常虹， 沈鳳全， 王琰， 王浩全， 趙嵩穎

(1.吉林建筑大學(xué)測繪與勘查工程學(xué)院， 長春 130118； 2. 吉林建筑大學(xué)市政與環(huán)境工程學(xué)院， 長春 130118)

作為換熱器，能量樁具有可以提供結(jié)構(gòu)支撐以及在上層建筑與地基土之間進行熱傳遞的雙重作用[1]。與傳統(tǒng)的地源熱泵技術(shù)相比，能量樁技術(shù)可以大大提高換熱效率和節(jié)省地下空間以及鉆孔費用[2-3]，雖然應(yīng)用前景十分廣闊，但是關(guān)于能量樁承載性能的理論研究仍然相對滯后，并且在實際工程中并沒有進行大規(guī)模的應(yīng)用以及推廣。由于在溫度循環(huán)的過程中會引起樁土溫度的變化，樁身會產(chǎn)生附加熱應(yīng)力，從而引起樁端土壓力、樁身側(cè)摩阻力、樁頂以及樁周土體豎向位移的變化，對樁基的承載性能產(chǎn)生影響。

針對能量樁的承載性能，中外學(xué)者進行了大量的研究，并取得了一定的研究成果。郭浩然等[4]通過數(shù)值模擬對黏土地基中能量樁的承載力特性進行研究，得出隨著樁頂上部荷載的增加，溫度荷載對其承載性能的影響減?。皇泛曦?shù)萚5]通過解析模型的方法對非飽和土中能量樁的換熱性能進行研究，得出能量樁的熱交換比率隨土體飽和度的增大而增大；路樂樂等[6]通過模擬現(xiàn)場試驗對能量樁的沉降規(guī)律進行研究，得出僅荷載作用時樁體的沉降大于熱-力耦合共同作用；Nguyen等[7]通過模型試驗的方法對黏土地基中能量樁的力學(xué)特性進行研究，得出不可逆樁頂沉降隨熱循環(huán)次數(shù)的增加而增加；陸浩杰等[8]采用模型試驗方法研究循環(huán)溫度作用下飽和黏土中能量樁的變形特性，得出溫度循環(huán)過程中樁頂位移變化率在制熱時略小于制冷時；劉干斌等[9]通過模型試驗方法對飽和黏土中能量樁承載力特性進行研究，得出土體固結(jié)沉降量大于樁體沉降量；常虹等[10]對飽和黏土中能量樁由于溫度循環(huán)產(chǎn)生的力學(xué)特性進行研究影響，得出冷熱循環(huán)過程中能量樁位移零點的位置會發(fā)生變化，工作荷載作用下升溫導(dǎo)致樁頂產(chǎn)生向上的位移，但多次溫度循環(huán)過程中，樁頂逐漸產(chǎn)生累積沉降；王成龍等[11]在飽和砂土地基中通過模型試驗方法研究工作荷載情況下溫度循環(huán)對樁基承載性能的影響，得出施加溫度荷載后樁頂沉降隨著循環(huán)次數(shù)的增加而增加。

以上針對能量樁承載性能研究主要集中于干砂和黏性土地基，針對飽和砂土地基展開的研究相對較少。由于在沿海地區(qū)如汕頭、長三角地區(qū)大范圍地基土為飽和砂土，所以本文研究選取地基土為飽和砂土；由于在樁身混凝土中摻入鋼纖維可提高樁的承載力，摻入石墨可以增強其導(dǎo)熱性能[12]，所以選取新型能量樁(摻入0.6%的鋼纖維和4%的石墨)，因此現(xiàn)采用室內(nèi)模型試驗方法，對熱力耦合作用下飽和砂土地基中新型能量樁的承載性能進行研究，為能量樁在實際的應(yīng)用提供參考。

1 試驗概況

1.1 樁周土體參數(shù)

本次試驗所用砂土為飽和砂土，天然密度為1.28 g/cm3，最大干密度和最小干密度分別為1.77 g/cm3和1.37 g/cm3，不均勻系數(shù)Cu=2.67，曲率系數(shù)Cc=0.82，顆粒級配曲線如圖1所示。

圖1 砂土顆粒級配曲線Fig.1 Curve of sand grain composition

1.2 試驗儀器及裝置

1.2.1 試驗?zāi)Ｐ筒?/p>

本試驗在室內(nèi)模型槽中進行，模型槽主要由亞克力板、底板及不銹鋼箍圈組成。在模型槽內(nèi)鋪上一層透明塑料薄膜，防止土體水分的流失。模型槽尺寸為直徑600 mm、高600 mm的圓桶。試驗中通過人工夯實的方法將砂土分6層填筑，控制每層夯實之后的厚度為100 mm、相對密實度為70%，模型槽底部填筑200 mm土作為樁端土，并在樁端固定好土壓力盒，待砂土填筑完成后開啟架設(shè)在槽頂四周的注水花灑，緩緩地將水注入砂土中使其飽和。

1.2.2 試驗儀器

本試驗通過應(yīng)變片和數(shù)顯應(yīng)變采集儀測量樁體應(yīng)變，應(yīng)變片采用BFH120-50AA-D-D300免焊接應(yīng)變片，數(shù)顯應(yīng)變采集儀為DH3818靜態(tài)應(yīng)變測試儀；測量樁周土體溫度采用PT100鉑電阻溫度傳感器連接溫度采集儀；樁端土壓力采用測量范圍為0～2 000 kPa的應(yīng)變式微型土壓力盒；采用量程為±25.4 mm的數(shù)顯式百分表測量樁頂和樁周土體豎向位移；試驗加載采用堆載的方式分級進行，在樁頂放置一邊長為300 mm、厚度為30 mm的方形混凝土板作為加載平臺；采用數(shù)顯恒溫水浴鍋進行溫度的控制，自吸泵的功率為150 W，試驗中控制循環(huán)水的流速為22 L/min。

1.3 模型樁及測點布置

模型樁由摻入0.6%的鋼纖維、4%的石墨(鋼纖維取總質(zhì)量的百分比，石墨取細骨料質(zhì)量的百分比)的C30混凝土澆筑而成，配合比為水泥∶水∶砂∶碎石=1∶0.57∶1.78∶3.17，樁體彈性模量、熱膨脹系數(shù)分別為30 GPa、1×10-5/℃，樁長為500 mm，直徑D為84 mm，埋入土中400 mm，換熱管采用外徑為14 mm、壁厚為3 mm的PVC鋼絲軟管，布管方式為單U型，換熱管兩肢間距為32 mm。

試驗中在模型樁兩側(cè)對稱粘貼5個應(yīng)變片；在填土表面以及距填土表面100、200、300 mm深度處的土體中布置4層、每層3個溫度傳感器，共計12個(T1～T12)；土壓力盒固定在樁端；樁頂以及樁周土體豎向位移用百分表測量，平臺板和樁周土體分別對稱布置2個百分表(B1～B4)，測得的數(shù)據(jù)取平均值。各測點布置示意圖如圖2所示。

圖2 各測點布置示意圖Fig.2 Layout diagram of each measuring point

1.4 試驗過程

通過靜載試驗確定單樁極限承載力，靜載試驗采用慢速維持荷載法[13]，分11級加載，每一級荷載為0.12 kN，當(dāng)1 h內(nèi)百分表讀數(shù)小于0.1 mm時，認為沉降趨于穩(wěn)定，再進行下一級加載，當(dāng)荷載-沉降曲線出現(xiàn)可以判定樁體極限承載力的陡降段或樁頂位移大于40 mm時終止加載。圖3為樁體的荷載-沉降曲線，測得樁體極限承載力為1.2 kN。

圖3 樁體荷載-沉降曲線Fig.3 Load-settlement curve of pile

試驗施加工作荷載為0.6 kN，分10級加載，待樁體沉降穩(wěn)定后進行溫度循環(huán)。試驗過程中，先將水溫升至指定溫度，再進行水流循環(huán)并維持該溫度11 h，之后停止加熱自然降溫13 h，視為完成一次溫度循環(huán)；試驗根據(jù)入水溫度、循環(huán)次數(shù)、工作荷載的不同分為8種工況進行，并進一步分析不同工況下樁周溫度場分布、樁身應(yīng)力、樁身側(cè)摩阻力、樁端土壓力、樁頂以及樁周土體豎向位移的變化規(guī)律。具體試驗方案如表1所示。

表1 試驗方案Table 1 Test schemes

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 樁周溫度場分布

工況3樁身溫度隨時間的變化曲線如圖4(a)所示；距離填土表面100 mm深度處樁周土體沿徑向溫度隨時間的變化曲線如圖4(b)所示。

從圖4(a)中可以看出升溫5 h以內(nèi)各測點溫度上升速率較快，之后趨于平緩；降溫3 h以內(nèi)各測點溫度下降速率較快，隨后下降速率逐漸減小，降溫結(jié)束后各測點溫度基本能恢復(fù)到初始狀態(tài)，樁身中上部溫度變化幅度大于下部，這是由于入水口水流溫度較高，流經(jīng)路線越長能量損失越多；從圖4(b)中可以看出樁身和樁周土體的溫度均隨著升溫的進程不斷升高，隨著降溫的進程不斷降低，樁身的溫度變化幅度大于樁周土體，沿徑向距離樁身越遠，土體溫度變化越不明顯，這是因為距離換熱管越近，溫度變化越明顯，由于土壤熱阻的影響，距離樁身越遠，溫度變化越滯后。

圖4 樁體和樁周土體溫度隨時間變化曲線Fig.4 Temperature curve of pile and soil around pile with time

2.2 樁端土壓力變化規(guī)律

多次溫度循環(huán)條件下樁端土壓力隨時間的變化曲線如圖5所示。以工況4和工況8所測得的結(jié)果進行對比分析，從圖5中可以看出升溫時樁體受熱膨脹，樁端土壓力逐漸增大，降溫時樁體受冷收縮，樁端土壓力逐漸減??；工作荷載條件下樁端土壓力大于零荷載，每次溫度循環(huán)后樁端土壓力有所增長，考慮在降溫階段樁頂?shù)某两盗枯^大，隨著循環(huán)次數(shù)的增加樁頂?shù)某两挡粩嗬鄯e，故在循環(huán)結(jié)束時樁端土壓力增大；隨著循環(huán)次數(shù)的增加樁端土壓力的最大值呈逐漸減小的趨勢，考慮是隨著循環(huán)次數(shù)的增加，樁周土體逐漸固結(jié)，樁端土體密實度增加，土體承載力提高，樁側(cè)阻力逐漸增加的緣故。

圖5 樁端土壓力隨時間變化曲線Fig.5 The variation curve of earth pressure at pile tip

2.3 樁身熱應(yīng)力變化規(guī)律

樁體因為溫度的升高或降低會出現(xiàn)膨脹或收縮的情況，由于有上部荷載和樁周土體的約束會導(dǎo)致樁體內(nèi)部的應(yīng)力發(fā)生變化，產(chǎn)生的熱應(yīng)力[14]σT的計算公式為

σT=E(εT-αCΔT)

(1)

式(1)中：E為混凝土彈性模量，GPa；αC為混凝土線膨脹系數(shù)，℃-1；ΔT為溫度變化值，℃；εT為熱應(yīng)變。

圖6為升溫結(jié)束11 h及降溫結(jié)束24 h各工況樁身熱應(yīng)力沿深度分布曲線，定義拉應(yīng)力為正，壓應(yīng)力為負，升溫時樁體產(chǎn)生壓應(yīng)力，降溫時壓應(yīng)力逐漸減小甚至出現(xiàn)拉應(yīng)力。從圖6可以看出樁身熱應(yīng)力隨著深度的增加呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢，最大值出現(xiàn)在樁身中部，同時說明位移零點會出現(xiàn)在樁體的中部；同一深度處溫度越高樁體內(nèi)產(chǎn)生的熱應(yīng)力越大；工作荷載條件下的熱應(yīng)力大于零荷載產(chǎn)生的熱應(yīng)力，考慮是由于樁頂荷載的約束作用導(dǎo)致的；隨著循環(huán)次數(shù)的增加熱應(yīng)力會產(chǎn)生累積。以工況8為例，每次循環(huán)最大壓應(yīng)力分別為-0.525、-0.542、-0.576 MPa,最大拉應(yīng)力分別為0.45、0.468、0.482 MPa，其中最大拉應(yīng)力占C30混凝土抗拉強度標(biāo)準(zhǔn)值(2 MPa)的24.1%，因此在實際工程中溫度循環(huán)引起的拉應(yīng)力對混凝土抗拉強度的影響應(yīng)予以考慮。

圖6 樁身熱應(yīng)力沿深度分布曲線Fig.6 Pile thermal stress distribution curve along depth

2.4 樁身側(cè)摩阻力變化規(guī)律

溫度荷載作用下，能量樁會出現(xiàn)熱脹冷縮的情況，由于樁周土體對樁體的約束作用，樁-土接觸面會產(chǎn)生相對位移，從而使得樁側(cè)摩阻力發(fā)生改變，不同深度處的樁側(cè)摩阻力為

(2)

式(2)中：fs,mob,j為樁側(cè)摩阻力，MPa；σT,j為j點處樁身應(yīng)力，MPa；j=1，2，3，4，5表示從填土表面到樁底；D為樁體直徑，mm；Δl為相鄰兩應(yīng)變片之間的距離，mm。

規(guī)定向上的側(cè)摩阻力為正，向下為負。圖7為11 h及24 h時各工況樁側(cè)摩阻力沿深度分布曲線。從圖7可以看出升溫時樁體受熱膨脹，樁體上部產(chǎn)生負的側(cè)摩阻力，下部產(chǎn)生正的側(cè)摩阻力；降溫時樁體受冷收縮，樁體上部產(chǎn)生正的側(cè)摩阻力，下部產(chǎn)生負的側(cè)摩阻力，位移零點位于距離填土表面200 mm處。無論有無工作荷載作用，樁側(cè)摩阻力均隨溫度的升高而增大，且樁體下部側(cè)摩阻力小于上部側(cè)摩阻力，考慮是由于靠近樁端部分樁土的相對位移較小的緣故。

為更好地描述多次溫度循環(huán)樁身側(cè)摩阻力變化規(guī)律，以工況8條件下距填土表面200 mm深度處側(cè)摩阻力為例，每次升溫結(jié)束時側(cè)摩阻力分別為-0.044 1、-0.045 99、-0.049 14 MPa，每次降溫結(jié)束時側(cè)摩阻力分別0.037 8、0.038 43、0.038 85 MPa。從圖7可以看出隨循環(huán)次數(shù)的增加樁側(cè)摩阻力不斷增加，但增加的幅度不大，考慮是隨著循環(huán)次數(shù)的增加，樁周土體產(chǎn)生固結(jié)，導(dǎo)致土體的承載力提高的緣故。

圖7 樁側(cè)摩阻力沿深度分布曲線Fig.7 Pile shaft friction distribution curve along the depth

2.5 樁頂和樁周土體豎向位移變化規(guī)律

在工作荷載和溫度荷載的作用下，樁及樁周土體會產(chǎn)生豎向位移。定義向上的位移為正，向下的位移為負，圖8為多次溫度循環(huán)的條件下樁周土體豎向位移隨時間的變化曲線。

圖8 樁周土體位移隨時間變化曲線Fig.8 Displacement curve of soil around pile with time

曲線的擬合關(guān)系式為

s=-2×10-7t3+3×10-5t2-0.002 2t-0.009，R2=0.971 8

(3)

式(3)中：s為位移，mm；t為時間，h；R2為相關(guān)系數(shù)，R2越接近1表明關(guān)系式與試驗數(shù)據(jù)越吻合。

從圖8可以看出，升溫階段土體沉降速率較大，降溫階段沉降速率較小，隨著循環(huán)次數(shù)的增加最后趨于平緩，考慮是由于溫度循環(huán)導(dǎo)致樁周土體出現(xiàn)熱固結(jié)的緣故。

圖9(a)為工況1～3條件下樁頂位移隨時間的變化曲線，從圖中可以看出升溫時樁體受熱膨脹隆起，樁頂出現(xiàn)向上的位移，降溫時樁體受冷收縮，樁頂向上的位移不斷減小，同一時刻溫度越高，向上的位移越大；圖9(b)為工況4條件下樁頂位移隨時間的變化曲線，從圖中可以看出,升溫時樁頂位移向上，降溫時樁頂位移向下，每次循環(huán)結(jié)束時的位移均為正值并且隨著循環(huán)次數(shù)的增加而增加，考慮是由于升溫階段樁體有膨脹并且有熱量的累積，降溫階段沒有完全收縮到初始狀態(tài)，隨著循環(huán)次數(shù)的增加樁體的膨脹量逐漸累積的緣故。

圖9(c)為工況8條件下樁頂位移隨時間的變化曲線，與工況4相比，由于上部荷載的約束使得升溫時限制了樁頂向上的位移，降溫時樁體收縮方向與施加工作荷載的方向一致，引起樁頂產(chǎn)生較大的沉降位移，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，樁頂?shù)某两滴灰撇粩嗬鄯e，經(jīng)過3次溫度循環(huán)后，樁頂最終沉降為0.26 mm，約為0.3%D(D為樁徑 )。 能量樁在實際工程的應(yīng)用中有上部建筑荷載及冷熱循環(huán)的作用，導(dǎo)致樁體產(chǎn)生累積沉降，會對結(jié)構(gòu)的安全性、耐久性及正常使用造成不利的影響，因此在設(shè)計的過程中要充分考慮溫度循環(huán)引起的樁體累積沉降。

圖9 樁頂位移隨時間變化曲線Fig.9 Pile top displacement curve with time

3 結(jié)論

(1)溫度荷載作用下樁身和樁周土體的溫度均隨著升溫的進程不斷升高，隨著降溫的進程不斷降低，樁身的溫度變化幅度大于樁周土體；沿徑向距離樁身越遠，溫度變化越滯后。

(2)樁端土壓力在升溫時逐漸增大，降溫時逐漸減?。粶囟妊h(huán)后樁端土壓力有所增長，隨著循環(huán)次數(shù)的增加樁端土壓力的最大值呈逐漸減小的趨勢。

(3)樁身熱應(yīng)力隨著深度的增加呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢，最大值出現(xiàn)在樁身中部，同一深度處溫度越高樁體內(nèi)產(chǎn)生的熱應(yīng)力越大，隨著循環(huán)次數(shù)的增加熱應(yīng)力產(chǎn)生累積，工作荷載條件下的熱應(yīng)力大于零荷載產(chǎn)生的熱應(yīng)力；升溫時樁體上部產(chǎn)生負的側(cè)摩阻力，下部產(chǎn)生正的側(cè)摩阻力，降溫時正相反；無論有無工作荷載，樁側(cè)摩阻力均隨溫度的升高及循環(huán)次數(shù)的增加而增大，且樁體下部側(cè)摩阻力小于上部側(cè)摩阻力。

(4)工作荷載作用時，隨著循環(huán)次數(shù)的增加樁頂?shù)某两滴灰撇粩嗬鄯e，經(jīng)過3次溫度循環(huán)后，樁頂最終沉降為0.26 mm，約為0.3%D，對結(jié)構(gòu)的安全性、耐久性及正常使用造成不利的影響，因此在設(shè)計的過程中要充分考慮溫度循環(huán)引起的樁體累積沉降。