浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2023, 57(3): 562-572 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2023.03.014

土木工程

考虑间歇比的地热能源桩热-力性能试验研究

刘春阳,, 方鹏飞,, 张日红, 谢新宇, 娄扬, 张秋善, 朱大勇

1. 浙江大学 滨海和城市岩土工程研究中心，浙江 杭州 310058

2. 浙大宁波理工学院，浙江 宁波 315100

3. 浙江大学 宁波研究院，浙江 宁波 315100

4. 中淳高科桩业股份有限公司，浙江 宁波 315145

Experimental study on thermo-mechanical properties of geothermal energy pile considering intermittent ratio

LIU Chun-yang,, FANG Peng-fei,, ZHANG Ri-hong, XIE Xin-yu, LOU Yang, ZHANG Qiu-shan, ZHU Da-yong

1. Research Center of Coastal and Urban Geotechnical Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China

2. NingboTech University, Ningbo 315100, China

3. Ningbo Research Institute, Zhejiang University, Ningbo 315100, China

4. ZCONE High-Tech Pile Industry Holdings Limited Company, Ningbo 315145, China

通讯作者: 方鹏飞，男，副教授，博士. orcid.org/0000-0001-7872-578X. E-mail： fpf@nit.zju.edu.cn

收稿日期: 2022-03-6  

基金资助: 国家自然科学基金资助项目(51708496)；浙江省自然科学基金资助项目(LY16E080010)；宁波市自然科学基金资助项目(2021J169)

Received: 2022-03-6  

Fund supported: 国家自然科学基金资助项目(51708496)；浙江省自然科学基金资助项目(LY16E080010)；宁波市自然科学基金资助项目(2021J169)

作者简介 About authors

刘春阳（1996—），男，硕士生，从事地热能源桩承载特性研究.orcid.org/0000-0001-6098-0571.E-mail：21912192@zju.edu.cn , E-mail：21912192@zju.edu.cn

摘要

结合地热能源桩现场试验，在桩身内部埋设应变/温度传感器，监测进/出口水温、桩身温度和轴向应变. 分析不同间歇比下桩身轴向附加温度应力与桩侧附加摩阻力的变化规律，比较间歇与连续模式下地热能源桩的传热性能与热-力学特性. 试验结果表明，间歇比对地热能源桩的短期传热性能影响比长期传热性能影响大. 当间歇比为1、2时，性能系数平均值分别为3.95、4.00，桩身每延米换热量平均值分别为101.2 、107.3 W/m. 间歇比对桩身温度影响较明显，间歇比为1的桩身平均温度增量比间歇比为2的高66%. 桩身中部的轴向观测应变大于桩两端的，桩身轴向附加温度应力和桩侧附加摩阻力均随间歇比的增大而减小. 在桩身温度恢复阶段，间歇比为1、2工况的桩身温度，轴向观测应变和轴向附加温度应力均有残余.

关键词： 间歇比 ; 地热能源桩 ; 多次温度循环 ; 换热性能 ; 热-力学响应 ; 现场试验

Abstract

Combined with the field test of geothermal energy pile, the strain/temperature sensors were embedded in the pile body to monitor the inlet/outlet water temperature, the temperature of the pile body and the axial strain. A variation law of the additional axial thermal stress and the additional frictional resistance of the pile under different intermittent ratios was analyzed, the heat transfer performance and thermo-mechanical properties of geothermal energy piles in intermittent and continuous modes were compared. Test results showed that the effect of intermittent ratio on short-term heat transfer performance of geothermal energy piles was greater than that on long-term heat transfer performance.When the intermittent ratio was 1 and 2, The average values of performance coefficient was 3.95 and 4.00, and the average heat transfer per meter of the pile body was 101.2 and 107.3 W/m, respectively. The intermittent ratio had a significant effect on the pile body temperature, and the average temperature increment of the pile body with the intermittent ration of 1 was 66% higher than that with the intermittent ration of 2. The axial observed strain in the middle of the pile body was greater than that at the two ends of the pile, and the additional axial thermal stress and the additional frictional resistance of the pile decreased with the increase of the intermittent ratio. During the recovery stage of pile temperature, the pile temperature, axial observed strain and additional axial thermal stress under intermittent ratio of 1 and 2 were all residual.

Keywords： intermittent ratio ; geothermal energy pile ; multiple temperature cycle ; heat transfer performance ; thermo-mechanical response ; field test

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本文引用格式

刘春阳, 方鹏飞, 张日红, 谢新宇, 娄扬, 张秋善, 朱大勇. 考虑间歇比的地热能源桩热-力性能试验研究. 浙江大学学报(工学版)[J], 2023, 57(3): 562-572 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2023.03.014

LIU Chun-yang, FANG Peng-fei, ZHANG Ri-hong, XIE Xin-yu, LOU Yang, ZHANG Qiu-shan, ZHU Da-yong. Experimental study on thermo-mechanical properties of geothermal energy pile considering intermittent ratio. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2023, 57(3): 562-572 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2023.03.014

工业革命以来，化石燃料带来巨大经济效益的同时，也给生态环境带来日益严重的影响[1]. 地源热泵技术作为地热能利用的方式，虽具有绿色、无污染的优点，被广泛应用于实际工程中，但存在钻孔费用高、换热效果不佳的缺点，直接影响该技术的进一步推广应用[2]. 20世纪80年代，奥地利工程师将地源热泵与桩基础相结合，形成地热能源桩技术[3]. 桩基础在支撑建筑荷载的同时，充当土体的热交换器. 同竖向地源热泵相比，地热能源桩技术能够节省大量的钻孔费用，具有良好的换热性能和经济效益[4-6].

地热能源桩的工程应用越来越广泛[7]，研究者先后采用现场试验、室内模型试验[8-10]及数值分析[11-12]等手段，研究温度效应对地热能源桩热-力学性能的影响. 现场试验能够准确反映地热能源桩传热及承载性能. Laloui等[13-14]基于现场原位试验，得出地热能源桩应力-应变变化规律，提出附加温度应力的计算方法. Bourne-Webb等[15-16]分析荷载作用下地热能源桩热-力学性能，得出桩体变形表现为热弹性的结论. 桂树强等[17]的研究表明，在温度与荷载作用下，桩体会产生较大的附加温度应力. Murphy等[18-19]研究发现，地热能源桩桩顶约束越小，桩身附加温度应力越小，桩顶位移越大. You等[20]结合CFG桩原位试验，研究CFG桩在温度与荷载共同作用下的结构响应规律. 路宏伟等[21]开展冷热循环温度效应下的地热能源桩现场试验，得到桩身附加轴力为原轴力的2倍以上的结论. 郭易木等[22]分析自由约束条件下分层地基中PHC管桩的热-力学性能，得出桩侧附加摩阻力与桩身应力应变的分布规律. 孔纲强等[23]结合现场原位试验，发现较大的温差对试验场地土体温度和地热能源桩传热效率影响不大.

上述研究主要集中在地热能源桩连续运行对其热-力学性能的影响，间歇运行工况的研究较少. Faizal等[24]研究不同间歇比下循环温度对地热能源桩热-力学性能的影响，得到桩身传热效率随间歇比增大而增大的结论. 任连伟等[25]开展冬季工况下微型钢管地热能源桩的现场试验，研究结果表明，桩身附加温度应力随循环次数增大而增大，性能系数（coefficient of performance， COP）随循环次数增加而减小. 可见，间歇运行的地热能源桩热-力学性能与连续运行的有较大差别，间歇温度下正常服役地热能源桩热-力学性能的研究较少. 本研究结合现场服役地热能源桩，桩顶承受建筑荷载与结构的约束作用，研究不同间歇比下循环温度效应对地热能源桩COP、桩身每延米换热量、桩身温度/应变/应力、桩身轴力和桩侧摩阻力的影响规律，为地热能源桩的设计和推广应用提供依据.

1. 现场试验概况

1.1. 工程背景

地热能源桩试验场地位于浙江省宁波市. 工程包括地下一层停车场和地上5层框架结构办公楼，地热能源桩热泵系统已投入使用. 试桩采用静钻根植工法施工[26]，直径为650 mm，桩长52 m. 桩顶承受建筑结构（混凝土外墙、承台、基础梁和柱子等）和荷载的约束. 桩端位于粉质黏土层，入土深度为2 m. 试桩分为4节，长度从上到下依次为10、15、15、12 m. 混凝土等级为C80，桩身混凝土弹性模量E=38 GPa. 换热管为高密度聚乙烯(HPDE)管，尺寸为 DN32×3 mm，采用桩外侧并联双U型布置. 桩周土以淤泥质黏土、黏土和粉质黏土为主. 桩长范围的岩土体温度平均为20.6 ℃. 场地各土层的基本物理力学与热物性参数如表1所示. 表中，hs为土层深度，ρ为重度，ww为水的质量分数，λ为导热系数，c为比热容，Es为压缩模量，c1为黏聚力，φ为内摩擦角.

表 1   土的基本物理力学与热物性指标

Tab.1  Physical-mechanical and thermo-physical parameters of soil

土层类型 hs/ m γ/ (kN·m−3) ww/ % λ/ (W·m−1·K−1) c /(J·kg−1·K−1) Es/ MPa c1/ kPa φ/ (°)
淤泥质黏土 0~8 17.2 51.0 1.11 1 840 2.28 10.4 8.3
黏土 8~15 19.0 32.7 1.26 1 670 6.99 37.8 16.9
粉质黏土 15~20 18.8 33.5 1.43 1 620 4.46 24.4 14.2
粉质黏土 20~37 18.7 34.9 1.44 1 620 4.41 19.8 13.3
黏土 37~45 18.3 37.9 1.52 1 730 5.28 24.3 13.3
粉质黏土 45~52 19.1 31.9 1.63 1 620 6.65 26.7 16.9
粉质黏土 52~57 19.2 30.4 1.71 1 620 8.28 42.0 16.8
粉质黏土 57~60 19.4 30.0 1.74 1 620 8.22 42.9 17.0

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1.2. 试桩传感器布置

现场试验选用的传感器及测试仪器主要包括：光纤光栅应变传感器/温度传感器、地源中央空调系统. 地源热泵中央空调系统（简称为空调）水泵额定功率为0.3 kW，循环水流流速为0.59 m/s，制冷输入功率为1.1 kW，额定制冷量为5.05 kW. 根据土层分布情况，桩身传感器分别埋设在7个截面（分别位于距离桩端3.05、8.95、16.95、26.05、33.75、44.75、51.75 m位置处）. 为了减小误差，设计制造时桩身纵向埋设2组温度和应变传感器（2个/组，分别布置在同一截面、十字垂直交叉的方向），采用2组传感器的平均值作为试验结果. 虽然地热能源桩在设计时换热管与传感器位置匹配，但是预制管桩在制作和养护过程中，桩身内部埋设的传感器位置无法确定，且植桩过程中，桩身转动可能会造成换热管位置移动，因此换热管与传感器位置不能保证完全匹配. 地热能源桩及传感器布置如图1所示.

图 1

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图 1   地热能源桩传感器布置图

Fig.1   Distribution of gauges in geothermal energy pile


1.3. 试验方案

空调夏季运行时，与大气进行热量交换的换热液（温度较高）在换热管内循环，与桩体及桩周土体进行热交换后，返回上部热泵空调系统，反复循环. 地源中央空调系统对电压、电流、功率、流量、进出水温度等参数实时监测.

定义间歇比为

$ n = {{{t_{\text{o}}}}}/{{{t_{\text{c}}}}} . $

式中：tc为一天中热泵间歇时间，to为一天中热泵运行时间. 李彦儒等[27]研究我国居民夏季使用空调时长习惯，得出一天内住宅建筑空调开机时长多为12 h，办公建筑空调使用时长多为8 h. 因此设计n=1（开机12 h，关机12 h）和n=2（开机8 h，关机16 h）2种工况，试验方案详如表2所示. 表中，tr为运行天数，ts为停机天数. 工况n=1的热泵从2020年7月29日开始运行，2020年8月20日停止运行，自然回温至2020年9月17日结束. 工况n=2的热泵从2020年9月18日开始运行，2020年10月10日停止运行，自然回温至2020年11月6日. 运行阶段2种工况每日均采集3次数据. 现场仅有1根地热能源试验桩，因此2种工况的试验不同时开展. 回温阶段试验桩的温度变化速率主要受桩身温度与土体温度差的影响，大气温度对岩土体温度（常年在20 ℃ ± 1 ℃范围内波动）会有一定的影响. 回温末期工况n=2（外界大气温度平均为18 ℃）的桩身温度较工况n=1（外界大气温度平均为27 ℃）的更接近初始温度.

表 2   现场热力耦合试验方案

Tab.2  On-site thermo-mechanical coupling test plan

n to/ h 运行时间 tc / h tr / d ts / d
1 12 8:00~20:00 12 23 27
2 8 8:00~16:00 16 23 27

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1.4. 计算方法

COP是衡量热泵系统能耗水平的指标，计算公式[28]为

$ {\text{COP}} = {Q}/{P} \text{，} $

$ Q = {\text{π }} {r^2}v{\rho _{\text{w}}}{c_{\text{w}}}\Delta {\theta _{\text{w}}} \text{，} $

$ P = UI {.} $

式中：Q为换热管的换热功率， r为换热管半径， v为换热液流速，ρw为换热液密度，cw为换热液比热容，Δθw为桩身进/出口水温温差， P为空调功率， U为空调电压，I为空调电流. 通常用桩身每延米的瞬态热交换量 q 来衡量地热能源桩热泵系统的换热效率，

$ q = {Q}/{H} . $

式中：H为桩长. 地热能源桩受热时会发生膨胀，在忽略径向膨胀时，桩身轴向自由应变[28]为

$ {\varepsilon _{{\text{F}}}} = {\alpha _c}\Delta \theta . $

式中：εF为桩身自由膨胀应变，αc为钢筋混凝土线膨胀系数，Δθ为桩身温度增量. 桩身膨胀时受到桩侧土、桩顶上部建筑荷载和桩底土层的约束作用，轴向约束应变为

$ {\varepsilon _{{\text{R}}}} = {\varepsilon _{{\text{F}}}} - {\varepsilon _{{\text{obs}}}} . $

式中：εR为桩身约束应变，εobs为观测应变. 温度变化引起的桩身附加热应力为

$ {\sigma _\theta } = E{\varepsilon_{_{\text{R}}}} . $

σθ以压为正，拉为负. 通过静钻根植工法施工的地热能源桩，桩身内外侧均填充水泥土. 研究表明，正常荷载作用下的预制桩和水泥土变形协调，将二者看作整体[29-30]. 因此桩身第i段的桩侧附加摩阻力平均值为

$ {f_{{\text{mo}},i}} = ({\sigma _{\theta ,i}} - {\sigma _{\theta ,i - 1}})D/(4\Delta L) . $

式中：σθ, i为截面i的轴向附加温度应力，σθ, i−1为截面i−1的轴向附加温度应力，D为桩身直径，ΔL为相邻两截面的间距.

2. 试验结果及分析

2.1. 桩身进/出水温及换热效率

桩身进/出口水温是计算试桩换热量的重要参数，进出口水温温差越大，单位长度桩身换热量越大. 桩身进口水温θin、出口水温θout和进/出口水温温差Δθin-out随时间t的关系如图2所示. 当n=1时，进口水温从27.7 ℃升至36.9 ℃，出口水温从23.3 ℃升至32.2 ℃，进/出口水温温差为3.5~6.2 ℃，平均值为4.4 ℃. 当n=2时，进口水温从26.6 ℃ 升至34.7 ℃，出口水温从22.7 ℃ 升至30.2 ℃，进/出口水温差稳定在2.7~4.7 ℃，平均值为4.2 ℃. 可见，间歇比对桩身进出口水温差影响不显著.

图 2

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图 2   间歇模式下换热管进/出口温度随时间的变化

Fig.2   Inlet/outlet temperature of heat exchange tube with time in intermittent mode


地热能源桩传热效率随时间的变化曲线如图3所示. 由图3（a）可知，当n=1时，COP在初始阶段为4.28，逐渐稳定至3.87，平均值为4.00；当n=2时，COP从4.78下降至3.64，平均值为3.95；连续运行时COP从3.83下降至2.72，平均值为3.01. 间歇运行下n=1、2的COP平均值较连续运行模式，分别提高32.89%、31.23%. 由图3（b）可知，n=1的桩身每延米换热量基本保持不变（有波动），n=2的桩身每延米换热量随时间逐渐降低，n=1、n=2和连续运行时桩身每延米热交换平均值，分别为101.2、107.3、85.4 W/m. 间歇运行下n=1、2的桩身每延米热交换平均值较连续运行模式，分别提高18.5%、25.6%. 由图3可知，间歇比对试桩短期传热性能影响显著，对长期传热性能影响不明显. 地热能源桩传热性能与换热液性质、换热液流速、进出口水温、换热管长度有关. 加热初期，工况n=2的传热效率明显高于工况n=1，表明传热效率与间歇比呈正比，间歇比越大，试桩传热效率越高[24]. 分析原因主要是间歇比大时，热泵开机较短，关机时间较长，短期内进/出口温差较大，地热能源桩传热性能较好. 长期运行时桩体及桩周土体热量交换达到动态平衡，桩身进/出口水温差相对稳定（约4.3 ℃），2种工况传热效率接近. Faizal等[24] 的研究表明，桩身传热效率随时间持续下降. 分析原因可能是试验场地为砂土，其导热系数达到2.2 W/(m·K)，换热效果明显好于本试验的软黏土[31]，由于试验运行时间较短，系统换热未达到稳定状态，导致传热效率随时间持续下降. 由图3（b）还可看出，2种工况运行6 d后，系统换热达到平衡，桩体每延米传热效率基本保持稳定.

图 3

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图 3   地热能源桩传热性能随时间的变化

Fig.3   Heat transfer performance of geothermal energy piles with time


2.2. 桩身温度

试桩桩身温度θp随循环次数与时间的关系如图4所示. 可以看出，热泵运行初期，桩身温度迅速升高，之后桩身温度呈现波动上升趋势，工况n=1运行10 d后桩身温度保持稳定，工况n=2运行14 d后桩身温度保持稳定. 23 d后热泵停止运行，桩身温度迅速下降，40 d后2种工况桩身温度均基本保持稳定. 2种工况试桩最高温度均位于16.95 m处，最大值分别为31.8 、29.7 ℃，桩身中部温度高于桩两端温度. 分析原因主要是桩顶能直接与大气进行热交换，其散热效果优于土体，桩底水泥土扩大头与持力层的导热性能优于桩身中部的土体[26]；另外，16.95 m位置附近是黏土，其导热性能不佳，因此温度更易在此处聚集.

图 4

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图 4   地热能源桩温度随时间变化的分布

Fig.4   Temperature distributions of geothermal energy pile with time


如图5所示为桩身温度增量Δθ沿深度h的分布曲线. 加热前10 d桩身温度上升较快，10 d后桩身温度升幅趋于稳定. 加热第5天，工况n=1的温度增量平均值为4.0 ℃，工况n=2的温度增量平均值为2.5 ℃，工况n=1的温度升幅大于工况n=2的. 2种工况的温度增量最大值均位于16.95 m处，分别为11.0、8.2 ℃. 由图5（c）可知，连续运行模式桩身温度增量最大值位于16.95m处，为17.37 ℃，温度增量平均值为13.34 ℃. 回温阶段，桩身温度迅速下降，回温初期温度下降较快，回温末期（40 d后）温度降幅趋于稳定. 工况n=1末期处于9月份，大气平均温度为23.5 ℃，回温末期桩身平均温度较初始温度高1.1 ℃. 工况n=2回温末期处于11月份，此时大气平均温度为15.5 ℃，桩身温度与初始温度较接近.

图 5

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图 5   地热能源桩温度增量沿深度的分布曲线

Fig.5   Temperature increment distributions of geothermal energy pile along depth


间歇比对桩身温度的影响与Faizal等[24-25]的研究结果相近，间歇比对桩身温度影响显著，间歇比越大，桩身加热时间越短，桩身吸收外界热量越少，温升较低. 与连续运行模式相比，间歇工况的热泵运行时间较短，地热能源桩换热量较少，相应的桩身温度增量明显降低. 试验结果表明，间歇工况下n=1、2对应的桩身温度增量平均值较连续运行模式，分别下降48.1%、67.7%[32]，且连续运行模式下桩身温度达到稳定的时间明显较间歇模式的长.

2.3. 桩身轴向观测应变

如图6所示为桩身轴向观测应变εobs沿深度h的分布曲线. 桩身各截面观测应变随时间逐渐增大，桩身观测应变沿深度呈现中间大两端小的分布形式. 工况n=1的桩身最大观测应变在33.75 m处达到峰值，为9.014×10−5；工况n=2的桩身最大观测应变在26.05 m处达到峰值，为5.270×10−5，2种工况的桩两端轴向观测应变均较小. 分析原因主要是试桩桩顶受建筑结构较强的约束作用，同时由于桩端水泥土扩大头的约束作用，造成桩两端轴向观测应变较桩身中部小. 回温阶段，桩身轴向观测应变迅速恢复，但桩身中部观测应变的恢复速率大于桩两端，回温27 d后，桩身轴向观测应变基本恢复至初始水平，表现为弹性，其变化规律与Faizal等[24]的研究结果一致. 由图6可知，加热阶段间歇比对试桩观测应变影响显著，桩身观测应变变化趋势与桩身温度增量变化趋势同步. 由图6可以看出，间歇比越大，加热时长越短，温度效应引起桩身变形越小. 与连续运行模式相比，间歇工况的桩身变温小，相应的应变就小. 试验结果表明，2种间歇工况n=1、2下的轴向观测应变最大值较连续运行的，分别下降37.3%、63.1%[32].

图 6

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图 6   地热能源桩观测应变沿深度的分布曲线

Fig.6   Observed strain distribution of geothermal energy pile along depth


2.4. 桩身轴向附加温度应力

试桩桩身受热膨胀后，在桩顶建筑结构、桩端水泥土和桩周土体的约束作用下，桩身变形明显小于自由状态的变形. 根据式（6）~（8）计算得到桩身附加温度应力σθ，其沿深度h的分布曲线如图7所示. 可以看出，加热阶段，桩身轴向附加温度应力沿深度呈现中间小，两端大的趋势. n=1、2的桩身最大附加温度应力，分别为3.3、2.2 MPa，均位于3.05 m处. 桩顶受建筑结构（混凝土外墙、承台、基础梁和柱子等）和上部荷载的约束，其观测应变较桩身中部小，桩顶附近的轴向附加温度应力最大. 桩端虽然受到水泥土扩大头的约束，但其约束作用弱于桩顶，相应的轴向附加温度应力小于桩顶的. 回温阶段，桩身附加温度应力迅速下降，桩两端附加温度应力下降速度明显快于桩身中部. 回温27 d后，桩身温度没有真正恢复到初始状态，有稍许差异，桩身存在一定的残余应力. 试验结果表明，间歇比越大，热泵系统运行时间越短，引起桩身变形越小，产生的桩身轴向附加温度应力越小. 工况n=1、2的轴向附加温度应力最大值较连续运行模式下，分别减小28.5%、52.3%[32].

图 7

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图 7   地热能源桩轴向附加温度应力沿深度的分布曲线

Fig.7   Additional axial thermal stress of geothermal energy pile along depth


如图8所示为轴向附加温度应力σθ与温度增量Δθ的关系. 桩身轴向附加温度应力与温度增量基本上呈线性关系，线性拟合系数αθ为单位温度增量引起的轴向附加温度应力，试桩完全约束时αθ=380 kPa/℃. 由图8可以看出，αθ沿深度呈现两端大，中间小的趋势，2种工况3.05 m处αθ分别为328、343 kPa/℃. αθ沿深度的增加逐渐减小，33.75 m处αθ分别为29、31 kPa/℃，随后αθ沿深度的增加逐渐增大，51.75 m处αθ分别为205、231 kPa/℃. 桩身αθ分布规律表明，桩身约束沿深度先逐渐减小，在33.75 m处达到最小，随后沿深度逐渐增大. 可以推测，桩顶αθ接近380 kPa/℃，可视为完全约束，同时桩端水泥土扩大头也发挥了较大的约束作用. 由图还可看出，工况n=2的桩身大部分截面的线性拟合系数αθ稍大于工况n=1的，可能是工况n=1在多次温度循环后，桩身存在一定的残余应力引起的[25].

图 8

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图 8   地热能源桩轴向附加温度应力随温度的变化

Fig.8   Additional axial thermal stress of geothermal energy pile with temperature


影响αθ的因素主要包括成桩工艺、桩型、桩顶和桩端约束条件等. Murphy等[18-19]的研究表明，当桩顶存在建筑约束、桩端持力层为砂岩时，桩端轴向应变较桩身中部大，桩端附加温度应力较桩身中部小，该结果与本试验研究结果不同. 主要原因可能是Murphy试桩采用钻孔灌注桩，桩端存在残渣，此时桩端约束较弱，相应的温度应变较大，本试桩采用PHC桩，且桩端为水泥土扩大头，桩端能够起到较大的约束作用.

部分地热能源桩现场试验结果如表3所示. 表中，L为桩长，Δθmax为最大温升，αθmax为完全约束状态时线性拟合系数，αθp为桩顶位置处的线性拟合系数，αθe为桩端位置处的线性拟合系数，桩顶约束比γp=(αθp/αθmax)×100%，桩端约束比γe=(αθe/αθmax)×100%. 由表3可知，文献[22]和文献[23]的试验场地土体性质接近，文献[22]的αθe=186 kPa/℃，稍大于文献[23]试验的170 kPa/℃. 原因可能是，PHC管桩（文献[22]用）采用静压工艺施工，桩端与土体接触良好，PHC桩桩端约束作用的发挥大于钻孔灌注桩桩端（文献[23]用）. 文献[22]的试验桩端约束比小于文献[23]的，主要原因是前者试桩混凝土弹性模量大，试桩完全约束时的αθmax较大，相应的桩端约束比就较小. 由于文献[13]、[14]和本研究的试验中桩顶存在建筑荷载的约束，得到的桩顶约束比明显大于其他桩顶无约束的试桩. 同时，本试验桩端为水泥土扩大头，在增加桩端支承面积的同时，有效增强桩端约束，试桩的αθp、αθe，分别为343、231 kPa/℃；桩顶约束强于桩端，桩顶约束比和桩端约束比，分别为90.3%、60.8%，明显大于其他学者的现场试验结果.

表 3   部分地热能源桩现场试验结果

Tab.3  In-situ test results of several geothermal energy piles

项目 桩型 L /m 约束情况 土层 E/GPa 模式 Δθmax/
℃ 		αθmax/
(kPa·℃−1) 		αθp/
(kPa·℃−1) 		αθe/
(kPa·℃−1) 		γp/ % γe/ %
文献[13]、[14] 钻孔灌注桩 25.8 建筑约束 软土/砂砾/
软砂岩 		29.2 连续 18 292 150 79 51.7 27.1
文献[23] 钻孔灌注桩 24.0 自由 粉质黏土/
黏土 		30 连续 14.5 309 73 170 23.6 55.0
文献[22] PHC桩 24.0 自由 淤泥质黏土/
粉质黏土 		45.7 连续 20 530 110 186 20.7 35.1
本研究 静钻根植桩 52.0 建筑约束 见表1 38 n=1 11.0 380 328 205 86.3 53.4
本研究 静钻根植桩 52.0 建筑约束 见表1 38 n=2 8.2 380 343 231 90.3 60.8

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2.5. 桩侧附加摩阻力

现场试验过程中，升温引起桩体与桩周土体受热膨胀，纵向膨胀引起桩-土相对位移，径向膨胀引起桩土法向应力增大. 根据式（9）计算得到不同截面温度效应引起的桩侧附加摩阻力fmo,i，其沿深度h的分布曲线如图9所示. 随桩身温度的增加，桩身应变逐渐增大，桩-土相对位移随之增大，桩侧附加摩阻力随温度的增加而增大. 工况n=1中变温引起的桩-土相对位移零点位于33.75 m处，工况n=2的零点由26.05 m逐渐转移至33.75 m处. 分析原因，可能是工况n=1运行后在桩端存在一定的残余应力，工况n=2运时，初始阶段桩端约束发挥较大的作用，桩-土相对位移零点位于26.05 m，随温度的增加，桩顶约束作用更明显，零点逐渐向下转移至33.75 m. 可见，桩-土相对位移零点位置有关的因素有桩顶和桩端约束、温度、施工Δθ工艺、热泵运行方式等. 2种工况桩侧附加摩阻力最大值均位于3.05~8.95 m（桩长的0.058~0.172），分别为28.9、26.3 kPa. 由桩身温度增量平均值对比可知，工况n=2桩身温度增量小于工况n=1，较大的温度增量引起较大的桩-土相对位移和法向应力，产生的桩侧附加摩阻力绝对值也较大. 从图9可以看出，同一位置n=1的桩侧附加摩阻力绝对值大于n=2的. 桩身上部主要受附加正摩阻力作用，桩身下部受附加负摩阻力作用. 分析原因主要是桩顶近似完全约束，温度效应引起的桩-土相对位移由桩顶向下逐渐发挥，桩顶附近桩-土间产生附加正摩阻力. 同时，桩端存在水泥土扩大头，强度充分发挥后，桩端约束较桩身中部约束大，造成桩端产生向上的桩-土相对位移，因此桩端下部产生附加负摩阻力. 桩身各截面的桩-土相对位移方向受桩顶和桩端约束的共同影响，形成特殊的分布形式. 当桩两端无约束时，Amatya等[33]研究发现在加热条件下，温度效应使桩身上部相对桩侧土体向上运行，桩侧附加摩阻力表现为负值；桩身下部相对桩侧土体向下运动，桩侧附加摩阻力为正值. 文献[13]~[16]、[21]、[22]的试桩均为桩顶无荷载的摩擦桩，桩身受热产生的桩侧附加摩阻力在桩-土相对位移零点以上为负值，以下为正值，与本试验研究结果有较大区别. 可见，温度效应引起的桩侧附加摩阻力与桩两端约束情况密切相关，加上试验场地土层性质千差万别，温度效应下地热能源桩荷载传递性能比较复杂，有待开展深入研究.

图 9

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图 9   地热能源桩附加摩阻力沿深度的分布曲线

Fig.9   Additional frictional resistance of geothermal energy pile along depth


3. 结　论

（1）间歇比对地热能源桩短期传热性能影响显著，对长期传热性能影响不明显，n=1、2桩身的进/出口水温差平均值，分别为4.2、4.3 ℃. 地热能源桩传热效率随时间的增加逐渐减小并趋于稳定. 间歇运行的COP和瞬时换热量均优于连续运行的：间歇运行的COP平均值（可达4.0以上）高于连续运行的；桩身每延米热交换量平均值（超过100 W/m）大于连续模式的桩身每延米热交换量平均值.

（2）加热过程中桩身温度波动上升，沿深度呈中间大，两端小的分布形式，桩身温度变化随间歇比的增大而减小. 桩身轴向观测应变与温度变化基本同步. 桩身观测应变主要集中在桩身中部，向桩两端逐渐减小.

（3）桩身轴向附加温度应力分布呈中间小，两端大的变化规律. 桩身轴向附加温度应力随间歇比的增大而减小. 间歇运行下n=1、2的桩身最大附加温度应力，分别为3.3、2.2 MPa，较连续运行模式分别下降28.5%、52.3%. 回温阶段末期，工况n=1的桩身温度较初始温度平均高1.1 ℃，桩身存在较大的残余应变/应力；工况n=2桩身温度基本恢复至接近初始温度，桩身残余应变/应力较小.

（4）桩身轴向附加温度应力与温度增量呈线性关系，线性拟合系数沿深度呈现两端大，中间小的趋势. 试桩采用静钻根植工法施工工艺，桩顶和桩端均存在较大的约束，桩顶约束比和桩端约束比，分别为90.3%、60.8%.

（5）桩侧附加摩阻力随温度升高逐渐增大，试桩上部产生正摩阻力，下部产生负摩阻力. 加热过程中，桩-土相对位移零点位于26.05~33.75 m，n=2的桩-土相对位移零点位置随温度的增加有变化.

（6）试验结果表明，间歇温度对地热能源桩热-力学性能影响显著，在地热能源桩设计时须注意热泵运行方式和循环温度大小对地热能源桩承载性能的影响. 下一步将继续开展冬季工况下间歇循环温度对地热能源桩热-力学特性的影响研究，完善静钻根植地热能源桩的施工工艺，以减小热力响应不均匀对试验结果的影响.

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