硬化土本構(gòu)模型在砂土海上風(fēng)電大直徑單樁基礎(chǔ)的應(yīng)用

潘珂珂，翟恩地，許成順，孫毅龍

（1.北京工業(yè)大學(xué)城市建設(shè)學(xué)部，北京 100124；2.新疆金風(fēng)科技股份有限公司，北京 100176）

在海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)承載力計(jì)算中，p-y曲線(xiàn)法是工程中常用的一種計(jì)算方法，然而該方法是基于是小直徑樁模型試驗(yàn)得來(lái)的，僅適用于小直徑柔性樁[1]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者大量研究表明p-y曲線(xiàn)法應(yīng)用于大直徑單樁基礎(chǔ)承載力計(jì)算存在巨大缺陷，p-y曲線(xiàn)法高估了初始地基剛度，并低估了極限土抗力[2-5]。而數(shù)值有限元法不受場(chǎng)地約束，是一種有效的考慮樁土作用的大直徑單樁基礎(chǔ)承載力計(jì)算方法。

在有限元法中，選取合理的本構(gòu)模型是確保計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確的重要因素。2012年，姚仰平等[6]研究了常用巖土本構(gòu)模型對(duì)土的力學(xué)特性的反映。2016年，黃茂松等[7]總結(jié)了常用本構(gòu)模型對(duì)砂土、飽和黏土及粗粒土的適用性。曾樹(shù)平[8]分別建立了API規(guī)范方法、旋轉(zhuǎn)硬化本構(gòu)模型和Drucker Prager模型下靜載水平受荷樁三維模型，結(jié)果表明旋轉(zhuǎn)硬化本構(gòu)模型和Drucker-Prager模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較吻合。AHMED S S等[9]通過(guò)離心試驗(yàn)建立了摩爾—庫(kù)倫（Mohr-Coulomb，MC）模型和修正劍橋模型下單樁基礎(chǔ)在砂土中水平受荷的三維模型，結(jié)果表明修正劍橋模型比MC模型更能模擬試驗(yàn)樁體的水平變形。顧棟輝[10]在2017年研究了采用MC模型和修正劍橋模型等本構(gòu)模型下單樁基礎(chǔ)在波浪作用下的動(dòng)力響應(yīng)。董士欣等[11]利用PLAXIS 2D軟件研究了線(xiàn)彈性模型、MC模型、硬化土（Hard-Soil，HS）模型和小應(yīng)變硬化土模型的阻尼特性，以及其特性對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響。2020年，潘兵等[12]基于室內(nèi)模型試驗(yàn)，對(duì)比p-y曲線(xiàn)法、MC模型和HS模型的計(jì)算結(jié)果，結(jié)果表明MC模型會(huì)高估土體的水平向抗變形能力。由上述研究可知，MC模型作為較為粗略的本構(gòu)模型并不能較好地描述土體在破壞之前的變形行為，而HS模型由于可以同時(shí)考慮了土體剪切硬化和壓縮硬化等優(yōu)點(diǎn)，能夠較好地描述砂土等土體的水平變形行為。

綜上所述，不同的計(jì)算方法應(yīng)用于海上風(fēng)電基礎(chǔ)承載設(shè)計(jì)存在著差異性。因此本文基于PLAXIS 3D有限元計(jì)算平臺(tái)，建立了MC模型、HS模型下的海上風(fēng)電大直徑單樁基礎(chǔ)數(shù)值模型，開(kāi)展了一系列數(shù)值模擬計(jì)算，并與p-y曲線(xiàn)法計(jì)算結(jié)果、樁土分析（PileSoil Analysis，PISA）項(xiàng)目[13]場(chǎng)地模型試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，定量分析了p-y曲線(xiàn)法、MC模型和HS模型3種計(jì)算方法應(yīng)用于大直徑單樁基礎(chǔ)承載計(jì)算的差異性，并開(kāi)展了關(guān)鍵因素對(duì)砂土大直徑單樁基礎(chǔ)的水平極限承載力影響規(guī)律分析。

1 計(jì)算模型及參數(shù)

1.1 砂土的p-y曲線(xiàn)法

海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)在水平荷載的作用下，樁周土體會(huì)產(chǎn)生塑性變形，為了較好地反映土體的塑性非線(xiàn)性變形特性，工程中常采用p-y曲線(xiàn)法來(lái)反映樁周土體的變形特性，其骨干曲線(xiàn)如下：

式中，A為短期荷載和循環(huán)荷載下的修正系數(shù)（循環(huán)荷載下A=0.9，靜力荷載下pu為深度H處的極限承載力（淺層土下pus=（C1H+C2D）γH；深層土下pud=C3DγH。其中C1、C2、C3為隨內(nèi)摩擦角變化的系數(shù)；D為樁徑；γ為土體的有效重度）；k為初始地基模量常數(shù)；H為深度。

1.2 MC模型

MC模型是一種理想的彈塑性模型，它基于虎克定律和MohrCoulomb破壞準(zhǔn)則而建立。MC模型主要參數(shù)見(jiàn)表1。相關(guān)模型參數(shù)可以現(xiàn)場(chǎng)土工試驗(yàn)得到，使用簡(jiǎn)單方便，該模型在巖土工程研究中得到廣泛的應(yīng)用。

表1 MC模型參數(shù)表

1.3 HS模型

HS模型是一種考慮土體剪切硬化和壓縮硬化的彈塑性土體本構(gòu)模型，HS模型主要參數(shù)見(jiàn)表2。該模型基于MC模型，引入了土體剪切應(yīng)力—軸應(yīng)變雙曲線(xiàn)函數(shù)關(guān)系，同時(shí)考慮了屈服面隨塑性應(yīng)變的增加而擴(kuò)張。因而該模型可以較好地反映土體的壓硬性、剪切硬化等特性。

表2 HS模型參數(shù)表參

2 數(shù)值模型計(jì)算和分析

本節(jié)基于PLAXIS3D有限元平臺(tái)，參照PISA項(xiàng)目[13]樁基模型試驗(yàn)參數(shù)，建立海上風(fēng)電大直徑單樁有限元模型，開(kāi)展了一系列數(shù)值有限元計(jì)算，將計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，探討p-y曲線(xiàn)法、MC模型、HS模型3種計(jì)算方法的差異性。

2.1 三維數(shù)值模型的建立

PISA項(xiàng)目是由牛津大學(xué)、倫敦帝國(guó)學(xué)院和都柏林大學(xué)等多個(gè)大學(xué)聯(lián)合進(jìn)行的樁基受力研究項(xiàng)目，其中該項(xiàng)目在法國(guó)Dunkirk進(jìn)行了單樁基礎(chǔ)的原型實(shí)地試驗(yàn)研究，水平荷載施加在樁頂位置，樁體直徑分為0.273 m、0.762 m、2 m。下面基于PISA項(xiàng)目[13]DL2樁體試驗(yàn)數(shù)據(jù)建立單樁數(shù)值模型。DL2單樁基礎(chǔ)為直徑2 m的鋼管樁，彈性模量為210 GPa，密度為7 850 kg/m3，鋼管樁壁厚38 mm，基礎(chǔ)埋深為10.57 m，地上部分為9.89 m，樁體采用彈性本構(gòu)模擬，且樁體為實(shí)體單元。土體場(chǎng)地周?chē)鸀榻壎s束，頂部自由，樁—土相互作用采用界面單元模擬，其中界面強(qiáng)度折減系數(shù)根據(jù)經(jīng)驗(yàn)取值為0.67[14]。水平荷載施加在樁體伸出泥面9.89 m處，整體模型長(zhǎng)為20倍樁徑，寬為10倍樁徑，高為兩倍埋深（21 m），具體三維模型如圖1所示。

圖1 有限元模型

2.2 土體參數(shù)的確定

土體為實(shí)體單元，分別采用MC模型、HS模型模擬，相應(yīng)土體參數(shù)見(jiàn)表3和表4，MC模型和HS模型參數(shù)可以通過(guò)PISA項(xiàng)目[15]文獻(xiàn)和相關(guān)經(jīng)驗(yàn)公式[16-17]來(lái)估算，具體如下：（1）對(duì)于MC模型，主要參數(shù)有粘聚力、內(nèi)摩擦角、剪脹角、彈性模量、泊松比?；谑覂?nèi)土工試驗(yàn)數(shù)據(jù)，內(nèi)摩擦角選取試驗(yàn)數(shù)據(jù)中的內(nèi)摩擦角峰值和泊松比選取0.17，其余參數(shù)按照公式進(jìn)行估算。①剪脹角：其中φ′cs為32°；②彈性模量：E=2G0（1+v），其中G0通過(guò)海洋靜力觸探結(jié)果圖得到，如圖2所示[17]。（2）對(duì)于HS模型，除了以上參數(shù)以外，主要參數(shù)還有參照割線(xiàn)剛度、參照切線(xiàn)壓縮剛度、參照三軸卸載/再加載剛度、剛度的應(yīng)力依賴(lài)度指數(shù)、卸載/加載的泊松比、相對(duì)剛度的相對(duì)應(yīng)力、正常固結(jié)的K0常數(shù)、失效折減系數(shù)，其中剛度的應(yīng)力依賴(lài)度指數(shù)、卸載/加載的泊松比、相對(duì)剛度的相對(duì)應(yīng)力都采用默認(rèn)值，分別為0.5 kPa、0.2 kPa、100 kPa。其他參數(shù)分別按照以下公式進(jìn)行估算：①參照割線(xiàn)剛度：=60 000RD/100，其中RD為砂土的相對(duì)密度；②參照切線(xiàn)壓縮剛度：；③參照三軸卸載/再加載剛度：其中由G0推導(dǎo)得出；④正常固結(jié)的K0常數(shù)：=1 sinφ′；⑤失效折減系數(shù)：=1-RD/8 000，其中RD為砂土的相對(duì)密度。（3）對(duì)于砂土p-y曲線(xiàn)法的計(jì)算，其計(jì)算結(jié)果通過(guò)LPILE軟件計(jì)算，需要參數(shù)包含土體重度、內(nèi)摩擦角，均可通過(guò)室內(nèi)土工試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到。

圖2 G0值隨土體深度變化曲線(xiàn)圖[17]

表3 MC模型參數(shù)

表4 HS模型參數(shù)

2.3 不同計(jì)算方法的對(duì)比

本節(jié)將數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果進(jìn)行整理，得到了MC模型、HS模型下大直徑單樁基礎(chǔ)荷載位移曲線(xiàn)和樁身變形曲線(xiàn)，并與p-y曲線(xiàn)法計(jì)算結(jié)果和PISA項(xiàng)目[13]模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，來(lái)探究不同計(jì)算方法在海上風(fēng)電基礎(chǔ)設(shè)計(jì)的差異性和適用性。

2.3.1 荷載—位移曲線(xiàn)的對(duì)比

圖3為p-y曲線(xiàn)法、MC模型和HS模型3種計(jì)算方法下DL2單樁基礎(chǔ)的水平荷載—位移曲線(xiàn)與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。由圖可知，p-y曲線(xiàn)法和MC模型對(duì)應(yīng)的水平荷載—位移曲線(xiàn)初始剛度都明顯大于試驗(yàn)結(jié)果，且它們對(duì)應(yīng)的水平泥面位移小于實(shí)驗(yàn)結(jié)果，HS模型的水平荷載—位移曲線(xiàn)與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

圖3 DL2樁荷載—位移曲線(xiàn)

為了確定單樁基礎(chǔ)極限水平承載力，研究者們提出了很多以樁基位移或樁基轉(zhuǎn)角為標(biāo)準(zhǔn)的確定方法，其中ZDRAVKOVIˊC L等[18]研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)樁基泥面位移為0.1D時(shí)，樁基荷載位移曲線(xiàn)達(dá)到轉(zhuǎn)點(diǎn)并逐漸平緩，如圖4所示，進(jìn)而認(rèn)為樁基極限承載力應(yīng)依據(jù)樁基泥面水平位移達(dá)到0.1D來(lái)確定，隨后有研究表明該確定方法不會(huì)受到樁基長(zhǎng)細(xì)比、偏心荷載等因素的影響[19]。因此本文分別選取圖中泥面水平位移為0.1D時(shí)對(duì)應(yīng)的水平荷載作為樁基水平極限承載力，因此本文分別選取圖中泥面水平位移為0.1D時(shí)對(duì)應(yīng)的水平荷載作為樁基水平極限承載力，以上三種計(jì)算方法的樁基水平極限承載力與試驗(yàn)結(jié)果具體對(duì)比情況如表5所示，p-y曲線(xiàn)法、MC模型、HS模型對(duì)應(yīng)的DL2樁基水平極限承載力分別為6.25 MN、7.64 MN、4.46 MN，試驗(yàn)結(jié)果的DL2樁基水平極限承載力是4.2 MN，由表5可知，p-y曲線(xiàn)法和MC模型的水平極限承載力明顯大于試驗(yàn)結(jié)果，HS模型對(duì)應(yīng)的水平極限承載力與試驗(yàn)結(jié)果吻合程度較好，誤差僅為6.2%。

圖4 樁荷載—位移曲線(xiàn)[19]

表5 不同計(jì)算方法下單樁水平極限承載力

這是由于p-y曲線(xiàn)法和MC模型都高估了土體實(shí)際初始地基剛度，并且MC模型沒(méi)有考慮土體模量會(huì)隨著應(yīng)變衰減的特性，HS模型的塑性屈服面能夠隨著土體應(yīng)力狀態(tài)而改變，考慮了土體的壓縮硬化和剪切硬化特性。

綜上所述，在計(jì)算樁基礎(chǔ)水平極限承載力時(shí)，p-y曲線(xiàn)法、MC模型計(jì)算結(jié)果過(guò)于保守，會(huì)導(dǎo)致樁基設(shè)計(jì)成本增高；而HS模型計(jì)算結(jié)果較為準(zhǔn)確，可以較好地反映大直徑樁基在水平極限承載力的水平位移。

2.3.2 樁身位移-埋深曲線(xiàn)的對(duì)比

圖5 是不同水平荷載下的樁身位移—埋深曲線(xiàn)。由圖可知，p-y曲線(xiàn)法、MC模型、HS模型計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)應(yīng)的樁身水平變形模式均為剛性轉(zhuǎn)動(dòng)，剛性轉(zhuǎn)動(dòng)點(diǎn)為泥面以下8 m處，這是由于該數(shù)值模型L/D=5.28，屬于剛性樁[20]。圖5（a）是水平荷載2.993 MN時(shí)p-y曲線(xiàn)法、MC模型、HS模型的樁身位移—埋深曲線(xiàn)與DL2單樁基礎(chǔ)試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。由圖可知，p-y曲線(xiàn)法、MC模型、HS模型對(duì)應(yīng)的樁體泥面位移分別是0.036 m、0.038 m、0.1 m，試驗(yàn)結(jié)果對(duì)應(yīng)的樁體泥面位移是0.069 m。p-y曲線(xiàn)法和MC模型對(duì)應(yīng)泥面水平位移分別小于試驗(yàn)結(jié)果的47.8%、45.2%，HS模型對(duì)應(yīng)泥面水平位移大于試驗(yàn)結(jié)果的44.8%，可以看出HS模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)最為接近。圖5（b）是水平荷載為3.97 MN時(shí)p-y曲線(xiàn)法、MC模型、HS模型的樁身位移—埋深曲線(xiàn)與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。由圖5（b）可知，當(dāng)水平荷載為3.97 MN時(shí)，p-y曲線(xiàn)法、MC模型、HS模型對(duì)應(yīng)的樁體泥面位移分別是0.057 m、0.060 m、0.163 m，試驗(yàn)結(jié)果對(duì)應(yīng)的樁體泥面位移是0.164 m。p-y曲線(xiàn)法、MC模型、HS模型對(duì)應(yīng)的樁體泥面位移分別小于試驗(yàn)結(jié)果的65.2%、63.4%、0.6%；可以看出此時(shí)HS模型計(jì)算結(jié)果試驗(yàn)結(jié)果的誤差僅為0.6%，可以較好地反映樁基在水平荷載作用下的樁基水平位移。通過(guò)圖5（a）與圖5（b）對(duì)比分析可知，由于p-y曲線(xiàn)法和MC模型都具有偏大的初始剛度，以及MC模型無(wú)法考慮土體硬化特性，HS模型雖低估了土體初始地基剛度，但能夠考慮土體模量的非線(xiàn)性變化，從而HS模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最為吻合。綜上所述，HS模型計(jì)算結(jié)果曲線(xiàn)與試驗(yàn)結(jié)果最為吻合，表明了HS模型在海上風(fēng)電基礎(chǔ)極限承載力設(shè)計(jì)上的顯著優(yōu)勢(shì)。

圖5 DL2樁樁身位移曲線(xiàn)

3 樁土參數(shù)取值的影響

本節(jié)基于上述HS本構(gòu)模型的單樁基礎(chǔ)模型，建立了埋深24 m的直徑為6 m的海上風(fēng)電大直徑單樁基礎(chǔ)數(shù)值模型，水平極限承載力選取泥面位移為0.1D對(duì)應(yīng)的水平荷載[18]，水平荷載施加在樁體伸出泥面9.9 m處，場(chǎng)地為均質(zhì)砂土，砂土具體參數(shù)如表6所示。隨后開(kāi)展了樁土相關(guān)參數(shù)對(duì)海上風(fēng)電大直徑單樁基礎(chǔ)極限承載力的影響規(guī)律研究。

表6 砂土參數(shù)

3.1 樁—土界面強(qiáng)度折減系數(shù)

PLAXIS中樁—土界面數(shù)值模擬是通過(guò)調(diào)節(jié)界面強(qiáng)度折減系數(shù)Rinter來(lái)實(shí)現(xiàn)，其中鋼材與砂土的界面強(qiáng)度折減系數(shù)Rinter的取值范圍為0.6～0.7[14]。為說(shuō)明樁土相互作用對(duì)海上風(fēng)電大直徑基礎(chǔ)水平承載力的影響，下文開(kāi)展了強(qiáng)度折減系數(shù)Rinter對(duì)大直徑單樁基礎(chǔ)水平極限承載力的影響規(guī)律研究。

由圖6可知，在砂土地基中，隨著界面強(qiáng)度折減系數(shù)增加，樁基礎(chǔ)水平極限承載力增大。這是由于界面強(qiáng)度是根據(jù)相鄰的土體的強(qiáng)度參數(shù)進(jìn)行折減來(lái)確定，樁—土界面強(qiáng)度折減系數(shù)增大，樁—土相互作用加強(qiáng)，從而樁基礎(chǔ)水平極限承載力增大。

3.2 埋深

下面開(kāi)展樁基埋深對(duì)基礎(chǔ)水平極限承載力的影響規(guī)律研究，如圖7所示。由圖可知，隨著鋼管樁埋深增加，基礎(chǔ)水平極限承載力也逐漸增大，當(dāng)樁基埋深增加到48 m時(shí)，樁基水平極限承載力不再隨著埋深增加而增大，并穩(wěn)定于93.6 MN。主要原因是基礎(chǔ)埋深增加，樁土相互作用面增大，樁基水平極限承載力增大，當(dāng)樁基埋深增加到一定程度，樁土相互作用冗余度較高，因此樁基水平極限承載不再隨著埋深增大而增加。

3.3 鋼管樁樁徑

圖8 是鋼管樁樁徑對(duì)海上風(fēng)電基礎(chǔ)水平極限承載力的影響曲線(xiàn)。如圖所示，隨著樁徑的增加，樁基水平極限承載力也在增大。當(dāng)樁徑從4 m增加到12 m，樁基水平極限承載力增大了518%。這是因?yàn)闃稄皆龃?，樁體抗彎剛度增大，且樁—土相互作用面增大導(dǎo)致樁—土相互作用增強(qiáng)，從而樁基水平極限承載力增大。

圖8 樁徑對(duì)樁基礎(chǔ)水平極限承載力的影響

3.4 HS模型參數(shù)的影響

3.4.1 參照割線(xiàn)剛度

圖9 參照割線(xiàn)剛度對(duì)樁基礎(chǔ)水平極限承載力的影響

3.4.2 參照切線(xiàn)壓縮剛度

圖10 參照切線(xiàn)壓縮剛度對(duì)樁基礎(chǔ)水平極限承載力的影響

3.4.3 內(nèi)摩擦角

圖11是內(nèi)摩擦角φ對(duì)基礎(chǔ)水平極限承載力影響曲線(xiàn)。由圖可知，隨著內(nèi)摩擦角的增大，基礎(chǔ)水平極限承載逐漸增大。這是因?yàn)閮?nèi)摩擦角的增大，樁土相互作用面摩阻力增大，土體對(duì)樁體的約束力加強(qiáng)；砂土強(qiáng)度增大，地基承載力增大，因此基礎(chǔ)水平極限承載力隨著內(nèi)摩擦角的增大而增大。

圖11 內(nèi)摩擦角對(duì)樁基礎(chǔ)水平極限承載力的影響

3.4.4 剪脹角

圖12是砂土剪脹角ψ對(duì)基礎(chǔ)水平極限承載力影響曲線(xiàn)。由圖可知，隨著砂土剪脹角增大，基礎(chǔ)水平極限承載力逐漸增大。這是因?yàn)樯巴良裘浗堑脑龃筇岣吡送馏w的抗剪強(qiáng)度，提高了土體地基抗變形能力，從而樁基極限承載力增大。

圖12 剪脹角對(duì)樁基礎(chǔ)水平極限承載力的影響

3.5 樁土參數(shù)敏感性

為了對(duì)比樁土相關(guān)參數(shù)對(duì)基礎(chǔ)水平極限承載力的影響敏感性程度，本文設(shè)定一個(gè)衡量指標(biāo)——水平極限承載力變化率。水平極限承載力變化率的計(jì)算見(jiàn)式（2）。

式中，ΔFi為參數(shù)百分比變化對(duì)應(yīng)的基礎(chǔ)水平極限承載力百分比變化范圍；Δxi為參數(shù)百分比變化范圍。

由公式可知，水平極限承載力變化率的數(shù)值越大，代表其對(duì)應(yīng)樁土相關(guān)參數(shù)對(duì)基礎(chǔ)水平極限承載力的影響程度越大?；谝陨侠碚摚瑢⒏鱾€(gè)參數(shù)調(diào)整±10%，計(jì)算對(duì)應(yīng)的模型水平極限承載力，來(lái)探討界面強(qiáng)度折減系數(shù)Rinter、樁基埋深L、樁徑D、參照割線(xiàn)剛度、參照切線(xiàn)壓縮剛度、內(nèi)摩擦角φ、剪脹角ψ對(duì)海上風(fēng)電大直徑單樁基礎(chǔ)水平承載能力的影響程度，如表7所示。

表7 不同樁土參數(shù)下基礎(chǔ)水平極限承載力變化率

表7是砂土地基中埋深24 m的大直徑單樁基礎(chǔ)水平極限承載力變化率結(jié)果。由表7可知，在砂土地基中，鋼管樁樁徑對(duì)樁基水平極限承載力的影響最為顯著，內(nèi)摩擦角、埋深、參照切線(xiàn)壓縮剛度、砂土剪脹角、界面強(qiáng)度折減系數(shù)、參照割線(xiàn)剛度對(duì)樁基水平極限承載力的影響依次減弱。

4 結(jié) 論

本文基于PISA項(xiàng)目[13]模型試驗(yàn)，利用PLAXIS3D有限元平臺(tái)建立一系列的數(shù)值模型計(jì)算，并與p-y曲線(xiàn)法計(jì)算結(jié)果、試驗(yàn)結(jié)果比較，來(lái)探討了p-y曲線(xiàn)法、MC模型、HS模型在海上風(fēng)電大直徑單樁水平承載計(jì)算的差異性和適用性，此外進(jìn)一步研究了樁土重要因素對(duì)海上風(fēng)電大直徑樁基的水平承載特性影響規(guī)律，主要研究結(jié)論如下。

（1）HS模型對(duì)應(yīng)的水平極限承載力與大直徑單樁基礎(chǔ)試驗(yàn)結(jié)果吻合程度較好，表明了HS模型在海上風(fēng)電大直徑單樁基礎(chǔ)極限承載力設(shè)計(jì)上具有顯著的優(yōu)勢(shì)。

（2）在砂土地基中，樁基礎(chǔ)的埋深對(duì)基礎(chǔ)水平極限承載力影響存在一個(gè)臨界深度，小于臨界深度，樁基水平極限承載力隨著埋深增大而增大，大于臨界深度時(shí)，樁基水平極限承載力增加幅度減小，趨于穩(wěn)定。

（3）在砂土地基中，海上風(fēng)電大直徑單樁基礎(chǔ)水平極限承載力隨著界面強(qiáng)度折減系數(shù)、鋼管樁樁徑、內(nèi)摩擦角、剪脹角、參照割線(xiàn)剛度、參照切線(xiàn)壓縮剛度的增大而增大；此外鋼管樁樁徑對(duì)樁基極限水平承載力影響最為顯著。