力達到0.4 MPa外，其余各樁最大彎拉應力均為負值，即以承擔豎向的壓應力為主，彎拉應力遠低于混凝土的抗拉強度，各樁可穩定發揮抗滑移作用，復合地基處于穩定狀態。對比可知，混凝土樁頂部設置地梁能大幅減小混凝土樁承受的彎拉應力，顯著提高復合地基的穩定性。

3.2.2 減小彎矩

圖9所示為路堤頂面超載q=56 kPa時，布設地梁前后混凝土樁的彎矩分布曲線。對比圖8可知：未設置地梁時，在路堤發生失穩破壞前，2號樁的彎拉應力8 m深附近達到極限抗拉強度，故1號和2 號樁此處對應的彎矩大幅增加，峰值分別為26 kN·m 和37 kN·m；由于1號和2號樁在軟硬土層交界面處已經發生彎折破壞而使彎矩降至0 kN·m，說明混凝土樁體開裂后樁身應力發生釋放，截面開裂處承擔的彎矩降低；同時3號和4號樁在軟硬土層交界面處的彎矩超過80 kN·m，接近樁體極限抗彎承載力；處于路堤中心下的7號混凝土樁的最大彎矩僅為0.1 kN·m，說明中間樁體主要承擔豎向荷載，如圖9(a)所示。

在圖9(b)所示地梁工況中，所有樁體彎矩分布曲線未出現明顯波動和弱化，樁身不存在拉伸損傷。1～5號混凝土樁與地梁連接處達到樁身彎矩峰值，其中2號和3號樁在連接處彎矩較大，分別達到55和54 kN·m，樁深4 m以下位置的彎矩均小于無地梁工況中對應的彎矩，設置地梁工況中每根樁體彎矩曲線分布規律和數值都非常接近，說明地梁具有減小混凝土樁體彎矩和縮小樁間彎矩差異的力學效應。

3.2.3 增大軸向壓力

路堤下復合地基中不同位置處混凝土樁的彎拉應力和彎矩在空間上分布不均勻，而決定樁體中混凝土單元開裂破壞的彎拉應力受彎矩和軸力共同控制。因此，不同位置處混凝土樁的軸力分布也具有空間不均勻性，如圖10所示。從圖10可知：此時2種工況中路堤頂面超載均為56 kPa。軸力負值代表樁體受到拉力的作用。

由圖10可知：沿路堤坡腳至路堤中心方向各樁軸力逐漸增大，位于路堤坡腳下的1號混凝土樁軸力最小，位于路堤中心下的6號混凝土樁軸力最大。在軟黏土層中，由于樁體與樁間土存在相對位移，產生負摩阻力；在砂土層中，樁體相對于砂土層向下移動導致軸力隨樁深增加而減小。未設置地梁時，1 號樁在0～8 m 深度范圍內存在拉力作用，有上拔趨勢，與文獻[7]中一致；結合圖9和圖10可知，路堤荷載作用下2號樁由于軸力較小和中部彎矩較大，導致樁體中部的彎拉應力迅速超過抗拉強度，進而出現彎折破壞。地梁的剛度較大，可將大部分的路堤荷載均勻地分配到不同位置處的混凝土樁，顯著提高了樁體承受的軸向壓力，1～7號樁的軸力平均提高了174 kN，有效降低了混凝土單元的彎拉應力，改善了樁體的受力特性，對避免混凝土樁發生彎折破壞有著積極作用。

3.2.4 減小樁間土附加應力

樁間土附加應力定義為在路堤荷載作用下地基土產生的豎向應力增量，是引起地基失穩的關鍵因素。本文以路肩下3號樁體為研究對象，分析不同路堤頂面超載作用下樁間土附加應力的變化情況，如圖11所示。從圖11可知：樁間土附加應力隨路堤超載增加而增大；附加應力沿地基土深度衰減，在地基表面達到峰值。對于無地梁工況，樁間土附加應力在地基土層中的傳遞深度與路堤荷載水平相關，路堤荷載越大附加應力的衰減程度越小，當路堤荷載增至56 kPa 時，復合地基支承路堤失穩，樁間土附加應力較上級荷載明顯增加。此外，樁頂布設地梁后，地基表層樁間土的附加應力顯著降低，并且在路堤頂面施加相同超載幅值后，樁間土附加應力僅有小幅增加，外部荷載的變化對附加應力影響甚微。由此可見，樁梁結構能有效減少樁間土附加應力，防止軟土地基因附加應力過大而發生失穩破壞。

綜上可知，在復合地基中的混凝土樁頂設置地梁，可使混凝土樁承受更多上覆路堤荷載，有效增加樁體軸向壓力，減小樁間土的豎向和水平荷載，降低水平方向的樁土相互作用，減小不同位置樁體的彎矩絕對值和相對差值，從而減小樁體的彎拉應力，能充分發揮混凝土樁的抗壓強度高、而抗拉強度低的力學特點。同時，布設地梁可減少樁間土附加應力，避免樁間軟土發生滑動破壞，對提高路堤下混凝土樁復合地基的整體穩定性效果明顯。

4 參數分析

分析混凝土樁復合地基支承路堤失穩案例[6,10]，發現樁體長度是影響復合地基穩定性的重要因素。設置地梁后的混凝土樁復合地基樁體也可能產生過大水平位移，從而導致路堤失穩。充足的樁端嵌入深度有利于增強整體穩定性。為進一步分析地梁措施對混凝土樁復合地基整體穩定性的影響，針對3種等級混凝土樁/地梁和5種樁端嵌入深度，開展混凝土強度和樁長2個因素的參數化分析。計算方案及結果見表2和圖12，其中，Le為嵌入地基砂土層深度，L0為地基軟黏土層厚度。

表2 計算方案及結果Table 2 Simulation scenarios with results

由圖12可知：采用高強混凝土和增大樁長，均能不同程度地提高復合地基的抗滑穩定性。需要注意的是，將混凝土樁及地梁的強度等級分別從C30提高至C40及由C40提升到C50，復合地基的穩定安全系數僅提高約2.33%和2.27%，效果并不顯著。這是因為同時提高樁和地梁混凝土等級時，相當于提高了地梁極限抗彎能力Mu，而地梁的抗彎剛度也相應增加，混凝土地梁彎矩增大，導致地梁彎拉應力增大，更易發生彎折破壞，不能有效增強地梁對樁體的約束作用，從而提高復合地基的整體穩定性。

當嵌入深度Le從0 m 增至2.4 m 時，復合地基支承路堤的穩定安全系數隨嵌固深度增加近似呈線性增長，穩定安全系數約提高30%，加固效果顯著；當Le超過2.4 m后，穩定安全系數基本保持穩定，表明混凝土樁嵌入下臥土層的深度存在1個臨界值。當嵌入深度從0 m 增加至2.4 m 時，持力層對樁體的樁端約束逐漸加強直至接近剛性約束，使得樁體不會繞樁底作剛體轉動；而嵌入深度大于臨界值后，持力層不能繼續增強對樁端的約束作用。故過大的嵌入深度既不能有效提高地基的穩定性，也會增加施工難度，造成浪費。

綜上，使用混凝土樁?地梁復合地基支承較高路堤時，宜選擇較強混凝土材料并適當配筋，保證地梁強度的同時也能增強地梁與混凝土樁連接部位的抗彎能力；混凝土樁需確定合理的嵌入下臥較硬土層錨固深度，在增加復合地基穩定性的同時保證良好的經濟性。

5 結論

1)Mohr-T 模型能夠表征混凝土樁體的脆性彎折破壞模式，模擬混凝土樁斷裂后應力轉移和樁土應力重分布的過程，真實地反映混凝土樁復合地基支承路堤失穩破壞的特點。數值結果與3點彎曲梁試驗及離心模型試驗結果吻合，驗證了模擬方法的可靠性。

2)混凝土樁復合地基的破壞具有不均勻性和漸進性；位于路堤坡腳下的樁體承受較小軸力和較大彎矩，易率先發生彎折破壞，樁體截面斷裂釋放應力導致相鄰樁體彎矩增大，隨著路堤荷載增大，由坡腳往路堤中心方向發生連續彎折破壞，最后形成塑性滑面導致整體失穩；樁體中部的彎折破壞為控制路堤穩定性的關鍵。

3)布設地梁有利于發揮混凝土樁材料特性，有效約束樁頂水平變形，使不同位置處樁體峰值彎矩降低約40%，減小不同位置樁體彎矩的差異，充分發揮路堤中心下樁體的抗彎能力；使樁體軸力增大約170 kN，樁身彎拉應力水平低于抗拉強度，較好發揮樁體的抗滑功能；此外，地梁結構可大幅減小樁間土附加應力，避免地基軟土因變形過大而破壞。

4)混凝土強度和樁端嵌入深度與復合地基的穩定安全系數近似呈正相關，但樁端嵌入深度的提升效果更顯著；樁端嵌入深度存在臨界值，若嵌入深度超過該臨界值時，復合地基的整體穩定安全系數并無明顯提升，故嵌入深度取2～3 m時能為樁體提供充足的樁端約束以抵抗土體水平滑動。