能源樁熱-力學(xué)特性模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬

常虹， 朱萬(wàn)里， 王琰， 趙嵩穎

(1.吉林建筑大學(xué)測(cè)繪與勘查工程學(xué)院， 長(zhǎng)春 130118； 2. 吉林建筑大學(xué)市政與環(huán)境工程學(xué)院， 長(zhǎng)春 130118)

中國(guó)北方地區(qū)在冬季采暖所用的化石燃料燃燒是引起大氣質(zhì)量惡化的重要因素之一，利用可再生的清潔能源作為空調(diào)系統(tǒng)的主要能量來(lái)源是解決這一問(wèn)題的有效途徑。地源熱泵(ground source heat pumps，GSHP)技術(shù)的基本原理是利用埋設(shè)于地下的換熱管路實(shí)現(xiàn)建筑與地下相對(duì)恒溫層的熱交換，但由于其占用土地面積、鉆孔造價(jià)昂貴等缺點(diǎn)具有一定局限性。20世紀(jì)80年代，奧地利及瑞典等國(guó)工程師提出將換熱管與建筑物的混凝土樁基相結(jié)合，由此誕生能源樁的理念，又名能量樁或樁基埋管[1-2]。

由于在傳統(tǒng)樁基礎(chǔ)中引入溫度場(chǎng)，能源樁運(yùn)行過(guò)程中會(huì)引起樁周土溫度場(chǎng)的變化，樁身會(huì)產(chǎn)生附加應(yīng)力和變形，從而影響樁基承載性能。針對(duì)能源樁的研究需著重考慮如何克服循環(huán)變化的溫度場(chǎng)對(duì)樁基力學(xué)特性的影響。近年來(lái)，針對(duì)能源樁的熱-力學(xué)特性，眾多學(xué)者通過(guò)試驗(yàn)與數(shù)值模擬等方法開(kāi)展系列研究并取得一定成果。Gunawan等[3]研究不同超固結(jié)比黏土地基中能源樁的承載力特性，得出隨著超固結(jié)比的增大樁頂位移逐漸減小的結(jié)論；王成龍等[4]開(kāi)展室內(nèi)模型試驗(yàn)，對(duì)飽和砂土地基中能源樁熱-力耦合作用時(shí)的樁身承載力和傳熱機(jī)理進(jìn)行研究，得出隨溫度循環(huán)次數(shù)的增加樁頂產(chǎn)生累積沉降的結(jié)論；Yavari等[5]對(duì)飽和黏土地基中能源樁力學(xué)性能進(jìn)行研究，得出隨著工作荷載的增大黏土蠕變速率增加，多次溫度循環(huán)導(dǎo)致樁體產(chǎn)生不可逆的累積沉降的結(jié)論；郭浩然等[6]基于彈塑性理論建立能源樁數(shù)值模型，主要對(duì)能源樁運(yùn)行時(shí)的受力特性進(jìn)行分析，得出循環(huán)溫度對(duì)樁身的影響隨樁頂荷載的增大而減小的結(jié)論；黃旭等[7]開(kāi)展室內(nèi)模型試驗(yàn)，針對(duì)不封底現(xiàn)澆鋼筋混凝土大直徑管(cast-in-place concrete large-diameter pipe，PCC)能源樁運(yùn)行過(guò)程中的熱傳導(dǎo)特性進(jìn)行研究，得出該樁型在夏季的換熱效率顯著高于普通樁型的結(jié)論；Wu[8]研究了飽和黏土地基中能源樁、相鄰的普通混凝土樁和承臺(tái)之間的相互作用，得出鄰樁和承臺(tái)可限制能源樁沉降的結(jié)論；費(fèi)康等[9]開(kāi)展模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬，對(duì)正常固結(jié)黏土地基中能源樁長(zhǎng)期運(yùn)行的熱-力學(xué)特性進(jìn)行研究，得出樁頂沉降隨溫度循環(huán)次數(shù)的增多而不斷累積的結(jié)論；李小敏[10]研究了復(fù)合材料混凝土能源樁的承載力特性及傳熱效率，同時(shí)基于FLUENT軟件開(kāi)展數(shù)值模擬研究，得出銅礦渣細(xì)骨料大功率充電(high power charging，HPC)能源樁相較于傳統(tǒng)能源樁在換熱效率和承載力特性方面有顯著優(yōu)勢(shì)；高磊等[11]采用多場(chǎng)耦合軟件建立能源樁三維數(shù)值模型，研究螺旋形埋管能源樁的熱-力學(xué)特性，得出樁身應(yīng)變隨樁長(zhǎng)縮短而線性減小等結(jié)論；楊濤等[12]采用數(shù)值模擬方法對(duì)熱-力耦合作用下的能源樁承載力特性進(jìn)行研究，設(shè)置溫度荷載按正弦函數(shù)變化，得出樁周土相較于樁身溫度變化較為滯后等結(jié)論；史宏財(cái)?shù)萚13]基于圓柱源換熱理論建立非飽和土地基中能源樁數(shù)值模型，提出樁周土飽和度與能源樁換熱比率的函數(shù)關(guān)系，并開(kāi)展室內(nèi)試驗(yàn)驗(yàn)證了模型適用性；趙蕾等[14]基于COMSOL軟件建立不同埋管形式能源樁的數(shù)值模型，對(duì)比研究其換熱性能、軸力、樁身位移等方面的不同，得出雙螺旋形埋管的能源樁換熱效率較高、W形埋管能源樁的樁身附加溫度荷載較大的結(jié)論。

越來(lái)越多的學(xué)者將數(shù)值模擬方法運(yùn)用到能源樁研究領(lǐng)域，運(yùn)用有限元數(shù)值模擬軟件計(jì)算得出的結(jié)果可以一定程度上與試驗(yàn)結(jié)果相互印證。近年來(lái)，針對(duì)能源樁熱-力學(xué)特性的研究主要集中于砂土和非飽和黏性土地基，而針對(duì)飽和黏土地基開(kāi)展的研究相對(duì)較少。鑒于飽和黏土具有高含水量、低強(qiáng)度、高壓縮性、低滲透性等特點(diǎn)，且溫度改變引起的飽和黏土變形會(huì)改變樁土的位移模式，進(jìn)而改變樁側(cè)阻力和端阻力的發(fā)揮，現(xiàn)結(jié)合室內(nèi)模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬，展開(kāi)飽和黏土地基能源樁在冷熱交替循環(huán)過(guò)程中的力學(xué)特性研究，為能源樁在飽和黏土地基的應(yīng)用給出建議。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

飽和黏土地基中能源樁模型試驗(yàn)系統(tǒng)包括模型槽、量測(cè)系統(tǒng)、換熱系統(tǒng)和加載設(shè)備。模型槽是由聚甲基丙烯酸甲酯板材圍成的直徑550 mm的圓桶，該材料具有延展性好、抗沖擊力強(qiáng)等特點(diǎn)。緊貼模型槽內(nèi)壁覆有透明塑料薄膜，以防止內(nèi)部土體水分流失?；鶞?zhǔn)梁橫跨模型槽兩側(cè)，用以固定數(shù)顯百分表，測(cè)量樁頂位移。假定基準(zhǔn)梁與大地變形協(xié)調(diào)，不考慮基準(zhǔn)梁形變對(duì)數(shù)據(jù)的影響。量測(cè)系統(tǒng)包括DH3818靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)、120-50AA混凝土應(yīng)變片(量程0～20 000 με，1/4橋式)、電阻式微型土壓力盒、PT100鉑熱電阻溫度傳感器、溫度采集儀、數(shù)顯式百分表(精度0.01 mm)等。應(yīng)變片和土壓力盒與DH3818相連，溫度傳感器與溫度采集儀相連，可自定義采集頻率，數(shù)據(jù)自動(dòng)采集。換熱系統(tǒng)由數(shù)顯恒溫水浴鍋及全自動(dòng)自吸水泵組成，導(dǎo)熱液體為水，循環(huán)流速為22 L/min。加載設(shè)備為鐵制砝碼，工作荷載與樁頂之間墊有剛性加載板。

1.2 樁周土體參數(shù)

試驗(yàn)用土為飽和黏土，其物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 飽和黏土物理性質(zhì)Table 1 The physical properties of saturated clay

1.3 模型樁制作

試驗(yàn)所用模型樁采用C30強(qiáng)度的混凝土澆筑，模型樁直徑D=84 mm，樁長(zhǎng)L=500 mm，主筋由3根HRB400C8 mm鋼筋組成，箍筋為B6 mm@100 mm。樁內(nèi)換熱水管為PVC鋼絲軟管，水管外徑為14 mm，內(nèi)徑8 mm，試驗(yàn)采用單U形埋管方式，U形兩肢相距32 mm。

1.4 試驗(yàn)方案

1.4.1 準(zhǔn)備工作

試驗(yàn)采用亞克力板圍成的直徑550 mm的模型槽，槽內(nèi)土體高度H=500 mm，分3層填筑，每層虛高20 cm，并以18 kPa荷載靜壓48 h再進(jìn)行下一層填筑，每填筑一層適當(dāng)對(duì)土體噴水養(yǎng)護(hù)以保證土體始終處于飽和狀態(tài)。樁端持力層填筑完成后，在樁底位置埋設(shè)土壓力盒。土體填筑結(jié)束后，將模型地基靜壓一周，以形成正常固結(jié)狀態(tài)的飽和黏土地基。

量測(cè)系統(tǒng)包含的各傳感器布設(shè)如圖1所示，樁頂對(duì)稱布置兩個(gè)百分表B1、B2以測(cè)定樁頂豎向位移，讀數(shù)取二者平均值；在距離土體表面5、200、400 mm深度分別布置3層、每層布置4個(gè)共計(jì)12個(gè)溫度傳感器(T1～T12)，同一深度處傳感器分別距樁軸線42 mm(1/2D)、84 mm(1D)、168 mm(2D)、252 mm(3D)；土體表面距樁側(cè)30、130、230 mm處分別布設(shè)3個(gè)百分表B3、B4、B5，以測(cè)定土體沉降；土壓力盒布置在樁端下，距離模型槽底部10 cm，以測(cè)量樁端阻力；在樁身兩側(cè)對(duì)稱粘貼應(yīng)變片，每側(cè)4片等距布置，共計(jì)8片。

圖1 測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.1 Layout of measuring points

1.4.2 能源樁靜載荷試驗(yàn)

首先按照規(guī)范估算模型樁的極限承載力，隨后按照計(jì)算所得的極限承載力分10級(jí)加載。靜載試驗(yàn)采用慢速維持荷載法，加載過(guò)程中記錄樁頂沉降，當(dāng)每級(jí)荷載下樁頂沉降量小于0.1 mm/h時(shí)，則認(rèn)為已趨于穩(wěn)定，可施加下一級(jí)荷載。當(dāng)某級(jí)荷載下樁頂沉降量為前一級(jí)荷載下沉降量的5倍，則立即終止加載。根據(jù)《建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106—2014)[15]的規(guī)定，荷載-沉降曲線上出現(xiàn)陡降段時(shí)，單樁極限承載力取陡降段起點(diǎn)的荷載值為1.0 kN，取工作荷載為0.5 kN。

1.4.3 試驗(yàn)工況

根據(jù)溫度荷載大小、循環(huán)次數(shù)及樁頂荷載情況將試驗(yàn)分為5種工況，具體見(jiàn)表2。

表2 試驗(yàn)工況Table 2 Test conditions

設(shè)定工況一～工況三初始溫度為20 ℃以模擬室溫，3種工況下分別將換熱液體加熱至50、60、70 ℃，升溫過(guò)程約為15 min，達(dá)到目標(biāo)溫度后維持24 h，隨后將循環(huán)液體迅速冷卻至初始溫度并維持5 h。工況四和工況五將溫度循環(huán)設(shè)定為5 ℃→70 ℃→5 ℃，升溫過(guò)程約為30 min，達(dá)到70 ℃后維持24 h，隨后將循環(huán)液體迅速冷卻至5 ℃并維持5 h，如此循環(huán)3次。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 樁身和土體溫度變化規(guī)律

在數(shù)據(jù)處理時(shí)發(fā)現(xiàn)T1測(cè)點(diǎn)的熱響應(yīng)較迅速，故選取工況一～工況三的T1測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)，分析循環(huán)水溫度的高低對(duì)樁身溫度的影響，從圖2可以看出，初始階段樁身溫度升高較明顯，超過(guò)5 h后逐漸趨于穩(wěn)定，3種工況下樁身最高溫度分別為30.0、34.8、38.5 ℃，可知樁身溫度隨入水溫度的升高而升高。

圖3為工況四所得溫度隨時(shí)間變化曲線，可以看出，樁身各點(diǎn)溫度在初始階段升溫較快，超過(guò)5 h后逐漸趨于穩(wěn)定，測(cè)點(diǎn)T1、T5、T9的最高溫度分別為38.8、35.1、25.6 ℃，沿深度方向樁身溫度逐漸減小，隨循環(huán)次數(shù)的增加，樁身最高溫度先降低后升高，考慮是樁周土體溫度改變較為滯后，樁-土換熱量先增加后減小的緣故。

圖4為距離填土表面200 mm深度處土體沿徑向的溫度變化，可以看出，距離樁越遠(yuǎn)土體溫度越低，遠(yuǎn)端T8點(diǎn)的溫度變化不明顯；隨循環(huán)次數(shù)的增加，土體溫度曲線逐漸變緩，溫度逐漸降低。

圖2 不同循環(huán)溫度下樁身溫度變化曲線Fig.2 The change curves of pile temperature at different temperature cycles

圖3 工況四樁身溫度隨時(shí)間變化曲線Fig.3 The change curves of pile temperature with time in the fourth condition

圖4 工況四土體溫度隨時(shí)間變化曲線Fig.4 The change curves of soil temperature with time in the fourth condition

2.2 樁頂和土體位移

2.2.1 樁頂位移

工況四多次溫度循環(huán)下樁頂沉降變化如圖5所示，規(guī)定向上的位移為正，向下的位移為負(fù)，可以看出，升溫階段樁體發(fā)生膨脹，樁頂產(chǎn)生向上的位移，最大上升位移為0.089 mm；降溫時(shí)樁體收縮位移向下，最大沉降為0.052 mm，降溫所導(dǎo)致的沉降量大于升溫的膨脹量，考慮到樁端黏土由于樁體膨脹產(chǎn)生變形所致，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，樁體的不可恢復(fù)沉降將逐漸累積，三次溫度循環(huán)后樁頂產(chǎn)生累積沉降量達(dá)-0.052 mm(0.6%D)，此結(jié)論與王成龍等[4]、Yavari等[5]、Liao等[16]的結(jié)論一致，工程上須保證能源樁長(zhǎng)期運(yùn)行的穩(wěn)定性，而樁頂位移尤其是沉降位移是影響結(jié)構(gòu)安全的重要因素，尤其對(duì)于飽和黏土地基多次溫度循環(huán)后的樁頂累積沉降應(yīng)引起足夠重視。

2.2.2 土體位移

選取工況四土體表面豎向位移數(shù)據(jù)繪制位移-時(shí)間曲線，如圖6所示。百分表B3靠近樁身，由于升溫階段樁體膨脹產(chǎn)生擠土效應(yīng)，土體表面隆起，故表現(xiàn)為較大的上升位移，不予考慮。升溫階段，由于土體發(fā)生熱固結(jié)現(xiàn)象產(chǎn)生沉降；降溫會(huì)加劇土體沉降，考慮是由于超靜孔隙水壓力的消散使土體固結(jié)程度增大的緣故[17]。受土體溫度場(chǎng)的影響，靠近樁身土體的沉降速率大于遠(yuǎn)端。隨循環(huán)次數(shù)的增加，土體沉降速率呈減小趨勢(shì)，三次溫度循環(huán)后，B4、B5處土體的最終沉降量分別為-1.19 mm和-0.61 mm。因此，能源樁應(yīng)用于飽和黏土地基時(shí)，設(shè)計(jì)階段需考慮到黏土發(fā)生熱固結(jié)現(xiàn)象，產(chǎn)生收縮變形對(duì)樁基承載力的影響。

圖5 樁頂位移變化曲線Fig.5 The curve of displacement of pile top

圖6 土體表面豎向位移變化曲線Fig.6 The curves of vertical displacement of soil surface

3 試驗(yàn)與模擬力學(xué)特性對(duì)比分析

3.1 三維數(shù)值模型建立

基于COMSOL Multiphysics軟件建立與能源樁試驗(yàn)裝置等大的三維數(shù)值模型，利用軟件內(nèi)置的巖土工程模塊和偏微分方程(partial differential equation，PDE)引入物理力學(xué)場(chǎng)和溫度場(chǎng)，為優(yōu)化求解過(guò)程，在建立模型之初做出如下假設(shè)：①默認(rèn)樁周土壤中無(wú)地下水滲流運(yùn)動(dòng)；②樁身及樁周土材料的物理力學(xué)參數(shù)保持恒定，不隨溫度場(chǎng)而變化；③將換熱管及換熱液體簡(jiǎn)化為線性熱源；④數(shù)值模型的初始溫度統(tǒng)一且均勻分布。

考慮到計(jì)算難度隨網(wǎng)格劃分細(xì)密程度線性增長(zhǎng)，對(duì)換熱管采用邊單元網(wǎng)格劃分法，最小單元尺寸0.12 mm，樁身及樁周土體采用自由四面體網(wǎng)格劃分法，最小單元尺寸分別為0.9 mm和2.4 mm，如圖7所示。

樁身應(yīng)力測(cè)點(diǎn)分布越密集，越利于分析樁身力學(xué)性質(zhì)，在數(shù)值模擬中沿樁身等距取9個(gè)測(cè)點(diǎn)，相鄰測(cè)點(diǎn)間距為50 mm，運(yùn)用COMSOL軟件內(nèi)置的巖土工程模塊計(jì)算樁身各項(xiàng)力學(xué)指標(biāo)。

圖7 模型網(wǎng)格劃分Fig.7 Model meshing

3.2 樁端土壓力

樁端阻力的變化表現(xiàn)為樁端土壓力的變化，5種工況下樁端土壓力隨時(shí)間變化的曲線如圖8所示。加熱和制冷階段開(kāi)始后，各工況下樁體的樁端土壓力在2 h內(nèi)分別迅速增加和減小，考慮是由于樁體溫度未達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，2 h之后樁端土壓力逐漸趨于穩(wěn)定。由于循環(huán)溫度的差別，樁端土壓力的大小也各不相同。

工況一～工況三加熱階段結(jié)束后，樁端出現(xiàn)的最大壓應(yīng)力分別為0.064 1、0.086 1、0.109 5 MPa；制冷結(jié)束后，樁端最小壓應(yīng)力分別為0.017 6、0.020 6、0.021 8 MPa。加熱后樁體受熱膨脹，樁端土壓力升高，而制冷時(shí)樁體受冷收縮，樁端土壓力逐漸減少，這與 Yavari 等[5]的結(jié)論基本一致。循環(huán)水的溫度越高，樁端土壓力越大；加熱與制冷階段的溫差越大，樁端最大壓應(yīng)力與最小壓應(yīng)力的差值越大。由工況四和工況五的土壓力變化曲線可以看出，工作荷載作用下，加熱結(jié)束時(shí)的樁端壓應(yīng)力約為零荷載作用下的1.65倍，制冷結(jié)束時(shí)的樁端壓應(yīng)力約為零荷載作用下的14倍，變化規(guī)律與王成龍等[4]基本一致。加熱階段結(jié)束后，樁端出現(xiàn)的最大壓應(yīng)力分別為0.107 6 MPa和0.178 4 MPa；制冷結(jié)束后，樁端最小壓應(yīng)力分別為0.005 9 MPa和0.084 4 MPa。隨循環(huán)次數(shù)的增加，樁端最大壓應(yīng)力逐漸減小，考慮是由于樁周土體在多次冷熱交替后發(fā)生熱固結(jié)作用，土體強(qiáng)度增大的緣故。

數(shù)值模擬所得樁端土壓力隨能源樁運(yùn)行時(shí)間的變化趨勢(shì)與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，數(shù)值相對(duì)較大。數(shù)值模擬樁端土壓力平均值相較于試驗(yàn)結(jié)果偏大20%～25%，考慮是由于建立模型時(shí)簡(jiǎn)化荷載傳遞公式的緣故。

圖8 試驗(yàn)與模擬樁端土壓力對(duì)比圖Fig.8 Comparison of pile end earth pressure between test and simulation

3.3 樁身側(cè)摩阻力分布規(guī)律

溫度循環(huán)引起的樁體膨脹和收縮受到約束時(shí)，在樁體內(nèi)部會(huì)產(chǎn)生軸向附加應(yīng)力，此時(shí)樁身實(shí)際熱應(yīng)變小于自由應(yīng)變?chǔ)臫-free，產(chǎn)生熱應(yīng)力σT，進(jìn)而引起樁側(cè)摩阻力的改變，不同深度處的樁側(cè)摩阻力fs,mob,j計(jì)算公式推導(dǎo)過(guò)程如下。

εT-free=αcΔT

(1)

σT=EεT-rstr=E(εT-free-εT-obs)

(2)

fs,mob,j=(σT,j-σT,j-1)D/(4Δl)

(3)

式中：σT為溫度荷載下樁身的附加熱應(yīng)力，MPa；E為彈性模量，GPa；εT-rstr為溫度荷載下樁身的附加熱應(yīng)變；εT-free為溫度荷載下樁身的自由應(yīng)變；εT-obs為溫度荷載下樁身的觀測(cè)應(yīng)變；αc為樁體熱膨脹系數(shù)，樁體熱膨脹系數(shù)采用 10 με/℃；ΔT為測(cè)點(diǎn)溫差，℃；D為樁體直徑；Δl為相鄰應(yīng)變片的間距；j=1,2,3,4表示從土表面到樁端應(yīng)變片編號(hào)。定義側(cè)摩阻力向上為正，向下為負(fù)。

工況一～工況三中24 h和29 h的樁身側(cè)摩阻力-深度分布曲線如圖9所示。對(duì)比分析模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬數(shù)據(jù)可發(fā)現(xiàn)二者側(cè)摩阻力趨勢(shì)基本一致，樁體受熱時(shí)兩端分別向上和向下運(yùn)動(dòng)，樁體上半部分產(chǎn)生負(fù)的側(cè)摩阻力，下半部分產(chǎn)生正的側(cè)摩阻力；樁身側(cè)摩阻力隨循環(huán)溫度的升高而逐漸增大；無(wú)論升溫階段還是降溫階段，位移零點(diǎn)均產(chǎn)生在樁身中部偏下位置；樁端附近產(chǎn)生的側(cè)摩阻力數(shù)值均小于樁體上半部分側(cè)摩阻力數(shù)值，考慮因?yàn)闃抖送恋募s束作用使樁-土相對(duì)位移較小的緣故。

取工況四和工況五24 h和29 h的樁體側(cè)摩阻力進(jìn)行對(duì)比，以此分析工作荷載作用對(duì)側(cè)摩阻力的影響，試驗(yàn)與模擬結(jié)果對(duì)比如圖10所示。樁體升溫時(shí)，樁體上部側(cè)摩阻力為負(fù)，下部側(cè)摩阻力為正，降溫時(shí)恰好相反。模型試驗(yàn)升溫結(jié)束時(shí)，零荷載和工作荷載作用下最大側(cè)摩阻力值分別為0.062 1 MPa和0.046 0 MPa；29 h時(shí)刻，二者最大側(cè)摩阻力值分別為0.029 9 MPa和0.047 3 MPa。工作荷載作用使樁身整體下沉，產(chǎn)生負(fù)摩阻力的區(qū)域逐漸變小，相較于零荷載作用時(shí)，位移零點(diǎn)上移至樁中部偏上位置，此結(jié)論與數(shù)值模擬結(jié)果一致。

選取工況五升溫和降溫結(jié)束時(shí)的樁側(cè)摩阻力數(shù)據(jù)繪制其沿深度分布圖，以分析溫度循環(huán)次數(shù)對(duì)樁體側(cè)摩阻力的影響，如圖11所示?？梢钥闯?，無(wú)論升溫或降溫階段，靠近土體表面處的模擬結(jié)果均明顯小于試驗(yàn)結(jié)果，考慮是由于兩處位于溫度場(chǎng)的邊緣，溫度變化幅度較小且遲緩，不會(huì)產(chǎn)生明顯的熱量堆積效應(yīng)，樁身附加熱應(yīng)力相對(duì)較小的緣故。因此，在設(shè)計(jì)模型試驗(yàn)時(shí)需注意在樁身兩端細(xì)分應(yīng)力測(cè)點(diǎn)。模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬的樁身中下部側(cè)摩阻力值無(wú)較大差異，試驗(yàn)與模擬結(jié)果的最大側(cè)摩阻力值基本相同。模型試驗(yàn)中3次循環(huán)升溫階段的最大側(cè)摩阻力值依次為0.046 0、0.049 1、0.050 6 MPa；降溫時(shí)最大側(cè)摩阻力值依次為0.047 3、0.052 3、0.052 9 MPa。多次溫度循環(huán)后，降溫時(shí)位移零點(diǎn)下移至樁體中部偏下位置，升溫階段位移零點(diǎn)的位置始終保持在樁體上部。隨著循環(huán)次數(shù)的增加，側(cè)摩阻力逐漸增大，增量逐漸減小，考慮是多次冷、熱循環(huán)使樁側(cè)土體產(chǎn)生固結(jié)變形對(duì)樁體的約束作用增強(qiáng)的緣故。

圖9 工況一～工況三側(cè)摩阻力沿深度分布Fig.9 The shaft friction distribution along depth in the first to third conditions

圖10 工況四、工況五側(cè)摩阻力沿深度分布Fig.10 The shaft friction distribution along depth in the fourth and fifth conditions

圖11 工況五試驗(yàn)與模擬側(cè)摩阻力對(duì)比圖Fig.11 The shaft friction distribution of test and simulation in the fifth condition

4 結(jié)論

通過(guò)開(kāi)展不同工況下飽和黏土地基中能源樁室內(nèi)模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，將模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相互印證，獲得樁土溫度、位移和樁基承載力及其變化規(guī)律，得到如下結(jié)論。

(1)對(duì)換熱液體加熱時(shí)，前5 h樁身溫度迅速升高，隨后逐漸趨于穩(wěn)定。降溫階段所引起的樁頂沉降量大于升溫產(chǎn)生的膨脹量，且多次溫度循環(huán)導(dǎo)致的累積變形可能會(huì)對(duì)上部建筑的安全造成影響，在設(shè)計(jì)階段需引起重視。多次溫度循環(huán)使土體發(fā)生熱固結(jié)現(xiàn)象，樁周土體表現(xiàn)為沉降，靠近樁身土體的沉降速率大于遠(yuǎn)端。隨循環(huán)次數(shù)的增加，樁周土體的沉降速率呈減小趨勢(shì)。

(2)樁身側(cè)摩阻力隨溫度的升高而逐漸增大，任一工況樁端附近產(chǎn)生的側(cè)摩阻力數(shù)值均小于樁頂部分的側(cè)摩阻力數(shù)值，且側(cè)摩阻力隨循環(huán)次數(shù)的增加而逐漸增大。工作荷載的加入導(dǎo)致樁身產(chǎn)生負(fù)摩阻力的區(qū)域逐漸變小，位移零點(diǎn)逐漸上移。

(3)采用數(shù)值模擬研究方法可以較好地模擬能源樁溫度循環(huán)下的承載力特性，數(shù)值模擬結(jié)果可與模型試驗(yàn)結(jié)果做到相互印證。數(shù)值模擬所得的側(cè)摩阻力在靠近土體表面處和樁端處明顯小于模型試驗(yàn)后果，在設(shè)計(jì)試驗(yàn)時(shí)需注意增加在樁身兩端的測(cè)點(diǎn)以便于更完整、細(xì)致地分析能源樁側(cè)摩阻力趨勢(shì)。