陸地風電空心錐形基礎水平循環(huán)承載特性研究

摘要：通過開展砂土中等幅值和變幅值循環(huán)加載模型試驗，針對空心錐形基礎累積位移、轉角和水平剛度進行研究。等幅值加載過程中，空心錐形基礎沿加載方向減速移動，最終達到穩(wěn)定狀態(tài)；基礎尺寸和荷載幅值對累積水平位移和轉角影響顯著，當荷載幅值δ，為0.2和0.5時，位移量和傾角隨底板直徑的增大而增大，而當8，為0.8時，位移量和傾角隨底板直徑的增大先減小后增大；當δ，為0.2、0.5和0.8時，水平剛度隨底板直徑的增大分別降低39%、59.7%、43.9%。變幅值加載過程中，空心錐形基礎在幅值逐級增加時沿加載方向加速移動，水平剛度隨基礎底板直徑的增大先增大后減小，在幅值逐級遞減時沿加載方向減速移動，水平剛度隨基礎底板直徑的增大先減小后增大；位移量和傾角在幅值逐級遞增時最大，逐級遞減次之，等幅值加載最小。通過對無量綱化累積轉角擬合，提出等幅值累積轉角計算公式，經驗證，計算公式與模型試驗結果吻合較好。

關鍵詞：陸地風電場；基礎；循環(huán)荷載；等幅值循環(huán)；變幅值循環(huán)；累積位移

中圖分類號：P754文獻標志碼：A

0引言

風電具有清潔、無污染、可大規(guī)模開發(fā)使用等優(yōu)點，是未來能源產業(yè)發(fā)展的重要支柱之一。陸地風電場大多依山區(qū)、丘陵而建，為了降低建設成本，解決山區(qū)渣土運輸困難的問題，鋼筋混凝土空心錐形柔性基礎（簡稱空心錐形基礎）在經過理論驗證后被提出?？招腻F形基礎由頂板、底板、側壁構成，施工過程中，首先沿基坑側壁澆筑鋼筋混凝土，形成底板和側壁；再將渣土回填并壓實、整平；最后在渣土頂部澆筑混凝土頂板?？招腻F形基礎由頂板、底板、側壁和渣土自重承擔上部荷載1，不僅減少了混凝土消耗，而且解決了山區(qū)渣土運輸困難的問題2]。研究發(fā)現：空心錐形基礎累積水平位移較等體積重力式圓形基礎平均減少25%，由此認為空心錐形基礎具有較強的控制位移能力[3-4。風電發(fā)電機服役期間，受水平循環(huán)荷載（由風荷載引起）影響，下部基礎結構產生緩慢傾斜及累積位移，直至傾角和變形量達到一定程度后發(fā)生傾覆破壞，故水平循環(huán)荷載是影響風電發(fā)電機正常運行的關鍵因素。作為一種新型基礎，空心錐形基礎的循環(huán)承載特性需要進行重點研究，相關結果可為空心錐形基礎的工程應用提供重要理論依據。

文獻[5-6]通過模型試驗對砂土中單樁水平循環(huán)承載特性進行了研究，探究了密實度、荷載幅值、偏移量等因素對基礎循環(huán)累積位移的影響，并提出長期循環(huán)荷載下基礎轉角和剛度的預測方法；Kohan等7對樁靴基礎開展了循環(huán)加載模型試驗，研究發(fā)現樁靴在變幅值循環(huán)荷載作用下產生了更大的累積位移；文獻[8-9]采用模型試驗和數值模擬結合的方法研究了吸力基礎的循環(huán)承載特性，得到等幅值與變幅值循環(huán)荷載下基礎累積位移及滯回曲線，研究發(fā)現加載順序對基礎循環(huán)承載特性產生了重要影響，且滯回曲線在變幅值循環(huán)荷載下更加飽滿；丁紅巖等[10在砂土中開展雙向循環(huán)加載模型試驗，研究了分倉板對寬淺式桶形基礎的影響，得到了水平剛度與循環(huán)次數之間的關系；文獻[11-12]在砂土中開展了吸力基礎模型試驗，研究了長期循環(huán)荷載對累積轉角的影響，結果表明當荷載幅值比低于0.6時，轉角隨循環(huán)次數的增加而增大，但增長速率減小并最終趨于穩(wěn)定；張景睿等13通過模型試驗對裙式吸力基礎的循環(huán)承載特性進行了研究，并基于Miner法則提出變幅值循環(huán)荷載下累積轉角計算公式；李珊珊14]在砂土中開展了空心錐形基礎循環(huán)加載模型試驗，得到不同荷載幅值、偏移量、循環(huán)次數、加載頻率下基礎的轉角和變形量，并與等質量圓形基礎進行了對比。但現有研究未能考慮基礎尺寸對循環(huán)荷載的影響，尚未得出空心錐形基礎最優(yōu)尺寸，且已有研究均為等幅值循環(huán)加載，實際環(huán)境中風荷載可能以變幅值循環(huán)荷載的形式施加于基礎，故需對變幅值循環(huán)荷載作用下空心錐形基礎循環(huán)承載特性進行研究。

本文基于自主研發(fā)的試驗加載系統(tǒng)，開展砂土中等幅值和變幅值單向循環(huán)加載模型試驗，研究空心錐形基礎累積水平位移、轉角及水平剛度的變化規(guī)律，并通過對比分析得出最優(yōu)基礎尺寸，提出適用于空心錐形基礎的累積轉角計算模型。

1模型試驗簡介

1.1模型箱與空心錐形基礎

模型箱采用高強度鋼板焊接而成，尺寸為1 m×1.5 m（直徑×高）。由文獻[15]可知，試驗過程中，模型箱可消除邊界效應并對基礎提供各向均勻的土抗力。如圖1所示，空心錐形基礎原型通過3 MW風電發(fā)電機使用的重力式圓形基礎等比尺換算得到。原型按照1：60的比例縮小為基礎模型，如圖2所示，空心錐形基礎模型由鋼材制作而成，具體尺寸見0、0.17、0.28，質量分別為4.49、4.69、4.9 kg，原型與模型體積比為λ3（λ為縮尺因數），質量比滿足γλ3（γ為基礎重度），因此二者具有較好的相似性[161。

1.2試驗加載系統(tǒng)及測量裝置

試驗加載系統(tǒng)由電腦、控制箱、液壓泵站、水平伺服作動器4部分組成。水平伺服作動器通過位移或力控制方式開展單調和循環(huán)加載模型試驗。試驗加載系統(tǒng)最大荷載為1000 N，最大位移為400 mm。

測量裝置由拉壓傳感器、位移傳感器（LVDT）和激光位移計組成，其中拉壓傳感器和LVDT放置于水平伺服作動器前端，用于測量基礎的水平荷載和位移。為了得到基礎的豎向位移，將激光位移計（豎向傳感器1、豎向傳感器2）沿豎向分別固定于基礎前、后側，二者至中心線距離均為10 cm，試驗加載系統(tǒng)及測量裝置分布如圖3、圖4所示。

1.3試驗用砂

試驗用砂的重度γ=16 kN/m3、內摩擦角φ=34°、砂土最大孔隙比em=1.102、最小孔隙比e=0.663、相對密實度D.=0.52。顆粒級配曲線如圖5所示，砂土的不均勻系數C？=6.17，曲率系數C。=1.63，可分類為級配良好的粗砂。將砂土均勻分層撒入，層厚為0.2 m，待每層回填完成后采用夯實錘擊實，每個區(qū)域連續(xù)夯擊20次。重復上述過程，直至砂土地基填筑完成。根據文獻[17]所述，砂土夯實后能夠滿足回填土壓實系數λ。的設計要求。

1.4試驗方案

試驗前松動模型箱內的砂土，埋入空心錐形基礎；然后，采用夯實錘擊實地基，將加載高度調節(jié)至頂板上部20 cm處，再將水平伺服作動器與空心錐形基礎連接；最后，將拉壓傳感器、LVDT和激光位移計安裝于指定位置，至此模型試驗準備就緒。根據試驗方案依次開展水平單調加載、等幅值和變幅值循環(huán)加載模型試驗。

1.4.1水平單調加載

采用位移控制方式對空心錐形基礎施加水平單調荷載，加載速率為0.01 m/s，直至達到極限狀態(tài)，此時基礎發(fā)生失穩(wěn)破壞18]。如圖6所示，錐形基礎A、B、C的水平極限承載力分別為43、50、59 N。

1.4.2等幅值循環(huán)加載

循環(huán)荷載采用正弦加載形式，荷載幅值與偏移量通過Leblanc等[5提出的方法確定，如式（1）、式（2）所示。為了模擬實際陸地風荷載，等幅值循環(huán)加載試驗取8。=0，δ，=0.2、0.5、0.8，加載頻率為0.2 HZ，每組施加1200次循環(huán)荷載[19]，具體試驗方案與循環(huán)荷載波形如表2和圖7所示。

式中：δ。——荷載偏移量；δ，——荷載幅值；Hmx和H——循環(huán)荷載最大和最小值，N;H——空心錐形基礎水平極限承載力，N。

1.4.3變幅值循環(huán)加載

變幅值循環(huán)荷載選取逐級遞增（T4）與逐級遞減（T5）兩種典型加載方式。如表3所示，每組試驗分為3個階段，依次施加循環(huán)荷載比為δ、δ2、δ？的等幅值循環(huán)荷載，加載頻率為0.2 Hz。

2空心錐形基礎等幅值循環(huán)加載試驗結果分析

2.1荷載幅值對累積水平位移及轉角的影響

研究發(fā)現，無量綱化小比尺模型試驗結果能夠推廣至實際工程，故將累積位移進行無量綱化處理[20-21]，表示為s/D，其中s為加載點處水平位移量，D為頂面直徑。如圖8所示，循環(huán)初期，累積水平位移迅速增大，且位移量與δ，呈正相關，隨著循環(huán)次數的增加，累積水平位移增長速率逐漸減小，最終趨于穩(wěn)定。原因是，砂土在循環(huán)剪切過程中逐漸密實，基礎前側土體塑性應變隨之減弱，累積水平位移達到穩(wěn)定[22];當δ，=0.2、0.5和0.8時，錐形基礎A分別在200、320、850次循環(huán)后達到穩(wěn)定，位移量分別約占總位移的98.4%、94.7%、89.3%。選取錐形基礎A的滯回曲線進行研究。如圖8a所示，循環(huán)荷載作用下，滯回曲線減速向加載方向移動，隨著荷載幅值δ，的增大，滯回曲線面積逐漸擴大，且形狀更加飽滿，相比于δ，=0.2，δ，=0.8時位移量s/D增加0.023，其原因在于：隨著δ，的增大，基礎前側產生更大的塑性變形，從而使基礎位移量增大。

如表4所示，累積水平位移受基礎尺寸影響顯著，當δ，=0.2和0.5時，累積水平位移隨D？ID的增加而增大，位移量最小值（錐形基礎A）為0.001，分別較錐形基礎B、C降低53.1%和128%;而δ，=0.8時，累積水平位移隨底板直徑D？的增大先減小后增大，位移量最小值（錐形基礎B）為0.020。由此認為，當底部與頂板直徑比D？/D=0時，空心錐形基礎對中、低幅值循環(huán)荷載（δ，=0.2、0.5）控制能力較強；而高幅值（δ，=0.8）循環(huán)荷載作用下，D？ID=0.17為最優(yōu)基礎尺寸。

圖9為空心錐形基礎轉動示意圖。試驗過程中，基礎受循環(huán)荷載作用發(fā)生轉動，累積轉角為：

式中：v？、v？——基礎前后側豎向位移，m;h——豎向位移計1和2的距離，m;θ——累計水平轉角，（°）。

如圖10所示，循環(huán)加載過程中，累積轉角呈現兩階段變化，即循環(huán)初期（0～400次加載），轉角迅速增大；隨著循環(huán)次數的增加（400～1200次加載），增長速率逐漸減小，最終趨于穩(wěn)定；累積轉角隨δ，的增大而增大，隨底部與頂板直徑比（D？/D）的增大先增大后減小，故D？ID=0.17為最優(yōu)基礎尺寸。由規(guī)范可知，高聳建筑（高度為50～100 m）的最大轉角不得超過0.3°，研究發(fā)現：當δ，=0.8時，錐形基礎A、C分別在320和450次循環(huán)后發(fā)生破壞。

2.2累積轉角計算公式

將累積轉角進行無量綱化處理，循環(huán)次數采用對數函數表示[23]。如圖11所示，無量綱化累積轉角與循環(huán)次數呈線性關系，轉角受δ，影響較小，但與D？/D呈正相關；基于二者函數曲線，提出空心錐形基礎無量綱化累積轉角計算公式，如式（4）～式（6）所示。對比分析可知，擬合公式與模型試驗結果較為一致。

式中：a、b——與基礎尺寸（D？ID）相關的擬合參數，具體數值如表5所示；0——8，（δ，=0.2、0.5、0.8）作用下N，次循環(huán)累積轉角，（°）;0?！?，（8b=0.2、0.5、0.8）作用下第10次循環(huán)累積轉角，（）。

2.3荷載幅值對基礎循環(huán)剛度的影響

基礎循環(huán)剛度是反映土體力學響應的關鍵，故需通過模型試驗進行重點研究?？招腻F形基礎水平循環(huán)剛度[10為：

式中：ky，——N，次循環(huán)后基礎水平剛度，取1×10？N/m;H、H——最大、最小水平循環(huán)荷載，N;yn_、yN——第N.次循環(huán)過程中的最大、最小位移量，m。

如圖12所示，隨著循環(huán)次數的增加，空心錐形基礎水平剛度緩慢減小，即循環(huán)加載導致基礎剛度逐漸退化；循環(huán)剛度受基礎尺寸與荷載幅值影響顯著，當D？ID=0時，循環(huán)剛度隨δ，的增大先增大后減小，而D？ID=0.283時，基礎剛度隨δ的增大而減??；循環(huán)加載結束后，錐形基礎C循環(huán)剛度較錐形基礎A降低47.5%。由此認為，砂土在錐形基礎C作用下具有更好的致密性。

3變幅值循環(huán)加載試驗結果分析

3.1加載順序對累積水平位移及轉角的影響

將0～400、400～800、800～1200次加載定義為循環(huán)初期、中期和后期。如圖13所示，循環(huán)初期，幅值逐級遞減時（T5）基礎累積水平位移達到峰值，等幅值循環(huán)（T2）次之，幅值逐級遞增時（T4）最小；循環(huán)中期和后期，幅值逐級遞增時累積水平位移迅速增大，等幅值循環(huán)加載趨于穩(wěn)定，幅值逐級遞減時位移逐漸減小，這與吸力錨變幅值循環(huán)加載試驗結論一致8]。其原因在于：循環(huán)加載過程中，土體受基礎作用發(fā)生彈性及塑性變形，當幅值逐級遞增時，砂土塑性區(qū)范圍隨δ，的增大而擴大，塑性變形亦同時增大，累積水平位移迅速增大；幅值逐級遞減時，砂土彈性變形隨δ，的減小緩慢恢復，位移量逐漸減小。

選取循環(huán)初期（8～10次循環(huán)）、中期（408～410次循環(huán)）、后期（408～410次循環(huán)）的滯回曲線進行研究，如圖13a所示，加載順序對基礎運動軌跡具有顯著影響，當幅值逐級遞增時，滯回曲線沿加載方向加速移動，位移量迅速增加；幅值逐級遞減時，滯回曲線向加載方向減速移動，位移量隨循環(huán)次數的增加先增大后減小。如表6所示，變幅值加載結束后，幅值逐級遞增時空心錐形基礎位移量最大，逐級遞減次之，等幅值循環(huán)加載最小，由此認為，變幅值循環(huán)加載對累積水平位移產生更大的影響。幅值逐級遞增時，錐形基礎A、B、C位移量分別為0.059、0.019、0.030，D？/D=0.17為最優(yōu)基礎尺寸；幅值逐級遞減時，錐形基礎A、B、C位移量分別為0.009、0.016、0.025，D？ID=0為最優(yōu)基礎尺寸。

如圖14所示，變幅值加載過程中累積轉角呈3個階段變化。幅值逐級遞增時，累積轉角在循環(huán)初期變化較小，空心錐形基礎無明顯轉動，循環(huán)中期和后期，累積轉角迅速增大，且增長率隨8，的增大而增大，循環(huán)加載結束后，錐形基礎A、B、C分別轉動1.4°、0.36°、0.44°;幅值逐級遞減時，累積轉角在循環(huán)初期迅速達到峰值，循環(huán)中期和后期，隨著荷載幅值δ，的減小，累積轉角逐漸減小，循環(huán)加載結束后，錐形基礎A、B、C分別轉動0.16°、0.21°、0.26°。由此認為，底板可有效控制空心錐形基礎轉動，防止基礎發(fā)生傾覆破壞。

3.2加載順序對基礎循環(huán)剛度的影響

如圖15所示，變幅值加載過程中，基礎循環(huán)剛度隨δ，的變化發(fā)生突變，當幅值逐級遞增時循環(huán)剛度呈階梯型增長，后隨循環(huán)次數的增加逐漸退化，幅值逐級遞減時循環(huán)剛度呈階梯型下降，后隨循環(huán)次數的增加逐漸增強；基礎剛度受D？ID影響顯著，幅值逐級遞增時循環(huán)剛度隨D？/D的增加先增大后減小，最大值出現于D？ID=0.17，幅值逐級遞減時循環(huán)剛度隨D？ID的增加先減小后增大，最大值出現于D？/D=0.28，此時砂土受循環(huán)荷載作用變得更加密實。

4結論

本文采用自主研發(fā)試驗加載系統(tǒng)開展空心錐形基礎等幅值與變幅值單向循環(huán)加載試驗，得到主要結論如下：

1）等幅值加載過程中，空心錐形基礎沿加載方向減速移動，最終趨于穩(wěn)定狀態(tài)；當δ，=0.2和0.5時，位移量和傾角隨底板直徑（D？ID=0～0.28）的增加而增大，故D？ID=0為最優(yōu)基礎尺寸，而δ，=0.8時，隨著底板直徑的增加，位移量和傾角先減小后增大，D？ID=0.17為最優(yōu)基礎尺寸；當δ，=0.2、0.5和0.8時，基礎循環(huán)剛度隨D？ID的增加分別降低39%、59.7%、43.9%。

2）變幅值加載過程中，隨著幅值的逐級遞增，累積水平位移和轉角向加載方向加速移動，而幅值逐級遞減時呈現相反運動趨勢；相比于幅值逐級遞減，錐形基礎A、B、C在幅值逐級遞增時位移量分別為0.059、0.019、0.030，增幅比例分別為562%、15%、20%，傾角分別為1.4°、0.36°、0.44°，增幅比例分別為775%、71.4%、69.2%;幅值逐級遞增時，隨著基礎底板直徑的增大，空心錐形基礎水平剛度先增大后減小，而幅值逐級遞減時水平剛度隨基礎底板直徑的增大先減小后增大。

3）基于無量綱化累積轉角與循環(huán)次數關系曲線，提出等幅值循環(huán)荷載作用下空心錐形基礎累積轉角計算公式。

[參考文獻]

[1]李大勇，翟漢波，張雨坤，等.鋼筋混凝土空心錐體山區(qū)風電柔性基礎及其施工方法：CN104372806B[P].2015-12-09.

LI D Y，ZHAI H B，ZHANG Y K，etal.Mountainareareinforced concrete hollow-cone flexible wind powerfoundation and construction method thereof：CN104372806B[P].2015-12-09.

[2]李珊珊，李大勇.廢舊輪胎橡膠顆粒與黏土混合土的剪切特性[J].長江科學院院報，2017，34（7）：99-105.

LI S S，LI D Y.Shearing properties of composite soilmixing clay with rubber particle of scrap tire[J].Journal ofYangtze River Scientific Research Institute，2017，34（7）：99-105.

[3]LIDY，LISS，ZHANG YK.Cone-shaped hollow flexiblereinforced concrete foundation（CHFRF）-Innovative formountain wind turbines[J].Soils and foundations，2019，59（5）：1172-1181.

[4]LI S S，ZHANG Y K，LI D Y，etal.Capacity of cone-shaped hollow flexible reinforced concrete foundation（CHFRF）in sand under horizontal loading[J].Advancesin materials science and engineering，2020（2）：1-14.

[5]LEBLANC C，HOULSBYGT，BYRNE BW.Responseofstiff piles in sand to long-term cyclic lateral loading [J].Géotechnique，2010，60（2）：79-90.

[6]ROSQUOET F，THOREL L，GARNIER J，etal.Lateralcyclic loading of sand-installed piles [J].Soils andfoundations，2007，47（5）：821-832.

[7]KOHAN O，BIENEN B，GAUDIN C，etal.The effect ofwater jetting on spudcan extraction from deep embedmentin soft clay[J].Ocean engineering，2015，97：90-99.

[8]程星磊，王建華，王哲學.軟黏土中吸力錨循環(huán)失穩(wěn)過程的模型試驗[J].巖土力學，2018，39（9）：3285-3293.

CHENG XL，WANGJH，WANGZX.Modelexperimenton cyclic instability process of suction anchors in soft clays[J].Rock and soil mechanics，2018，39（9）：3285-3293.

[9]馮凌云，李大勇.砂土中裙式吸力基礎水平循環(huán)承載特性的影響因素分析[J].工程科學與技術，2018，50（6）：156-164.

FENG LY，LI D Y.Analysis of influence factors on cyclicbearing behaviors of skirted suction caissons[J].Advancedengineering sciences，2018，50（6）：156-164.

[10]丁紅巖，王旭月，張浦陽，等.砂土中寬淺式復合筒型基礎剛度退化試驗研究[J].太陽能學報，2020，41（3）：34-44.

DING H Y，WANG X Y，ZHANG P Y，etal.Experimental study on stiffness degradation of wide-shallow bucket foundation in sand[J].Acta energiaesolaris sinica，2020，41（3）：34-44.

[11]羅侖博，王媛，黃景琦，等.海洋循環(huán)荷載對吸力桶基礎水平承載力的影響研究[J].太陽能學報，2021，42（3）：142-147.

LUO LB，WANG Y，HUANG JQ，etal.Study on effectsof cyclic loading on lateral capacity of suction bucketfoundations[J].Acta energiaesolaris sinica，2021，42（3）：142-147.

[12]朱斌，應盼盼，邢月龍.軟土中吸力式桶形基礎傾覆承載性能離心模型試驗[J].巖土力學，2015，36（S1）：247-252.

ZHU B，YING PP，XING Y L.Centrifuge model test onsuction caisson foundation in soft clay subjected to lateralloads[J].Rock and soil mechanics，2015，36（S1）：247-252.

[13]李大勇，張景睿，張雨坤，等.飽和砂土中裙式吸力基礎水平循環(huán)特性和累積轉角變化規(guī)律[J].巖土力學，2021，42（3）：611-619.

LI D Y，ZHANG J R，ZHANG Y K，etal.Bearingbehavior and accumulated rotation of modified suctioncaisson（MSC）in saturated sand under cyclic loading[J].Rock and soil mechanics，2021，42（3）：611-619.

[14]李珊珊.山區(qū)風電鋼筋混凝土空心錐形柔性基礎承載特性[D].青島：山東科技大學，2018.

LI S S.Bearing behavior of cone-shaped hollow flexiblereinforced concrete foundation for mountain wind turbines[D].Qingdao：Shandong University of Science andTechnology，2018.

[15]LI S S，ZHANG Y K，LI D Y，etal.Lateralbearingcapacity of cone-shaped hollow foundation by using limitequilibrium method [J].International journal of physicalmodelling in geotechnics，2022，22（3）：157-168.

[16]張琦，彭志科，寇雨豐，等.海洋工程試驗的浮式風力發(fā)電機模型設計[J].實驗室研究與探索，2019，38（6）：9-12，17.

ZHANGQ，PENG ZK，KOU YF，etal.Model design offloating offshore wind turbine and application in oceanengineering tests[J].Research and exploration inlaboratory，2019，38（6）：9-12，17.

[17]張玉，李大勇，梁昊，等.風電空心錐形基礎水平承載特性及土壓力分布規(guī)律模型試驗研究[J].巖土力學，2021，42（5）：1404-1412.

ZHANG Y，LI D Y，LIANG H，etal.Model tests onhorizontal bearing capacity and earth pressure distributionof hollow cone-shaped foundation under horizontalmonotonic loading[J].Rock and soil mechanics，2021，42（5）：1404-1412.

[18]LI DY，FENG LY，ZHANG Y K.Model tests of modifiedsuction caissons in marine sand under monotonic lateralcombined loading[J].Applied ocean research，2014，48：137-147.

[19]ZHU B，BYRNE B W，HOULSBY G T.Long-term lateralcyclic response of suction caisson foundations in sand[J].Journal of geotechnical and geoenvironmental engineering，2013，139（1）：73-83.

[20]KELLY R B，HOULSBY G T，BYRNE B W.Acomparison of field and laboratory tests of caissonfoundations in sand and clay[J].Geotechnique，2006，56（9）：617-626.

[21]ZHANG Y K，LI D Y，GAO Y F.Earth pressures onmodified suction caisson in saturated sand undermonotonic lateral loading [J].Journal of renewable andsustainable energy，2016，8（5）：053312.

[22]張宏博.長期往復荷載作用下無粘性材料累積變形研究[D].上海：同濟大學，2006.

ZHANG H B.Long term cumulative deformation ofcohesionless material induced by repeated loading[D].Shanghai：Tongji University，2006.

[23]BAI Y，LI D Y，ZHANG Y K.Accumulated rotation of amodified suction caisson and soil deformation induced bycyclic loading[J].China ocean engineering，2020，34（3）：441-449.

LATERAL BEARING BEHAVIORS OF HOLLOW CONE-SHAPEDFOUNDATION FOR ONSHORE WIND FARMS

Liang Hao，WuYuqi，LiDayong

（College of Pipeline and Civil Engineering，China University of Petroleum（East China），Qingdao 266580，China）

Abstract：The hollow cone-shaped foundation is a novel onshore wind turbine foundation，which has higher cyclic lateral bearingcapacity than the traditional circular gravity-based foundation.A series of lateral cyclic loading tests are carried out to investigate thecyclic bearing behaviors of the hollow cone-shaped foundation with different base plate diameters.The constant-amplitude cyclic loadingtests show that the aumulated displacement gradually increases along the loading direction as the number of cyclesloadingincreases，andfinall reaches a stable state.The accumulated displacement and rotation angle increase with the increasing the base plate diameterwhen the load amplitude δ？=0.2 and 0.5，but firstly increases and then decreases when the load amplitude δ，=0.8.For the eyclicamplitude δ，=0.2，0.5，and 0.8，the cyelicstifiess of the hollow cone-shaped foundation decreases by 39%，59.7%，and 43.9%withthe increasing of the base plate diameter，respectively.Thevarable-amplitude cyclic loading tests show that the accumulateddisplacement sharply increases along the loading direction，and the cyclic stiffness first increases and then decreases as the loadamplitudeincreases.On the contrary，there is an opposite variation trend as the load amplitude decreases.The formula of calculating therotation angle of the hollow cone-shaped foundation under constant amplitude cyclic loads is proposed，and the results by using thisformula agree well with the model test.

Keywords：onshore wind farms;foundations;cyclicloads;constant-amplitude cyclic loading;variable-amplitude cyclic loading;cumulative displacement