陳 玉，孔綱強，2，孟永東，王樂華，劉紅程

1）三峽大學(xué)三峽庫區(qū)地質(zhì)災(zāi)害教育部重點實驗室，湖北宜昌443002；2）河海大學(xué)巖土力學(xué)與堤壩工程教育部重點實驗室，江蘇南京210098

淺層地溫能作為一種豐富、清潔、可靠的可再生能源，可緩解當前化石燃料過度消耗的危機［1-2］.能量樁將換熱管直接埋設(shè)于樁基礎(chǔ)中，可有效獲取淺層地溫能，達到為建筑物供暖制冷的目的［3］.較傳統(tǒng)的鉆孔埋管而言，能量樁因其可以節(jié)省鉆孔費用、更好地傳熱及減少地下空間［4-5］，逐步應(yīng)用于路面和橋梁的除冰融雪［6-7］.能量樁運行期間，在承擔(dān)上部荷載的同時，還要與周圍土體交換熱量，相應(yīng)的熱力學(xué)性能會發(fā)生改變，而不同的運行模式對能量樁的換熱性能的影響也不同［8-10］.對應(yīng)于居民及學(xué)校建筑，每天可能運行能量樁僅一段時間，產(chǎn)生了能量樁的間歇循環(huán)運行模式［11］.

針對間歇循環(huán)模式下的能量樁熱力學(xué)響應(yīng)特性，相關(guān)學(xué)者開展了系列研究.任連偉等［12-13］進行了夏季工況及冬季工況下微型鋼管樁群樁的熱力響應(yīng)現(xiàn)場試驗，能量樁系統(tǒng)的開停時間比分別為1∶1、1∶2及1∶3，可知樁身溫度附加應(yīng)力隨間歇時間的延長而減小，樁基性能系數(shù)（coefficient of performance，COP）隨間歇時間延長而增大.FAIZAL等［11］分別開展了16 h加熱-8 h自冷恢復(fù)、8 h加熱-16 h自冷恢復(fù)及24 h持續(xù)加熱等3種不同工況下能量樁的熱力響應(yīng)特性試驗，發(fā)現(xiàn)較低運行時間導(dǎo)致樁和地面的熱負荷較低，對樁周土體的溫度和濕度的影響也相對較小，對應(yīng)的換熱效率值相對更大.LI等［14］實測了能量樁在16 h制冷-8 h自然恢復(fù)及24 h持續(xù)制冷過程下的熱力響應(yīng)規(guī)律，發(fā)現(xiàn)間歇循環(huán)運行模式下樁身每延米的換熱效率高于持續(xù)運行模式，而樁身及承臺約束應(yīng)力則低于持續(xù)運行模式.王成龍等［15-17］基于室內(nèi)模型試驗方法，研究了模型樁在加熱-恢復(fù)-制冷-恢復(fù)的溫度循環(huán)作用下的承載特性和傳熱特性，測得樁頂沉降隨循環(huán)次數(shù)的增加不斷累積.有關(guān)學(xué)者基于數(shù)值模擬方法，證明了間歇循環(huán)模式下能有效緩解樁周土體的熱堆積，較持續(xù)運行模式換熱效率值相對更大［18-19］.

綜上可知，現(xiàn)有研究主要集中于能量樁在間歇循環(huán)運行模式及持續(xù)運行模式下的能量樁樁體本身的換熱效率、應(yīng)力和變形特性，對承臺及鄰近結(jié)構(gòu)的響應(yīng)特性與機理研究尚不清楚，尤其是有埋深條件下含承臺樁基礎(chǔ)的熱力響應(yīng)機制.因此，本研究基于含承臺能量樁基礎(chǔ)，開展3.0 m埋深條件下，16 h加熱-8 h自冷恢復(fù)的間歇循環(huán)加熱（IH-16）及24 h持續(xù)加熱（CH-24）模式下能量樁的現(xiàn)場試驗，實測能量樁及承臺的熱力響應(yīng)，并探討埋深條件的影響規(guī)律，以期為含承臺能量樁基礎(chǔ)的設(shè)計及運行提供參考依據(jù).

1 現(xiàn)場試驗概況

1.1 依托工程背景

試驗現(xiàn)場位于湖北省宜昌市三峽大學(xué)水科學(xué)與工程樓.水科學(xué)與工程樓包括主樓、副樓及架空層，主樓地上15層、地下1層；副樓地上5層、地下1層；架空層為地上3層.研究對象為低承臺2×2能量樁基礎(chǔ)，承臺尺寸為5.2 m×5.2 m×1.2 m(長×寬×高)，基礎(chǔ)埋深3.0 m.建筑樁基為鉆孔灌注樁，將換熱管綁扎在鋼筋籠上，并一起澆筑于樁基內(nèi)部形成能量樁.能量樁樁長18.0 m，樁頂以下0～4.5 m內(nèi)樁徑為1.0 m，4.5～18.0 m內(nèi)樁徑為0.8 m，布置平面圖如圖1（a），樁體及承臺混凝土等級均為C40.

1.2 儀器布設(shè)

選取低承臺-能量樁基礎(chǔ)中的C樁開展系列試驗，換熱管為單U型、外徑25 mm、壁厚2 mm的PE管.換熱管及傳感器均綁扎在鋼筋籠上，隨之一起下放入樁體并澆筑混凝土.在樁身中對稱布置5組軸向傳感器，分別距樁頂2、8、11、14及17 m.同時，在承臺中布設(shè)兩層水平傳感器，底層傳感器距底15 cm，頂層傳感器距頂25 cm，布設(shè)位置分別位于C樁、承臺中心和C樁對角樁處（圖1）.傳感器選用JTM-V5000B型振弦式應(yīng)變計/溫度計.土體的初始溫度，記錄得到的樁周土體四季溫度沿樁身方向的變化曲線如圖2.由于受地表大氣的影響，樁身上部土體隨著季節(jié)的不同表現(xiàn)出一定的溫度差異，而隨著樁深的增加，土層溫度的變化逐漸趨向于穩(wěn)定：在樁深11.0～17.0 m處，樁周土體溫度約為21.0℃.

圖1 承臺-能量樁基礎(chǔ)儀器布設(shè)圖（單位：m）Fig.1 Graph of sensor layout of the energy pile-raft foundation（unit：m）

圖2 樁周土體基本物理性質(zhì)及其溫度季節(jié)性變化Fig.2 Physical and mechanical properties of layered soils and seasonal variation of soil temperature around pile

1.3 樁周土性參數(shù)

現(xiàn)場土層為回填土，以黏土質(zhì)砂和砂巖層為主.樁基嵌入砂巖層約0.5 m，以作為樁基的持力層.地下水位為地表以下4.0 m，樁基范圍內(nèi)無地下水滲流.不同樁深處土體的物理性質(zhì)表現(xiàn)出一定的差異，具體的物理力學(xué)參數(shù)如表1.基于KD2-Pro熱導(dǎo)率儀，測得樁深度范圍內(nèi)的土層平均熱導(dǎo)率約為1.70 W/（m·K）.

表1 樁周土體物理性質(zhì)Table 1 Physical and mechanical parameters of soil around pile

每組試驗之前，向能量樁通入常溫水進行循環(huán)流動，在檢測系統(tǒng)運行穩(wěn)定性的同時，可獲得樁周

1.4 試驗方案與工況設(shè)計

水科學(xué)與工程樓正常作息時間為07∶00～23∶00，共計16 h.為了模擬大樓正常工作期間能量樁夏季運行模式，并實測其相關(guān)熱力學(xué)響應(yīng)規(guī)律，試驗于每日17∶20開啟2.5 kW的加熱器，并于次日09∶20關(guān)閉，對保溫水箱加熱16 h；經(jīng)8 h自冷恢復(fù)后，于次日17∶20再次開啟加熱，至此完成1次間歇循環(huán)加熱過程.試驗時間自2020-12-15至2020-12-31，共計完成16次間歇循環(huán)加熱（CH-16）.同時，于2020-11-17日至2020-12-03，開展累計16 d連續(xù)24 h的持續(xù)加熱過程作為對比試驗組（CH-24）.兩組試驗均通過自吸水泵以恒定的流量0.5 m3/h將水流導(dǎo)C樁內(nèi)，將熱量釋放到樁周土體，經(jīng)樁體降溫后再次回到保溫水箱中進行循環(huán)流動.實時監(jiān)測試驗過程中的進/出口水溫、能量樁及承臺的熱力響應(yīng)特性.

2 能量樁熱力響應(yīng)特性

2.1 換熱效率變化規(guī)律

間歇循環(huán)加熱及持續(xù)加熱情況下進/出口水溫及試驗期間的環(huán)境溫度繪成曲線如圖3.由于試驗期間大氣溫度的改變及儀器設(shè)備的保溫措施等因素的影響，實測數(shù)據(jù)存在著輕微的波動.對于兩組不同的試驗，試驗期間的環(huán)境溫度存在著一定的差異，試驗IH-16和CH-24加熱期間環(huán)境溫度均值分別為12.6℃和13.9℃.試驗初期，兩組試驗的進/出水口水溫在2.5 kW加熱器的作用下，都出現(xiàn)了快速上升的過程；隨著加熱過程的進行，水體循環(huán)流動在與樁周土體進行換熱后，試驗CH-24進/出口水溫的溫差動態(tài)穩(wěn)定于9.1℃左右.對于試驗IH-16，在加熱器停止加熱進行自冷的8 h期間，進/出口水溫出現(xiàn)了對應(yīng)的下降，至第2次循環(huán)開始，試驗曲線仍未出現(xiàn)穩(wěn)定階段，全過程的試驗循環(huán)曲線呈現(xiàn)出系列波動的“鋸齒狀”.表明間歇循環(huán)加熱模式到達穩(wěn)定的時間要長于持續(xù)加熱過程，這一現(xiàn)象與JALALUDDIN等［8，13，15］的試驗結(jié)果一致.

圖3 進/出口水溫、環(huán)境溫度及能量樁換熱效率Fig.3 Inlet/outlet water and ambient temperatures and heat transfer efficiency of energy piles

能量樁的換熱效率計算如式（1）［20］所示：

其中，Δt為能量樁換熱液進/出水口溫度差；v為換熱液的流量，對于試驗IH-16及CH-24，均取0.5 m3/h；ρ為換熱液的質(zhì)量密度，取1.0×103kg/m3；c為換熱液的比熱容，取4.2×103J/（kg·℃）.

由于現(xiàn)場實測環(huán)境的干擾，換熱效率也出現(xiàn)了一定的波動（圖3）.試驗CH-24和IH-16穩(wěn)定階段的換熱效率約分別為5.32 kW和5.38 kW，對應(yīng)的自冷過程結(jié)束后的換熱效率值均約為1.76 kW，在每次循環(huán)過程的起止點，均未出現(xiàn)較大的波動.低承臺-能量樁基礎(chǔ)上覆3 m的回填土，具有一定的持熱能力，減少了能量損失，保證了樁-土間較為穩(wěn)定的換熱能力.

2.2 樁身溫度及熱力響應(yīng)特性

2.2.1 樁身溫度變化規(guī)律

在加熱16 d后，兩組試驗對應(yīng)的樁身溫度均出現(xiàn)了一定的提高，但各部位的溫度升幅卻并不均勻，其中樁身中部的溫度升幅最大、樁底最小，整體溫度升幅沿樁深方向呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢（圖4）.其中，Δt為溫度變化幅度.兩組試驗過程均處于冬季，近地表層土體溫度較低，因此相較于真實的夏季運行模式，樁頂處的溫度升幅偏大.樁端位于砂巖層，更快的熱量耗散速度導(dǎo)致了最小的溫度升幅.對于樁身中部，樁周土體的含水率高于其他部位，且不易受上層土體溫度的影響，進而出現(xiàn)了相較于樁身其他部位較高的溫度升幅.

圖4 樁身溫度沿樁深方向變化規(guī)律曲線Fig.4 The distribution of the temperature change along pile depth

樁身溫度的改變量一定程度上是進/出口水流在樁內(nèi)循環(huán)流動產(chǎn)生的結(jié)果，對于CH-24試驗，由于加熱過程的持續(xù)進行，其進/出口水溫的平均值要高于IH-16試驗，因此樁身溫度升幅也相對較高.在加熱16 d后，CH-24試驗在樁身中部出現(xiàn)的溫度升幅為11.5℃，較IH-16試驗樁身中部同一部位的最大溫度升幅6.2℃提升了85%.而對于IH-16試驗，每次循環(huán)過程中加熱結(jié)束后的溫度升幅較自冷結(jié)束后在試驗前期于樁身各部位都未出現(xiàn)差異，而在試驗后期，在樁身中部出現(xiàn)了一定的溫度下降趨勢，但較進/出口水溫的溫度變化趨勢而言并不明顯.

選取樁身中部溫度升幅最大的11 m深度處，將進/出口水溫關(guān)于樁身溫度改變量的關(guān)系曲線繪于圖5.其中，tˉ為進/出口水溫平均值.對于IH-16試驗，在試驗前期，進/出口水溫平均值對樁身溫度改變量的影響較大，而隨著循環(huán)次數(shù)的增多，樁身各部分的溫度升幅趨勢減小，進/出口水溫平均值的影響也減弱.而對于11 m深度處的CH-24試驗，在試驗較為穩(wěn)定的后期，進/出口水溫的平均值關(guān)于溫度升幅出現(xiàn)了明顯的正比例關(guān)系，二者間的擬合曲線也出現(xiàn)了0.91的正相關(guān)性.

圖5 11 m深度處進/出口水溫平均值較樁身溫度改變量關(guān)系曲線Fig.5 The average temperature of inlet/outlet versus temperature change of pile at 11 m depth

2.2.2 樁身熱致應(yīng)力變化規(guī)律

假定樁身在受熱工況下的軸向約束壓應(yīng)力為負值，計算公式［20］為

其中，E為混凝土的彈性模量，樁體混凝土強度等級為C40，根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》（GB 50010—2010）［21］取值為32.5 GPa；εObs為實際觀測的應(yīng)變值；εFree為無約束條件下的自由應(yīng)變值，在未改變樁頂荷載等試驗條件下，其計算公式［20］為

其中，α為混凝土的熱膨脹系數(shù)，取1×10-5℃-1.

兩組試驗在加熱16 d后對應(yīng)的約束應(yīng)力沿樁深方向的變化規(guī)律都同自由應(yīng)變沿樁深方向的變化規(guī)律一致.考慮到自由應(yīng)變與樁深的溫度升幅Δt相關(guān)，而試驗CH-24的樁身溫度升幅均大于對應(yīng)的IH-16試驗，故相應(yīng)的自由應(yīng)變、實測應(yīng)變及約束應(yīng)力值，均顯示CH-24試驗的對應(yīng)值偏大（圖6）.

圖6 樁身豎向應(yīng)變、約束應(yīng)力分布規(guī)律Fig.6 The distribution of vertical strain and constraint stress along pile depth

樁身中部的溫度升幅最大，其對應(yīng)的約束應(yīng)力值最大.CH-24試驗在樁身11 m處（約0.61 L）的最大約束應(yīng)力值為-3.01 MPa，較相同深度處IH-16的最大約束應(yīng)力值-1.68 MPa提升了79%.對應(yīng)于這兩組試驗，在樁頂處，其約束主要來源于低承臺結(jié)構(gòu)及上覆的3.0 m回填土荷載；在樁身中部，樁側(cè)摩阻力進一步對樁身的膨脹變形進行約束；在樁底，其處于巖土層，受到的熱干擾影響較小，相應(yīng)的約束應(yīng)力也較樁身其余部位要小.

IH-16試驗的約束應(yīng)力關(guān)于循環(huán)次數(shù)的變化規(guī)律曲線如圖7.由圖7可知，對于IH-16試驗，樁身的約束應(yīng)力隨著循環(huán)次數(shù)的增加呈現(xiàn)緩慢增長的趨勢.在樁深中部的8、11及14 m處，每次循環(huán)的自冷階段的約束應(yīng)力較加熱過程結(jié)束后的約束應(yīng)力，仍然呈現(xiàn)緩慢增長的趨勢；而在樁頂及樁端處，自冷階段的約束應(yīng)力較加熱過程結(jié)束后的約束應(yīng)力有一定的下降，整個循環(huán)過程出現(xiàn)了一定的波動，曲線線型呈現(xiàn)出鋸齒狀.進一步體現(xiàn)出在樁身中部，其受到的約束應(yīng)力更多的來源于樁側(cè)摩阻力的約束，由于樁身中部樁周土體的溫度較為穩(wěn)定，故在自冷階段其受到進/出口水溫均值改變帶來的熱干擾影響較小.而在樁頂和樁底，分別對應(yīng)于樁身上部的低承臺結(jié)構(gòu)和上覆的3 m回填土荷載，及作為砂巖層的持力層的約束，均小于自冷階段，進/出口水溫均值下降之后，自由應(yīng)變值出現(xiàn)回落而減小的約束作用，進而導(dǎo)致在樁頂和樁底受到的約束應(yīng)力由于進/出口水溫的變化而出現(xiàn)往復(fù).

圖7 約束應(yīng)力與循環(huán)次數(shù)變化規(guī)律曲線Fig.7 Constraint stress versus the number of cycles

《樁基地?zé)崮芾眉夹g(shù)標準》（JGJ/T 438—2018）［22］給出了單根能量樁熱致應(yīng)力的簡化計算公式：

其中，σa為樁身約束應(yīng)力.

由式（4）可知，若由于溫度升幅產(chǎn)生的熱膨脹變形被完全約束，則擬合直線的斜率存在著上限，對應(yīng)于本研究試驗條件下的擬合直線斜率的上限值為0.325.擬合直線的斜率體現(xiàn)約束能力的強弱，斜率更大對應(yīng)的約束更強.樁身約束應(yīng)力與溫度升幅關(guān)系曲線請掃描論文頁末右下角二維碼查看圖S1.對應(yīng)于試驗IH-16及CH-24，樁身中部8 m處受到的約束作用最大，分別為完全約束的88.4%及88.1%.對應(yīng)于同樣的試驗樁，當試驗場地未回填完成，C樁上部荷載為低承臺結(jié)構(gòu)及約440 kN的塔吊荷載時，在相同工況下進行CH-24試驗，方金城等［23］測得在樁身中部11 m處受到最大的約束作用，約為完全約束作用的83.4%，與本試驗結(jié)果較為接近.

2.3 熱致樁側(cè)摩阻力響應(yīng)規(guī)律

樁側(cè)熱致摩阻力［24］為

其中，fj是j測點處樁側(cè)摩阻力，正號表示樁側(cè)摩阻力方向向上；D是樁直徑；σt，j是j測點處的軸向約束應(yīng)力；Δl是j和j-1測點的高度差.

兩組試驗對應(yīng)的熱致樁側(cè)摩阻力及中性點位置如圖8.由圖8可知，中性點以上受負摩阻力作用，CH-24試驗最的大負摩阻力為-33.07 kPa，較IH-16試驗的最大負摩阻力-16.89 kPa增加了95.79%；中性點以下受正摩阻力作用，CH-24試驗最大正摩阻力75.75 kPa，比IH-16試驗的最大正摩阻力37.82 kPa增加了100.30%.

圖8 樁側(cè)摩阻力沿樁深方向分布規(guī)律Fig.8 Distribution of pile shaft friction along pile depth

CH-24及IH-16試驗條件下的中性點位置均出現(xiàn)在樁身底部14 m處（圖9）.對應(yīng)于同一試驗現(xiàn)場，F(xiàn)ANG等［25］實測中性點位置出現(xiàn)在樁身中部11 m處，在進行試驗時，試驗現(xiàn)場未回填完畢，承臺結(jié)構(gòu)裸露于大氣環(huán)境中，上部有440 kN的塔吊荷載，受大氣環(huán)境干擾較大；而本試驗過程中，建筑物已投入正常使用，承臺上覆3.0 m的回填土，有一定的持熱能力，約束應(yīng)力較FANG等［25］試驗時要大.受熱條件下樁體均發(fā)生膨脹變形，相同試驗條件下本研究樁體上部向上膨脹位移受到更大的限制，使得中性點位置向下移動，樁端阻力作用強于樁側(cè)摩阻力.

圖9 熱致軸向位移沿樁深方向分布規(guī)律Fig.9 Distribution of thermally induced axial displacement along pile depth

2.4 樁頂位移

樁頂?shù)臒嶂孪鄬ξ灰疲?4］δ為

其中，δt，j-1為j測點處的位移；εt，j是j測點處的實測應(yīng)變.樁頂沉降時對應(yīng)的樁頂位移為正值.

計算得到的樁頂熱致軸向位移如圖9.以中性點位置為相對位移零點，分別向樁身兩端發(fā)展.對應(yīng)于兩組試驗，樁頂處最大軸向位移隨著加熱過程不斷增大：在加熱初期，由于樁身溫度較低，在2.5 kW加熱器的持續(xù)作用下，樁頂位移相應(yīng)增長速率較快；而隨著樁身溫度逐步趨向于穩(wěn)定，這種增長趨勢也變緩.CH-24試驗及IH-16試驗在加熱16 d后，分別產(chǎn)生了0.38 mm及0.19 mm的樁頂位移.方金城等［23］實測并計算得到在試驗現(xiàn)場還未回填時，樁頂出現(xiàn)了0.6 mm的樁頂位移.這是由于本試驗時C樁單U型換熱管在相同的加熱功率及相同的試驗周期下，較方金城等［23］試驗過程中采用雙U型換熱管，產(chǎn)生的樁身溫度升幅要小，出現(xiàn)了更小的樁頂位移；而且本研究試驗條件下，承臺上覆3.0 m的回填土荷載進一步限制了樁體受熱產(chǎn)生的熱膨脹變形.

3 承臺及鄰近結(jié)構(gòu)響應(yīng)特性分析

3.1 樁周土體溫度響應(yīng)規(guī)律

在夏季運行模式下，能量樁在樁身溫度上升的同時，也會向周圍土體釋放溫度，使得一定范圍內(nèi)樁周土體的溫度也會出現(xiàn)升幅.借助于C樁周圍測溫孔中埋設(shè)的溫度傳感器，取3 m深度處的水平地溫作為研究對象，分別統(tǒng)計樁身、距樁身0.5 m處的測溫孔1及距樁身1 m處的測溫孔2顯示的溫度升幅，用趨勢線將其連接并延伸至溫度升幅為0處，作為能量樁傳熱范圍的閾值（圖10）.

圖10 C樁運行后，3 m深度處水平地溫分布Fig.10 Distribution on horizontal temperature of soil at 3 m depth after heating pile C

由于IH-16試驗對應(yīng)的溫度升幅較小，在用趨勢線連接并延伸后，對數(shù)據(jù)有一定的放大處理作用，其對應(yīng)的熱擾動范圍較真實情況有一定的擴大.綜合考慮這種效應(yīng)，當能量樁運行16 d后，CH-24及IH-16試驗對應(yīng)的樁身溫度升幅分別為8.9℃和4.7℃，熱擾動范圍約1.7 m（2.13倍樁徑）.方金城等［23］在相同試驗現(xiàn)場，相同試驗條件下，對雙U型埋管的單根能量樁進行CH-24試驗，樁身溫度上升14.2℃，較本試驗增加了60%；熱擾動范圍約2 m（2.5倍樁徑），較本試驗范圍擴大了17%.CHEN等［26］實測發(fā)現(xiàn)，在對能量樁進行60 h的加熱后，對樁周土體的熱影響范圍距樁中心0.5 m，約2.5倍樁徑.CHEN等［26］試驗是對3U串聯(lián)型埋管的能量樁進行加熱，樁身溫度升幅較本試驗及方金城等［23］試驗工況要高；同時，樁周土體的溫度響應(yīng)也與土體的基本物理性質(zhì)有關(guān)，CHEN等［26］對應(yīng)的樁周土體為粉砂黏土，含水率（水的體積分數(shù)）要高于本試驗現(xiàn)場所對應(yīng)的樁周土體，因而有更好的傳熱性.

3.2 承臺熱響應(yīng)熱性

能量樁在運行過程中，也會對鄰近的結(jié)構(gòu)產(chǎn)生一定的熱力學(xué)影響.非運行樁A樁作為C樁的對角樁，距C樁中心距離為3.82 m，大于C樁的熱擾動范圍（1.7 m），因此在C樁運行時間較短時，A樁不會產(chǎn)生明顯的熱力學(xué)響應(yīng).

IH-16加熱模式下，C樁對應(yīng)的承臺部位底層和頂層的溫度升幅及約束應(yīng)力與循環(huán)次數(shù)的關(guān)系曲線如圖11.由圖11可知，底層和頂層的溫度升幅隨著加熱或者自冷的模式，而出現(xiàn)了一定的往復(fù)，曲線出現(xiàn)了一定的波動，說明承臺的溫度響應(yīng)與樁身中循環(huán)流動的換熱液的溫度相關(guān)；而約束應(yīng)力則一直呈現(xiàn)緩慢增長的趨勢，未出現(xiàn)明顯的“鋸齒狀”波動，這是由于承臺中溫度升幅相對較小，產(chǎn)生的約束作用小于上覆3.0 m的回填土荷載的約束，仍以上部埋深條件的約束為主.

圖11 運行樁對應(yīng)的承臺部位在間歇循環(huán)加熱條件下溫度升幅及約束應(yīng)力與循環(huán)次數(shù)變化規(guī)律曲線Fig.11 Distribution of temperature change and constraint stress of cap corresponding to operating pile C versus cycles under IH-16 mode

承臺底部較承臺頂部更靠近加熱后的能量樁，產(chǎn)生的溫度升幅也更大；CH-24試驗過程中樁身的溫度升幅要高于IH-16對應(yīng)的工況，相應(yīng)的承臺溫度提升也要更大，承臺溫度及應(yīng)力變化請掃描論文頁末右下角二維碼查看.C樁對應(yīng)的承臺部位在CH-24及IH-16試驗工況下，溫度分別上升了7.80℃和3.65℃；承臺中心部位在CH-24及IH-16試驗對應(yīng)的溫升分別為1.9℃和0.1℃.非運行樁A樁對應(yīng)的承臺部位產(chǎn)生的溫度升幅相對較小，CH-24試驗工況下，溫度提升了1.0℃.而對于IH-16試驗，由于前期以A樁作為運行樁進行過同類型的夏季工況模擬試驗，承臺部位產(chǎn)生了一定的熱聚集，在本文試驗條件下，A樁作為非運行樁，試驗期間內(nèi)對應(yīng)的承臺溫度較之前階段出現(xiàn)了一定的下降，約2℃.

CH-24試驗在C樁對應(yīng)的承臺部位約束應(yīng)力約為0.96 MPa，而在承臺中部及非運行樁A樁對應(yīng)的承臺部位約束應(yīng)力分別為0.20 MPa和0.09 MPa，說明承臺兩側(cè)出現(xiàn)了細微的差異變形.這一現(xiàn)象在IH-16試驗中更加明顯：C樁對應(yīng)的承臺部位和承臺中心部位出現(xiàn)的約束應(yīng)力為壓應(yīng)力，分別是0.44 MPa和0.08 MPa，而在A樁對應(yīng)的承臺部位，約束應(yīng)力為拉應(yīng)力，約1.75 MPa，約為C40混凝土抗拉強度值的73%.因此，在低承臺能量樁基礎(chǔ)設(shè)計時，要注意能量樁的運行對整個基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的影響，考慮可能出現(xiàn)的承臺差異變形及過大的約束應(yīng)力，盡可能避免結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞.

4結(jié)論

基于埋深條件下的低承臺能量樁基礎(chǔ)，開展了加熱16 h-自冷8 h的間歇循環(huán)加熱（IH-16）和持續(xù)加熱24 h（CH-24）兩組試驗工況下單根能量樁的換熱效率，及其運行導(dǎo)致的承臺與鄰近結(jié)構(gòu)的熱力響應(yīng)特性現(xiàn)場試驗，可知：

1）CH-24與IH-16試驗穩(wěn)定階段的換熱效率約分別為5.32 kW和5.38 kW；對于IH-16試驗，每次循環(huán)過程的起止點，對應(yīng)的換熱效率未出現(xiàn)較大的波動，體現(xiàn)了上覆3.0 m回填土一定的持熱能力.

2）CH-24與IH-16試驗熱致應(yīng)力最大值均出現(xiàn)在樁身中部，CH-24試驗最大約束應(yīng)力為-3.01 MPa，較IH-16試驗最大約束應(yīng)力-1.68 MPa提升了79%.IH-16試驗的樁身中部約束應(yīng)力隨循環(huán)次數(shù)緩慢增加，樁頂和樁端由于自冷過程出現(xiàn)了一定的波動.

3）CH-24及IH-16試驗工況下能量樁樁側(cè)摩阻力的中性點均出現(xiàn)在樁身底部，約0.78倍樁長處；樁頂位移分別為0.38 mm及0.19 mm.

4）CH-24及IH-16試驗對應(yīng)的樁身溫度升幅分別為8.9℃和4.7℃，熱擾動范圍約1.7 m（2.13倍樁徑）.

5）CH-24及IH-16試驗對應(yīng)的承臺溫度升幅最大值分別為7.8℃和3.6℃，最大熱致應(yīng)力分別為0.96 MPa和0.44 MPa.IH-16加熱模式，承臺約束應(yīng)力隨循環(huán)次數(shù)緩慢增加，溫度升幅出現(xiàn)一定波動，體現(xiàn)出上覆回填土較溫度改變更大的約束作用.該模式對應(yīng)的非對角樁對應(yīng)的承臺部位出現(xiàn)了約1.75 MPa的附加拉應(yīng)力，約為C40混凝土抗拉強度值的73%，在設(shè)計和運行低承臺能量樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)時應(yīng)予以考慮.