间歇与持续加热下含承台能量桩基础现场试验

陈 玉，孔纲强，2，孟永东，王乐华，刘红程

1）三峡大学三峡库区地质灾害教育部重点实验室，湖北宜昌443002；2）河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室，江苏南京210098

浅层地温能作为一种丰富、清洁、可靠的可再生能源，可缓解当前化石燃料过度消耗的危机［1-2］.能量桩将换热管直接埋设于桩基础中，可有效获取浅层地温能，达到为建筑物供暖制冷的目的［3］.较传统的钻孔埋管而言，能量桩因其可以节省钻孔费用、更好地传热及减少地下空间［4-5］，逐步应用于路面和桥梁的除冰融雪［6-7］.能量桩运行期间，在承担上部荷载的同时，还要与周围土体交换热量，相应的热力学性能会发生改变，而不同的运行模式对能量桩的换热性能的影响也不同［8-10］.对应于居民及学校建筑，每天可能运行能量桩仅一段时间，产生了能量桩的间歇循环运行模式［11］.

针对间歇循环模式下的能量桩热力学响应特性，相关学者开展了系列研究.任连伟等［12-13］进行了夏季工况及冬季工况下微型钢管桩群桩的热力响应现场试验，能量桩系统的开停时间比分别为1∶1、1∶2及1∶3，可知桩身温度附加应力随间歇时间的延长而减小，桩基性能系数（coefficient of performance，COP）随间歇时间延长而增大.FAIZAL等［11］分别开展了16 h加热-8 h自冷恢复、8 h加热-16 h自冷恢复及24 h持续加热等3种不同工况下能量桩的热力响应特性试验，发现较低运行时间导致桩和地面的热负荷较低，对桩周土体的温度和湿度的影响也相对较小，对应的换热效率值相对更大.LI等［14］实测了能量桩在16 h制冷-8 h自然恢复及24 h持续制冷过程下的热力响应规律，发现间歇循环运行模式下桩身每延米的换热效率高于持续运行模式，而桩身及承台约束应力则低于持续运行模式.王成龙等［15-17］基于室内模型试验方法，研究了模型桩在加热-恢复-制冷-恢复的温度循环作用下的承载特性和传热特性，测得桩顶沉降随循环次数的增加不断累积.有关学者基于数值模拟方法，证明了间歇循环模式下能有效缓解桩周土体的热堆积，较持续运行模式换热效率值相对更大［18-19］.

综上可知，现有研究主要集中于能量桩在间歇循环运行模式及持续运行模式下的能量桩桩体本身的换热效率、应力和变形特性，对承台及邻近结构的响应特性与机理研究尚不清楚，尤其是有埋深条件下含承台桩基础的热力响应机制.因此，本研究基于含承台能量桩基础，开展3.0 m埋深条件下，16 h加热-8 h自冷恢复的间歇循环加热（IH-16）及24 h持续加热（CH-24）模式下能量桩的现场试验，实测能量桩及承台的热力响应，并探讨埋深条件的影响规律，以期为含承台能量桩基础的设计及运行提供参考依据.

1 现场试验概况

1.1 依托工程背景

试验现场位于湖北省宜昌市三峡大学水科学与工程楼.水科学与工程楼包括主楼、副楼及架空层，主楼地上15层、地下1层；副楼地上5层、地下1层；架空层为地上3层.研究对象为低承台2×2能量桩基础，承台尺寸为5.2 m×5.2 m×1.2 m(长×宽×高)，基础埋深3.0 m.建筑桩基为钻孔灌注桩，将换热管绑扎在钢筋笼上，并一起浇筑于桩基内部形成能量桩.能量桩桩长18.0 m，桩顶以下0～4.5 m内桩径为1.0 m，4.5～18.0 m内桩径为0.8 m，布置平面图如图1（a），桩体及承台混凝土等级均为C40.

1.2 仪器布设

选取低承台-能量桩基础中的C桩开展系列试验，换热管为单U型、外径25 mm、壁厚2 mm的PE管.换热管及传感器均绑扎在钢筋笼上，随之一起下放入桩体并浇筑混凝土.在桩身中对称布置5组轴向传感器，分别距桩顶2、8、11、14及17 m.同时，在承台中布设两层水平传感器，底层传感器距底15 cm，顶层传感器距顶25 cm，布设位置分别位于C桩、承台中心和C桩对角桩处（图1）.传感器选用JTM-V5000B型振弦式应变计/温度计.土体的初始温度，记录得到的桩周土体四季温度沿桩身方向的变化曲线如图2.由于受地表大气的影响，桩身上部土体随着季节的不同表现出一定的温度差异，而随着桩深的增加，土层温度的变化逐渐趋向于稳定：在桩深11.0～17.0 m处，桩周土体温度约为21.0℃.

图1 承台-能量桩基础仪器布设图（单位：m）Fig.1 Graph of sensor layout of the energy pile-raft foundation（unit：m）

图2 桩周土体基本物理性质及其温度季节性变化Fig.2 Physical and mechanical properties of layered soils and seasonal variation of soil temperature around pile

1.3 桩周土性参数

现场土层为回填土，以黏土质砂和砂岩层为主.桩基嵌入砂岩层约0.5 m，以作为桩基的持力层.地下水位为地表以下4.0 m，桩基范围内无地下水渗流.不同桩深处土体的物理性质表现出一定的差异，具体的物理力学参数如表1.基于KD2-Pro热导率仪，测得桩深度范围内的土层平均热导率约为1.70 W/（m·K）.

表1 桩周土体物理性质Table 1 Physical and mechanical parameters of soil around pile

每组试验之前，向能量桩通入常温水进行循环流动，在检测系统运行稳定性的同时，可获得桩周

1.4 试验方案与工况设计

水科学与工程楼正常作息时间为07∶00～23∶00，共计16 h.为了模拟大楼正常工作期间能量桩夏季运行模式，并实测其相关热力学响应规律，试验于每日17∶20开启2.5 kW的加热器，并于次日09∶20关闭，对保温水箱加热16 h；经8 h自冷恢复后，于次日17∶20再次开启加热，至此完成1次间歇循环加热过程.试验时间自2020-12-15至2020-12-31，共计完成16次间歇循环加热（CH-16）.同时，于2020-11-17日至2020-12-03，开展累计16 d连续24 h的持续加热过程作为对比试验组（CH-24）.两组试验均通过自吸水泵以恒定的流量0.5 m3/h将水流导C桩内，将热量释放到桩周土体，经桩体降温后再次回到保温水箱中进行循环流动.实时监测试验过程中的进/出口水温、能量桩及承台的热力响应特性.

2 能量桩热力响应特性

2.1 换热效率变化规律

间歇循环加热及持续加热情况下进/出口水温及试验期间的环境温度绘成曲线如图3.由于试验期间大气温度的改变及仪器设备的保温措施等因素的影响，实测数据存在着轻微的波动.对于两组不同的试验，试验期间的环境温度存在着一定的差异，试验IH-16和CH-24加热期间环境温度均值分别为12.6℃和13.9℃.试验初期，两组试验的进/出水口水温在2.5 kW加热器的作用下，都出现了快速上升的过程；随着加热过程的进行，水体循环流动在与桩周土体进行换热后，试验CH-24进/出口水温的温差动态稳定于9.1℃左右.对于试验IH-16，在加热器停止加热进行自冷的8 h期间，进/出口水温出现了对应的下降，至第2次循环开始，试验曲线仍未出现稳定阶段，全过程的试验循环曲线呈现出系列波动的“锯齿状”.表明间歇循环加热模式到达稳定的时间要长于持续加热过程，这一现象与JALALUDDIN等［8，13，15］的试验结果一致.

图3 进/出口水温、环境温度及能量桩换热效率Fig.3 Inlet/outlet water and ambient temperatures and heat transfer efficiency of energy piles

能量桩的换热效率计算如式（1）［20］所示：

其中，Δt为能量桩换热液进/出水口温度差；v为换热液的流量，对于试验IH-16及CH-24，均取0.5 m3/h；ρ为换热液的质量密度，取1.0×103kg/m3；c为换热液的比热容，取4.2×103J/（kg·℃）.

由于现场实测环境的干扰，换热效率也出现了一定的波动（图3）.试验CH-24和IH-16稳定阶段的换热效率约分别为5.32 kW和5.38 kW，对应的自冷过程结束后的换热效率值均约为1.76 kW，在每次循环过程的起止点，均未出现较大的波动.低承台-能量桩基础上覆3 m的回填土，具有一定的持热能力，减少了能量损失，保证了桩-土间较为稳定的换热能力.

2.2 桩身温度及热力响应特性

2.2.1 桩身温度变化规律

在加热16 d后，两组试验对应的桩身温度均出现了一定的提高，但各部位的温度升幅却并不均匀，其中桩身中部的温度升幅最大、桩底最小，整体温度升幅沿桩深方向呈现先增大后减小的趋势（图4）.其中，Δt为温度变化幅度.两组试验过程均处于冬季，近地表层土体温度较低，因此相较于真实的夏季运行模式，桩顶处的温度升幅偏大.桩端位于砂岩层，更快的热量耗散速度导致了最小的温度升幅.对于桩身中部，桩周土体的含水率高于其他部位，且不易受上层土体温度的影响，进而出现了相较于桩身其他部位较高的温度升幅.

图4 桩身温度沿桩深方向变化规律曲线Fig.4 The distribution of the temperature change along pile depth

桩身温度的改变量一定程度上是进/出口水流在桩内循环流动产生的结果，对于CH-24试验，由于加热过程的持续进行，其进/出口水温的平均值要高于IH-16试验，因此桩身温度升幅也相对较高.在加热16 d后，CH-24试验在桩身中部出现的温度升幅为11.5℃，较IH-16试验桩身中部同一部位的最大温度升幅6.2℃提升了85%.而对于IH-16试验，每次循环过程中加热结束后的温度升幅较自冷结束后在试验前期于桩身各部位都未出现差异，而在试验后期，在桩身中部出现了一定的温度下降趋势，但较进/出口水温的温度变化趋势而言并不明显.

选取桩身中部温度升幅最大的11 m深度处，将进/出口水温关于桩身温度改变量的关系曲线绘于图5.其中，tˉ为进/出口水温平均值.对于IH-16试验，在试验前期，进/出口水温平均值对桩身温度改变量的影响较大，而随着循环次数的增多，桩身各部分的温度升幅趋势减小，进/出口水温平均值的影响也减弱.而对于11 m深度处的CH-24试验，在试验较为稳定的后期，进/出口水温的平均值关于温度升幅出现了明显的正比例关系，二者间的拟合曲线也出现了0.91的正相关性.

图5 11 m深度处进/出口水温平均值较桩身温度改变量关系曲线Fig.5 The average temperature of inlet/outlet versus temperature change of pile at 11 m depth

2.2.2 桩身热致应力变化规律

假定桩身在受热工况下的轴向约束压应力为负值，计算公式［20］为

其中，E为混凝土的弹性模量，桩体混凝土强度等级为C40，根据《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）［21］取值为32.5 GPa；εObs为实际观测的应变值；εFree为无约束条件下的自由应变值，在未改变桩顶荷载等试验条件下，其计算公式［20］为

其中，α为混凝土的热膨胀系数，取1×10-5℃-1.

两组试验在加热16 d后对应的约束应力沿桩深方向的变化规律都同自由应变沿桩深方向的变化规律一致.考虑到自由应变与桩深的温度升幅Δt相关，而试验CH-24的桩身温度升幅均大于对应的IH-16试验，故相应的自由应变、实测应变及约束应力值，均显示CH-24试验的对应值偏大（图6）.

图6 桩身竖向应变、约束应力分布规律Fig.6 The distribution of vertical strain and constraint stress along pile depth

桩身中部的温度升幅最大，其对应的约束应力值最大.CH-24试验在桩身11 m处（约0.61 L）的最大约束应力值为-3.01 MPa，较相同深度处IH-16的最大约束应力值-1.68 MPa提升了79%.对应于这两组试验，在桩顶处，其约束主要来源于低承台结构及上覆的3.0 m回填土荷载；在桩身中部，桩侧摩阻力进一步对桩身的膨胀变形进行约束；在桩底，其处于岩土层，受到的热干扰影响较小，相应的约束应力也较桩身其余部位要小.

IH-16试验的约束应力关于循环次数的变化规律曲线如图7.由图7可知，对于IH-16试验，桩身的约束应力随着循环次数的增加呈现缓慢增长的趋势.在桩深中部的8、11及14 m处，每次循环的自冷阶段的约束应力较加热过程结束后的约束应力，仍然呈现缓慢增长的趋势；而在桩顶及桩端处，自冷阶段的约束应力较加热过程结束后的约束应力有一定的下降，整个循环过程出现了一定的波动，曲线线型呈现出锯齿状.进一步体现出在桩身中部，其受到的约束应力更多的来源于桩侧摩阻力的约束，由于桩身中部桩周土体的温度较为稳定，故在自冷阶段其受到进/出口水温均值改变带来的热干扰影响较小.而在桩顶和桩底，分别对应于桩身上部的低承台结构和上覆的3 m回填土荷载，及作为砂岩层的持力层的约束，均小于自冷阶段，进/出口水温均值下降之后，自由应变值出现回落而减小的约束作用，进而导致在桩顶和桩底受到的约束应力由于进/出口水温的变化而出现往复.

图7 约束应力与循环次数变化规律曲线Fig.7 Constraint stress versus the number of cycles

《桩基地热能利用技术标准》（JGJ/T 438—2018）［22］给出了单根能量桩热致应力的简化计算公式：

其中，σa为桩身约束应力.

由式（4）可知，若由于温度升幅产生的热膨胀变形被完全约束，则拟合直线的斜率存在着上限，对应于本研究试验条件下的拟合直线斜率的上限值为0.325.拟合直线的斜率体现约束能力的强弱，斜率更大对应的约束更强.桩身约束应力与温度升幅关系曲线请扫描论文页末右下角二维码查看图S1.对应于试验IH-16及CH-24，桩身中部8 m处受到的约束作用最大，分别为完全约束的88.4%及88.1%.对应于同样的试验桩，当试验场地未回填完成，C桩上部荷载为低承台结构及约440 kN的塔吊荷载时，在相同工况下进行CH-24试验，方金城等［23］测得在桩身中部11 m处受到最大的约束作用，约为完全约束作用的83.4%，与本试验结果较为接近.

2.3 热致桩侧摩阻力响应规律

桩侧热致摩阻力［24］为

其中，fj是j测点处桩侧摩阻力，正号表示桩侧摩阻力方向向上；D是桩直径；σt，j是j测点处的轴向约束应力；Δl是j和j-1测点的高度差.

两组试验对应的热致桩侧摩阻力及中性点位置如图8.由图8可知，中性点以上受负摩阻力作用，CH-24试验最的大负摩阻力为-33.07 kPa，较IH-16试验的最大负摩阻力-16.89 kPa增加了95.79%；中性点以下受正摩阻力作用，CH-24试验最大正摩阻力75.75 kPa，比IH-16试验的最大正摩阻力37.82 kPa增加了100.30%.

图8 桩侧摩阻力沿桩深方向分布规律Fig.8 Distribution of pile shaft friction along pile depth

CH-24及IH-16试验条件下的中性点位置均出现在桩身底部14 m处（图9）.对应于同一试验现场，FANG等［25］实测中性点位置出现在桩身中部11 m处，在进行试验时，试验现场未回填完毕，承台结构裸露于大气环境中，上部有440 kN的塔吊荷载，受大气环境干扰较大；而本试验过程中，建筑物已投入正常使用，承台上覆3.0 m的回填土，有一定的持热能力，约束应力较FANG等［25］试验时要大.受热条件下桩体均发生膨胀变形，相同试验条件下本研究桩体上部向上膨胀位移受到更大的限制，使得中性点位置向下移动，桩端阻力作用强于桩侧摩阻力.

图9 热致轴向位移沿桩深方向分布规律Fig.9 Distribution of thermally induced axial displacement along pile depth

2.4 桩顶位移

桩顶的热致相对位移［24］δ为

其中，δt，j-1为j测点处的位移；εt，j是j测点处的实测应变.桩顶沉降时对应的桩顶位移为正值.

计算得到的桩顶热致轴向位移如图9.以中性点位置为相对位移零点，分别向桩身两端发展.对应于两组试验，桩顶处最大轴向位移随着加热过程不断增大：在加热初期，由于桩身温度较低，在2.5 kW加热器的持续作用下，桩顶位移相应增长速率较快；而随着桩身温度逐步趋向于稳定，这种增长趋势也变缓.CH-24试验及IH-16试验在加热16 d后，分别产生了0.38 mm及0.19 mm的桩顶位移.方金城等［23］实测并计算得到在试验现场还未回填时，桩顶出现了0.6 mm的桩顶位移.这是由于本试验时C桩单U型换热管在相同的加热功率及相同的试验周期下，较方金城等［23］试验过程中采用双U型换热管，产生的桩身温度升幅要小，出现了更小的桩顶位移；而且本研究试验条件下，承台上覆3.0 m的回填土荷载进一步限制了桩体受热产生的热膨胀变形.

3 承台及邻近结构响应特性分析

3.1 桩周土体温度响应规律

在夏季运行模式下，能量桩在桩身温度上升的同时，也会向周围土体释放温度，使得一定范围内桩周土体的温度也会出现升幅.借助于C桩周围测温孔中埋设的温度传感器，取3 m深度处的水平地温作为研究对象，分别统计桩身、距桩身0.5 m处的测温孔1及距桩身1 m处的测温孔2显示的温度升幅，用趋势线将其连接并延伸至温度升幅为0处，作为能量桩传热范围的阈值（图10）.

图10 C桩运行后，3 m深度处水平地温分布Fig.10 Distribution on horizontal temperature of soil at 3 m depth after heating pile C

由于IH-16试验对应的温度升幅较小，在用趋势线连接并延伸后，对数据有一定的放大处理作用，其对应的热扰动范围较真实情况有一定的扩大.综合考虑这种效应，当能量桩运行16 d后，CH-24及IH-16试验对应的桩身温度升幅分别为8.9℃和4.7℃，热扰动范围约1.7 m（2.13倍桩径）.方金城等［23］在相同试验现场，相同试验条件下，对双U型埋管的单根能量桩进行CH-24试验，桩身温度上升14.2℃，较本试验增加了60%；热扰动范围约2 m（2.5倍桩径），较本试验范围扩大了17%.CHEN等［26］实测发现，在对能量桩进行60 h的加热后，对桩周土体的热影响范围距桩中心0.5 m，约2.5倍桩径.CHEN等［26］试验是对3U串联型埋管的能量桩进行加热，桩身温度升幅较本试验及方金城等［23］试验工况要高；同时，桩周土体的温度响应也与土体的基本物理性质有关，CHEN等［26］对应的桩周土体为粉砂黏土，含水率（水的体积分数）要高于本试验现场所对应的桩周土体，因而有更好的传热性.

3.2 承台热响应热性

能量桩在运行过程中，也会对邻近的结构产生一定的热力学影响.非运行桩A桩作为C桩的对角桩，距C桩中心距离为3.82 m，大于C桩的热扰动范围（1.7 m），因此在C桩运行时间较短时，A桩不会产生明显的热力学响应.

IH-16加热模式下，C桩对应的承台部位底层和顶层的温度升幅及约束应力与循环次数的关系曲线如图11.由图11可知，底层和顶层的温度升幅随着加热或者自冷的模式，而出现了一定的往复，曲线出现了一定的波动，说明承台的温度响应与桩身中循环流动的换热液的温度相关；而约束应力则一直呈现缓慢增长的趋势，未出现明显的“锯齿状”波动，这是由于承台中温度升幅相对较小，产生的约束作用小于上覆3.0 m的回填土荷载的约束，仍以上部埋深条件的约束为主.

图11 运行桩对应的承台部位在间歇循环加热条件下温度升幅及约束应力与循环次数变化规律曲线Fig.11 Distribution of temperature change and constraint stress of cap corresponding to operating pile C versus cycles under IH-16 mode

承台底部较承台顶部更靠近加热后的能量桩，产生的温度升幅也更大；CH-24试验过程中桩身的温度升幅要高于IH-16对应的工况，相应的承台温度提升也要更大，承台温度及应力变化请扫描论文页末右下角二维码查看.C桩对应的承台部位在CH-24及IH-16试验工况下，温度分别上升了7.80℃和3.65℃；承台中心部位在CH-24及IH-16试验对应的温升分别为1.9℃和0.1℃.非运行桩A桩对应的承台部位产生的温度升幅相对较小，CH-24试验工况下，温度提升了1.0℃.而对于IH-16试验，由于前期以A桩作为运行桩进行过同类型的夏季工况模拟试验，承台部位产生了一定的热聚集，在本文试验条件下，A桩作为非运行桩，试验期间内对应的承台温度较之前阶段出现了一定的下降，约2℃.

CH-24试验在C桩对应的承台部位约束应力约为0.96 MPa，而在承台中部及非运行桩A桩对应的承台部位约束应力分别为0.20 MPa和0.09 MPa，说明承台两侧出现了细微的差异变形.这一现象在IH-16试验中更加明显：C桩对应的承台部位和承台中心部位出现的约束应力为压应力，分别是0.44 MPa和0.08 MPa，而在A桩对应的承台部位，约束应力为拉应力，约1.75 MPa，约为C40混凝土抗拉强度值的73%.因此，在低承台能量桩基础设计时，要注意能量桩的运行对整个基础结构的影响，考虑可能出现的承台差异变形及过大的约束应力，尽可能避免结构发生破坏.

4结论

基于埋深条件下的低承台能量桩基础，开展了加热16 h-自冷8 h的间歇循环加热（IH-16）和持续加热24 h（CH-24）两组试验工况下单根能量桩的换热效率，及其运行导致的承台与邻近结构的热力响应特性现场试验，可知：

1）CH-24与IH-16试验稳定阶段的换热效率约分别为5.32 kW和5.38 kW；对于IH-16试验，每次循环过程的起止点，对应的换热效率未出现较大的波动，体现了上覆3.0 m回填土一定的持热能力.

2）CH-24与IH-16试验热致应力最大值均出现在桩身中部，CH-24试验最大约束应力为-3.01 MPa，较IH-16试验最大约束应力-1.68 MPa提升了79%.IH-16试验的桩身中部约束应力随循环次数缓慢增加，桩顶和桩端由于自冷过程出现了一定的波动.

3）CH-24及IH-16试验工况下能量桩桩侧摩阻力的中性点均出现在桩身底部，约0.78倍桩长处；桩顶位移分别为0.38 mm及0.19 mm.

4）CH-24及IH-16试验对应的桩身温度升幅分别为8.9℃和4.7℃，热扰动范围约1.7 m（2.13倍桩径）.

5）CH-24及IH-16试验对应的承台温度升幅最大值分别为7.8℃和3.6℃，最大热致应力分别为0.96 MPa和0.44 MPa.IH-16加热模式，承台约束应力随循环次数缓慢增加，温度升幅出现一定波动，体现出上覆回填土较温度改变更大的约束作用.该模式对应的非对角桩对应的承台部位出现了约1.75 MPa的附加拉应力，约为C40混凝土抗拉强度值的73%，在设计和运行低承台能量桩基础结构时应予以考虑.