不同樁體溫度下能量管樁承載力特性模型試驗研究

田 軍，劉俊平，劉大鵬，季偉偉

(1.銀西鐵路有限公司，寧夏 吳忠 751100；2.河海大學 巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室，江蘇 南京 210098)

隨著能源問題和環(huán)境污染問題的重要性日益增加，節(jié)能減排問題成為了人們現(xiàn)在需要面對的重要課題。地源熱泵技術作為一種節(jié)能、環(huán)保、高效的新型技術，近年來得到了快速發(fā)展。然而占用地下空間較大以及鉆孔費用相對較高等問題，在一定程度上限制了其大量推廣應用。樁基在路堤、房建等建筑物中作為承載基礎大量使用[1-2]。能量樁技術就是將傳熱管埋設在原有建筑結構物中，形成開發(fā)淺層地熱能的技術。劉漢龍等[3]研發(fā)的現(xiàn)澆大直徑管樁(即PCC樁)，在我國浙江東南沿海區(qū)域得到了較大的運用。PCC樁具有較大的直徑內腔，因此劉漢龍等[4-5]將能量樁技術運用到PCC樁基礎上，利用PCC樁與土體大面積的接觸，獲得了較大的熱能交換。

研究人員進行了大量關于其力學特性的研究，得出以下成果：Laloui等[6]將現(xiàn)場試驗與數(shù)值模擬的結果進行對比分析，其得出溫度影響造成的樁體熱應力較大。趙明華等[7-8]和鄭俊杰等[9]對樁體接觸面上，樁體或土體膨脹帶來的承載力特性影響進行了分析，為能量樁的熱應力引起的側摩阻力變化提供了理論支持。桂樹強等[10]針對某區(qū)域能量樁的現(xiàn)場試驗進行分析，開展熱力耦合特性的研究。McCartney等[11]采用離心機試驗得出能量樁溫度升高45℃時，其將使側摩阻力升高40%。對熱交換樁的承載力特性進行了研究，然而還不足以對能源樁的安全性提出規(guī)范性的指導。Bourne-webb基于現(xiàn)場試驗的數(shù)據(jù)進行理論性分析，假設樁體受到熱線膨脹作用的作用，在自由膨脹和約束條件下分布線性的理論模型，并結合現(xiàn)場的實測數(shù)據(jù)，驗證了理論的真實可靠性，但是試驗并沒有對樁-土的復合地基的承載力特性進行相應的分析[12-14]。Li等[15]和Hueckel等[16]從線性熱源的熱傳導方法出發(fā)，假設能量樁的熱傳導為持續(xù)的無限熱源在復雜的圓柱體媒介中進行傳播，用解析解的方法對能量樁的能量的傳導性質及其造成的溫度場等進行了分析。

綜上可知，現(xiàn)有的研究大多集中在其傳熱效率和機理方面的，對循環(huán)溫度下，能量樁的承載特性研究相對較少。

因此，本文擬展開能量管樁在飽和砂土中，冷-熱循環(huán)條件下對周圍環(huán)境溫度場的影響研究分析，并對在冷熱循環(huán)溫度場作用下的荷載承載力特性及荷載傳遞特性進行分析。

1 室內模型試驗概況

1.1 模型試驗設計與參數(shù)選擇

本文模型試驗采用混凝土結構建造一個內邊的尺寸為1 200 cm×75 cm×75 cm(高×長×寬)的模型槽，總共有4個模型槽，統(tǒng)一采用防水土工布作為防水措施, 具體的試驗槽如圖1所示。

試驗模型樁采用空心的鋁管樁，樁長和樁徑分別為1 000 mm和50 mm(長徑比為16)，有效樁長為800 mm，所采用鋁樁的彈性模量為70 GPa，熱膨脹系數(shù)及熱傳導率分別為23×10-6/℃和237 W/(m·k)，樁體依靠導熱管循環(huán)導熱液體進行溫度場的施加，內部采用管徑15 mm的熱循環(huán)導管，能量樁系統(tǒng)的導熱循環(huán)系統(tǒng)以及能量管樁的橫截面示意圖如圖2所示。

圖1 模型試驗實物圖

圖2 溫度場循環(huán)系統(tǒng)及能量樁橫截面示意圖(單位:mm)

土體為南京地區(qū)砂土，室內土工試驗測得物理力學參數(shù)見表1，砂土顆粒級配圖見圖3。

表1 土樣參數(shù)表

試驗時，每級填入56.5 kg的試驗所用砂土，每級控制標高為6 cm，共計分20級均勻填筑，均勻壓密以保證土體密實度均勻，填筑完成后將槽內砂土加水飽和。

圖3 砂土顆粒級配圖

1.2 模型試驗過程與測量

1.2.1 溫度荷載和結構荷載

試驗分為四組進行，5℃、15℃(常溫)、35℃、50℃四種工況，35℃和50℃兩種加熱工況下，循環(huán)溫度荷載采用功率為125 W的全自動型冷-熱水自吸泵來對能量樁進行溫度加載(夏季模式，熱量從室內傳遞至巖土層中)；5℃降溫工況，循環(huán)溫度荷載的施加采用在水浴箱中放置大量碎冰塊來控制(冬季模式，熱量從巖土層傳遞至室內)；其最大流量控制為15 L/min，最大吸程控制為9 m。通過泵將傳熱管內的導熱液體以固定的流速傳入樁身傳熱管內，導熱液體攜帶熱量進入樁身后，溫度冷卻后重新流回加熱水槽中，在加熱5 h～6 h后，能量樁的樁體溫度從15℃上升到了約35℃(循環(huán)導熱液體的溫度為50℃)。

通過樁身溫度傳感器及進出口溫度計測量所需的溫度，樁身溫度計分布如圖4所示，溫度的讀數(shù)儀器采用的是江蘇海巖制造的X05型多功能頻率儀。

采用砝碼堆載的方式進行外部荷載施加，分15級加載，每次加載單塊砝碼100 N，共計1 500 N。

1.2.2 傳感器布設

樁端測力采用土壓力盒進行讀取，外徑為50 mm，樁頂位移采用百分表，且加載板共放置兩個百分表，采用取中值的方式減小測量誤差。樁身上布置對稱的等間距應變片，應變片及溫度傳感器的讀數(shù)如圖4所示。

1.2.3 試驗終止條件

正常進行試驗時，當樁體和土體的溫度連續(xù)兩次測量后差值小于10%后，試驗即可終止，即可認為循環(huán)加載進入穩(wěn)定狀態(tài)。

圖4 應變計、溫度傳感器、壓力計安裝示意圖(單位：mm)

2 模型試驗結果與分析

2.1 樁身溫度變化規(guī)律分析

35℃和5℃進行熱、冷循環(huán)前后的溫度沿樁身的變化規(guī)律結果如圖5所示。由圖5可知，熱循環(huán)(夏季循環(huán))時，進水口溫度為50℃，待循環(huán)進入穩(wěn)定階段， 在樁頂溫度達到34.5℃后，溫度不再上升，樁底溫度穩(wěn)定在19.8℃，可以發(fā)現(xiàn)樁身溫度沿深度不斷降低，說明越靠近樁底熱交換越難。

圖5 樁身在常溫及循環(huán)穩(wěn)定時的軸向溫度分布圖

在冷循環(huán)(冬季循環(huán))時，進水口溫度為5℃，待循環(huán)進入穩(wěn)定狀態(tài)，樁身溫度不再變化時，樁頂溫度達到9.2℃，溫度沿著樁深遞增，樁底溫度達到12.5℃。同理于熱循環(huán)，樁頂進水口處循環(huán)液體溫度最低，隨著熱循環(huán)的進行，沿樁深增加循環(huán)液體溫度逐漸升高，樁體穩(wěn)定時樁身溫度逐漸升高，樁頂以下20 cm位于砂土層之上，樁身與空氣接觸，熱交換更易進行，故樁頂溫度并不顯著高于樁頂下20 cm。

在冷熱循環(huán)中，發(fā)現(xiàn)能量樁樁身溫度并不能均勻地分布，樁頂溫度遠高于裝底部，且不均勻，因此需要充分考慮到樁身的不均勻溫度變化。

2.2 樁頂位移變化規(guī)律分析

圖6給出了不同循環(huán)溫度作用下，樁頂荷載-位移的關系曲線。

由圖6可以看出，在相同的荷載作用下，溫度升高將使樁頂位移逐漸變小，樁的承載力也將不斷提高。

圖6 不同溫度場作用下的樁頂荷載位移曲線

通過對砂土的直剪試驗，可以看出溫度場變化時，砂土的抗剪強度基本不變，因此可以忽略其影響。可以得出樁體承載力的提高是由于能量柱樁身溫度提高后，樁土接觸面的側摩阻力在提高。

通常，樁身極限側摩阻力[17]可以由下式得出：

(1)

(2)

(3)

Δa=a0αΔT

(4)

假設溫度場作用下，樁土接觸面達到屈服臨界點，可以由計算公式[17]得到，如式(5)所示：

(5)

式中:a0為樁徑;b為計算模型邊界距樁軸心距離，本文為模型槽短邊的一半。

(6)

圖7給出了試驗中常溫(T=15℃)和熱循環(huán)(T=50℃)的歸一化Q-S曲線與McCartney等[11]的試驗結果進行比較，從圖中可以得出本文溫度場作用下樁體承載力的變化趨勢與McCartney的結果一致，在加載初期， 樁身極限側摩阻力的提高會導致樁的承載力的提高，當極限側摩阻力達到極大之后，結構荷載將有部分樁端阻力承擔，樁體的承載力將不會顯著提高，Q-S曲線可近似認為平行。本文溫度場對承載力作用相比較McCartney的小的原因是文中樁體溫度達到的實際最大值是34.5℃小于McCartney的溫度變化。

圖7 樁頂荷載位移曲線和McCartney的結果比較

2.3 樁身應力應變變化規(guī)律分析

根據(jù)Laloui等假定，樁體均勻應變εT在樁端無約束時，εT=αΔT(ΔT為溫度場變化值)，若樁兩端部沿樁軸向被完全約束εT,那么樁身長度不會發(fā)生變化，一個均勻分布的軸向力將會作用于樁體P=εTAE(其中A是樁體的橫截面面積，E是樁體的剛度)。當樁置于均質土中時，樁受溫度場的影響，樁土界面的豎向有效應力將在一定程度上影響樁的熱膨脹和收縮，導致樁的軸向應變小于完全自由膨脹和收縮的軸向應變。

從Laloui等簡化模型出發(fā)，分析本文樁體在實際情況中的應力應變曲線。常溫15℃時和35℃時的樁身軸向應變圖如圖8所示；當作用有溫度場后，樁身在溫度荷載和上部荷載共同作用下產(chǎn)生的軸向應變比僅作用有上部荷載時的應變值大，表明隨著溫度的升高，樁體的軸向應變逐漸變大，樁身應力有一個明顯的提高，從圖8中可以看出作用有溫度荷載時產(chǎn)生的軸向應變最大值為668.5 με，僅有上部荷載作用時產(chǎn)生的軸向應變最大值為260 με，溫度場引起的軸向應變值近乎上部荷載產(chǎn)生的軸向應變的2倍。因而，在作用有溫度荷載的時候，會引起一個顯著的軸向熱應力，其大小要比上部荷載產(chǎn)生的應力值大很多，使得樁體本身的安全性受到威脅，在樁體設計時需要充分考慮熱應力的影響，以防止樁體本身在熱應力和上部荷載產(chǎn)生的應力共同作用下產(chǎn)生破壞，從而威脅到基礎以及上部結構的安全性。

圖8(a)中同時描述了Laloui等和Bourne-webb等的試驗的現(xiàn)場試驗樁身軸向應變圖，Laloui等現(xiàn)場試驗中，樁頂上部作用有已經(jīng)完工的建筑結構，其上端部可認為受到較完全的剛性約束作用，有效的約束了樁頂?shù)奈灰疲鴺兜撞糠殖袚谝粋€堅硬高強度的巖石層上，同樣有效的約束了樁底的位移，因此可以將該樁體看做完全的剛性約束，因而其樁身應力應變沿樁深呈線性增加，其最大的軸向荷載大于上部荷載的兩倍，其在樁端部的荷載增加值較大。圖8(a)同樣給出了Bourne-webb等的試驗結果，樁頂施加的荷載并不是完全剛性的結構，樁底也并沒有作用在堅硬的巖石層上，其端部的位移都沒有受到完全的約束，因而溫度場作用下產(chǎn)生的軸向應力應變的增加值沿樁深方向并不是線性的，其最大軸向荷載比上部荷載大70%左右，且樁底部的應力應變增加值并不明顯。

圖8 樁身軸向應變圖

本文模型試驗中，上部荷載施加采用堆載，樁底部置于標準南京砂土層上，端部受到的約束都較小，其約束情況可以看做柔性約束，和Bourne-webb等的試驗相近。由圖8(a)可知，樁身軸向應變并不是沿著樁身線性增加，且樁底的軸向應變增加不明顯，這和Bourne-webb等的試驗結果基本一致。對比三組試驗結果，樁體端部的約束會極大影響溫度荷載產(chǎn)生的力和應變。樁身應力在端部為剛性約束時會產(chǎn)生線性的變化。圖8(b)給出了模型試驗中能量管樁在冷循環(huán)時，受溫度荷載和上部荷載共同作用時的軸向應變圖(Laloui等和Bourne-webb等的試驗中并未分析冷循環(huán)效果，故未給出其應變圖)。在能量樁冬季溫度荷載下，樁身上半部分受到的應力和應變與原應力、應變方向一致，因此樁的上部應變是大于僅受上部荷載時的樁身應變大。這和本文基本假定相一致；此外，還可以看出樁體軸向應力、應變的值比常溫時小，這也驗證了圖6中5℃時的樁體承載力比常溫時要低的部分原因：樁身發(fā)生了徑向收縮，引起了樁-土接觸面的有效應力減小，導致了樁身極限側摩阻力減小。

3 結 論

本文通過飽和砂土中能量管樁的靜載模型試驗，可以得出了如下幾點結論：

(1) 本文試驗條件下，在溫度循環(huán)溫度場作用下，由于熱脹冷縮的原理，樁身受熱膨脹后，會增加樁身極限側摩阻力，進而樁的承載力也會增加，其增加最大值約為54%，而樁端阻力值隨溫度的變化并不明顯，上部荷載增加值超過極限側摩阻力后，樁的承載力提升并不明顯；在冷循環(huán)溫度場作用下，樁體受冷徑向收縮，能量樁的極限側摩阻力降低，其降低最大值約為16%，樁端阻力值在整體基樁荷載分擔中的比值有所增加。樁體溫度每升高1℃，能量管樁樁基極限承載力近似提高1.5%。

(2) 溫度場對能量樁樁身應力應變的作用大小受樁端約束條件影響較大，在兩端受剛性約束時，樁身應力應變沿樁深呈線性增加，其在樁端部的荷載增加值較大；而兩端受柔性約束時，樁身軸向的熱應力應變并不呈線性變化，且在端部變化值較小；本文試驗結果和條件與柔性約束時的變化情況相一致。

(3) 在冷循環(huán)時，溫度場引起的應力應變在樁體上半部分和下半部分分別與樁端壓力引起的應力應變方向相反。土體溫度場對樁身應力影響較大，需要考慮溫度熱應力的影響。