能源桩以建筑桩基作为地源热泵换热管载体，既节省了地源热泵的推广成本，又节约了土地，能源桩因实现了一桩两用的功能而得到越来越多的应用^[1].

目前，对能源桩的研究主要集中在能源桩传热性能及能源桩在荷载-温度共同作用下的承载特性分析两方面^[2-5]，其中传热特性研究较多. 能源桩在荷载-温度共同作用下的承载特性研究的主要方向分为现场试验测试、室内模型试验和数值计算分析3个方面.

现场试验是能源桩性能研究最可靠的手段，Donna等^[6-9]基于对能源桩现场试验的实测结果表明，温度荷载会引起桩身轴力和桩侧摩阻力的改变. Mimouni等^[10-13]的实测试验结果表明，对桩体进行加热或制冷后，桩体中相对于结构加载产生了附加温度应力. Zarrella等^[14]基于现场测试结果，建议了一种U形管能源桩设计方法. 刘汉龙等^[15]分析预埋与绑扎埋管形式对能量桩传热特性的影响.

在数值分析方面，Gao等^[16-23]采用有限差分法、有限单元法等数值计算方法，分析温度荷载引起的能源桩桩身应力的变化. 相关分析表明，能源桩承载特性受温度荷载的影响，与桩顶、桩端约束及场地土体性质相关. 在模型试验研究方面，王成龙等^[23-24]开展温度对模型桩承载特性影响的模型试验研究.

静钻根植桩作为一种新型的基桩形式，因其施工对周围环境的影响较小，质量容易控制，且承载力较高而得到广泛使用^[25-27]. 将这种新型的基桩作为热交换管的载体，具有无泥浆外排、绿色环保、施工方便高效的优点，导热管质量易得到保证，该方法的详细介绍见1章.

作为一种新型的能源桩，温度荷载影响下承载特性的研究罕见报道. 本文通过室内试验测得温度在桩-土界面上的传导特性，基于室内试验测试结果，建立考虑温度影响的静钻根植桩受力分析有限元模型，探讨温度荷载对承载特性的影响.

静钻根植工法是一种新型的环保施工方法，泥浆排放量很少，无挤土效应，承载性能较好. 静钻根植工法施工工艺集成了预制桩、灌注桩、水泥土搅拌桩的优点，施工质量得到了极大的保证. 静钻根植热埋管方法的主要步骤可以概括为钻孔、热埋管绑扎、注浆、植桩4个部分，通过采用先进施工控制装置使得施工全过程可视可控，极大地保证了施工质量.

将地源热泵热交换管与预制混凝土桩采用绑扎方式连接，与桩体一起植入注满水泥浆的钻孔中. 该方法施工方便，成本较低，埋管质量可控，如图1所示.

图 1

图 1 静钻根植热埋管工艺示意图 Fig. 1 Construction process of static drilled heat exchange tube

埋管的具体施工步骤如下.

1）钻孔：钻机定位，根据施工现场工程地质情况选择合适的钻孔速率，在钻孔过程中根据地质情况进行孔体修整及护壁.

2）绑扎热埋管：在预制管桩的底部处固定钢套箍，将热埋管与钢套箍进行绑扎连接，确保底部连接牢固，用软索将U导热管与桩身绑扎.

3）注浆：在完成钻孔后，开始注浆，边拔出钻杆，边通过注浆管开始注浆，保证桩端水泥浆的均匀性.

4）置桩：将绑有热交换管的预制桩垂直悬吊于钻孔的上方，利用管桩自重下沉，热交换管随着桩体同时埋入水泥浆中，在接桩过程中，保证热换管的完整性，至整个基桩置桩完毕，完成热换管的埋置.

研究温度荷载引起的基桩承载特性变化，首先需要明确桩土界面上温度随时间的变化及其在桩-土中的传导分布情况. 基于自研制的可施加温度荷载的摩阻力测试装置，如图2所示，在室内研究温度传导及温度对桩土接触摩阻力的影响.

图 2

图 2 温度传导及界面摩阻力测试装置 Fig. 2 Temperature conduction and friction testing device

该装置上、下剪切盒为不等尺寸设计，上剪切盒固定在反力架上，下剪切盒通过导轨连接在反力架上，在试验过程中沿导轨滑动. 上剪切盒竖向有加压板，能够对土样施加法向应力. 下剪切盒一侧设置了加载装置，可以对下剪切盒施加水平向荷载，并设有位移传感器.

恒温加热系统主要由加热池、电加热器、导液管、导热液、导液输送泵、测温探头和智能温控器组成. 测温探头对加热池内导热液进行温度测量，测温探头信号输出与智能温控器的信号接收端连接，当加热池内导热液温度达到设定值时，智能温控器控制电加热器停止工作. 导液输送泵与导液管连接，在混凝土试块制作过程中预埋导液管，待导热液温度达到设定值后，恒定温度的导热液经由导液管对混凝土试块内部加热；通过热传递，使试块达到恒定温度，并由试块通过热传递对上部土体加热，在土体的内部通过埋设温度传感器量测特定位置的温度变化.

基于上述试验装置，在室内研究温度传导及其对混凝土-土接触面上力学行为影响. 将导液管埋置在混凝土预制板内，在距离上表面4 mm处，温度传感器埋置于土体内1 mm处，视为混凝土-土接触面. 砂土参数如下：水质量分数为5%，不均匀系数C_u=3.1，曲率系数C_c=0.9，尺寸为300 mm×300 mm×75 mm. 桩体参数如下：混凝土强度为C30，尺寸为500 mm×350 mm×100 mm. 待导热液温度稳定后，开始对混凝土板加热. 如图3（a）所示为在施加法向压力的情况下温度在埋设传感器处随时间的变化，其中导热液温度控制在40 ℃；如图3（b）所示为对混凝土板施加不同的温度，待传感器测取的温度值稳定后，开展混凝土-土摩阻力试验测试，温度分别控制为15、35、55 ℃，接触摩阻力随位移的变化关系如图3（b）所示. 图中，θ_int为界面温度，t_h为加热时间，f为界面接触摩阻力，Δs为相对位移.

图 3

图 3 温度传导及界面摩阻力试验结果 Fig. 3 Experimented results of temperature conduction and interface friction

由图3（a）的试验结果分析可知，混凝土-土界面处温度随时间呈曲线变化，加热至一定时间后，温度趋于稳定值，法向压力对温度传导无显著影响. 由图3（b）可知，混凝土-土接触摩阻力随相对位移呈曲线变化，温度对接触摩阻力的发挥无显著影响.

根据上述室内试验测试结果可知，温度在桩-土界面上随时间呈曲线增长，随着时间趋于定值；温度荷载对界面接触摩阻力的发挥无明显影响. 根据上述试验结果，建立合理的有限元计算模型，简图如图4所示.

图 4

图 4 有限元计算模型简图及网格划分 Fig. 4 Simplified diagram and elements for finite element calculation model

在计算模型中，桩长40 m，预制桩直径为800 mm，钻孔直径为900 mm，土体沿桩身方向取80 m，沿径向取40 m，加热面简化为在水泥土厚度中心剖面，模型计算参数采用《民用建筑热工设计规范》（GB 50176-93）^[28]、《混凝土结构设计规范》（GB 50010-2010）^[29]的建议值及文献[27, 30-31]的相关参数，Alessandro等[32]建议桩、土线膨胀系数比值取0.25~2.0，模型的计算参数取值详见表1. 表中，E_pile为桩体弹性模量，E_c-soil为水泥土弹性模量，E_soil为土体模量，α_lpile为桩体线膨胀系数，α_lc-soil为水泥土线膨胀系数，α_lsoil为土体线膨胀系数，λ_pile为桩体导热系数，λ_c-soil为水泥土导热系数，λ_soil为土体导热系数，c_pile为桩体比热容，c_c-soil为水泥土比热容，c_soil为土体比热容，γ_pile为桩体重度，γ_soil为土体重度，γ_c-soil为水泥土重度， $\mu$ _pile为桩体泊松比，μ_soil为土体泊松比，μ_c-soil为水泥土泊松比，p_soil为土体黏聚力，p_c-soil为水泥土黏聚力，Φ_soil为土体内摩擦角，Φ_c-soil为水泥土内摩擦角.

表 1

表 1 有限元计算模型参数 Table 1 Parameters of finite element model 参数 参数值 参数 参数值 E pile/GPa 30 csoil /(J·kg−1·K−1) 1 305 Ec-soil/MPa 180 γpile/（kN·m−3） 25 Esoil/MPa 20 γsoil/(kN·m−3) 20 αlpile/K−1 10-5 γc-soil/(kN·m−3) 20 αlc-soil/K−1 7x10-6 µpile 0.15 αlsoil/K−1 6x10-6 µsoil 0.35 λpile/(W·m−1·K−1) 1.74 µc-soil 0.25 λc-soil/(W·m−1·K−1) 0.96 psoil/kPa 15 λsoil/(W·m−1·K−1) 1.16 Φsoil/(°) 30 cpile/(J·kg−1·K−1) 1 706 pc-soil/kPa 150 cc-soil/(J·kg−1·K−1) 1 000 Φc-soil/(°) 45

表 1 有限元计算模型参数 Table 1 Parameters of finite element model

模拟计算的实际工程场地土层为粉砂层，计算模型采用轴对称模型，预制桩体采用弹性体，土体和水泥土均采用摩尔-库仑模型，不考虑加热管内液体流动对温度分布的影响，不考虑温度变化对接触界面上力学特性的影响.

根据相关实测试验数据^{[7, 12]}可知，对能源桩加热一定时间后，桩体整体温度升高约20 ℃. 在河南信阳市高铁站站前广场的一能源桩地面下一定深度埋设温度传感器，测得土体温度为17.5~22.5 ℃^[11-12]. 该模型计算时，选用初始温度场为20 ℃，制热后温度升高20 ℃，根据室内实测升温曲线对桩体施加温度荷载，如图3（a）所示. 模型计算方法采用顺序热力耦合分析方法，在热分析过程中采用传热单元，在耦合分析过程中采用应力单元；模型底部与侧边采用固定端约束，顶部无约束.

温度θ沿基桩径向土体随时间t的传导分布如图5所示. 图中，d为距桩土界面距离，d_c为距孔壁沿径向距离. 由图5（a）可知，随着加热时间的增长，温度逐渐增大；由图5（b）可知，随着距离的增大，土体温度减小，温度沿土体径向的分布曲线与相关室内实测数据走势一致^[33]. 制热30 d，然后自然降温60 d，温度沿土体径向的分布如图5（a）所示. 由图5（a）的曲线可知，土体降温较制热升温所需的时间更长，该曲线走势与现场实测试验数据的走势一致^[11-13].

图 5

图 5 温度沿土体径向随时间的分布 Fig. 5 Temporal distribution of temperature along soil radial direction

图6中，Q为桩顶荷载，S为沉降及压缩量. 由图6可知，当桩顶荷载达到4 200 kN时，桩顶荷载-沉降曲线开始陡降，预制桩在竖向荷载作用下，桩身压缩量随着荷载的增大呈线性增大；预制桩桩侧水泥土竖向压缩量在桩顶荷载小于4 200 kN时随荷载的增大呈线性增大，当荷载继续增大时，荷载-沉降曲线开始出现竖向非线性压缩变形.

图 6

图 6 桩顶荷载-沉降曲线 Fig. 6 Curves of load and displacements of pile

如图7所示为温度荷载对静钻根植桩桩顶位移与端部沉降的影响. 图中，S_t为温度引起的位移，S_r为桩顶沉降回弹量，S_tip为端部位移. 温度荷载引起的预制桩桩顶位移与桩端沉降见图7（a）. 可知，当桩顶荷载较小时，制热引起的桩顶位移与桩端沉降随桩顶荷载无明显变化；当桩顶荷载为5 000 kN时，制热引起的桩顶位移变小，但引起的桩端沉降变大.

图 7

图 7 温度荷载引起的桩顶与端部位移 Fig. 7 Displacements of pile top and end caused by temperature

制热30 d后自然降温60 d的桩顶位移与端部沉降如图7（b）、（c）所示. 由图7（b）可知，当桩顶无荷载及桩顶荷载小于4 000 kN时，制热引起的桩顶与桩端沉降随温度的降低而逐渐恢复；当桩顶荷载为5 000 kN时，温度荷载引起的桩顶位移变小，桩端沉降增大.

由图6、7（b）可知，当桩顶荷载较大，桩端土体产生塑性变形时，制热30 d后自然降温60 d引起桩顶附加沉降；由图6、7（c）可知，当桩顶荷载较大时，制热引起的桩端与水泥土端部沉降增大；在自然降温后，当桩顶荷载较小时，制热引起的桩端与水泥土端部沉降逐渐恢复，当桩顶荷载较大时，制热引起的桩端与水泥土端部沉降回弹量随着降温过程趋于稳定，未能完全恢复.

因温度变化引起的桩顶位移与端部沉降差如图8所示. 可知，在不同的桩顶荷载作用下，预制桩因制热-降温引起的位移差值基本一致. 在不同的桩顶荷载作用下，水泥土顶部与端部沉降差随着制热-降温的变化关系曲线见图8（b）. 由图7、8（b）可知，当桩顶荷载引起水泥土竖向非线性压缩时，温度荷载引起的顶部与端部沉降差增大.

图 8

图 8 制热30 d-降温60 d引起的位移差 Fig. 8 Settlement difference caused by heating 30 d and cooling 60 d

温度荷载引起的预制桩附加桩身轴力如图9所示. 图中，ΔS_tn为桩顶−桩端位移差，ΔS_stn为水泥土顶部−底部位移差，d为桩深，ΔN为附加温度荷载. 可知，桩顶荷载对温度引起的桩身轴力影响较大. 当桩顶荷载较大时，温度引起的桩身最大轴力减小；当桩顶（桩端）沉降出现陡降时，预制桩-水泥土相对位移增大，侧摩阻力得到较大发挥，温度荷载引起的桩身轴力明显变小. 当桩顶荷载小于4 000 kN时，制热引起的桩身轴力最大值出现在桩顶以下约25 m处；当桩顶荷载为5 000 kN时，制热引起的最大桩身轴力在桩顶下约15 m处. 当桩顶荷载小于4 000 kN时，自然降温60 d后，温度引起的附加桩身轴力减小；当桩顶荷载为5 000 kN时，自然降温60 d后，温度引起的附加桩身轴力呈负值. 由此可知，作为热交换管的载体的基桩，桩顶荷载不宜过大，与已有的相关工程实测研究结论^[11-13]一致.

图 9

图 9 温度引起的预制桩桩身轴力变化值 Fig. 9 Variations of axial force of PHC caused by temperature

由图9可知，降温60 d后，制热引起的预制桩桩身轴力逐步变小. 当桩顶荷载较小时，制热及降温引起的桩身轴力变化无明显区别. 由图6、9可知，当桩顶荷载和桩端沉降较大时，制热引起的桩身轴力最大值减小且位置沿桩深上移；随着降温，温度引起的桩身轴力逐步变小，降温60 d引起的桩身轴力变化值与荷载较小时方向相反.

制热30 d后自然降温60 d，水泥土与土体的摩阻力、预制桩与水泥土间的摩阻力变化值沿深度的分布如图10所示. 图中，Δf_sc为温度引起的水泥土与土体间摩阻力变化值，Δf_pc为温度引起的预制桩与水泥土间摩阻力变化值. 可知，制热引起的摩阻力变化值沿桩深存在中性点（变化值为0处），中性点上、下摩阻力方向相反. 由图10可知，随着桩顶荷载的增大，温度荷载引起的摩阻力变化中性点位置上移；随着桩顶荷载的增大，温度在中性点以上引起的摩阻力在同一深度变小，在中性点以下部分引起的摩阻力在同一深度变大；降温60 d后，中性点以上温度引起的摩阻力变化随着桩顶荷载的增大而减小，中性点以下温度引起的摩阻力变化值随着桩顶荷载的减小而减小；当桩顶无荷载时，降温引起的摩阻力变化值与施加桩顶荷载时的摩阻力变化值方向相反.

图 10

图 10 温度引起的摩阻力变化 Fig. 10 Variations of side frictions caused by temperature

由上述分析可知，温度荷载会引起静钻根植桩承载特性的变化. 温度荷载引起的桩身轴力变化、侧摩阻力变化均与桩顶荷载水平相关. 当桩顶荷载较大，桩端土体发生塑性变形时，温度荷载会引起基桩附加沉降. 温度荷载引起的基桩承载特性变化，在实际工程设计中不可忽略.

（1）温度荷载引起的静钻根植桩桩顶位移、桩端沉降与桩顶荷载相关；当桩顶荷载较大，桩端土体发生塑性变形时，热冷循环温度将引起桩顶附加沉降.

（2）当桩顶荷载较小时，制热引起的桩身轴力变化沿桩深呈中部大、两端小的分布. 制热引起的轴力变化最大值在桩深中部；随着温度的降低，制热引起的桩身轴力变化值逐步恢复；当桩顶荷载较大，桩端土体产生塑性变形时，制热引起的桩身轴力变化值减小，随着温度的降低，桩身轴力变化值逐渐变小；当桩顶荷载较大，温度降低到一定值时，桩身轴力变化与制热引起的轴力变化方向相反.

（3）温度荷载引起的侧摩阻力变化值，沿桩深存在变化值零点（中性点）. 中性点以上摩阻力变化存在最大值，中性点以下摩阻力变化值沿桩深变大；以中性点为界，温度荷载引起的摩阻力变化方向相反；当桩顶无荷载时，降温引起的摩阻力变化方向与桩顶施加荷载时相反.