循环荷载下海上风电桩-土接触面剪切特性

周洁; 刘成君; 朱柯凡; 沈盼盼

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2404219

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (5) :2130-2137 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2404219

建筑科学

循环荷载下海上风电桩-土接触面剪切特性

周洁 ¹^,² ,
刘成君 ¹^,^* ,
朱柯凡 ¹ ,
沈盼盼 ³

作者信息 +

Shear Mechanism of Offshore Wind Monopile-soil Interface under Cyclic Loading

ZHOU Jie ¹^,² ,
LIU Cheng-jun ¹^,^* ,
ZHU Ke-fan ¹ ,
SHEN Pan-pan ³

Author information +

文章历史 +

摘要

明确复杂海上环境作用下的桩-土接触面剪切破坏特性对准确预测海上大直径钢管桩承载力与降低成本至关重要。针对中国海域广泛分布的厚层淤泥质软黏土,进行了典型黏性土、砂性土、砂黏互层土与钢板在循环荷载作用下的大型桩-土接触面剪切试验,探究不同土性、法向压力、循环荷载下桩-土接触面剪切特性与强度规律。试样剪切面积达2 400 cm²,可充分避免边界应力集中与尺寸效应对结果的影响。试验结果表明:钢-土接触面剪切应力-剪切位移呈现稳定型关系,不存在胶结作用,接触面强度在充分剪切位移下得以完全发挥;相同条件下,黏性土接触面强度显著低于砂性土,砂黏互层介于二者之间,其强度主要受砂性土影响;变形协调导致组合地层达到峰值强度时的剪切位移大于单一地层;接触面强度随法向压力增加而增加,但小于土体抗剪强度,为桩基承力过程中的最薄弱环节;循环荷载幅值与频率对桩-土接触面强度具有协同削弱作用,主要由幅值决定,黏性土受循环荷载影响高于砂性土。

Abstract

The shear mechanism of offshore wind monopile-soil interface plays a key role in its bearing capacity. Large-scale monopile-soil interface shear tests were conducted with typical clayey, sandy, and combined clayey-sandy soil under different cyclic load, in consideration of China’s widely distributed thick mucky clay and complex marine load. The shearing area was 2 400 cm² to avoid the size effect and stress concentration in the boundary. Interface shear stress increases with the increasing of shear displacement to peak strength, and remains stable, proving the inexistence of cementing force. The clayey interface shear strength lower than sandy interface under same condition. Clayey-sandy interface shear strength is between them, mainly controlled by sandy part, and its shear displacement at peak strength is much higher due to coordinate deformation. The interface shear strength grows with normal pressure, but lower than shear strength of soil, making interface the weak part of pile bearing capacity. Cyclic load diminishes interface shear strength, mainly determined by amplitude. The influence of cyclic load is more obvious in clayey interface than sandy interface.

Graphical abstract

关键词

海上风电单桩 / 桩-土接触面 / 剪切试验 / 循环荷载 / 砂黏互层

Key words

offshore wind monopile / pile-soil interface / shear test / cyclic load / clayey-sandy interlayer soil

引用本文

引用格式 ▾

周洁, 刘成君, 朱柯凡, 沈盼盼. 循环荷载下海上风电桩-土接触面剪切特性[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(5): 2130-2137 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2404219

ZHOU Jie, LIU Cheng-jun, ZHU Ke-fan, SHEN Pan-pan. Shear Mechanism of Offshore Wind Monopile-soil Interface under Cyclic Loading[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(5): 2130-2137 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2404219

登录浏览全文

4963

注册一个新账户忘记密码

为应对世界范围内日益严重的资源短缺和环境污染问题,开发利用绿色清洁能源是确保人类可持续发展的必要条件^[1]。其中,海上风能分布广泛,是目前世界各国发展清洁能源的主要方向。随着近年来世界海上风电产业发展,海上风机尺寸不断增大,风机承受的运行载荷也不断提高。同时,风电场逐渐向深远海域扩张,海况与气候条件愈发复杂,共同对海上风机的基础承载力提出了更为严峻的考验。

目前,大直径空心钢管桩基础是海上风电机最为普遍采用的基础形式^[2],直径8~11 m,长度可达100 m以上。中国海域广泛分布厚层淤泥质软黏土,良好持力层较深,海上风电单桩往往难以打入良好持力层,普遍为摩擦桩,侧壁摩阻力是桩基承载力的主要部分。但现行海上风电桩基设计规范^[3-7]往往参考桩型、桩周土体原位测试数据、经验参数等设计计算桩基侧摩阻力,并采用很高的安全系数,忽视了桩土接触面摩阻力这一重要因素,导致规范提供的桩基侧壁摩阻力与载荷试验实测值往往存在较大差异。明确复杂海上环境作用下的桩-土接触面剪切破坏特性对准确预测桩基承载力与降低成本至关重要。

钢-土接触面的剪切特性已被广泛研究。Potyondy^[8]通过大量界面剪切试验(剪切面积80 cm²)研究了砂性土和黏性土与包括钢在内的各种界面之间的摩阻力。胡黎明等^[9]利用改进的直剪仪进行了砂土与不同粗糙度钢界面的接触面剪切试验(剪切面积30 cm²),研究了不同接触面相对粗糙度对接触面物理力学性质的影响,分析了土与结构物接触面剪切破坏的变形机理。吴梦喜等^[10]运用单调和循环剪切试验研究了粗糙度对钙质砂与钢板接触面力学特性的影响(剪切面积30 cm²)。Lings等^[11]通过直剪试验研究了砂-钢界面的摩阻力峰值强度及剪胀现象(剪切面积100 cm²)。Mortara等^[12]分析了在砂-钢界面循环剪切时发生的应力退化现象与循环后的响应现象,并与单调加载条件下的响应进行了比较(剪切面积100 cm²)。张晓锋等^[13]基于改进的应变式直剪仪研究了法向应力对上海土体与钢板接触面的位移强度特性的影响(剪切面积30 cm²)。杨大方^[14]基于改进直剪仪(剪切面积30 cm²)定性研究了法向应力对干燥状态、饱和状态的砂土与光滑、粗糙的钢板接触面强度特性的影响。夏红春等^[15]研究了不同试验条件下土-粗糙钢接触面的剪切力学特性(剪切面积30 cm²),采用归一化方法获得了剪切强度和剪切位移之间的相关关系。冯大阔等^[16-17]对粗粒土与粗糙钢板接触面的三维力学特性进行了较为系统的试验研究(剪切面积707 cm²)。梁越等^[18]通过试验定性研究了土体干密度对钢-土接触面的强度特性的影响(剪切面积100 cm²)。卢孝志^[19]基于试验结果,分析探讨了砂泥岩试样参数与钢-土接触面的力学特性,提出了符合接触面力学关系的本构模型。闫澍旺等^[20]提出“抗剪糙度”的概念,并应用此概念结合大型直剪试验对钢-土界面性质进行了研究(剪切面积231 cm²)。朱俊高等^[21]对不同密实度的粗粒土与不锈钢毛坯板之间接触面进行直剪试验(剪切面积30 cm²),建立了具有简单形式的接触面本构模型。

目前,研究者们从颗粒级配、含水率等土体性质(主要为砂性土)、接触面粗糙度和不同剪切工况(如边界条件、剪切速率)等方面针对钢-土接触面剪切特性开展了大量研究,成果十分丰富。但现有研究在静力条件下居多,考虑海上复杂动力荷载作用下接触面剪切性质的研究较少。且多为小尺寸的接触面直剪试验(剪切面积多为30 cm²),尺寸效应导致现有试验结果高于实际偏危险^[22-23]。因此,现概化复杂海上风浪荷载,针对海上风电大直径钢管桩,开展不同影响因素作用下的桩-土接触面剪切试验,采取大型接触面剪切设备(剪切面积2 400 cm²)以充分避免土样边界应力集中的影响,以探究土性、法向压力、循环荷载幅值频率对桩-土接触面剪切特性的影响。探究复杂风浪荷载作用下海上风电桩-土接触面的剪切特性,为研究土-结构界面相互作用问题提供有效参考。研究成果将有助于提高海上风电单桩基础的长周期承载力评价的精确性,有望优化现有的高冗余度基础设计,从而降低成本,促进中国海上风电行业发展。

1 试验设计

1.1 试验方案

针对海上风电大直径钢管桩,通过大型接触面剪切试验,研究海上动力作用下土与钢结构接触面在不同土性和循环荷载下的受力特性、变形机理和破坏形式等。中国海域地层复杂,广泛分布厚层淤泥质软黏土,将其概化为典型黏性土、砂性土、砂黏互层3种地层单元。风浪荷载采用正弦波模拟概化。以福建莆田南日岛海域的某风电试验桩为原型工况(图1),设计试验方案。

大型接触面剪切试验施加的法向荷载由桩周侧向土压力(静荷载)与风浪荷载(循环荷载)两部分共同组成。试验方案考虑的主要因素包括土性、循环荷载幅值及频率。原型工况海底以下15 m处土体的侧向土压力约为300 kPa,故取300 kPa为各组试验的基准法向压力。作用于海上风机的水平循环荷载可分为风机荷载、作用于风机支撑结构上的风荷载与波浪荷载。风机荷载由原型风机制造厂商提供,换算为均布荷载为6.30 kPa。支撑结构上的风荷载按照用于海上风电机设计的《高耸结构设计标准》(GB 50135—2019)^[24]计算,为1.25 kPa。波浪荷载则根据《港口与航道水文规范》(JTS 145—2015)^[25]推荐的计算方法,运用Morison方程进行计算,换算为水中桩侧面积上的均布荷载,为13.89 kPa。风机荷载、支撑结构上的风荷载与波浪荷载计算结果之和为21.44 kPa。据此将20 kPa作为循环荷载幅值的基准值,设定10、20、30 kPa为循环荷载幅值取值。循环荷载频率方面,根据参考文献[26-27],中国海域的波浪荷载的频率基本处于0.1~0.3 Hz范围内,结合原型工况风机制造商提供的风机单桩基础一阶整机自振频率为0.23 Hz,故试验方案选择0.2 Hz为基准值,考虑高频更危险情况,设定频率取值范围为0.2、0.3、0.4 Hz。试验方案如表1所示。

1.2 试验材料

桩基材料方面,由于所研究的海上风电桩基为大直径钢管桩,选择实际桩基采用的DH36高强度钢材制成光滑钢板,作为桩基接触面。

由于大型接触面剪切试验土样较大,无法取得足够大的接触面剪切所需原状样,因此以现场所取标志层砂性土和黏性土为基础,结合勘察报告和室内物理力学参数基础试验参数为指导,进行重塑制样,并对所制重塑样进行基础物理力学参数复核。

砂性土采用ISO标准砂。ISO标准砂以产自福建厦门的天然石英质海砂为原料,符合《水泥胶砂强度检验方法(ISO法)》(GB/T 17671—2021)^[28]。ISO标准砂属于中砂,颗粒分布满足表2,与原型工况场地中粗砂相似。由于地勘资料信息不完整,根据参考文献[29]提供的标准砂最大干密度与地勘资料提供的湿重度,确定了原状砂性土的物理参数,如表3所示。

重塑黏性土采用上海第④层灰色淤泥质黏土,含云母、有机质,局部夹少量薄层粉性土,其物理指标如表4所示。

1.3 试验仪器

大型桩-土接触面剪切试验采用的仪器为同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室的大型接触面剪切仪,其最大法向压力和切向压力均可达100 kN,如图2所示。大型接触面剪切仪主要由上剪切盒、法向加载板、切向拉拔头构成,上下剪切盒下的内部尺寸均为600 mm×400 mm×100 mm(长×宽×高)。在进行剪切试验时,将钢板置入下剪切盒中,土样置于上剪切盒内,由加载板提供法向压力,上剪切盒固定,拉拔头带动下剪切盒移动,在剪切盒长度(600 mm)方向上完成剪切。

2 试样制备及过程质量控制

大型桩-土接触面剪切试验中,试验用土包括砂性土、黏性土、砂黏互层土3种不同土性。试样物理参数按照原型工况进行设计,并在试验结束后复核试样的物理力学性质,以确保重塑土能充分反映原型工况地基土性。砂性土采用击实法,黏性土采用泥浆固结法制样。全过程严格按照现行《土工试验方法标准》(GB/T 50123—2019)^[30]操作,并进行了严格质量控制,以确保各组试样的均匀性和试验结果的可对比性。

重塑砂性土样无需进行固结,可直接在剪切盒中击实。将标准砂烘干后混合均匀,根据目标干密度与含水率称取所需质量的干砂与水。试验过程中用橡胶锤和平板将土样分五层击实成样,每层20 mm高,控制每层的锤击位置、锤击力相同,在每层击实后,测量土样高度,确保土样体积符合要求。黏性土采用泥浆固结法制样,首先在四周粘贴有塑料排水板的木制模具中,分5层填入黏性土,并分层振捣排出气泡,控制每层土质量与体积相同。将平板置于土样表面,通过放置重物和使用固结仪进行预压,使土样固结,在预定荷载下,当沉降量小于0.1 mm/d时,视为土样已经固结完毕。砂黏互层土样综合前文所述的砂性土与黏性土制样方法进行制备,在剪切方向上按照黏(厚度7.5 cm)-砂(厚度15 cm)-黏(厚度15 cm)-砂(厚度15 cm)-黏(厚度7.5 cm)分为5个区域,在每个区域内分层填土。

2.1 试样含水率复核

为了观察重塑黏性土的固结效果,并确保各重塑土样的固结效果一致,按照《土工试验方法标准》(GB/T 50123—2019)^[30]对重塑黏性土进行了含水率测试。由于取样测量含水率会破坏试样,故在各组大型桩-土接触面剪切试验结束后,于试样中心部位取样进行含水率测试,结果如表5所示。总体上看,各组试样的含水率差距不大,质量控制较好。

2.2 试样抗剪强度指标复核

为了保证重塑土样和原状土之间的抗剪强度一致性,按照《土工试验方法标准》(GB/T 50123—2019)^[30]对重塑土样进行了快剪试验。根据直剪试验得到的重塑土样抗剪强度指标如表6所示,略高于地勘资料提供的原状土抗剪强度指标。这是因为直剪试验使用的环刀样是在大型桩-土接触面剪切试验结束后的土样中取得的,经历过完整的固结、振动、剪切过程,其抗剪强度指标高于原状土属正常现象。因此,认为重塑土的质量控制较好,其试验结果对实际工况具有一定参考性。

3 试验方法及具体实施情况

由于大型桩-土接触面剪切试验所用土样尺寸较大,且存在钢界面,参考《土工试验方法标准》(GB/T 50123—2019)^[30]与《工程岩体试验方法标准》(GB/T 50266—2013)^[31]中的直剪试验有关步骤设计试验。在试样安装完毕后,对试样施加法向荷载。首先控制大型接触面剪切仪的法向加载板向下运动直至接触试样。对于砂性土样,按照500 N/s的速率将法向静荷载施加至预定值。对于黏性和砂黏互层土样,考虑到试样较软,采取分级加载的方式逐级施加法向静荷载。按照500 N/s的加载速率,每一级加载10 kPa,当1 min内法向压缩量不超过0.05 mm时,施加下一级荷载,直至达到预定值。开始记录数据,包括法向荷载、法向位移、切向荷载、切向位移。按照预定幅值与频率施加法向循环荷载5周期,再以1 mm/min的速率进行水平剪切6 mm。重复上述过程,至剪切位移达到30 mm后停止(试样总长度的5%)。

4 试验结果分析

4.1 桩-土接触面典型剪切模式

在法向加载工况下,各组试验的剪切应力-剪切位移曲线形式具有较高一致性,以编号2砂性土,法向压力200 kPa,循环荷载幅值20 kPa,频率0.2 Hz的试样为例进行说明,该组试验结果如图3所示。桩-土接触面剪切应力-剪切位移曲线可分为两个典型阶段。首先是线性阶段,在剪切过程初期,剪切应力随剪切位移线性增长。在剪切应力达到峰值后,线性阶段结束,进入稳定阶段,剪切应力随剪切位移呈现稳定或缓慢增长趋势。定义线性阶段结束时的接触面剪切应力为接触面的峰值强度(以下简称峰值强度),为桩土相对位移较小时,接触面能达到的最大强度。接触面稳定阶段对应的剪切应力为接触面的稳定强度(以下简称稳定强度),代表了在桩土间位移较大时,接触面的抗剪性能充分发挥达到的强度,即接触面强度的发挥依赖于桩土相对位移的累计。在以下的分析中均取剪切位移为20 mm时的剪切应力作为接触面的稳定强度。接触面法向位移则表现为在线性阶段剪胀趋势,稳定阶段剪缩的规律,不过总体的法向变形量很小。

钢-土接触面的剪切应力在达到峰值强度后并未发生下降。这是因为在接触面达到峰值强度后,接触面上不断发生局部性、可恢复的破坏,土颗粒会在接触面剪切的过程中不断重新排列,导致接触面强度维持稳定或略微提升,形成所示的稳定阶段。图3中还给出了水泥土-混凝土接触面的典型结果^[32],其达到峰值强度后,接触面胶结与水泥土的整体性均遭到破坏,剪切应力会产生明显下降。通过对比可发现钢-土接触面间不存在胶结作用,接触面强度完全由不同材料间摩擦决定。

4.2 土性对桩-土接触面剪切特性的影响

在法向压力为300 kPa、循环荷载幅值为20 kPa、频率为0.2 Hz条件下,不同土性试样的剪切应力-剪切位移曲线如图4所示。可见不同土性接触面的强度具有显著差别,表明土性是影响钢-土接触面剪切强度的主要因素。不同土中颗粒成分、粒径与级配的不同主要影响接触面的粗糙度:砂性土颗粒硬度与粒径均高于黏性土,表现为接触面的粗糙度较高,其接触面强度较大。同时,高含水率的黏性土在剪切过程中排水,也会使接触面的粗糙度降低,进一步降低了黏性土的接触面强度。砂黏互层接触面的强度介于砂性土与黏性土之间,更接近砂性土,表明砂性土对接触面强度的影响较大。值得注意的是,无论是砂性土还是黏性土,单一土性在剪切过程中接触面达到峰值强度所需的剪切位移较小,而砂黏互层土样则需要经历较大的剪切位移后,接触面才会达到峰值强度。在砂黏互层土样的剪切过程中,软硬程度不同的两种材料需要经历变形协调过程,才能充分发挥其接触面强度,从而出现峰值强度对应的剪切位移较大的现象。

4.3 法向压力对桩-土接触面剪切特性的影响

试样在不同法向压力,相同循环荷载(幅值20 kPa,频率0.2 Hz)下的大型桩-土接触面剪切试验结果如图5所示,不同土性接触面的峰值强度与稳定强度都随法向压力增长而增长。以接触面强度与法向压力作为横纵坐标轴,绘制散点图并进行线性拟合如图6所示,可见接触面的峰值强度小于接触面稳定强度,接触面稳定强度小于土的抗剪强度,证明桩土间的破坏现象主要受接触面强度的控制,而不是土的抗剪强度。根据拟合结果,可得砂性土-钢接触面的峰值强度对应的内摩擦角为24.32°,稳定强度对应的内摩擦角为27.38°;黏性土-钢接触面的峰值强度对应的内摩擦角为3.89°、黏聚力为5.983 kPa,稳定强度对应的内摩擦角为4.46°、黏聚力为6.911 kPa。随着剪切过程的进行,接触面的强度由峰值强度转为稳定强度,砂性土接触面的内摩擦角增加,黏性土接触面的内摩擦角、黏聚力均逐渐增加。

各组砂性土接触面达到峰值强度对应的剪切位移差别不大,黏性土的峰值强度对应的剪切位移则随峰值强度增加而增加。砂性土颗粒间黏聚力小,在剪切过程中,颗粒能迅速调整至充分发挥接触面强度的状态,因此各组砂性土接触面尽管峰值强度差距很大,但对应的剪切位移差别不大。而黏性土的黏聚力较大,在峰值强度较大时,需要经历更长的颗粒重分布过程以充分发挥接触面强度,对应的剪切位移也会增加,产生峰值强度对应的剪切位移随峰值强度增加而增加的规律。

4.4 循环荷载对桩-土接触面剪切特性的影响

幅值与频率是循环荷载不可分割的两种属性,应综合分析不同循环荷载幅值与频率对桩-土接触面的影响作用。相同法向压力(300 kPa),不同循环荷载的大型桩-土接触面剪切试验结果如图7所示。黏性土中,出现接触面强度随循环荷载幅值增加而减小的明显规律[图7(a)]。黏性土的含水率高于砂性土,在循环荷载作用下,黏性土中孔隙水压力发生增长,但其渗透性很低,导致超孔隙水压力难以消散,减小了有效应力,从而降低了黏性土接触面强度。同时,黏性土在循环荷载作用下的排水量也更高,对接触面产生润滑作用,削弱了钢-土间的摩擦。上述接触面强度的削弱作用均随循环荷载频率增加而增加,导致黏性土接触面强度随循环荷载幅值增加而减小。黏性土在不同循环荷载频率下的接触面强度相差在3%以内[图7(c)],可见不同循环荷载频率对接触面剪切特性的影响小于不同循环荷载幅值的作用。上述结果与文献[33]中筋土界面峰值应力、残余应力随循环荷载频率增加而减小的结论相一致。砂性土中,不同循环荷载幅值与不同循环荷载频率作用下的试样接触面强度差异均在5%以内[图7(b),图7(d)],可见不同循环荷载对砂性土接触面的影响不明显。砂性土含水量小,渗透性强,循环荷载在土体中产生的超孔压几乎瞬间消散,对土体施加的能量也不足以使土颗粒结构发生较为严重的变形,从而对接触面产生足够显著的影响。不同循环荷载下的接触面剪切试验结果表明:循环荷载作用下,桩-土界面强度产生主要受幅值影响的协同弱化效应,其中砂土中的弱化程度显著低于黏性土。

5 结论

通过大型桩-土接触面剪切试验研究了海上风电桩-土接触面在不同循环荷载幅值、频率下的受力机理、变形特性与破坏形式,主要结论如下。

(1)钢-土接触面间不存在胶结作用,循环荷载作用下的剪切过程中,剪切应力随剪切位移增加至峰值并稳定。

(2)土性是影响桩-土接触面强度的重要因素,砂性土接触面强度显著高于黏性土,砂黏互层介于二者之间。组合地层达到峰值强度时的剪切位移大于单一地层,由变形协调所致。

(3)接触面强度随法向压力增加而增加,其内摩擦角与黏聚力均小于土体,即接触面强度小于土体抗剪强度,证明其为影响桩基承载力的决定性因素。

(4)循环荷载幅值与频率对桩-土接触面强度具有协同削弱作用,其主要由幅值决定,且在砂性土中的削弱作用小于黏性土。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

[1]	Zheng C, Xiao Z, Peng Y, et al. Rezoning global offshore wind energy resources[J]. Renewable Energy, 2018, 129: 1-11.

[2]	Wu X, Hu Y, Li Y, et al. Foundations of offshore wind turbines: a review[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2019, 104: 379-393.

[3]	中华人民共和国住房和城乡建设部. 建筑桩基技术规范: JGJ 94—2008[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2008.

[4]	Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China. Technical code for building pile foundations: JGJ 94—2008[S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2008.

[5]	中华人民共和国交通运输部. 港口工程桩基规范: JTS 167—2012[S]. 北京: 人民交通出版社股份有限公司, 2012.

[6]	Ministry of Transport of the People’s Republic of China. Code for Pile Foundation of Harbor Engineering: JTS 167—2012[S]. Beijing: People’s Communications Publishing House Co., Ltd., 2012.

[7]	国家能源局. 海上固定平台规划、设计和建造的推荐作法工作应力设计法: SY/T 10030—2018[S]. 北京: 石油工业出版社, 2018.

[8]	National Energy Administration. Planning, designing, and construction fixed offshore platforms-working stress design: SY/T 10030—2018[S]. Beijing: Petroleum Industry Press, 2018.

[9]	中国水电工程顾问集团公司风电标准化委员会. 风电场机组地基基础设计规定: FD 003—2007[S]. 北京: 中国水利水电出版社, 2007.

[10]	China Hydropower Engineering Consulting Group Corporation Wind Power Standardization Committee. Design regulations on subgrade and foundation for WTGS of wind power station: FD 003—2007[S]. Beijing: China Water Resources and Hydropower Press, 2007.

[11]	中国土木工程学会. 孔压静力触探测试技术规程: T/CCES 1—2017[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2017.

[12]	China Civil Engineering Society. Technical specification for piezocone penetration testing: T/CCES 1—2017[S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2017.

[13]	Potyondy J G. Skin friction between various soils and construction materials[J]. Géotechnique, 1961, 11(4): 339-353.

[14]	胡黎明, 濮家骝. 土与结构物接触面物理力学特性试验研究[J]. 岩土工程学报, 2001(4): 431-435.

[15]	Hu Liming, Pu Jialiu. Experimental study on mechanical characteristics of soil-structure interface[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2001(4): 431-435.

[16]	吴梦喜, 楼志刚. 钙质砂与钢板接触面力学特性试验研究[J]. 岩土力学, 2003(3): 369-371.

[17]	Wu Mengxi, Lou Zhigang. Experimental study on mechanical behavior of calcareous sand-steel interfaces[J]. Rock and Soil Mechanics, 2003(3): 369-371.

[18]	Lings M L, Dietz M S. The peak strength of sand-steel interfaces and the role of dilation[J]. Soils and Foundations, 2005, 45(6): 1-14.

[19]	Mortara G, Mangiola A, Ghionna V N. Cyclic shear stress degradation and post-cyclic behaviour from sand-steel interface direct shear tests[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2007, 44(7): 739-752.

[20]	张晓锋, 袁聚云. 土与钢材料接触面性能的试验研究[J]. 岩土工程技术, 2007(3): 131-133.

[21]	Zhang Xiaofeng, Yuan Juyun. Mechanical properties of interface between soil and steel[J]. Geotechnical Engineering Technique, 2007(3): 131-133.

[22]	杨大方. 土与结构界面模型单剪与直剪试验对比研究[D]. 焦作: 河南理工大学, 2009.

[23]	Yang Dafang. Comparative study of simple shear test and direct shear test on soil-structure interface[D]. Jiaozuo: Henan Polytechnic University, 2009.

[24]	夏红春, 周国庆. 土-结构接触面剪切力学特性及其影响因素试验[J]. 中国矿业大学学报, 2010, 39(6): 831-836.

[25]	Xia Hongchun, Zhou Guoqing. Experimental study of the shear mechanical characteristics at a soil-structure interface and the factors affecting them[J]. Journal of China University of Mining & Technology, 2010, 39(6): 831-836.

[26]	冯大阔, 张建民. 粗粒土与结构接触面静动力学特性的大型单剪试验研究[J]. 岩土工程学报, 2012, 34(7): 1201-1208.

[27]	Feng Dakuo, Zhang Jianmin. Monotonic and cyclic behaviors of coarse-grained soil-structure interface using large-scale simple shear device[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2012, 34(7): 1201-1208.

[28]	冯大阔, 张建民, 侯文峻. 三维加载条件下粗粒土与结构接触面力学特性的试验研究[J]. 地震工程与工程振动, 2010, 30(6): 154-161.

[29]	Feng Dakuo, Zhang Jianmin, Hou Wenjun. Progressive test investigation on 3D behavior of gravel-structure interface[J]. Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2010, 30(6): 154-161.

[30]	梁越, 卢孝志, 王晓龙, 等. 考虑土体密实度的钢-土界面剪切特性研究[J]. 水运工程, 2014(4): 168-172.

[31]	Liang Yue, Lu Xiaozhi, Wang Xiaolong, et al. Research on shearing characteristics of steel-soil interface considering dense degree of soil[J]. Port & Waterway Engineering, 2014(4): 168-172.

[32]	卢孝志. 钢-土接触面本构模型及其在钢护筒嵌岩桩基承载性状研究中的应用[D]. 重庆: 重庆交通大学, 2016.

[33]	Lu Xiaozhi. Constitutive model of steel-soil contact interface and its application in the bearing behavior study of rock-socketed filling pile with steel tube[D]. Chongqing: Chongqing Jiaotong University, 2016.

[34]	闫澍旺, 林澍, 贾沼霖, 等. 海洋土与钢桩界面剪切强度的大型直剪试验研究[J]. 岩土工程学报, 2018, 40(3): 495-501.

[35]	Yan Shuwang, Lin Shu, Jia Zhaolin, et al. Large-scale direct shear tests on shear strength of interface between marine soil and steel piles[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2018, 40(3): 495-501.

[36]	朱俊高, 汪淼, 黄维, 等. 钢-土接触面位移与强度特性直剪试验[J]. 河海大学学报(自然科学版), 2021, 49(3): 265-271.

[37]	Zhu Jungao, Wang Miao, Huang Wei, et al. Experimental study on displacement and strength behavior of interface between soil and steel using direct shear test[J]. Journal of Hohai University (Nature Sciences), 2021, 49(3): 265-271.

[38]	Cerato A, Lutenegger A. Specimen size and scale effects of direct shear box tests of sands[J]. Geotechnical Testing Journal, 2006, 29(6): 100312.

[39]	Wu P K, Matsushima K, Tatsuoka F. Effects of specimen size and some other factors on the strength and deformation of granular soil in direct shear tests[J]. Geotechnical Testing Journal, 2008, 31(1): 100773.

[40]	中华人民共和国住房和城乡建设部. 高耸结构设计标准: GB 50135—2019[S]. 北京: 中国计划出版社, 2019.

[41]	Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China. Standard for design of high-rising structures: GB 50135—2019[S]. Beijing: China Planning Press, 2019.

[42]	中华人民共和国交通运输部. 港口与航道水文规范(2022版): JTS 145—2015[S]. 北京: 人民交通出版社股份有限公司, 2022.

[43]	Ministry of Transport of the People’s Republic of China. Code of hydrology for harbour and waterway (2022 edition): JTS 145—2015[S]. Beijing: China Communications Press Co., Ltd., 2022.

[44]	赵雁飞. 海上风电支撑结构波浪力及基础冲刷的三维数值模拟研究[D]. 天津: 天津大学, 2012.

[45]	Zhao Yanfei. Three-dimensional numerical simulation of wave force on the offshore wind turbine structure and scour around foundation[D]. Tianjin: Tianjin University, 2012.

[46]	韦承勋. 大型跨海斜拉桥风、浪、流联合作用及动力响应分析[D]. 大连: 大连理工大学, 2020.

[47]	Wei Chengxun. Wind, wave and current joint actions and dynamic responses of long span sea-crossing cable-stayed bridges[D]. Dalian: Dalian University of Technology, 2020.

[48]	国家市场监督管理总局, 国家标准化管理委员会. 水泥胶砂强度检验方法(ISO法): GB/T 17671—2021[S]. 北京: 中国标准出版社, 2021.

[49]	State Administration for Market Regulation,Standardization Administration of China. Test method of cement mortar strength (ISO method): GB/T 17671—2021[S]. Beijing: Standard Press of China, 2021.

[50]	任杰. 高压三轴试验下福建标准砂的力学特性[D]. 吉林: 东北电力大学, 2018.

[51]	Ren Jie. The mechanical properties of Fujian standard sand in high pressure triaxial test[D]. Jilin: Northeast Electric Power University, 2018.

[52]	中华人民共和国住房和城乡建设部. 土工试验方法标准: GB/T 50123—2019[S]. 北京: 中国计划出版社, 2019.

[53]	Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China. Standard for geotechnical testing method: GB/T 50123—2019[S]. Beijing: Standard Press of China, 2019.

[54]	中华人民共和国住房和城乡建设部. 工程岩体试验方法标准: GB/T 50266—2013[S]. 北京: 中国计划出版社, 2013.

[55]	Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China. Standard for testing methods of engineering rock mass: GB/T 50266—2013[S]. Beijing: Standard Press of China, 2013.

[56]	任君杰. 劲性复合桩接触面剪切特性及单桩承载力 CPT 预测方法研究[D]. 上海: 同济大学, 2022.

[57]	Ren Junjie. Study on shear characteristics of interfaces of stiffened deep cement mixing pile and CPT based method for prediction of axial bearing capacity of pile[D]. Shanghai: Tongji University, 2022.

[58]	刘飞禹, 朱晨, 王军. 剪切速率和法向加载频率对筋土界面剪切特性的影响[J]. 岩土工程学报, 2021, 43(5): 832-840.

[59]	Liu Feiyu, Zhu Chen, Wang Jun. Influences of shear rate and loading frequency on shear behavior of geogrid-soil interfaces[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2021, 43(5): 832-840.