劉紅軍， 尹燕京， 常季青

(1.海洋環(huán)境與生態(tài)教育部重點實驗室， 山東 青島 266100； 2. 中國海洋大學環(huán)境科學與工程學院， 山東 青島 266100；

3.青島市勘察測繪研究院， 山東 青島 266032)

?

水平荷載下海上風機單樁基礎樁土相互作用研究*

劉紅軍1， 尹燕京2， 常季青3

(1.海洋環(huán)境與生態(tài)教育部重點實驗室， 山東 青島 266100； 2. 中國海洋大學環(huán)境科學與工程學院， 山東 青島 266100；

3.青島市勘察測繪研究院， 山東 青島 266032)

摘要：海上風電作為一種清潔綠色的能源越來越受到人們的關注，海上風機會承受風、浪、流等水平荷載的作用，因此水平荷載下海上風機單樁基礎樁土相互作用一直是人們研究的熱點。本文對水平荷載作用下海上風機單樁基土相互作用進行研究，通過ABAQUS有限元數(shù)值分析軟件建立樁土模型。結果顯示：樁頂水平極限位移約為11.25 cm，海床面以下1～5 m范圍為樁身彎矩和樁身mises應力較大的區(qū)段；隨著樁頂水平位移的逐漸增大，樁身撓曲逐漸向深處發(fā)展，樁體位移零點位置逐漸向下；樁體的水平位移會對樁側土體產(chǎn)生擠壓作用，這種擠壓作用會使土體塑性屈服區(qū)逐漸向下發(fā)展，土體水平位移呈半圓形放射狀分布，淺層土體mises 應力產(chǎn)生非對稱分布。

關鍵詞：海上風機； 單樁基礎； ABAQUS； 水平荷載； 樁土相互作用

LIU Hong-Jun， YIN Yan-Jing， CHANG Ji-Qing. Research on the Pile-Soil Interaction of Monopile Foundation Under Horizontal Load for Offshore Wind Turbine [J]. Periodical of Ocean University of China, 2016, 46(3): 113-120.

海上風電是一種清潔的綠色能源，而且儲量豐富，據(jù)統(tǒng)計，海上風電儲量約為7.5億kW。海上風電與陸上發(fā)電相比具有建設周期短、運營成本低的優(yōu)點，因此全世界很多國家都在大力建設海上風電場[1]。近些年來，中國也逐步投入大量資金發(fā)展海上風電。位于山東半島的黃河三角洲地區(qū)具有得天獨厚的自然條件，地勢平坦無阻礙，風力密度均勻，是發(fā)展海上風電的極佳地區(qū)[2]。

目前海上風機的基礎形勢有多種，其中單樁基礎占了相當大的比例，單樁基礎具有結構簡單、安裝迅速的優(yōu)點，具有很大的開發(fā)利用前景。目前對于水平荷載作用下樁土相互作用的研究主要有m法、p-y曲線法、有限單元法等，其中m法是一種線彈性地基反力法，主要適用于樁側土體處于彈性變形階段范圍內(nèi)的求解，其計算結果往往和實際情況有一定差距。p-y曲線法是一種彈塑性地基反力法，可以適用于計算大變位時樁身受力狀態(tài)，不僅能夠考慮靜荷載，還能考慮循環(huán)荷載、土的軟化、土抗力折減等，有效地克服了m法的缺陷。Matlock[3]最早提出了軟黏土的p-y曲線、Reese[4]、O’Neill[5]分別提出了硬粘土和砂土的p-y曲線，三種經(jīng)典p-y曲線已經(jīng)被列入美國石油協(xié)會規(guī)范[6]。有限單元法的核心是將復雜的研究對象離散為一個個微小的單元，根據(jù)最小勢能原理來求解剛度矩陣方程。有限元法具有適用于解決非線性非均質(zhì)問題并能模擬材料復雜的本構關系的優(yōu)點。劉冰雪等[1]通過建立三維有限元模型，重點研究了樁徑、樁長等因素對樁基水平及豎直承載性能的影響。Abdel-Rahman等[7]重點關注了波浪荷載下樁基水平變形特征，并將計算結果與p-y曲線法做了對比，發(fā)現(xiàn)p-y曲線法得到的研究結果偏于保守。以往有限元法應用于海上風電樁基的研究中，往往注重于單樁基礎本身的水平承載能力，而對樁土相互作用研究相對較少。在實際情況中海上風電樁基的水平失穩(wěn)往往不是樁基自身的破壞，而是樁側土體的破壞，因此樁土相互作用研究是樁基水平承載性能的研究核心。針對這一問題，本文以黃河三角洲地區(qū)工程地質(zhì)條件為背景，利用大型有限元分析軟件ABAQUS研究了水平荷載作用下海上風機單樁基礎樁土相互作用，對樁基水平極限承載力、樁身內(nèi)力和變形以及土體變形等進行了深入分析，研究成果可以為海上風電場建設提供一定參考。

1有限元模型

有限元模型建立的正確與否直接影響分析結果的準確性和可靠性，模型以黃河三角洲地區(qū)為背景，以下將從模型部件及物理參數(shù)、分析步設置、 網(wǎng)格剖分以及模型驗證4個方面介紹有限元模型。

1.1 模型部件及物理參數(shù)

模型樁采用鋼管樁，模型在樁土之間留出50mm的空隙做混凝土灌漿處理，土層厚度一般取樁入土深度的1.25倍，模型取H=20m，土體半徑約為樁半徑的36倍，可以忽略邊界效應的影響，模型參數(shù)見表1。

表1　部件及物理參數(shù)

1.2 分析步設置

模型水平加載采用位移控制法，部件全部采用浮重度進行計算，在模型中規(guī)定全局直角坐標系z軸正方向為重力方向，荷載位移沿y軸施加，數(shù)值以y軸正方向為正值。在實際狀況中，假定海床泥面處位移為零，土體內(nèi)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。但是知道土體內(nèi)部應力的真實數(shù)值是很困難的，為此采取的方法為：施加水平荷載前，將樁、混凝土灌漿材料的密度設置為與土體一致，對整個模型施加重力荷載，得到的土體內(nèi)部應力作為初始條件寫入模型中，再施加重力以平衡，然后對樁和混凝土材料設置施加體力荷載分析步以彌補密度差異。經(jīng)驗算，這種方法計算出來的初始地應力與實際狀況基本一致。

關于樁土間接觸分析，為解決由于接觸狀態(tài)劇烈改變而導致求解過程不收斂問題，模型專門設置靜力分析步使接觸關系平穩(wěn)建立起來，這樣不僅解決了收斂問題，還提高了求解效率。

1.3 網(wǎng)格剖分

在ABAQUS中，網(wǎng)格劃分方式與網(wǎng)格疏密程度對分析結果的準確性影響重大。由于本模型涉及樁和土體的扭曲變形以及樁土間接觸分析，因此采用8節(jié)點6面體線性縮減積分三維實體單元(C3D8R),此類單元相比于其他單元更適用于接觸分析，對位移求解精度更高而且單元扭曲變形時不會產(chǎn)生剪切自鎖問題。網(wǎng)格劃分后的模型見圖1。

圖1　網(wǎng)格剖分示意圖

1.4 模型驗證

為驗證模型的合理性，本文采用文獻[8]中試驗實測粉土p-y曲線，根據(jù)樁的撓曲方程采用有限差分方法求解樁身彎矩和位移，并與本模型有限元計算結果進行對比，得到100kN水平荷載作用下樁身彎矩位移分布對比圖(見圖2)。

圖2　有限元計算樁身彎矩位移與p-y曲線法結果比較

圖2表明有限元解與p-y曲線解基本一致，因此可以認為本模型是合理可靠的。

2計算結果分析

2.1 樁基水平極限承載力分析

樁基礎的水平極限承載力，可用p-s曲線法來確定[11]。為了簡化計算和大致模擬樁頂風機所受到的風荷載等水平荷載，通過控制樁頂位移來實現(xiàn)加載，然后根據(jù)模型輸出的樁頂反力得到樁基水平荷載-位移曲線。達到極限荷載時樁基水平位移往往已經(jīng)超過了頂部建筑物的容許位移，此時通過借鑒等效塑性應變(PEEQ)云圖來輔助判斷基礎是否達到了極限荷載破壞狀態(tài)。有限元計算模型樁基礎p-s曲線見圖3。

圖3　樁基p-s曲線

圖3表明當樁頂水平位移為11.25cm時，樁基p-s曲線出現(xiàn)明顯拐點，此位置對應的樁頂水平荷載即為單樁基礎水平極限承載力，即P=375.22kN。等效塑性應變大于零即代表土體已經(jīng)屈服，結合此時的等效塑性應變云圖(見圖4)可以判斷單樁基礎底部土體形成半圓形破壞區(qū)域，但并未貫通至土底；淺層與樁體接觸的土體也產(chǎn)生了較大的剪切破壞，破壞深度約為6.2m，從而導致樁體背向施力一側與土體分離，泥面處的水平分離長度約為4.19cm。

圖4　水平極限荷載作用下有限元模型等效塑性應變云圖

2.2 樁體內(nèi)力分析

在ABAQUS中，無法直接在CAE模型中設置輸出樁身彎矩，但是通過在模型inp文件中寫入 “define cutting surface”與“section print”命令即可解決這一問題。由2.1已知樁基達到水平極限承載力時對應的樁頂水平位移為11.25cm，因此采用位移控制法，設置樁頂水平位移u分別為1、3、5、7、9和11.25cm的6個分析步(具體分析步設置見表2)，每個分析步均輸出樁身彎矩，得到樁身彎矩分布如圖5所示。

表2　分析步設置

圖5　不同樁頂位移下樁身彎矩分布

規(guī)定海床面處z坐標為0，圖5表明樁身彎矩隨著樁頂水平位移的增大而增大，樁頂位移越大，代表有限元計算模型施加在樁頂?shù)乃胶奢d越大。每一級加載樁身彎矩最大值出現(xiàn)在海床面以下3m左右，達到極限承載力時，樁身最大彎矩約為2217kN·m。隨著樁頂水平位移的不斷增大，樁身最大彎矩基本呈線性增長，即樁頂水平位移每增加1cm，樁身最大彎矩增大約為212kN·m。在同一樁頂水平位移條件下，樁身彎矩由樁頂開始向下逐漸增大，達到最大彎矩位置后隨深度增加而減小。

在材料力學中，mises應力是根據(jù)第四強度理論得到的一種等效應力，常用來描繪聯(lián)合作用下復雜應力狀態(tài)，是衡量應力水平的主要指標。其計算公式為：

其中：σzs為mises應力；σ1、σ2、σ3分別為第一、二、三主應力。樁身mises應力云圖(見圖6)表明：隨著樁頂水平位移的不斷增大，擠壓土體一側的樁身應力以海床面以下3m深度為中心向樁基兩端不斷發(fā)展增大，樁頂?shù)竭_極限水平位移時，樁身最大應力為56MPa。樁頂和樁底應力較小，最小應力出現(xiàn)在樁最上端，約為5.77MPa。

圖6　不同樁頂位移下樁身mises應力云圖對比

在ABAQUS visualization(可視化后處理)模塊中提供了多種顯示分析結果的方式，其中通過定義節(jié)點路徑，可以很方便的顯示沿路徑mises應力的變化。因此，為了進一步研究樁身mises應力的變化，在ABAQUS后處理中建立樁體擠壓土體一側由樁頂至樁底的豎直方向節(jié)點路徑，得到不同樁頂位移下沿路徑的mises應力變化對比圖(見圖7)。綜合圖6、7表明，樁身最大應力出現(xiàn)在海床面以下3m左右，與樁身最大彎矩位置相同，并隨著樁頂位移的增大而迅速增大。在同一樁頂水平位移條件下，樁身應力由樁頂開始向下逐漸增大，達到最大應力位置后隨深度增加而減小，與樁身彎矩變化一致。綜合分析得出海床面以下1~5m范圍為樁身彎矩和應力較大的區(qū)段，因此根據(jù)本模型的研究，在黃河三角洲地區(qū)單樁基礎海上風機建設中，海床面以下1~5m范圍內(nèi)的鋼管樁區(qū)段可能會發(fā)生疲勞破壞，成果為基礎設計者提供了一定參考。

2.3 樁體變形分析

樁體承受水平荷載時，樁身的變形主要表現(xiàn)為水平向的撓曲變形，隨著水平荷載的不斷增大，樁身撓曲逐漸向深處發(fā)展。樁體在海床面處不同分析步對應水平位移如圖8所示。

由2.2中表2可知不同分析步對應不同樁頂?shù)乃轿灰疲瑘D8表明樁頂水平位移線性增長時，海床面處水平位移同樣也呈線性增長，但是海床面處水平位移小于樁頂水平位移，每一級加載完成后，海床面處水平位移與樁頂水平位移數(shù)值對比見表3。

圖7　不同樁頂位移下沿路徑mises應力對比

圖8　不同分析步海床面處水平位移

分析步①3456789樁頂位移②/mm01030507090112.5海床面位移③/mm05.30716.10327.06138.21446.87464.169比值④0.5310.5370.5410.5460.550.558

Note:①Step；②Displacement at the pile top；③Disp lacement at the mud sruface；④Ratio

表3表明海床面處位移約占樁頂位移的50%，但是隨著樁頂荷載的不斷增大，泥面處位移與樁頂位移比值呈微弱增長趨勢，可能的原因是隨著土抗力的逐漸發(fā)揮，海床表層土逐漸產(chǎn)生塑性屈服，導致位移增長速度加快。

圖9為不同加載條件下沿樁身水平位移的變化，結合不同加載條件下樁身位移零點坐標(見表4)可以判斷隨著水平荷載的不斷增大，樁身水平位移逐漸增大，樁身水平位移零點不斷向下發(fā)展。當水平荷載較小時，土抗力主要由淺層土承擔，隨著荷載逐漸增大，表層土產(chǎn)生塑性屈服，深層土抗力逐漸發(fā)揮，導致樁身水平位移零點逐漸向下發(fā)展。

表4　不同加載條件下樁身位移零點坐標

Note：①Displacement at the pile top； ②Zero displacement coordinate of pile

與研究樁身應力相似，同樣建立樁體擠壓土體一側由樁頂至樁底的豎直方向節(jié)點路徑path1(壓應變)，與背向施力方向樁頂至樁底的豎直方向節(jié)點路徑path2(拉應變，取絕對值)，得到極限荷載作用下樁身應變圖(見圖10)。

圖9　沿樁身水平位移曲線

圖10　沿樁身應變曲線

圖10表明樁體在水平極限荷載作用下無論是擠壓土體一側還是背向施力一側，樁身應變都表現(xiàn)為從樁頂至樁底先增大后減小的趨勢，但是應變數(shù)值均很小，最大樁身應變出均現(xiàn)在泥面以下3m左右，與2.2中樁身最大應力位置相同。但是對比分析path1與path2，可以判斷背向施力側的樁體應變要遠大于受壓側樁體，前者應變最大值約為后者的3.26倍。

2.4 土體變形分析

當在樁頭附近施加水平荷載時，淺層土體由于強度低，首先達到塑性破壞，進而樁身撓曲不斷向深處發(fā)展，造成深處土體不斷受到樁的擠壓，隨著荷載的增大，深處土體同樣產(chǎn)生塑性屈服。圖11為樁頂水平位移u=3cm時土體等效塑性應變云圖，表明此時淺層土體和樁底部土體已經(jīng)出現(xiàn)了塑性屈服，由于樁端是綁定約束，因此樁基對“施力側”土體擠壓作用有限，而模型中默認土體不抗拉，因此出現(xiàn)樁頂由于受壓而破壞，樁端由于受拉而破壞情況。對比圖11與圖4可以判斷隨著樁頂水平位移的增大，土體塑性屈服區(qū)域由淺層土逐漸向深處發(fā)展，樁頂達到極限水平位移時，塑性區(qū)發(fā)展至海床面以下約6.2m。

圖11　樁頂水平位移u=3cm時等效塑性應變云圖

在樁體的擠壓作用下，受擠壓側的土體會發(fā)生水平位移。由于樁體的水平擠壓作用而導致海床面處的水平位移U2分布云圖如圖12所示。根據(jù)圖12可以判斷幾乎整個半圓形土體區(qū)域均受到樁體擠壓作用而產(chǎn)生水平位移U2。但是海床面處距樁心不同距離處受擠壓的程度不同，U2呈半圓形放射狀分布，即距離樁心相同半徑的水平位移U2幾乎相同，距離越遠，受擠壓作用影響越小，在與樁心距離約3 m范圍內(nèi)，土體水平位移U2隨半徑增大而急劇減小。

圖12　海床面處水平位移U2云圖

為進一步研究不同深度土體水平位移U2的分布情況，海床面以下5m范圍內(nèi)每隔1m建立如圖12中紅色箭頭所示的節(jié)點路徑，每一深度處沿節(jié)點路徑土體位移U2的變化如圖13所示。

圖13　不同深度處沿路徑土體位移U2分布

根據(jù)圖13可以判斷隨著深度z的增加，距樁心相同半徑處土體水平位移U2的數(shù)值逐漸減小，但是減小速度隨著半徑的增大而迅速下降。在同一深度處，土體水平位移U2分布與距樁心的半徑R有關，半徑R=3m范圍內(nèi)，U2數(shù)值下降速度非常快，半徑3m以外U2下降速度較慢。

土體mises應力云圖(見圖14)也可以說明樁對土體的擠壓作用。以鋼管樁槽為中心的土體兩側mises應力呈現(xiàn)非對稱分布，即深度5m范圍內(nèi)，被擠壓側土體的應力明顯大于背向施力一側土體，這種非均勻分布隨著深度增大而逐漸消失，2.3中根據(jù)圖9可以表明深度越大樁體水平位移越小，因此對土體擠壓作用越小，所以導致mises應力非均勻分布逐漸消失。因此綜上所述，根據(jù)本模型的研究，海床面下5m范圍內(nèi)土體變形受樁體水平擠壓影響較大。

圖14　土體mises應力云圖

3結論

本文利用ABAQUS有限元分析軟件建立樁土模型，針對海上風機單樁基礎的水平極限承載力，不同樁頂位移條件下樁體內(nèi)力變形以及土體變形進行了深入研究。針對本文模型，得到的結論如下：

(1) 運用位移控制法，根據(jù)樁頂荷載-位移曲線得到了模型樁單樁水平極限承載力約為375.22kN，此時對應樁頂水平位移為11.25cm。

(2) 不同樁頂位移條件下樁身最大彎矩和最大mises應力均出現(xiàn)在海床面以下3m左右，樁頂達到極限水平位移時樁身彎矩最大值約為2217kN·m，最大mises應力值約為56MPa。綜合彎矩與應力分布可以得出海床面以下1~5m范圍為樁體易發(fā)生疲勞破壞的區(qū)段。

(3) 不同加載條件下海床面處樁體位移約為樁頂位移的50%。隨著水平荷載的增大，樁體水平位移逐漸增大，位移零點逐漸往深處發(fā)展。水平極限荷載作用下背向施力側樁體應變遠大于受壓側樁體應變。

(4) 隨著樁頂水平位移的逐漸增大，樁體撓曲不斷向深處發(fā)展，導致深層土受到擠壓作用，進而使土體塑性屈服區(qū)逐漸加深。樁的擠壓作用導致土體水平位移U2呈半圓形放射狀分布，隨著深度z的增加，距樁心相同半徑處水平位移U2逐漸減小。樁的擠壓作用也導致了土體內(nèi)部mises應力呈現(xiàn)非對稱分布，但是這種非對稱性隨著深度增加而逐漸消失。

參考文獻：

[1]劉冰雪. 海上風機樁基礎承載特性的三維有限元分析[D]. 大連：大連理工大學, 2009.

LIU Bing-Xue. Study on bearing capacity behavior of mono-pile foundation for offshore wind turbines using3-D FEM [D]. Dalian: Dalian University of Technology, 2009.

[2]劉紅軍, 李洪江. 黃河三角洲海上風機新型吸力錨基礎型式分析[J]. 中國海洋大學學報(自然科學版), 2014, 44(7): 71-76.

LIU Hong-jun, LI Hong-jiang. A new suction anchor foundation of yellow river delta offshore wind power [J]. Periodical of Ocean University of China, 2014, 44(7): 71-76.

[3]Matlock H S．Correlations for design of laterally loaded piles in soft clay[C]. Houston： Proceedings of 2nd Offshore Technology Conference， 1970．

[4]Reese L C, Cox W R, Koop F D. Field testing and analysis of laterally loaded piles in stiff clay[C]. Houston: Proceedings of 7th Offshore Technology Conference, 1975.

[5]M.W. O’Neill, J. M. An Evaluation of p-y Relationships in Sands[R]. Houston：A Report to the American Petroleum Institute, 1983.

[6]American Petroleum Institute, Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms[S]. Washington: Awerican Dexoleum Institute, 2000.

[7]Abdel-Rahman K, Achmus M. Finite element modeling of horizontally loaded monopile foundations for offshore wind energy converters in Germany[C]. Australia： International Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics (ISFOG)， 2005.

[8]王騰, 王天霖. 粉土 p-y 曲線的試驗研究[J]. 巖土力學, 2009, 30(5): 1343-1346.

WANG Teng, WANG Tian-lin. Experimental research on silt p-y curves[J]. Rock and Soil Mechanics, 2009, 30(5): 1343-1346.

[9]Achmus M, Kuo Y, Abdel-Rahman K. Behavior of monopile foundations under cyclic lateral load[J]. Computers and Geotechnics, 2009, 36(5): 725-735.

[10]梅畢祥, 楊敏. 海上風機單樁基礎設計要點及有限元分析實例[J]. 海洋技術學報, 2014, 33(01): 89-94.

MEI Bi-Xiang, YANG Min. Design points and finite element analysis of monopile foundation for offshore wind turbines: case study[J]. Journal of Marine Technology, 2014, 33(01): 89-94.

[11]劉潤, 李寶仁, 練繼建,等. 海上風電單樁復合筒型基礎樁筒共同承載機制研究[J]. 天津大學學報:自然科學與工程技術版, 2015(5). DOI: 10. 11784/tdxbz201309112.

LIU Run, LI Bao-ren, LIAN Ji-jian,et al. Bearing characteristics of pile-bucket composite foundation for offshore wind turbine [J]. Journal of Tianjin University(natural science and engeering edition), 2015(5). DOI:10.11784/tdxbz201309112.

[12]李煒, 黃旭, 趙生校,等. 海上風機基礎大直徑加翼單樁常重力模型試驗數(shù)值仿真[J]. 水利水運工程學報, 2013(4): 6-11.

LI Wer,HUANG Xu,ZHAO Sheng-xiao,et al. Numerical simulation for 1g model test of large diameter wing-monopile for offshore wind turbine[J]. Hydro Science and Engineering, 2013, (4): 6-11.

[13]霍宏斌, 王爾貝, 陳銳,等. 一種新型重力式海上風機基礎承載特性分析[J]. 地下空間與工程學報, 2013(9): 1554-1558.

HUO Hong-bin, WANG Er-bei,CHEN Rui,et-al. Bearing behavior of a novel gravity foundation for offshore wind tuebines[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2013(9): 1554-1558.

[14]丁紅巖, 胡彩清, 張浦陽,等. 樁-筒組合基礎在單層黏土中水平承載性能分析[J]. 海洋工程, 2014, 32(2): 30-37.

DING Hong-yan, HU Cai-qing, ZHANG Pu-yang, et al. Analysis of horizontal bearing capacity performance of offshore wind turbines in single-layer clay[J]. The Ocean Engineering, 2014, 32(2): 30-37.

責任編輯龐旻

Research on the Pile-Soil Interaction of Monopile Foundation Under

Horizontal Load for Offshore Wind Turbine

LIU Hong-Jun1， YIN Yan-Jing2， CHANG Ji-Qing3

(1. The Key Lab of Marine Environmental Science and Ecology, Ministry of Education, Qingdao 266100, China; 2. College of Environmental Science and Engineering, Ocean University of China, Qingdao 266100, China； 3. Qingdao Geotechnical Investigation and Surveying Research Institute, Qingdao 266032, China)

Abstract:As a kind of clean and green energy, more and more attention are paid to the offshore wind power. The offshore wind turbine will be subjected to the horizontal loads from wind、wave and flow, so the research of pile-soil interaction of monopile foundation is becoming a hot issue. By ABAQUS finite element analysis, according to this model, research shows that the ultimate horizontal displacemnent at the pile top is about 11.25cm; the bending moment and mises stress is much larger 1-5 meters below the mud surface; pile deflection and the zero displacement position stretch downward with the increase of horizontal displacement at the pile top; the soil squeezing action will cause the development of the plastic yielding range of soil, the semicircular distribution of soil horizontal displacement and the asymmetric distribution of mise stress of shallow soil.

Key words:offshore wind turbine； monopile foundation； ABAQUS；horizontal load； pile-soil interaction

DOI：10.16441/j.cnki.hdxb.20150288

中圖法分類號：X144

文獻標志碼：A

文章編號：1672-5174(2016)03-113-08

作者簡介：劉紅軍(1966-)，男，教授，博導， 主要從事海洋工程地質(zhì)方面的科研工作。E-mail:hongjun@ouc.edu.cn

收稿日期：2015-08-18；

修訂日期：2015-10-26

*基金項目：國家自然科學基金項目“波浪作用下海上風電場樁基土體液化響應研究-以黃河三角洲為例”(41572247)；山東省科技攻關項目“黃河三角洲海上風電場樁基設計關鍵技術研究”(2014GGX104007)資助

引用格式：劉紅軍， 尹燕京， 常季青. 水平荷載下海上風機單樁基礎樁土相互作用研究[J]. 中國海洋大學學報(自然科學版)， 2016, 46(3): 113-120.

Supported by Research on Liquefaction Reponse of Soil Body Around Pile Foundation of Offshore Wind Turbine under Wave Conditions-Taking Yellow River Delta as the case(41572247); Research on Key Techniques in Pile Foundation Design of Offshre Wind Farm in Yellow River Delta(2014GGX104007)