黃土地基中能量樁群樁承載變形性狀模型試驗(yàn)

摘要：基于室內(nèi)縮尺試驗(yàn)研究了含能量樁群樁在4次冷熱循環(huán)過程中的樁身熱力學(xué)特性及樁基承載變形特性變化規(guī)律，分析冷熱循環(huán)對樁土溫度、承臺沉降、樁頂荷載及樁身摩阻力的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明：冷熱循環(huán)過程中能量樁較淺位置處樁身及樁側(cè)土溫度始終高于較深處，熱循環(huán)過程中能量樁的傳熱效率高于冷循環(huán)過程。冷熱循環(huán)會使承臺頂面的工作荷載及群樁中各基樁的樁頂荷載發(fā)生往復(fù)變化，相應(yīng)地引起承臺發(fā)生往復(fù)傾斜，熱循環(huán)引起的承臺傾斜稍大于冷循環(huán)。熱循環(huán)引起的能量樁樁身上部摩阻力為負(fù)，下部為正，冷循環(huán)時則相反。

關(guān)鍵詞：能量樁；黃土；模型試驗(yàn)；承載變形性狀；冷熱循環(huán)；傳熱效率；承臺

中圖分類號：TU473.1文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0引言

在傳統(tǒng)建筑群樁基礎(chǔ)中布置能量樁采取淺層地?zé)崮軐?shí)現(xiàn)建筑物供暖制冷是一種節(jié)能、環(huán)境友好的技術(shù)，對于減少碳排放具有重要意義。含能量樁群樁一方面受到上部建筑荷載的作用，另一方面還受到能量樁冷、熱循環(huán)時溫度荷載的影響，因此其承載變形特性較復(fù)雜。

楊濤等1利用數(shù)值分析的方法建立熱-力-流三場耦合模型發(fā)現(xiàn)，能量樁長期受熱力耦合作用時，樁身溫度越高，樁身最小壓應(yīng)力越大，樁頂沉降量越小。Ng等2通過離心機(jī)試驗(yàn)分析溫度循環(huán)時不同熱物性參數(shù)的地基土對樁頂沉降的影響，發(fā)現(xiàn)溫度循環(huán)對樁頂沉降的影響大于僅受工作荷載時，并指出常規(guī)樁基設(shè)計方法不適用于能量樁。張沛等[3以能量樁雙樁為例給出能量樁的沉降計算方法，并推廣至能量樁群樁基礎(chǔ)。Rotta等4將能量樁群樁等效為單樁，給出群樁僅受溫度荷載作用時樁頂沉降計算方法，發(fā)現(xiàn)群樁差異沉降與樁數(shù)有關(guān)5]。費(fèi)康等6建立群樁受熱力耦合作用時工作特性簡化分析方法，指出溫度作用下樁頂荷載會重新分配。Jeong等7發(fā)現(xiàn)布樁方式對樁身軸向應(yīng)力及樁頂沉降影響較大，樁承載力隨循環(huán)液溫度的變化而變化。方金城等[8對能量樁群樁開展原位試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，僅單根能量樁運(yùn)行時角樁及承臺均出現(xiàn)附加應(yīng)力，但未考慮冷熱循環(huán)過程中樁頂沉降及承臺的力學(xué)響應(yīng)特性。Mimouni等9通過現(xiàn)場試驗(yàn)研究能量樁群樁之間的相互作用，發(fā)現(xiàn)加熱整個基礎(chǔ)會增加單樁位移減少差異沉降，從而減少樁的熱致應(yīng)力。王言然等[10對含能量樁排樁進(jìn)行現(xiàn)場試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)冷熱循環(huán)過程中中間樁樁身溫度及內(nèi)力均大于能量樁單樁，熱干擾狀態(tài)下熱致樁側(cè)摩阻力中性點(diǎn)出現(xiàn)在約0.4倍樁長處。彭懷風(fēng)等1發(fā)現(xiàn)砂土地基中能量樁群樁熱力學(xué)特性與單樁不同，群樁的熱力學(xué)行為主要受樁端邊界條件的影響。

上述分析表明，目前研究多針對樁頂沉降、樁身溫度、樁身內(nèi)力響應(yīng)分析，對群樁中的能量樁與非能量樁之間的相互影響研究較少，本文對黃土地基中2×2含能量樁群樁開展模型試驗(yàn)，分析了能量樁群樁運(yùn)行過程中樁身熱力學(xué)特性及承載變形特性變化規(guī)律，對工程實(shí)踐可起到有益的參考。

1模型試驗(yàn)

1.1冷熱循環(huán)系統(tǒng)

圖1為能量樁冷熱循環(huán)系統(tǒng)示意圖。循環(huán)液為純凈水，循環(huán)動力設(shè)備采用流速穩(wěn)定的MP-10RZ微型水泵。樁體循環(huán)管進(jìn)出口、樁側(cè)土中共布置8個溫度計，采用精度為0.15%的PT100-A型溫度傳感器測量樁、土在冷熱循環(huán)過程的溫度變化。采用2 kW的恒溫加熱棒制熱，熱循環(huán)時加熱恒溫箱內(nèi)循環(huán)液溫度至35℃，保證熱循環(huán)過程中溫度誤差始終維持在±0.6 ℃內(nèi)。采用冰水混合的方式制冷，冷循環(huán)時確保恒溫箱內(nèi)循環(huán)液溫度維持在4℃，并保證冷循環(huán)過程中溫度誤差始終維持在±0.5 ℃內(nèi)。

1.2模型樁

模型樁為鋼筋混凝土樁，混凝土質(zhì)量配比為水泥：碎石：砂：水=1.1：2.0：1.2：0.3，混凝土強(qiáng)度等級、熱膨脹系數(shù)分別為C30、1×10-？℃-1。樁長、樁徑分別為1400、81.6 mm。模型樁縱筋骨架采用4根直徑6 mm的光圓鋼筋，長1380 mm。按150 mm的間距布設(shè)直徑為2 mm的箍筋。采用單U型不銹鋼換熱管，換熱管長度、外徑分別為1280、10 mm，壁厚1 mm。

每根模型樁表面均由樁端至樁頂按200 mm的間距對稱粘貼7組BX120-20AA電阻式應(yīng)變片（每組2片），應(yīng)變測讀儀器選用CML-1H-32型電子應(yīng)變儀，按1/4橋方式連接。

1.3地基土

采用含水率為0的砂土作為樁端持力層土，采用重塑黃土作為樁側(cè)土。砂土級配曲線見圖2，其最大、最小干密度分別為1800、1690kg/m3。

黃土基本物理性質(zhì)詳見表1。原狀黃土?xí)窀善扑楹?，剔除粒徑大? mm的土顆粒，按含水率17.4%加水拌合后逐層裝入模型槽，控制其密度與天然密度相同，裝入模型槽后取樣測得其黏聚力c為53.6 kPa，內(nèi)摩擦角φ為23.5°。

1.4試驗(yàn)過程

首先在尺寸為1500 mm（長）×800 mm（寬）×1650 mm（高）的模型槽內(nèi)開展單樁靜載試驗(yàn)，測定能量單樁豎向極限承載力。模型槽內(nèi)填土整體分為2層，下部650 mm砂土層及上部960 mm黃土層。

采用砂雨法按200 mm/層的厚度對模型槽填土，填筑完成后砂土層密實(shí)至1750 kg/m3，黃土層密實(shí)至1450 kg/m3。填土過程中首先對模型槽底部填筑厚度為5D（D為模型樁樁身直徑）的砂土持力層，樁端持力層填筑完成后布設(shè)模型樁，待3D厚砂土填筑完成后繼續(xù)填筑余下黃土。

待模型槽內(nèi)樁側(cè)土面沉降小于0.01 mm/24 h時，即可開展單樁豎向抗壓試驗(yàn)。參考《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范》12]中的慢速維持荷載法對單樁逐級施加豎向荷載。圖3荷載-位移曲線中，第11kN力學(xué)荷載施加初始狀態(tài)，樁頂即產(chǎn)生劇烈沉降，沉降量為上級荷載沉降量的5.14倍。因此可得到能量樁單樁豎向抗壓極限承載力Q為10kN，取2Q作為后續(xù)相同試驗(yàn)條件下2×2群樁頂部工作荷載。

能量單樁豎向抗壓載荷試驗(yàn)結(jié)束后，按前述方式對模型槽重新挖填土，用以開展能量樁群樁冷熱循環(huán)試驗(yàn)。2×2含能量樁群樁平面布樁方式如圖4a所示，其中樁間距為3D。群樁頂部設(shè)置高樁承臺，承臺為450 mm（長）×450 mm（寬）×15 mm（厚）的Q235鋼板，在承臺頂面中心逐級施加豎向荷載至20 kN，采用RSC-5型液壓油缸及反力梁加載，承臺頂面豎向荷載采用DYLY-104型軸力計量測。在20 kN的荷載作用下待承臺沉降小于0.01 mm/24 h后對群樁中的能量樁依次施加4次冷熱循環(huán)。

一個熱循環(huán)和隨后的一個冷循環(huán)組成一次冷熱循環(huán)。每個熱循環(huán)進(jìn)行5h，結(jié)束后進(jìn)行10h的自然恢復(fù)，然后進(jìn)行冷循環(huán)。每個冷循環(huán)進(jìn)行4h，結(jié)束后進(jìn)行8h的自然恢復(fù)，然后繼續(xù)進(jìn)行下一次冷熱循環(huán)。

一定深度以下土體溫度處于恒定狀態(tài)，恒溫層以下的土壤溫度隨深度的增加而增大。西安地區(qū)地表以下7m左右為恒溫層，土層溫度基本維持在約17 ℃[13]。本文模型試驗(yàn)在室溫穩(wěn)定（約23.69 ℃）的地下室內(nèi)進(jìn)行，試驗(yàn)過程中模型槽內(nèi)土體溫度約為23.12℃，可較好模擬恒溫地層。

2試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1熱交換效率

單位長度樁長在單位時間內(nèi)與地基土之間交換的熱量即為能量樁的熱交換效率q，按式（1）計算：

式中：q——每米能量樁熱交換效率，W/m;v——循環(huán)液流量，kg/s，本文試驗(yàn)時設(shè)定循環(huán)液流量1.3 L/min;c？——循環(huán)液比熱容，4.2×103J/（kg·℃）;To——能量樁出口處循環(huán)液溫度，℃;T——能量樁進(jìn)口處循環(huán)液溫度，℃;H——能量樁有效入土深度，m。

冷熱循環(huán)過程中管內(nèi)循環(huán)液會與空氣發(fā)生熱量交換，這同樣會導(dǎo)致熱量損失，具體如圖5所示。由冷熱循環(huán)過程中能量樁熱交換效率曲線可看出，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，能量樁換熱效率逐漸趨于穩(wěn)定狀態(tài)，這是由于對樁體施加多次熱流會使得樁側(cè)土逐漸干燥，熱傳遞系數(shù)逐漸降低穩(wěn)定的緣故14]。

從圖5可看出，熱循環(huán)過程中能量樁的換熱效率總體上高于冷循環(huán)，如第1～4次熱循環(huán)時能量樁平均換熱效率分別為37.76、25.80、28.64、33.20W，而相應(yīng)冷循環(huán)過程中能量樁平均換熱效率分別為24.09、7.81、6.51、32.36 W，即熱循環(huán)換熱效率分別為冷循環(huán)的1.57、3.30、4.40、1.03倍。

2.2樁、土溫度

圖6為冷熱循環(huán)時樁、土溫度的變化過程，各測點(diǎn)具體位置見圖1?？煽闯觯芰繕稑渡砼c樁側(cè)土溫度變化規(guī)律具有良好的一致性，即在熱循環(huán)時升高，冷循環(huán)時降低。

冷熱循環(huán)過程中T？測點(diǎn)位置處樁身溫度始終高于T？處，如1～4次熱循環(huán)穩(wěn)定后T？處溫度分別為33.58、32.84、33.69、34.26 ℃，T？處溫度分別為32.19、31.52、32.55、32.70℃，T？處溫度分別比T？處高4.31%、4.19%、3.50%、4.77%;1～4次冷循環(huán)穩(wěn)定后T？處溫度分別為12.90、12.54、12.60、12.05℃，T？處溫度分別為11.52、11.07、11.22、11.40℃，T？處溫度分別比T？處高11.98%、13.28%、12.30%、5.70%，即熱循環(huán)過程中黃土地基中能量樁樁身溫度變化率隨樁體入土深度的增加而逐漸減小；冷循環(huán)過程中樁身溫度變化率隨樁體入土深度的增加而逐漸增大。

從圖6還可看出，冷熱循環(huán)過程中埋深越大樁側(cè)土溫度越高，如1～4次熱循環(huán)穩(wěn)定后T？處溫度分別為28.27、26.85、27.17、26.98 ℃，T？處溫度分別為26.44、25.30、25.77、24.79、24.73 ℃，T？處溫度分別為22.48、22.16、22.46、25.34 ℃，T？處溫度分別比T？處高6.92%、6.13%、5.43%、6.47%;1～4次冷循環(huán)穩(wěn)定后T？處溫度分別為24.66、24.36、22.26 ℃，T？測點(diǎn)處樁身溫度分別比T？處高9.70%、9.93%、

對比樁側(cè)土溫度變化曲線可看出，冷熱循環(huán)過程中T？處土體溫度始終低于T？處，這是由于T？、T？位置測點(diǎn)距樁側(cè)較遠(yuǎn)，受溫度場影響較小，且T？處較淺的埋深使得土體換熱較充分，這同樣導(dǎo)致T？處土體溫度低于T？處。以第3次溫度循環(huán)為例，第3次熱循環(huán)初始時T？、T？、T？處樁土初始溫度分別為21.14、23.69、24.34℃;循環(huán)結(jié)束后溫度分別為33.69、27.17、24.93 ℃，相應(yīng)測點(diǎn)位置處樁土溫度升高了59.36%、14.69%、2.40%;第3次冷循環(huán)初始時T？、T？、T？處樁土初始溫度分別為27.65、27.39、26.01℃;循環(huán)結(jié)束后溫度分別為12.60、24.79、25.66 ℃，相應(yīng)測點(diǎn)位置處樁土溫度降低了54.43%、9.49%、1.35%，這表明溫度循環(huán)穩(wěn)定后距樁側(cè)位置越遠(yuǎn)，土體溫度變化率越低。

2.3樁頂沉降

圖7為溫度循環(huán)過程中承臺頂面中心及承臺頂面對應(yīng)樁頂位置處的沉降曲線，這里規(guī)定向上位移為正、向下為負(fù)。

由圖7可看出，熱循環(huán)過程中A樁（即能量樁）位置產(chǎn)生正位移，冷循環(huán)過程中產(chǎn)生負(fù)位移；B樁（鄰樁）、C樁（對角樁）累積沉降為負(fù)。4次熱循環(huán)結(jié)束時A樁處承臺產(chǎn)生部承臺累積沉降分別為-0.044、-0.074、-0.153、-0.175mm。

冷熱循環(huán)階段能量樁與非能量樁頂部承臺對應(yīng)位置的沉降均隨循環(huán)次數(shù)的增加而增大。4次冷循環(huán)結(jié)束時A樁上方承臺依次產(chǎn)生-0.190、-0.174、-0.301、-0.309 mm的累積沉降，B樁位置處承臺累積沉降分別為-0.013、-0.033、-0.050、-0.025 mm，C樁頂部承臺累積沉降分別為0.036、-0.051、-0.058、-0.066 mm。隨著循環(huán)次數(shù)的增加能量樁與常規(guī)樁之間會產(chǎn)生差異變形，導(dǎo)致頂部承臺產(chǎn)生傾斜。定義承臺傾斜為A、C樁頂處沉降差與A、C樁心距之比，A樁受熱膨脹時傾斜角為正值，即繞B、D樁心連線順時針轉(zhuǎn)動；A樁遇冷收縮時傾斜角為負(fù)值，即承臺繞B、D樁心連線逆時針轉(zhuǎn)動。第1～4次熱循環(huán)結(jié)束時A、C樁頂部承臺位置分別產(chǎn)生0.67%D、2.87%oD、2.67%D、3.03%D的沉降差；第1～4次冷循環(huán)結(jié)束時A、C樁頂部承臺位置分別產(chǎn)生-2.77%D、-1.51%oD、-2.98%oD、-2.98%oD的沉降差。對比冷熱循環(huán)對承臺傾斜累積影響發(fā)現(xiàn)，4次熱冷循環(huán)結(jié)束后群樁基礎(chǔ)中對角樁A、C處頂部承臺最終產(chǎn)生-1.64%oD的沉降差，與方金成等8]通過原位試驗(yàn)得出的結(jié)論一致。

2.4樁頂荷載變化

樁頂荷載即為樁頂樁身軸力N;，可按式（2）計算：

式中：E ——彈性模量，MPa;A——樁身截面面積，m2;8;——測點(diǎn)i位置應(yīng)變值，規(guī)定樁身受壓時軸力為正、受拉為負(fù)。

圖8給出了冷熱循環(huán)過程中承臺頂總荷載及樁頂荷載的變化過程。顯然4次冷熱循環(huán)過程中承臺頂總荷載均在熱循環(huán)時增大，冷循環(huán)時減小。第1～4次熱循環(huán)穩(wěn)定后承臺頂部荷載最大值分別為20.049、20.093、20.095、20.082 kN;第1～4次冷循環(huán)穩(wěn)定后承臺頂部荷載最小值分別為19.651、19.660、19.646、19.563 kN;4次循環(huán)結(jié)束后承臺頂總荷載未恢復(fù)至初始工作荷載狀態(tài)，最終分別產(chǎn)生了-0.354、-0.200、-0.300、-0.300 kN的荷載累積。

由圖8還可看出，4次熱循環(huán)穩(wěn)定后能量樁樁頂軸力分別為11.410、10.150、11.900、8.150 kN;4次冷循環(huán)穩(wěn)定后，能量樁樁頂軸力分別為3.810、2.700、2.410、1.150kN，這是由于群樁中能量樁樁身受熱發(fā)生軸向膨脹時，承臺頂部較多的力學(xué)荷載均由能量樁承擔(dān)，因此使得熱循環(huán)時能量樁頂軸力計算值大于常規(guī)樁；而冷循環(huán)過程中樁身遇冷產(chǎn)生軸向收縮，因此較多的力學(xué)荷載由群樁中常規(guī)樁承擔(dān)，最終使得能量樁樁頂荷載小于常規(guī)樁。對比鄰樁和對角樁樁頂荷載曲線可看出，熱循環(huán)過程中對角樁樁頂荷載計算值大于鄰樁，冷循環(huán)則相差不大，這同樣是由于能量樁運(yùn)行過程中樁身差異變形，使得群樁荷載重分配引起的。

2.5樁端反力

樁端處軸力即為樁端反力。由圖9冷熱循環(huán)過程中樁端反力變化曲線可看出，鄰樁與對角樁樁端反力變化規(guī)律一致，而對角樁樁端反力略大于鄰樁，如第1～4次熱循環(huán)穩(wěn)定后對角樁樁端反力分別為2.50、2.05、2.62、2.06 kN，鄰樁樁端反力分別為2.31、1.77、2.24、1.77 kN，對角樁樁端反力分別為鄰樁的1.18、1.16、1.17、1.16倍；第1～4次冷循環(huán)時對角樁樁端反力分別為1.880、0.660、1.800、1.260 kN，鄰樁樁端反力分別為1.610、0.510、1.300、1.230 kN，對角樁樁端反力分別為鄰樁的1.16、1.30、1.38、1.02倍。第1～4次熱循環(huán)結(jié)束時能量樁樁端反力分別為8.270、7.100、8.600、6.090kN，第1～4次冷循環(huán)結(jié)束時能量樁樁端反力分別為1.870、2.920、3.800、1.450 kN，對比樁端反力值發(fā)現(xiàn)熱循環(huán)穩(wěn)定后的樁端反力大于冷循環(huán)。

由能量樁-承臺-常規(guī)樁聯(lián)合組成的能量樁群樁體系中，僅能量樁冷、熱循環(huán)過程中會造成樁身內(nèi)力重分配，熱循環(huán)過程中A樁上抬變形使得承臺產(chǎn)生正傾斜，此時較大的荷載被分配至C樁頂部，此時角樁樁端反力值大于鄰樁。冷循環(huán)過程中A樁收縮使得承臺產(chǎn)生負(fù)傾斜，承臺頂部荷載被分配至B、C、D樁，此時B、C、D樁受壓，因此在實(shí)際工程應(yīng)用中，對群樁中能量樁冷熱循環(huán)過程時，需對群樁的樁端反力的變化特性加以重視。

2.6樁側(cè)摩阻力

混凝土樁、黃土、砂土之間膨脹系數(shù)的不同，會造成能量樁運(yùn)行過程中樁頂與土面產(chǎn)生相對沉降位移，導(dǎo)致樁側(cè)摩阻力變化。規(guī)定側(cè)摩阻力向下為負(fù)值，向上為正值。樁側(cè)摩阻力理論計算方法詳見式（3）。

式中：f——樁側(cè)摩阻力值，kPa;σ;、σrj-1——樁身j處、j-1處應(yīng)力值，kPa;△l——相鄰應(yīng)變片中心間距，m。

由圖10能量樁樁身側(cè)摩阻力曲線可看出，熱循環(huán)時能量樁下部樁身（Z/Lgt;0.43）側(cè)摩阻力為負(fù)，上部樁身（Z/Llt;0.43）摩阻力為正。熱循環(huán)時上部樁身最大側(cè)摩阻力為-4.62 kPa，下部樁身最大側(cè)摩阻力為5.39 kPa，這是由于熱循環(huán)時能量樁樁身受熱膨脹，樁頂及樁端兩側(cè)分別受到力學(xué)荷載約束，而冷循環(huán)則相反。冷循環(huán)時上部樁身最大側(cè)摩阻力為7.40 kPa，下部樁身最大側(cè)摩阻力為-5.20 kPa。由于砂土與黃土填筑密度的差異使得樁端砂土處側(cè)摩阻力變化復(fù)雜，樁端處側(cè)摩阻力最小，其熱循環(huán)時樁側(cè)摩阻力為負(fù)值，冷循環(huán)時為正值15]。

圖11為群樁中能量樁冷熱循環(huán)穩(wěn)定后，鄰樁與對角樁樁身側(cè)摩阻力隨深度變化過程。由圖11可看出，承臺傾斜沉降穩(wěn)定后，群樁中B樁及C樁的樁側(cè)摩阻力均為正值，且B樁、C樁樁端位置處，樁側(cè)摩阻力變化不大，這是由于承臺的聯(lián)合作用使得非能量樁始終處于受壓縮狀態(tài)，樁身相對于土面產(chǎn)生向下的沉降，最終使得常規(guī)樁樁側(cè)摩阻力均為正值。

3結(jié)論

基于模型試驗(yàn)分析2×2含能量樁群樁在冷熱循環(huán)過程中樁土溫度、樁頂荷載及樁側(cè)摩阻力的變化過程，得到以下主要結(jié)論：

1）熱循環(huán)過程中黃土地基中能量樁樁身溫度變化率均隨樁體入土深度的增加而逐漸減小，冷循環(huán)過程中樁身溫度變化率隨樁體入土深度的增加而逐漸增大；隨著循環(huán)次數(shù)的增加，能量樁換熱效率逐漸趨于穩(wěn)定。

2）冷熱循環(huán)過程中含能量樁群樁頂部承臺會產(chǎn)生往復(fù)傾斜，在熱循環(huán)過程中會產(chǎn)生正傾斜，冷循環(huán)時產(chǎn)生負(fù)傾斜。群樁基礎(chǔ)中的能量樁及其對角樁在冷熱循環(huán)過程中的最大沉降差分別為-2.98%oD、3.03%oD，循環(huán)結(jié)束后最終產(chǎn)生-1.64%oD的沉降差累積。

3）冷熱循環(huán)會導(dǎo)致群樁樁頂及樁端位置發(fā)生荷載累積，自然恢復(fù)完成后荷載無法恢復(fù)至初始狀態(tài)。熱循環(huán)時，能量樁上部樁身側(cè)摩阻力為負(fù)，下部為正，冷循環(huán)則相反。

[參考文獻(xiàn)]

[1]楊濤，瞿廣鑫，花永盛.冷-熱不平衡熱荷載下黏土地基中能量樁長期熱-力學(xué)特性[J].防災(zāi)減災(zāi)工程學(xué)報，2022，42（6）：1333-1340.

YANG T，QU G X，HUA Y S.Long-term thermo-mechanical behavior of energy pile in clay underunbalanced cooling-heating cycles[J].Journal of disasterprevention and mitigation engineering，2022，42（6）：1333-1340.

[2]NG CWW，SHI C，GUNAWAN A，etal.Centrifugemodelling of energy piles subjected to heating and coolingcycles in clay[J].Geotechnique letters，2014，4（4）：310-316.

[3]張沛，石雨恒，費(fèi)康.能量樁群樁基礎(chǔ)沉降特性分析[J].土木與環(huán)境工程學(xué)報（中英文），2022，44（1）：75-86.

ZHANG P，SHI Y H，F(xiàn)EI K.Analysis of foundationsettlement behaviors of energy pile groups [J].Journal ofcivil and environmental engineering，2022，44（1）：75-86.

[4]ROTTA LORIA A F，LALOUI L.The equivalent piermethod for energy pile groups[J].Géotechnique，2017，67（8）：691-702.

[5]ROTTA LORIA AF，VADROT A，LALOUI L.Analysisof the vertical displacement of energy pile groups [J].Geomechanics for energy and the environment，2018，16：1-14.

[6]費(fèi)康，朱志慧，石雨恒，等.能量樁群樁工作特性簡化分析方法研究[J].巖土力學(xué)，2020，41（12）：3889-3898.

FEIK，ZHU ZH，SHI YH，etal.A simplified method forgeotechnical analysis of energy pile groups[J].Rock andsoil mechanics，2020，41（12）：3889-3898.

[7]JEONG S，LIM H，LEE JK，etal.Thermallyinducedmechanical response of energy piles in axially loaded pilegroups [J].Applied thermal engineering，2014，71（1）：608-615.

[8]方金城，孔綱強(qiáng)，孟永東，等.低承臺2×2能量樁基礎(chǔ)單樁運(yùn)行熱力耦合特性研究[J].巖土工程學(xué)報，2020，42（2）：317-324.

FANG JC，KONG G Q，MENG Y D，etal.Thermo-mechanical coupling characteristics of single energy pileoperation in 2×2 pile-cap foundation[J].Chinese journalof geotechnical engineering，2020，42（2）：317-324.

[9]MIMOUNI T，LALOUI L.Behaviour of a group of energypiles[J].Canadian geotechnical journal，2015，52（12）：1913-1929

[10]王言然，孔綱強(qiáng)，沈揚(yáng)，等.熱干擾下能量樁熱力特性現(xiàn)場試驗(yàn)研究[J].清華大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版），2020，60（9）：733-739.

WANG Y R，KONG G Q，SHEN Y，etal.Field tests ofthe thermal-mechanical characteristics of energy pilesduring thermal interactions[J].Journal of TsinghuaUniversity （science and technology），2020，60（9）：733-739.

[11]PENG H F，KONG G Q，LIU H L，etal.Thermo-mechanical behaviour of floating energy pile groups in sand[J].Journal of Zhejiang University-Science A，2018，19（8）：638-649.

[12]JGJ106—2014.建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范[S].JGJ 106—2014.Technical code for testing of buildingfoundation piles[S].

[13]任建喜，韓強(qiáng)，高虎艷，等.西安地鐵沿線地層溫度冬季分布規(guī)律觀測研究[J].城市軌道交通研究，2012，15（10）：39-42.

REN JX，HAN Q，GAO H Y，etal.On the distributionlaw of geothermal formation in winter along Xi'an metroline[J].Urban mass transit，2012，15（10）：39-42.

[14]SANI A K，SINGH R M.Response of unsaturated soils toheating of geothermal energy pile[J].Renewable energy，2020，147：2618-2632.

[15]曹衛(wèi)平，李慶，李清源.黃土地基中能量樁熱力學(xué)特性及承載變形性狀模型試驗(yàn)研究[J].太陽能學(xué)報，2023，44（4）：539-546.

CAO W P，LI Q，LI Q Y.Model test on thermo-mechanical characteristics and bearing deformationbehavior of energy pile in loess foundation[J].Actaenergiaesolaris sinica，2023，44（4）：539-546.

MODEL TEST ON BEARING DEFORMATION BEHAVIOR OFENERGY PILE GROUPS IN LOESS SOILS

Cao Weiping1，Li Qing1，Zhao Min2，Li Qingyuan1，Luo Longping1

（1.School of Civil Engineering，Xi'an University of Architecture and Technology，Xi'an 710055，China;

2.Architectural Engineering Institute，Xi'an Technological University，Xi'an 710021，China）

Abstract：Based on indoor scaled tests，the thermodynamic characteristics of the pile body and the variation law of the bearingdeformation characteristics of the pile foundation under four cycles of cold and hot cycles of energy containing pile groups were studied.The thermal-induced pile-soil temperature，the pile-cap settlement，pile top load，as well as pile skin friction were mainly analyzed.The results show that the temperature in a pile and surrounding soils caused by the cooling-heating cycles at a shallower position belowthe soil surface is always greater than that at a deeper position.The heat transfer efficiency of the energy pile during heat cycles is higherthan in cold eycles.Both the working load applied on the pile cap，and the load on the pile top will also be altered due to the thermalprocess，which consequently causes the pile cap to be ilted from one direction to another direction.It was also found that the tilting ofthe cap during the heat eycle is a litle more significant than in the cold cycle.The heat cycle-induced skin friction on the upper pileshaft is negative and positive on the lower shaft，and vice versa during the cold cycle.

Keywords：energypile;loesssoil;modeltest;bearing deformation behavior;cooling-heatingcycles;heat transfer efficiency;pile cap