考慮軟土超固結(jié)的靜鉆根植能源樁模型試驗(yàn)

曹光形，鄧岳保，俞 磊，張日紅

1）寧波大學(xué)濱海城市軌道交通協(xié)同創(chuàng)新中心，浙江寧波315211；2）寧波中淳高科股份有限公司，浙江寧波315042

近年來傳統(tǒng)能源的消耗加劇和不可再生性導(dǎo)致能源危機(jī)愈演愈烈.“碳達(dá)峰、碳中和”理念的提出，進(jìn)一步明確了中國節(jié)約能源、減少碳排放量的戰(zhàn)略目標(biāo).在此背景下，能源樁在中國受到越來越多的關(guān)注［1］.靜鉆根植能源樁是近年來發(fā)展起來的一種外設(shè)水泥土過渡層、內(nèi)含預(yù)制樁且與熱交換管結(jié)合而成的新型能源樁，其工藝主要包括鉆孔、擴(kuò)底、注漿和植樁，具有如下特點(diǎn)［1-3］：由于增加了水泥土層和樁端擴(kuò)底環(huán)節(jié)，樁側(cè)摩阻力和樁端阻力得到提升；相比鉆孔灌注能源樁，能源樁承載力高、造價低、泥漿排放少；相比一般的預(yù)制能源樁，能源樁擠土效應(yīng)小、換熱效率高.黃吉永等［4-5］結(jié)合中國寧波地區(qū)的樁基工程實(shí)際情況，提出基于靜鉆根植樁的能源樁技術(shù)，該技術(shù)在植樁過程中，利用樁身自重牽引熱交換管下沉，比傳統(tǒng)的地源熱泵技術(shù)節(jié)省了埋管費(fèi)用，且總工期縮短約1個月.方鵬飛等［6］提出了基于靜鉆根植工法的地?zé)崮茉礃都捌鋫鳠峁苈裨O(shè)方法，并開展了現(xiàn)場測試，發(fā)現(xiàn)在深度方向樁身溫度中部高、兩端低；在徑向2倍樁徑處土體溫度略有提升，4倍樁徑處土體溫度基本不變.王忠瑾等［7］通過開展能源載體下靜鉆根植樁室內(nèi)試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)溫度荷載引起的側(cè)摩阻力變化值沿樁深存在中性點(diǎn)，中性點(diǎn)以下摩阻力沿樁深增加而變大；降溫引起的摩阻力變化方向與樁頂施加荷載時相反.李富遠(yuǎn)等［8］對雙層地基中靜鉆根植能源樁在冷熱循環(huán)作用下的承載特性開展模型試驗(yàn)研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)3次冷熱循環(huán)后樁頂和樁周土表面均產(chǎn)生累積沉降，模型樁附加溫度應(yīng)力沿深度分布均表現(xiàn)為中間大兩端小，位移變化零點(diǎn)隨著樁頂荷載增大而上移.婁揚(yáng)等［9］通過熱響應(yīng)試驗(yàn)和多場耦合分析，發(fā)現(xiàn)提高換熱管間距、換熱管導(dǎo)熱系數(shù)、換熱液流速和樁周水泥土導(dǎo)熱系數(shù)均能提高靜鉆根植能源樁的換熱性能.

目前的研究大都圍繞靜鉆根植能源樁的承載特性和換熱特性展開，未考慮軟土超固結(jié)狀態(tài)的影響.關(guān)于軟土溫度效應(yīng)的研究表明［10-11］，正常固結(jié)土加熱以后產(chǎn)生熱沉降，超固結(jié)土加熱以后產(chǎn)生熱膨脹.由此可推測，軟土的超固結(jié)狀態(tài)將對能源樁樁土界面摩擦特性產(chǎn)生顯著影響，進(jìn)一步影響能源樁的承載特性.本研究基于靜鉆根植能源樁模型試驗(yàn)手段，測試熱力耦合作用下能源樁在不同超固結(jié)狀態(tài)軟土中承載特性的變化，為軟土地基中靜鉆根植能源樁承載特性研究和環(huán)境效應(yīng)評估提供支撐.

1 模型試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)土樣

試驗(yàn)土樣取自中國寧波江北區(qū)某基坑工程，為寧波地區(qū)典型飽和淤泥質(zhì)軟黏土，土體呈灰褐色.根據(jù)土工試驗(yàn)規(guī)程，測得初始狀態(tài)下試驗(yàn)用土的基本物理性質(zhì)指標(biāo)：密度為1.704 g/cm3，含水率（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）為42.7%，比重為2.74，孔隙比為1.29.

1.2 試驗(yàn)設(shè)備

靜鉆根植能源樁模型試驗(yàn)系統(tǒng)主要由模型桶、模型樁、水循環(huán)熱交換系統(tǒng)、加載系統(tǒng)和量測系統(tǒng)組成，如圖1.

圖1 能源樁模型試驗(yàn)示意圖（單位：mm）Fig.1 Schematic diagram of energy pile model test（單位：mm）

模型桶為不銹鋼材料圓柱體，直徑為500 mm，高為1 200 mm.桶壁外圍貼上一層保溫隔熱層，以減少熱量損失.將黏土填滿至模型桶頂部，通過注水保持其為飽和土狀態(tài)，以此來更好地模擬靜鉆根植能源樁的實(shí)際應(yīng)用地質(zhì)條件.

模型樁為復(fù)合樁體，由預(yù)制樁和水泥土組成.復(fù)合樁體直徑D=90 mm.其中，預(yù)制樁直徑d=50 mm，每隔150 mm有2 mm的竹節(jié)狀凸起，長L=900 mm，埋深H=900 mm，材料為有機(jī)玻璃.預(yù)制樁外圍裹上一層水泥土；水泥土厚度20 mm；植樁前預(yù)制樁周圍以雙U型方式綁扎8 mm的兩進(jìn)兩出的換熱水管，形成靜鉆根植能源樁.

水循環(huán)熱交換系統(tǒng)由換熱箱、換熱管和制熱（冷）系統(tǒng)組成.換熱箱的功率為1 200 W，最大揚(yáng)程為10 m，且能在指定環(huán)境下持續(xù)穩(wěn)定工作.

加載系統(tǒng)主要包括液壓千斤頂、反力架、杠桿（加載比1∶3）、吊籃和砝碼.測量系統(tǒng)包括應(yīng)變片、溫度傳感器、百分表、孔隙水壓力計和靜態(tài)應(yīng)變測試儀.

1.3 試驗(yàn)方案

為了研究不同超固結(jié)狀態(tài)土體條件下靜鉆根植能源樁的受力特性，設(shè)計了兩組模型試驗(yàn).試驗(yàn)1為正常固結(jié)軟土，土體超固結(jié)比（over-consolidation ratio，OCR）為1；試驗(yàn)2地基土體為超固結(jié)土，土體OCR=3.試驗(yàn)中首先在樁頂施加400 N的荷載；然后通過水循環(huán)加熱系統(tǒng)模擬能源樁的運(yùn)營情況.加熱時較室溫升溫15℃，持續(xù)加溫時間為7 d.

1.4 試驗(yàn)過程

1）模型地基填筑

首先將試驗(yàn)土體充分?jǐn)嚢?、重塑，?層填筑；土層虛鋪高度0.5 m，在預(yù)壓荷載作用下靜置24 h；最后1層土體填筑高度控制在1.1 m，其后滿鋪0.1 m厚度的砂墊層（與桶高齊平）；再于砂墊層上預(yù)壓荷載持續(xù)加載2周，此時模型地基沉降基本穩(wěn)定.試驗(yàn)1的預(yù)壓荷載為5 kPa，模擬正常固結(jié)土地基；試驗(yàn)2的預(yù)壓荷載為15 kPa，模擬超固結(jié)土地基.

2）埋設(shè)傳感器與成樁

模型地基形成后，撤下預(yù)壓荷載，開始傳感器的布設(shè)和植樁.首先，將應(yīng)變片對稱貼于預(yù)制樁并做好標(biāo)簽以便記錄數(shù)據(jù).然后，在模型樁外側(cè)接上雙U型進(jìn)出水管，將其緩放入90 mm內(nèi)徑的PVC管并澆筑事先配好的水泥土.水泥土配比為m（土）∶m（水）∶m（水泥）=5.1∶3.8∶1.1.養(yǎng)護(hù)7 d硬化后，鋸開PVC再放置于標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室養(yǎng)護(hù)7 d，取出模型樁后再在水泥土兩側(cè)貼與芯樁位置相同的應(yīng)變片.其中首尾應(yīng)變片距離樁頂、樁底75 mm，中間間隔150 mm，對稱貼于芯樁和樁周水泥土旁，共24片.之后使用直徑90 mm的取土器在模型地基中心點(diǎn)鉆孔，并在底部擴(kuò)底，形成900 mm深的樁孔.再將已埋設(shè)傳感器的復(fù)合模型樁以中心點(diǎn)為基準(zhǔn)，緩緩放入鉆孔中.24個應(yīng)變片全部與靜態(tài)應(yīng)變測試儀連接并開始自動采集數(shù)據(jù).在樁身旁距離桶頂200、450和900 mm，以及1倍樁徑（距樁中心90 mm）和2倍樁徑（距樁中心180 mm）位置處，分別放置5個孔壓計（A1至A5），用來測量土中溫度及孔壓的變化.最后，在樁頂及1倍樁徑、2倍樁徑位置處架設(shè)3個百分表，用來記錄地表沉降變化.傳感器布設(shè)位置具體如圖1.

3）加載與加溫

樁土系統(tǒng)施工完成后，在砂墊層上施加5 kPa預(yù)壓荷載，然后開始熱力耦合試驗(yàn).樁頂加載：采用分級加載法，使用5.1 kg砝碼和杠桿加載，每級荷載為50 N.當(dāng)樁頂沉降小于0.01 mm/h時加下級荷載，共加至400 N.加溫：試驗(yàn)采用THD-2030低溫橫槽箱，通過水循環(huán)熱交換系統(tǒng)給樁體施加溫度荷載.

2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)與分析

2.1 溫度變化規(guī)律

圖2（a）為土層OCR=1試驗(yàn)組樁身與樁周土溫度變化.模型試驗(yàn)室溫穩(wěn)定在32.5℃左右，受大氣溫度變化影響不大.由圖2（a）可知，在模型試驗(yàn)初期，各位置溫度都在升溫，其后趨于平緩；不同位置處溫度增加幅度不同.其中，樁頂A1升溫幅度最大，其后溫度值緩緩趨于熱水溫度變化值，達(dá)到15.1℃；樁徑2倍處的樁周土A5升溫幅度最小，且最終的溫度變化值最小，為7.1℃，接近A1升溫的1/2，但在樁頂A1趨于穩(wěn)定后其溫度還略有上升，這與溫度傳遞的延遲性有關(guān)；A2、A3和A4的趨勢以及溫度變化值則十分接近，介于A1和A5之間.此外從不同位置溫度變化來看，樁中A2的溫度低于樁頂A1與樁底A3，而1倍樁徑A4的溫度明顯高于2倍樁徑A5的溫度.

圖2（b）為土層OCR=3試驗(yàn)組的溫度變化規(guī)律.試驗(yàn)環(huán)境溫度維持在28.3℃左右.從圖2（b）可以看出，各位置溫度總體趨勢和圖2（a）相同，但是變化幅度略有不同.樁中A2位置比樁底A3和樁頂A1上升幅度都大，為16.5℃，與OCR=1時有所不同.這是因?yàn)槌探Y(jié)土進(jìn)行試驗(yàn)時的氣溫比正常固結(jié)土?xí)r的氣溫低，樁身上部土層溫度受大氣溫度影響較大，而超固結(jié)土的樁底土層為致密黏土，導(dǎo)熱系數(shù)較高，熱擴(kuò)散條件要優(yōu)于樁身中上部土層，故樁底溫度下降較快，樁中溫度大于樁頂和樁底.而1倍樁徑A4上升溫度同樣高于2倍樁徑A5.此外樁中在所有位置中溫度升幅最大，2倍樁徑則最小，為10.8℃，但是比OCR=1時的升幅要大.

圖2 樁身及樁周土溫度變化Fig.2 The temperature change of the pile body and the soil around the pile

2.2 孔壓變化規(guī)律

圖3為OCR=1和3時樁側(cè)以及樁周臨近土內(nèi)的熱孔壓變化規(guī)律.由圖3可知，各位置孔壓總體趨勢先快速上升后逐漸消散.其中，樁頂A1和1倍樁徑A4處上升值較大，樁底A3和2倍樁徑A5處上升值較小，但樁中A2的孔壓變化明顯不同：正常固結(jié)土樁中A2孔壓上升較慢且變化值較小，超固結(jié)土則反之.由于超固結(jié)土的A2處升溫較大，故此時引起的熱孔壓較大，上升速率較快，變化值也較大，接近最大孔壓變化值.OCR=1試驗(yàn)組的超靜孔壓消散時長為60 h左右，而OCR=3試驗(yàn)組的超靜孔壓消散時長大約為80 h，表明超固結(jié)土中超靜孔壓消散速率慢.

圖3 樁身及樁周土孔壓變化Fig.3 The change of the pile body and soil pore pressure around the pile

2.3 沉降變化規(guī)律

圖4所示為樁頂及樁周土沉降變化規(guī)律.由圖4可知，兩組試驗(yàn)各位置沉降趨勢最后均趨于穩(wěn)定，但兩種情況地基沉降規(guī)律不同.樁頂沉降均呈拋物型，隨著時間增加先增大后趨于穩(wěn)定，最終值分別為2.976 mm和2.780 mm.1倍和2倍樁徑處的沉降在加熱初期有微弱回彈，OCR=3試驗(yàn)組回彈更明顯，其中，OCR=1的正常固結(jié)土在1倍和2倍樁徑處地表回彈極值分別為0.420 mm和0.185 mm，OCR=3試驗(yàn)組地表回彈值則為0.54 mm和0.20 mm.隨后沉降快速增加，直至穩(wěn)定.其中，OCR=1的正常固結(jié)土在1倍和2倍樁徑處地基最終沉降值分別為3.664 mm和2.502 mm，OCR=3試驗(yàn)組則為3.41 mm和2.25 mm，即超固結(jié)土各位置處的沉降均小于正常固結(jié)土沉積量.

2.4 樁身應(yīng)力分析

2.4.1 樁身附加溫度應(yīng)力

參考方鵬飛等［1］給出的樁身附加溫度應(yīng)力的計算方法，得到不同固結(jié)比模型地基情況下預(yù)制樁和水泥土附加溫度應(yīng)力，結(jié)果如圖5.其中，Δt為溫度升高幅度.

圖5 不同超固結(jié)比下的附加溫度應(yīng)力Fig.5 Additional temperature stress under different over-consolidation ratios

預(yù)制樁材質(zhì)為有機(jī)玻璃材質(zhì)，由于其熱膨脹系數(shù)大于水泥土6～7倍，因此其附加溫度應(yīng)力也大于水泥土1個數(shù)量級.在樁頂荷載400 N下，土層不同超固結(jié)比情況下的預(yù)制樁附加溫度應(yīng)力呈先增大后減小的趨勢，且水泥土附加溫度應(yīng)力與預(yù)制樁趨勢基本一致.正常固結(jié)土的最大附加溫度應(yīng)力出現(xiàn)在樁身375 mm處，且隨著固結(jié)時間增加而增大，最大值為0.495 MPa，超固結(jié)土的最大附加溫度應(yīng)力出現(xiàn)在樁身225 mm處，為0.446 MPa.

結(jié)合圖4樁頂和樁周沉降，正常固結(jié)土在加熱初期11.3 h內(nèi)先產(chǎn)生膨脹后逐步沉降，在1 d后沉降位移大于膨脹位移，約90 h后沉降趨于穩(wěn)定，而超固結(jié)土在加熱22.3 h內(nèi)產(chǎn)生膨脹后沉降，在30 h后沉降位移大于膨脹位移，約130 h后沉降趨于穩(wěn)定.正常固結(jié)土和超固結(jié)土的樁身和水泥土附加溫度應(yīng)力隨著固結(jié)時間（1、3、5和7 d）增加而增加，在1 d至3 d溫度應(yīng)力增值較大，正常固結(jié)土在5 d至7 d溫度應(yīng)力增加趨于穩(wěn)定.

2.4.2 軸力

由樁身附加溫度應(yīng)力可得附加軸力，進(jìn)一步可得模型樁在熱力耦合作用下的軸力分布.圖6為不同加熱時間下樁身不同截面軸力沿深度的變化規(guī)律.在上部荷載作用下，樁身軸力由于溫度作用沿深度先增大后逐漸減小，正常固結(jié)土和超固結(jié)土最大軸力分別為971 N和934 N.樁體由于加熱產(chǎn)生的軸力已大于上部荷載的50%，因此，在樁基承載力計算中不應(yīng)忽略溫度荷載的作用.水泥土作為預(yù)制樁和樁周土之間的過渡層，水泥土主要起荷載傳遞作用，承擔(dān)上部荷載的比重較小，軸力沿深度分布規(guī)律與預(yù)制樁略有差異.

圖6 不同超固結(jié)比下的樁身軸力Fig.6 Axial force of pile body under different over-consolidation ratios

2.4.3 側(cè)摩阻力

圖7為在不同溫度升高幅度Δt下，模型樁樁側(cè)-水泥土和水泥土-土摩阻力在不同超固結(jié)比下與樁埋深度的發(fā)展規(guī)律.由圖7可知，預(yù)制樁在上部荷載作用時，樁身產(chǎn)生壓縮變形，樁-土間產(chǎn)生相對位移，樁側(cè)摩阻力得到發(fā)揮，總體上側(cè)摩阻力沿深度先增大后減小.正常固結(jié)土預(yù)制樁最大平均側(cè)摩阻力位于200～350 mm處，達(dá)4.75 kPa，超固結(jié)土最大平均側(cè)摩阻力在350～500 mm處，為4.50 kPa，略低于正常固結(jié)土試驗(yàn)組.加熱系統(tǒng)運(yùn)行后，樁身側(cè)摩阻力在上部荷載與溫度共同作用下，樁身側(cè)摩阻力發(fā)生了變化.結(jié)合圖2至圖4可知，溫度荷載作用初期由于樁頂荷載作用樁頂附近產(chǎn)生了較少的負(fù)摩阻力，對比不同超固結(jié)比土體中樁身側(cè)摩阻力，正常固結(jié)土中性點(diǎn)上移，超固結(jié)土負(fù)摩阻力僅發(fā)生在樁頂附近，可見附加樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮由于受附加樁土相對位移作用；樁周土體為超固結(jié)土?xí)r，產(chǎn)生的負(fù)摩阻力的范圍較小.從圖7中還可看出，溫度引起的預(yù)制樁和水泥土附加樁側(cè)摩阻力與附加溫度應(yīng)變趨勢相同，水泥土由于主要承擔(dān)荷載傳遞作用側(cè)摩阻力，變化規(guī)律基本與預(yù)制樁同步.

圖7 不同超固結(jié)比下的樁側(cè)摩阻力Fig.7 Side friction resistance of piles

3結(jié)論

1）不同超固結(jié)比軟土條件下，升溫后樁體及樁周土溫度分布規(guī)律基本一致，均為先增大后趨于穩(wěn)定的趨勢，熱量在樁周土層中的擴(kuò)散程度隨離開熱交換管（熱源）的距離增大而減小.

2）土層不同位置處熱孔壓變化趨勢不盡相同；超固結(jié)比對土層超靜孔壓消散有一定影響，超固結(jié)土層中超靜孔壓消散速率相對較慢.

3）熱力耦合作用下，樁頂沉降呈拋物線型發(fā)展規(guī)律，隨著時間的增加先增大后趨于穩(wěn)定；樁周土沉降在加熱初期有微弱回彈，隨后逐漸轉(zhuǎn)為沉降；超固結(jié)土地基回彈更加明顯，變形穩(wěn)定后的沉降值小于正常固結(jié)土情況.

4）預(yù)制樁附加溫度應(yīng)力呈先增大后減小的趨勢，水泥土附加溫度應(yīng)力與預(yù)制樁趨勢基本一致；超固結(jié)土地基中樁身的最大附加溫度應(yīng)力位置高于正常固結(jié)土情況；溫度引起的最大軸力超過樁身軸力的50%，在樁基承載力計算中不應(yīng)忽略溫度荷載的作用.

5）加熱初期樁周土體發(fā)生膨脹，正常固結(jié)土較超固結(jié)土的樁側(cè)摩阻力中性點(diǎn)位置上移，超固結(jié)土負(fù)摩阻力僅發(fā)生在樁頂附近.樁周土體為超固結(jié)土?xí)r，最終產(chǎn)生的負(fù)摩阻力的范圍相對較小.