陳 玉，孔綱強，2，孟永東，王樂華，劉紅程

1）三峽大學三峽庫區(qū)地質災害教育部重點實驗室，湖北宜昌443002；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

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于樁基礎中，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］，逐步應用于路面和橋梁的除冰融雪［6-7］.能量樁運行期間，在承擔上部荷載的同時，還要與周圍土體交換熱量，相應的熱力學性能會發(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］.對應于居民及學校建筑，每天可能運行能量樁僅一段時間，產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響應特性，相關學者開展了系列研究.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、8 h加熱-16 h自冷恢復及24 h持續(xù)加熱等3種不同工況下能量樁的熱力響應特性試驗，發(fā)現(xiàn)較低運行時間導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自然恢復及24 h持續(xù)制冷過程下的熱力響應規(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力則低于持續(xù)運行模式.王成龍等［15-17］基于室內模型試驗方法，研究了模型樁在加熱-恢復-制冷-恢復的溫度循環(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.有關學者基于數(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、應力和變形特性，對承臺及鄰近結構的響應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的熱力響應機制.因此，本研究基于含承臺能量樁基礎，開展3.0 m埋深條件下，16 h加熱-8 h自冷恢復的間歇循環(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，并探討埋深條件的影響規(guī)律，以期為含承臺能量樁基礎的設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水科學與工程樓.水科學與工程樓包括主樓、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，承臺尺寸為5.2 m×5.2 m×1.2 m(長×寬×高)，基礎埋深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部形成能量樁.能量樁樁長18.0 m，樁頂以下0～4.5 m內樁徑為1.0 m，4.5～18.0 m內樁徑為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

選取低承臺-能量樁基礎中的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-能量樁基礎儀器布設圖（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，樁基范圍內無地下水滲流.不同樁深處土體的物理性質表現(xiàn)出一定的差異，具體的物理力學參數(shù)如表1.基于KD2-Pro熱導率儀，測得樁深度范圍內的土層平均熱導率約為1.70 W/（m·K）.

表1 樁周土體物理性質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 試驗方案與工況設計

水科學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，并實測其相關熱力學響應規(guī)律，試驗于每日17∶20開啟2.5 kW的加熱器，并于次日09∶20關閉，對保溫水箱加熱16 h；經8 h自冷恢復后，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C樁內，將熱量釋放到樁周土體，經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特性.

2 能量樁熱力響應特性

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，對應的自冷過程結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/出口水流在樁內循環(huán)流動產生的結果，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)過程中加熱結束后的溫度升幅較自冷結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/出口水溫關于樁身溫度改變量的關系曲線繪于圖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于溫度升幅出現(xiàn)了明顯的正比例關系，二者間的擬合曲線也出現(xiàn)了0.91的正相關性.

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 樁身熱致應力變化規(guī)律

假定樁身在受熱工況下的軸向約束壓應力為負值，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)《混凝土結構設計規(guī)范》（GB 50010—2010）［21］取值為32.5 GPa；εObs為實際觀測的應變值；εFree為無約束條件下的自由應變值，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后對應的約束應力沿樁深方向的變化規(guī)律都同自由應變沿樁深方向的變化規(guī)律一致.考慮到自由應變與樁深的溫度升幅Δt相關，而試驗CH-24的樁身溫度升幅均大于對應的IH-16試驗，故相應的自由應變、實測應變及約束應力值，均顯示CH-24試驗的對應值偏大（圖6）.

圖6 樁身豎向應變、約束應力分布規(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，其對應的約束應力值最大.CH-24試驗在樁身11 m處（約0.61 L）的最大約束應力值為-3.01 MPa，較相同深度處IH-16的最大約束應力值-1.68 MPa提升了79%.對應于這兩組試驗，在樁頂處，其約束主要來源于低承臺結構及上覆的3.0 m回填土荷載；在樁身中部，樁側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，相應的約束應力也較樁身其余部位要小.

IH-16試驗的約束應力關于循環(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力較加熱過程結束后的約束應力，仍然呈現(xiàn)緩慢增長的趨勢；而在樁頂及樁端處，自冷階段的約束應力較加熱過程結束后的約束應力有一定的下降，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，其受到的約束應力更多的來源于樁側摩阻力的約束，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，分別對應于樁身上部的低承臺結構和上覆的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，自由應變值出現(xiàn)回落而減小的約束作用，進而導致在樁頂和樁底受到的約束應力由于進/出口水溫的變化而出現(xiàn)往復.

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

《樁基地熱能利用技術標準》（JGJ/T 438—2018）［22］給出了單根能量樁熱致應力的簡化計算公式：

其中，σa為樁身約束應力.

由式（4）可知，若由于溫度升幅產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，斜率更大對應的約束更強.樁身約束應力與溫度升幅關系曲線請掃描論文頁末右下角二維碼查看圖S1.對應于試驗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構及約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%，與本試驗結果較為接近.

2.3 熱致樁側摩阻力響應規(guī)律

樁側熱致摩阻力［24］為

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

兩組試驗對應的熱致樁側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，承臺結構裸露于大氣環(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測點處的實測應變.樁頂沉降時對應的樁頂位移為正值.

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生的熱膨脹變形.

3 承臺及鄰近結構響應特性分析

3.1 樁周土體溫度響應規(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，當能量樁運行16 d后，CH-24及IH-16試驗對應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也與土體的基本物理性質有關，CHEN等［26］對應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)場所對應的樁周土體，因而有更好的傳熱性.

3.2 承臺熱響應熱性

能量樁在運行過程中，也會對鄰近的結構產生一定的熱力學影響.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樁不會產生明顯的熱力學響應.

IH-16加熱模式下，C樁對應的承臺部位底層和頂層的溫度升幅及約束應力與循環(huán)次數(shù)的關系曲線如圖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，曲線出現(xiàn)了一定的波動，說明承臺的溫度響應與樁身中循環(huán)流動的換熱液的溫度相關；而約束應力則一直呈現(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 運行樁對應的承臺部位在間歇循環(huán)加熱條件下溫度升幅及約束應力與循環(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對應的工況，相應的承臺溫度提升也要更大，承臺溫度及應力變化請掃描論文頁末右下角二維碼查看.C樁對應的承臺部位在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試驗對應的溫升分別為1.9℃和0.1℃.非運行樁A樁對應的承臺部位產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，試驗期間內對應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樁對應的承臺部位約束應力約為0.96 MPa，而在承臺中部及非運行樁A樁對應的承臺部位約束應力分別為0.20 MPa和0.09 MPa，說明承臺兩側出現(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樁對應的承臺部位和承臺中心部位出現(xiàn)的約束應力為壓應力，分別是0.44 MPa和0.08 MPa，而在A樁對應的承臺部位，約束應力為拉應力，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設計時，要注意能量樁的運行對整個基礎結構的影響，考慮可能出現(xiàn)的承臺差異變形及過大的約束應力，盡可能避免結構發(fā)生破壞.

4結論

基于埋深條件下的低承臺能量樁基礎，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，及其運行導致的承臺與鄰近結構的熱力響應特性現(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試驗熱致應力最大值均出現(xiàn)在樁身中部，CH-24試驗最大約束應力為-3.01 MPa，較IH-16試驗最大約束應力-1.68 MPa提升了79%.IH-16試驗的樁身中部約束應力隨循環(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試驗對應的承臺溫度升幅最大值分別為7.8℃和3.6℃，最大熱致應力分別為0.96 MPa和0.44 MPa.IH-16加熱模式，承臺約束應力隨循環(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.該模式對應的非對角樁對應的承臺部位出現(xiàn)了約1.75 MPa的附加拉應力，約為C40混凝土抗拉強度值的73%，在設計和運行低承臺能量樁基礎結構時應予以考慮.