海上風電單樁基礎-土相互作用特性影響因素分析

孔德森，劉 一，鄧美旭，侯 迪

(1. 山東科技大學 土木工程與建筑學院，山東 青島 266590； 2. 山東科技大學 山東省土木工程 防災減災重點實驗室，山東 青島 266590； 3. 中鐵建工集團山東有限公司，山東 青島 266590)

海上風電產業在全球的推廣范圍正在不斷加大，對適應全球氣候環境的變化和加快低碳能源的轉型具有極其重要的意義，目前全球已有50多個國家和地區開始發展海上風電[1]。我國海上風電投資建設速度、安裝、工程技術能力均不斷獲得突破，海上風電逐步走向成熟，風力發電成本將持續降低，是風電產業未來發展的重心[2]。大直徑單樁基礎憑借其加工制造簡便、安裝容易、結構受力明確等優勢，被廣泛應用于近海風力發電工程項目中[3]。大直徑單樁基礎在服役期間內受到來自風、洋流、波浪等水平荷載的作用，其水平循環受荷特性顯著[4]。

國內外學者對樁-土相互作用進行了相關研究，并且取得了一定的成果。Liang等[5]在廣義BNWF法中引入逆靜力p-y滯回環，分析了循環荷載作用下樁-土相互作用。孫永鑫等[6]通過室內模型試驗，研究了水平循環作用下粉土地基中近海風機剛性單樁的樁土相互作用規律。lamo等[7]研究了基于單樁的土-結構相互作用對海上風機動力特性的影響。陳仁朋等[8]進行了飽和粉土地基中單樁和群樁在水平循環荷載作用下的模型試驗，得到了單樁和群樁隨循環加載的受力變形規律。Arshad等[9]研究了考慮樁土相互作用的樁土應變累積模型，并給出一種具有單樁基礎系統的OWT支撐結構的設計實例。隋倜倜等[10]建立了波浪作用下三維單樁-海床動力響應模型，通過定量分析超孔隙水壓力和土體初始有效應力的變化，討論了單樁插入深度對海床液化的影響機制。付鵬等[11]基于流固耦合建立了海上風機樁-土三維數值計算模型，研究了不同波浪荷載耦合作用下近海風電單樁基礎與土的相互作用特性。劉修成等[12]以馬爾代夫中馬友誼大橋為背景，對主墩大直徑鋼護筒沉樁過程進行了監測，研究了珊瑚礁地質大直徑打入樁的承載性能。但是，國內外學者對于水平循環荷載作用下非均質土中海上風電單樁基礎-土相互作用的研究比較少。

以海上風電單樁基礎為研究對象，采用有限元分析軟件ABAQUS建立了非均質土中海上風電單樁基礎-土相互作用數值計算模型進行研究，在模型中將波浪、洋流、風荷載等效成雙向對稱循環荷載，研究了非均質土中海上風電單樁在水平循環荷載作用下不同影響因素對樁身水平位移、剪力和彎矩的影響規律，取得了一些有意義的研究成果。

1 樁-土相互作用數值計算模型的建立

以我國東海某近海海域風電場為例，建立了非均質土中海上風電單樁基礎-土相互作用數值計算模型，具體包括樁與土體相關參數的確定、土體本構模型選取、邊界條件的設置、網格的劃分、荷載的確定和施加、初始地應力的平衡等。

1.1 模型概況

由于荷載和結構的對稱性，選擇半個物理模型的樁土體系進行建模，數值模型為半圓柱體。為了忽略邊界條件對樁土體系的影響，在幾何模型上，用大尺寸來模擬半無限空間體，土體直徑取20D(D為樁徑)，土體高度取2hem(hem為樁的嵌固深度)，該尺度可滿足最小邊界尺寸和計算精度的要求[13]。

圖1 樁-土相互作用數值計算模型

ABAQUS中通過樁-土表面定義接觸屬性以模擬樁與土之間的剪力傳遞和相對位移，采用主-從接觸算法，選擇剛度大的樁體為主控面，土體表面為從屬面，樁-土法向行為采用硬接觸，切向行為采用摩爾-庫倫摩擦罰函數形式，界面滑動摩擦系數選取u=tan(0.75φ)(φ為土體內摩擦角)[14]，接觸對采用面對面接觸與有限滑移。邊界條件是約束斷面處y方向位移，約束模型側面x和y方向位移，模型底端為固定約束。樁體和土體都采用8節點6面體線性減縮積分三維實體單元(C3D8R)。為了減小計算誤差，同時也為了縮短計算時間，在樁土接觸面附近單元網格劃分得較細，而在遠離接觸面的土體，網格劃分的相對稀疏。在實際狀況中，假定海床泥面處位移為零，土體內部是有應力存在的，因此在施加水平荷載前必須進行初始地應力平衡[15]。采用ODB導入法進行初始地應力的平衡。樁-土相互作用數值計算模型如圖1所示。

為了模擬樁-土之間的非線性，根據土層性質采用基于Mohr-Coulomb破壞準側的理想彈塑性本構模型來模擬，孔位學等[16]針對非關聯流動法則下巖土材料的剪脹角選取進行探討，認為在非關聯流動法則條件下采用剪脹角ψ=φ/2所得到的滑移線場與Prandtl理論一致。樁周土及樁端土參數列于表1。樁體采用線彈性模型來模擬，樁的物理力學參數列于表2，其中15 m位于水中，1 m位于水面之上。

表1 樁周土及樁端土參數

表2 樁的物理力學參數

1.2 土體本構模型的選取

Mohr-Coulomb本構模型不僅可以反映土體的抗壓強度不同的S-D效應及其對靜水壓力的敏感性，而且實用簡單，土體的黏聚力和內摩擦角比較容易獲得，因而得到廣泛的應用[17]。

ABAQUS中采用連續光滑的橢圓函數來作為塑性勢面，其表達式為：

(1)

式中：ψ為剪脹角；c|0為初始黏聚力，即沒有發生塑性變形時的黏聚力；ε為子午面上的偏心率，它用來控制G在子午面上形狀與函數漸近線之間的相似度。Rmw則控制了其在π面上的形狀，其表達式為：

(2)

式中：Θ為極偏角；Rmc為偏應力系數；e是π面上的偏心率，主要控制了π面上Θ=0～π/3的塑性勢面的形狀。默認值可根據下式計算：

(3)

由上式計算的e可確保塑性勢面在π面拉壓角點處與屈服面相切。

1.3 荷載的確定與施加

海上風機單樁基礎不可避免的受到波浪、洋流、風等水平循環荷載的作用，這些荷載對樁體產生正向加載-正向卸載-反向加載-反向卸載的不斷循環的過程。為了建模方便和獲得較強的規律性，將這些荷載等效成雙向對稱循環荷載[18]的形式來模擬海上風機單樁基礎-土相互作用特性，模型中荷載沿x軸方向不斷循環加載，在x軸上方時荷載為正，在x軸下方時荷載為負。ABAQUS中采用周期型幅值曲線來定義水平循環荷載[19]，周期型幅值曲線用傅里葉(Fourier)級數表示。

t≥t0時，幅值表達式為：

(4)

t

a=A0

(5)

式中：N為傅里葉級數向的個數；ω為圓頻率，其值為ω=2πf，f為頻率；t0為起始時刻；A0為初始幅值；An和Bn為系數。

1.4 接觸面的設置

圖2 主控面光滑處理示意

如果采用點對面離散方式，為了減少主控面上鋸齒狀節點穿透從屬面而影響從屬面上節點滑動的現象，ABAQUS通常對主控面進行光滑處理，如圖2所示。光滑處理在有限滑動、點對面的離散分析中尤為重要，否則會引起主控面的法線方向出現不連續的變化，從而出現收斂問題。在ABAQUS中光滑化的程度是通過系數K=m1/l1來控制的，默認值為0.2，其值不能超過0.5。如果采用面對面離散方式，ABAQUS對主控面不會進行自動光滑化處理。由于面對面的離散方式是基于類似的平均意義而建立接觸條件的，故在某種程度上認為其是內在的光滑化。接觸模擬過程中應該確保從屬面位于主控面法線方向所指的一側，否則計算不能夠收斂。在面對面離散中，如果主控面和從屬面的法線方向相同，將不會考慮接觸[20]。

2 數值計算結果分析

在模型中定義參考點，將參考點與水面處樁身橫截面建立分布耦合約束，在參考點上施加水平循環荷載。為了節約計算時間，且不考慮循環次數的影響，故對第20次循環時不同因素對樁身水平位移、剪力和彎矩的影響規律進行了分析。

2.1 水平極限承載力的確定

圖3 樁頂荷載位移曲線

由于海上風電單樁基礎樁徑較大且采用鋼管樁，樁身強度非常大[21]，且樁的水平荷載-位移曲線為緩變型，該曲線沒有明顯的拐點，可以認為是漸進式破壞，所以海上風電單樁基礎的水平極限承載力主要由樁體的水平變形控制。采用位移控制法，對樁頂施加0.3 m的水平位移，在有限元軟件ABAQUS后處理中提取水平支反力和樁身水平位移的相關數據，然后利用繪圖軟件Origin繪制水平支反力與水平位移之間的關系曲線，得到樁頂荷載位移曲線，如圖3所示。

根據允許變形法[22]，將樁頂水平位移達到0.02D時對應的水平荷載，確定為海上風電單樁基礎的水平極限承載力。根據荷載位移曲線，當位移為0.1 m時對應荷載1.31 MN。為了反映單樁基礎所受的荷載水平，單樁上施加的水平循環荷載幅值的大小為其水平極限荷載Fu的一定比值，荷載頻率根據工程資料取值。

2.2 循環荷載比的影響

取循環荷載比為0.2、0.4、0.6、0.8、1.0，荷載頻率為0.1 Hz，對不同循環荷載比下樁身水平位移、剪力和彎矩沿埋深的變化規律進行了研究。

2.2.1 樁身水平位移分析

由于第20次循環過程中193 s和198 s時樁身水平位移值最大，且193 s時和198 s時樁身水平位移沿埋深曲線關于y軸大致呈對稱分布，故只對193 s時不同循環荷載比下樁身水平位移沿埋深的變化規律進行了分析，其沿埋深分布曲線如圖4所示。

由圖4可知，由于樁側土抗力的抵抗作用，不同循環荷載比下樁身水平位移在193 s時沿埋深均出現零點，樁身正向位移最大值均出現在泥面處，負向最大位移均出現在樁底端，樁身的變形主要集中于埋深30 m以內，說明此范圍內樁身撓曲明顯，穩定性較差。樁身位移絕對值隨荷載幅值的增大而增加，且增加的幅度有所增大，這是因為不同循環荷載比作用下樁周土體塑性變形逐漸累積。隨著荷載的增加，樁身位移零點埋深分別為33.31 m、33.59 m、33.83 m、33.86 m、35.23 m，樁身位移零點沿埋深逐漸下移，究其原因，當水平荷載較小時，主要是淺層土體提供土抗力，隨著水平荷載的逐漸增加，淺層土體開始塑性屈服，深層土體的土抗力逐漸發揮，導致位移零點逐漸下移[23]。由零點位置可知，循環荷載比為0.2～0.8時，零點下移不明顯，循環荷載比為1.0時，位移零點下移顯著，說明水平荷載接近正常使用狀況下極限荷載時，淺層土體與之前相比產生較大的塑性區。

圖4 193 s時不同循環荷載比下樁身水平位移變化曲線

圖5 193 s時不同循環荷載比下樁身剪力變化曲線

2.2.2 樁身剪力分析

由于第20次循環過程中193 s時樁身正向剪力值最大，故對193 s時不同循環荷載比下樁身剪力變化規律進行分析，其沿埋深分布曲線如圖5所示。

圖6 193 s時不同循環荷載比下樁身彎矩變化曲線

由圖5可知，193 s時不同循環荷載比下樁身剪力沿埋深均出現反彎點，這是由于樁側土體的抵抗作用引起的。反彎點以上樁身剪力值均為正且隨埋深增加逐漸減小，泥面處樁身剪力均達到最大值，反彎點以下剪力值均為負，且剪力絕對值隨埋深的增加先增大后減小，均在埋深31～32 m范圍內達到負方向最大值，樁底側剪力值比較小。隨著循環荷載比的增加，剪力零點以上范圍內剪力減小幅度變大，究其原因，樁身位移隨循環荷載比的增加而變大，引起樁周土體壓縮變范圍變大，能夠提供較大的土抗力，故剪力變化幅度較大。隨著循環荷載比的增加，樁身剪力反彎點逐漸下移，這主要是由于隨著荷載的增加，淺層土體發生屈服，樁側土抗力的發揮沿埋深有所下移。

2.2.3 樁身彎矩分析

由于第20次循環過程中193 s時樁身正向彎矩值最大，故對193 s時不同循環荷載比下樁身彎矩變化規律進行分析，其沿埋深分布曲線如圖6所示。

由圖6可知，193 s時隨著循環荷載比的增加，樁身彎矩均沒有出現反彎點，彎矩均沿埋深先增加后減小，樁身最大彎矩主要位于距泥面7～9 m范圍內，即彎矩最大值發生在淺層土體。樁身彎矩值隨著循環荷載比的增加逐漸增大，且增大的程度大致相同，這是因為循環荷載比增加，樁身承擔的土抗力變大，故樁身承擔的彎矩增加。

2.3 荷載頻率的影響

取循環荷載比為0.6Fu，荷載頻率為0.05 Hz、0.10 Hz、0.20 Hz、0.25 Hz、0.40 Hz，研究了不同荷載頻率下樁身水平位移、剪力和彎矩沿埋深的變化規律。

圖7 第3 s時不同荷載頻率下樁身水平位移變化曲線

2.3.1 樁身水平位移分析

對第3 s時不同荷載頻率下樁身水平位移變化規律進行了分析，其沿埋深分布曲線如圖7所示。

由圖7可知，不同荷載頻率下第3 s時樁身位移均出現零點，零點以上樁身位移均沿埋深逐漸減小，樁身水平位移隨荷載頻率增加而不斷增大。零點以下樁身位移絕對值均沿埋深逐漸增加，不同荷載頻率時樁身位移曲線幾乎重合。隨著荷載頻率的增加，樁身位移零點沿埋深逐漸下移，究其原因，荷載頻率增大，淺層土體循環弱化明顯，強度降低，深層土體土抗力開始發揮，導致樁身位移零點下移。

2.3.2 樁身剪力分析

對第3 s時不同荷載頻率下樁身剪力變化規律進行了分析，其沿埋深分布曲線如圖8所示。由圖8可知，不同荷載頻率下第3 s時樁身剪力均出現反彎點，主要位于埋深8～9 m范圍內。反彎點以上不同荷載頻率時樁身剪力曲線沿埋深幾乎重合，反彎點以下樁身剪力曲線在埋深約28 m處出現分界點，分界點以上樁身剪力絕對值隨著荷載頻率的增加而減小，且變化不大，分界點以下樁身剪力絕對值隨著荷載頻率的增加而變大，樁身剪力變化相對其它位置較大，主要集中在埋深32～44 m范圍內。樁身剪力負方向最大值的絕對值隨荷載頻率的增加有所增大。

圖8 第3 s時不同荷載頻率下樁身剪力變化曲線

圖9 第3 s時不同荷載頻率下樁身彎矩變化曲線

2.3.3 樁身彎矩分析

對第3 s時不同荷載頻率下樁身彎矩變化規律進行分析，其沿埋深分布曲線如圖9所示。由圖9可知，不同荷載頻率下第3 s時樁身彎矩均沿埋深先增加后減小，均沒有出現反彎點，隨著荷載頻率的增加逐漸增大，且變化不明顯。樁身彎矩最大值主要分布在埋深8～9 m范圍內，樁底端彎矩均比較小，接近于0。

2.4 加載方式的影響

海上風電單樁基礎所受的荷載條件比較復雜，荷載形式并不唯一，因此開展了加載方式對海上風電單樁基礎-土相互作用特性的影響規律研究。不同荷載施加方式如圖10所示。

圖10 不同荷載施加方式示意

取荷載幅值為0.6Fu，荷載頻率為0.1 Hz，對不同加載方式下樁身水平位移、剪力和彎矩沿埋深的變化規律進行了研究。

2.4.1 樁身水平位移分析

開展了第20次循環正向荷載和負向荷載作用結束時不同加載方式下樁身水平位移沿埋深變化規律研究，其分布曲線如圖11所示。

圖11 不同加載方式下樁身水平位移變化曲線

由圖11(a)可知，單向循環荷載作用下樁身水平位移最大，雙向對稱循環荷載作用下樁身水平位移最小，究其原因，樁身水平位移在循環荷載作用下發生累積，而單向循環荷載作用時荷載方向始終為正，樁身位移累積程度最大，雙向對稱循環荷載作用時，正向荷載和負向荷載作用時長相等，樁身正向累積位移和負向累積位移存在相互抵消，故樁身水平位移最小。不同加載方式時樁身位移均出現零點，零點以上樁身位移均為正，沿埋深逐漸減小，零點以下樁身位移為負，絕對值均沿埋深逐漸增加。隨著樁身位移的增加，樁身水平位移零點位置沿埋深下移，究其原因，樁身位移越大，上部土體變形越大，開始發生屈服，深層土體土抗力開始發揮，導致樁身水平位移零點下移。由圖11(b)可知，單向循環荷載作用下樁身水平位移顯著大于另外兩種循環荷載作用下的樁身水平位移，這主要是由于，雙向循環荷載作用時樁身正向累積位移和負向累積位移存在相互抵消。

2.4.2 樁身剪力分析

開展了第20次循環正向荷載和負向荷載作用結束時不同加載方式下樁身剪力沿埋深變化規律研究，其分布曲線如圖12所示。

圖12 不同加載方式下樁身水平位移變化曲線

由圖12(a)可知，正向荷載作用結束時，雙向不對稱循環荷載作用下樁身剪力最大，雙向對稱循環荷載作用下樁身剪力最小。不同加載方式下樁身剪力均出現反彎點，反彎點以上樁身剪力值均為正，沿埋深逐漸減小，反彎點以下樁身剪力值均為負，剪力絕對值沿埋深先增大后減小。不同加載方式時，樁身剪力均沿負方向出現最大值，主要集中在埋深32～34 m范圍內。樁身剪力反彎點位置隨著樁身剪力的增大而沿埋深有所下降。

由圖12(b)可知，負向荷載作用結束時，單向循環荷載作用下樁身剪力絕對值最大，雙向不對稱循環荷載作用下樁身剪力絕對值最小。負向荷載作用結束時不同加載方式下樁身剪力變化規律與正向荷載作用結束時不一致，這是由于循環過程中樁身剪力發生累積引起的。

2.4.3 樁身彎矩分析

開展了第20次循環正向荷載和負向荷載作用結束時不同加載方式下樁身彎矩沿埋深變化規律研究，其分布曲線如圖13所示。

由圖13(a)可知，正向荷載作用結束時，不同加載方式下樁身彎矩均沒有出現反彎點，均沿埋深先增大后減小，雙向不對稱循環荷載作用下樁身彎矩最大，雙向對稱循環荷載作用下樁身彎矩最小，樁身最大彎矩位于埋深8～9 m范圍內，樁底端彎矩比較小，且相差不大。

由圖13(b)可知，負向荷載作用結束時，雙向對稱循環荷載下樁身彎矩出現反彎點，其余荷載作用下樁身彎矩沒有出現反彎點，單向循環荷載作用下樁身彎矩絕對值最大，雙向不對稱循環荷載作用下樁身彎矩絕對值最小。負向荷載作用結束時樁身彎矩變化規律與正向荷載作用結束時不一致，這是由于循環過程中樁身彎矩發生累積引起的。

圖13 不同加載方式下樁身水平位移變化曲線

圖14 193 s時不同樁壁厚下樁身水平位移變化曲線

2.5 樁壁厚的影響

取荷載幅值為0.6Fu，荷載頻率為0.1 Hz，對不同樁壁厚時樁身水平位移、剪力和彎矩沿埋深的變化規律進行了研究。

2.5.1 樁身水平位移分析

193 s時不同樁壁厚時樁身水平位移沿埋深分布曲線如圖14所示。由圖14可知，不同樁壁厚下樁身位移均出現零點，零點之上樁身位移曲線出現分界點，大約位于埋深12 m處，說明不同樁壁厚下樁身發生不同程度的屈曲。分界點以上樁身位移基本隨樁壁厚增加而減小，而分界點以下正好相反，為了減小樁身位移，此范圍可以考慮設計“上厚下薄”的鋼管樁。零點之下樁身位移曲線也出現交點，大約位于距樁端4 m處。隨著壁厚的增加，樁身位移零點隨樁壁厚的增加逐漸下移，究其原因，樁身剛度隨壁厚增加有所增大，導致樁身承擔的土抗力值增加，進而引起樁身位移零點下移。從圖14中還可以看出，隨著樁壁厚的增加，樁身水平位移變化程度有所降低，說明樁壁厚較小時對樁身沿埋深水平位移影響較大。

2.5.2 樁身剪力分析

對193 s時不同樁壁厚時樁身剪力變化規律進行分析，其沿埋深分布曲線如圖15所示。

由圖15可知，不同樁壁厚下樁身剪力沿埋深均出現反彎點，反彎點以上樁身剪力曲線幾乎重合，說明此范圍內樁壁厚對樁身剪力影響不大。反彎點以下樁身剪力曲線在埋深約30 m處出現交點，交點以上樁身剪力絕對值隨樁壁厚的增加而有所減小，而交點以下樁身剪力絕對值隨樁壁厚的增加而增大。究其原因，樁身剪力大小與樁側土抗力有關，交點以上土抗力隨樁壁厚增加有所減小，而交點以下土抗力隨樁壁厚增加有所增大。隨著樁壁厚的增加，樁身剪力反彎點沿埋深逐漸下移。樁身剪力正方向最大值均位于泥面處，負方向最大值隨著樁壁厚的增加絕對值逐漸增大，主要位于距泥面29～32 m范圍內。

圖15 193 s時不同樁壁厚下樁身剪力變化曲線

圖16 193 s時不同樁壁厚下樁身彎矩變化曲線

2.5.3 樁身彎矩分析

對193 s時不同樁壁厚時樁身彎矩變化規律進行分析，其沿埋深分布曲線如圖16所示。由圖16可知，193 s時不同樁壁厚下樁身彎矩均沒有出現反彎點，沿埋深先增加后減小，基本隨樁壁厚的增加而有所增大，這是因為樁壁厚越大，樁身剛度越大，承擔的土抗力增加，樁身彎矩從而變大。僅在埋深8 m和下部砂土層中變化不明顯，此范圍內樁壁厚對樁身彎矩影響不大。

3 數值計算結果對比分析

由于模型試驗中樁的直徑相對較小，無法直接與數值模型中的大直徑樁進行對比驗證，故與已有的有限元分析結果進行對比分析。陳新奎[24]采用ABAQUS對大直徑樁的水平受荷特性進行了模擬，并將數值模擬結果與風電場現場試樁結果進行了對比分析，驗證了ABAQUS數值模擬的可靠性。取文獻[24]中4 MN (此荷載與本文荷載幅值最接近)水平力作用下樁身水平位移、剪力、彎矩與193 s時樁身水平位移、剪力、彎矩(此時樁身水平位移、剪力、彎矩最大)進行對比分析，如圖17、圖18和圖19所示。

圖17 樁身水平位移對比分析

圖18 樁身剪力對比分析

從圖17～圖19可以看出，泥面以下范圍內樁身水平位移、剪力、彎矩沿埋深變化規律類似。由圖17可知，樁身水平位移曲線沿埋深均出現零點，均呈現出非線性的變化，樁均繞樁身軸線上某一點轉動，表現出剛性樁的性質。由圖18可知，泥面以下范圍內樁身剪力均出現反彎點，圖18(a)中樁身剪力變化幅度較大，究其原因，樁身水平位移較大，引起樁周土體壓縮范圍較大，能夠提供較大的土抗力，導致剪力變化程度較大[25]。由圖19可知，泥面以下范圍內樁身彎矩沿埋深均沒有出現反彎點，均沿埋深先變大后變小，最大值均發生在淺層土體，樁底端彎矩均接近于零。

綜上可知，運用ABAQUS建立的數值模型是可靠的，且數值模擬結果是準確的。

圖19 樁身彎矩對比分析

4 結 語

利用ABAQUS有限元軟件建立了非均質土中海上風電單樁基礎-土相互作用數值計算模型，開展了水平循環荷載作用下不同因素對樁身水平位移、剪力和彎矩的影響規律分析。得出的主要結論如下：

1) 隨著循環荷載比的增加，樁身位移零點和樁身剪力反彎點沿埋深逐漸下移；樁身彎矩最大值點位于淺層土體。

2) 不同荷載頻率時樁身位移在零點以上變化較大，隨著荷載頻率的增加，樁身位移零點沿埋深逐漸下移；不同荷載頻率時樁身剪力在埋深6.4D～8.8D范圍內變化較大；樁身彎矩隨著頻率的增加逐漸增大。

3) 單向循環荷載作用下樁身位移最大，雙向對稱循環荷載作用下樁身位移最小；加載方式對樁身剪力和彎矩影響較大，且正向荷載和負向荷載作用結束時樁身剪力和彎矩變化規律不同。

4) 不同樁壁厚時樁身發生不同程度的屈曲，壁厚較小時對樁身水平位移影響較大；在位移零點之上范圍內可以考慮設計“上厚下薄”的鋼管樁，以減小樁身水平位移；不同樁壁厚時樁身剪力曲線在埋深約6D處出現交點；不同樁壁厚時泥面處樁身彎矩變化不明顯。

鑒于篇幅的限制，沒有將與工程項目對比分析的研究內容列入文中。課題組后續將針對實際工程項目，考慮孔隙水壓力對非均質土中海上風電單樁基礎-土相互作用特性產生的影響進行流固耦合分析，研究樁周土體超孔隙水壓力的變化規律，為該區域工程建設提供支撐。