飽和砂土地基中碳化硅能源樁的傳熱特性測(cè)試與分析

摘" 要： 采用標(biāo)準(zhǔn)試塊測(cè)試與模型試驗(yàn)，對(duì)碳化硅能源樁的傳熱特性進(jìn)行研究。通過(guò)樁基混凝土試塊導(dǎo)熱系數(shù)和力學(xué)性能測(cè)試，確定碳化硅能源樁的樁身材料配合比；通過(guò)飽和砂土地基中能源樁高溫釋熱工況模型試驗(yàn)，分析飽和砂土地基中碳化硅能源樁的傳熱性能以及軸向和徑向溫度分布及變化規(guī)律。結(jié)果表明：碳化硅代砂率達(dá)到16.0%時(shí)，樁基混凝土試塊的導(dǎo)熱系數(shù)、抗壓強(qiáng)度以及抗折強(qiáng)度會(huì)分別提升64.1%、19.9%和11.4%，該代砂率下的碳化硅能源樁樁身材料配合比為最佳配合比。碳化硅能源樁的最高溫度出現(xiàn)在樁體中部。相較于普通能源樁，碳化硅能源樁具有更高的樁體溫度、溫度增長(zhǎng)速率和換熱功率，表現(xiàn)出更優(yōu)的傳熱性能。在碳化硅能源樁進(jìn)行熱循環(huán)時(shí)，樁土間的熱量傳遞效率自樁身向外沿徑向遞減；熱循環(huán)后，樁周土體呈現(xiàn)熱量堆積現(xiàn)象，且這種現(xiàn)象隨著接近樁身區(qū)域而逐漸增強(qiáng)。研究結(jié)果可為碳化硅能源樁的設(shè)計(jì)及其在飽和砂土地基中的應(yīng)用提供試驗(yàn)依據(jù)。

關(guān)鍵詞： 能源樁；碳化硅；導(dǎo)熱系數(shù)；傳熱特性；模型試驗(yàn)

中圖分類號(hào)： TU473.1

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

文章編號(hào)： 1673-3851 （2024） 04-0518-11

DOI：10.3969/j.issn.1673-3851（n）.2024.04.011

收稿日期： 2023-12-28" 網(wǎng)絡(luò)出版日期：2024-04-12網(wǎng)絡(luò)出版日期

基金項(xiàng)目： 寧波市青年科技創(chuàng)新領(lǐng)軍人才項(xiàng)目（2023QL018）；國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51708496）

作者簡(jiǎn)介： 金坤銓（1997—" ），男，浙江諸暨人，碩士研究生，主要從事能源地下工程方面的研究。

通信作者： 王忠瑾，E-mail：zhongjin_wang@zju.edu.cn

引文格式：金坤銓，王忠瑾，劉開(kāi)富，等. 飽和砂土地基中碳化硅能源樁的傳熱特性測(cè)試與分析［J］. 浙江理工大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)），2024，51（4）：518-528.

Reference Format： JIN Kunquan，WANG Zhongjin， LIU Kaifu， et al. Test and analysis of heat transfer characteristics of silicon carbide energy piles in saturated sandy soil foundations［J］. Journal of Zhejiang Sci-Tech University，2024，51（4）：518-528.

Test and analysis of heat transfer characteristics of silicon carbide energy piles in saturated sandy soil foundations

JIN Kunquan1，WANG Zhongjin2， LIU Kaifu1， XIE Xinyu3， FANG Pengfei2， XU Xiao3

（1.School of Civil Engineering and Architecture， Zhejiang Sci-Tech University， Hangzhou 310018， China; 2.School of Civil Engineering， NingboTech University， Ningbo 315100， China; 3.Research Center of Coastal and Urban Geotechnical Engineering， Zhejiang University， Hangzhou 310058， China）

Abstract：" Based on standardized specimen blocks and model experimental tests， heat transfer characteristics of silicon carbide energy piles were investigated. The pile body material ratio of silicon carbide energy piles was determined through the test of thermal conductivity and mechanical properties of pile concrete specimen. Through the high-temperature heat release working condition model test of energy piles in saturated sand foundations， the heat transfer performance of silicon carbide energy piles in saturated sand foundations， as well as the axial-radial temperature distribution and change rule were analyzed. The results show that the thermal conductivity compressive strength and flexural strength of the concrete specimen of pile base are increased by 64.1%， 19.9% and 11.4%， respectively when the sand substitution rate of silicon carbide reaches 16.0%， and the ratio of this sand substitution rate is the optimal ratio for the material of the pile body of silicon carbide energy piles. The highest temperature of the silicon carbide energy piles occurs in the middle of the pile body. Compared with ordinary energy piles， the silicon carbide energy piles have higher pile body temperatures， temperature growth rates， and heat transfer power， and show better heat transfer performance. The heat transfer efficiency between pile and soil decreases radially from the pile body to the outside during thermal cycling of the silicon carbide energy piles; after thermal cycling， the soil around the pile shows the phenomenon of heat accumulation， and this phenomenon is gradually strengthened with the approach to the pile body region. The results of the study are expected to provide a test basis for the design and application of silicon carbide energy piles in saturated sandy soil foundations.

Key words： energy pile; silicon carbide; thermal conductivity; heat transfer characteristics; model test

0" 引" 言

目前，中國(guó)正在大力發(fā)展可再生能源，其中淺層地?zé)崮苁且环N可直接利用的再生能源，儲(chǔ)量大且分布較廣。能源樁技術(shù)是一種在樁基礎(chǔ)內(nèi)埋設(shè)換熱管的新型綠色建筑技術(shù)［1］，也是淺層地?zé)崮芾玫男峦緩健Ｄ茉礃都饶艹休d又可進(jìn)行淺層地?zé)峤粨Q，但在地?zé)峤粨Q過(guò)程中，樁體承受額外的溫度應(yīng)力，這可能導(dǎo)致樁體變形，進(jìn)而影響整體結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。為確保能源樁的安全運(yùn)行并優(yōu)化其熱交換效率，關(guān)于能源樁承載特性與傳熱特性的研究受到廣泛關(guān)注［2］。在能源樁承載特性方面，許多研究通過(guò)原位試驗(yàn)、模型試驗(yàn)以及理論分析等方法研究了熱力耦合作用下的能源樁受荷特性，為能源樁的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供了重要參考；這些研究結(jié)果表明，能源樁的承載特性同樁身約束及溫度變化密切相關(guān)［3-7］。

關(guān)于能源樁傳熱特性的研究，主要集中在樁土溫度的變化規(guī)律探究以及能源樁換熱效率分析等方面。能源樁的換熱過(guò)程涉及換熱液、換熱管、樁基混凝土和樁周土體。許多研究人員分析了換熱管布置對(duì)換熱效率的影響。如劉漢龍等［8］、Lyu等［9］、Chen等［10］和婁揚(yáng)等［11］通過(guò)模型試驗(yàn)與數(shù)值分析研究了幾種特殊埋管形式下能源樁的傳熱特性，結(jié)果均表明合理優(yōu)化換熱管布置能夠提升能源樁的傳熱效率。但在能源樁實(shí)際應(yīng)用工程中，當(dāng)樁周土體導(dǎo)熱系數(shù)與管內(nèi)換熱液溫度較高時(shí)，導(dǎo)熱系數(shù)較小的混凝土就成為提升淺層地?zé)峤粨Q效率的瓶頸。另外，樁基混凝土材料的選擇和改性對(duì)提升能源樁的熱交換效率起著關(guān)鍵作用。許多學(xué)者發(fā)現(xiàn)，在混凝土中加入一些高導(dǎo)熱系數(shù)的摻合料，能夠提高其傳熱效果。如Kong等［12］將石墨粉添加到混凝土中，混凝土導(dǎo)熱系數(shù)得到大幅度提升，但該研究沒(méi)有對(duì)石墨混凝土進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試。在Kong等［12］的基礎(chǔ)上，Li等［13］對(duì)石墨混凝土與碳化硅混凝土進(jìn)行了多次傳熱和力學(xué)性能測(cè)試，發(fā)現(xiàn)石墨的摻入會(huì)明顯降低試塊抗壓強(qiáng)度，這也表明碳化硅混凝土具有優(yōu)越的性能。石墨的摻入可以改善混凝土的導(dǎo)熱性能，但通常以降低其力學(xué)性能為代價(jià)；針對(duì)這一狀況，許多人員進(jìn)行了不同研究。如趙嵩穎等［14］和Chang等［15］分別將玄武巖纖維與鋼纖維加入石墨混凝土中，研究表明摻入纖維可以增加石墨混凝土抗壓強(qiáng)度。Elkezza等［16］研發(fā)了一種新型石墨粉并制備成混凝土，在合理的摻量控制范圍內(nèi)沒(méi)有降低試塊抗壓強(qiáng)度。盡管這些研究［14-16］改善了石墨混凝土性能，但高昂的造價(jià)限制了這些方法在實(shí)際工程的應(yīng)用。許多學(xué)者發(fā)現(xiàn)，摻入具有較好熱物性的碳化硅后不會(huì)降低混凝土的力學(xué)性能。如尹雅等［17］在Li等［13］的基礎(chǔ)上對(duì)碳化硅混凝土進(jìn)行熱力學(xué)測(cè)試和熱成像試驗(yàn)，結(jié)果表明碳化硅混凝土具有優(yōu)良的導(dǎo)熱與力學(xué)性能。Zhang等［18］將碳化硅應(yīng)用于單組分地質(zhì)聚合物復(fù)合材料，并分析了該材料的應(yīng)用前景。盡管這些研究［17-18］已證實(shí)碳化硅在高導(dǎo)熱建筑材料應(yīng)用上具有一定的潛力，但都停留在材料性能方面的研究。碳化硅能源樁在運(yùn)行工況中的傳熱機(jī)理與性能表現(xiàn)尚不明確，相關(guān)模型試驗(yàn)研究較少，難以為工程應(yīng)用提供參考。此外，關(guān)于碳化硅能源樁軸向溫度分布的研究對(duì)評(píng)估由溫度變化引起的應(yīng)力分布和結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性具有重要作用，但此項(xiàng)研究尚未深入；多數(shù)能源樁模型試驗(yàn)進(jìn)行的釋熱工況為低溫釋熱（30～40 ℃），模擬夏季室內(nèi)熱量轉(zhuǎn)移至地下土體，但關(guān)于高溫釋熱工況下能源樁傳熱性能的研究也較為缺乏。

本文設(shè)計(jì)了樁基混凝土導(dǎo)熱系數(shù)和力學(xué)性能測(cè)試與飽和砂土地基中能源樁高溫釋熱工況模型試驗(yàn)，在確定碳化硅能源樁的樁身材料配合比后，研究碳化硅能源樁的傳熱特性，以期為碳化硅能源樁的設(shè)計(jì)與實(shí)際工程應(yīng)用提供試驗(yàn)依據(jù)。

1" 樁基混凝土試塊導(dǎo)熱系數(shù)和力學(xué)性能測(cè)試

1.1" 樁基混凝土試塊配合比設(shè)計(jì)

樁基混凝土采用水泥膠砂，設(shè)計(jì)強(qiáng)度為M30。配合比設(shè)計(jì)思路為：將碳化硅顆粒視為細(xì)骨料，每次把不同含量的碳化硅顆粒以等體積代替砂的方法添加到水泥膠砂中，并保證碳化硅的粒徑（46目）與砂的粒徑（40～60目）基本一致。本次測(cè)試所用碳化硅顆粒與細(xì)骨料用砂照片如圖1所示。根據(jù)《土工試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50123—2019），測(cè)得細(xì)砂密" 度為1.43 g/cm3，含水率1.6%；碳化硅顆粒的密度為1.64 g/cm3。樁基混凝土試塊配合比設(shè)計(jì)見(jiàn)表1。

1.2" 樁基混凝土試塊導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)試

采用DRE-Ⅲ多功能導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)試儀進(jìn)行樁基混凝土試塊導(dǎo)熱系數(shù)的測(cè)定，該測(cè)試儀及測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)照片如圖2所示。測(cè)量探頭材料為金屬鎳，適用溫度為-50.0 ～150.0 ℃。采用石英玻璃與有機(jī)玻璃進(jìn)行設(shè)備標(biāo)定，再進(jìn)行試塊導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)試。按照表1的配合比制作6組不同碳化硅含量的混凝土試樣，每組4個(gè)試樣，共24個(gè)試樣。試樣直徑為8 cm，厚度為5 cm。每組4個(gè)試樣測(cè)定1次導(dǎo)熱系數(shù)，并取平均值作為該組試樣的導(dǎo)熱系數(shù)。

根據(jù)試樣測(cè)試結(jié)果，繪制樁基混凝土的導(dǎo)熱系數(shù)擬合曲線。導(dǎo)熱系數(shù)擬合曲線如圖3所示，其中導(dǎo)熱系數(shù)1-導(dǎo)熱系數(shù)4為每組4個(gè)試樣的測(cè)定結(jié)果。導(dǎo)熱系數(shù)平均值隨碳化硅代砂率變化的擬合曲線可用公式表示為：

y=0.055x+1.217（1）

其中：x為碳化硅代砂率，%；y為相對(duì)應(yīng)的導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）。由圖3可知，隨著碳化硅代砂率的增加，樁基混凝土試塊的導(dǎo)熱系數(shù)逐漸提升。擬合曲線表明，試塊的導(dǎo)熱系數(shù)隨碳化硅代砂率呈線性變化，這與文獻(xiàn)［17］得到的規(guī)律一致。當(dāng)碳化硅代砂率為16.0%時(shí)，混凝土導(dǎo)熱系數(shù)提升64.0%，達(dá)到2.078 W/（m·K）。當(dāng)碳化硅代砂率為20.0%時(shí)，混凝土導(dǎo)熱系數(shù)提升85.0%，達(dá)到2.344 W/（m·K）。

1.3" 樁基混凝土試塊力學(xué)性能測(cè)試

樁基混凝土試塊為水泥膠砂，其力學(xué)性能測(cè)試按照《水泥膠砂強(qiáng)度檢驗(yàn)方法（ISO法）》（GB/T 17671—2021），將不同碳化硅摻量的樁基混凝土試塊，放入恒溫恒濕養(yǎng)護(hù)室中分別養(yǎng)護(hù)7 d和28 d，再分別進(jìn)行7 d和28 d齡期的抗壓強(qiáng)度和抗折強(qiáng)度測(cè)試。對(duì)每種配合比的3組試塊取平均值，如強(qiáng)度值超過(guò)或低于平均值的10.0%，剔除后再取平均值作為強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果。對(duì)于抗壓強(qiáng)度測(cè)定值，如有2個(gè)或2個(gè)以上超出或低于平均值的10.0%，則此組試塊作廢。

將抗折試驗(yàn)結(jié)果，繪制成樁基混凝土試塊養(yǎng)護(hù)7 d和28 d后的抗折強(qiáng)度曲線，如圖4所示。由圖4可知，碳化硅摻入能略微提升7 d齡期試塊的抗折強(qiáng)度，并顯著提升28 d齡期試塊的抗折強(qiáng)度。兩種齡期試塊的抗折強(qiáng)度隨碳化硅代砂率的增加先上升后下降，形成一個(gè)峰值。7 d齡期試塊的抗折強(qiáng)度在碳化硅代砂率為16.0%時(shí)達(dá)到峰值，為4.83 MPa，增幅為9.8%；28 d齡期試塊的抗折強(qiáng)度在碳化硅代砂率為8.0%時(shí)達(dá)到最高，為7.40 MPa，增幅達(dá)到20.7%。

圖5（a）—（f）為碳化硅代砂率0～20.0%時(shí)的混凝土試塊斷裂面照片。在未摻入碳化硅時(shí)，試塊無(wú)明顯孔隙。當(dāng)碳化硅代砂率為4.0%時(shí)，試塊斷裂面可觀察到細(xì)小孔隙。隨著碳化硅摻量增至8.0%和12.0%時(shí)，試塊斷裂面孔隙明顯減少。當(dāng)碳化硅代砂率為16.0%時(shí)，混凝土試塊的斷裂面孔隙仍較少，且細(xì)骨料顆粒均勻分布。然而，當(dāng)碳化硅代砂率提升至20.0%時(shí)，試塊斷裂面的孔隙數(shù)量增加。由于固定粒徑的碳化硅過(guò)量摻入導(dǎo)致骨料顆粒級(jí)配不均［19］，從而產(chǎn)生較多的孔隙，并導(dǎo)致抗折強(qiáng)度與抗壓強(qiáng)度下降。

根據(jù)抗壓試驗(yàn)結(jié)果繪制樁基混凝土試塊養(yǎng)護(hù)7 d和28 d后的抗壓強(qiáng)度曲線，如圖6所示。由圖6可知，7 d和28 d齡期試塊的抗壓強(qiáng)度隨著碳化硅代砂率的增加，先升至峰值再繼續(xù)降低。不同齡期試塊的抗壓強(qiáng)度表現(xiàn)出顯著的差異，這表明隨著養(yǎng)護(hù)時(shí)間延長(zhǎng)，碳化硅摻入對(duì)抗壓強(qiáng)度的提升效果更加顯著。當(dāng)碳化硅代砂率為4.0%和8.0%時(shí)，兩種齡期試塊的抗壓強(qiáng)度無(wú)明顯增幅。這可能是由于碳化硅代替砂的量較少，在混凝土中呈分散狀態(tài)，不足以顯著改變?cè)噳K的強(qiáng)度。當(dāng)碳化硅代砂率為16.0%時(shí)，7 d和28 d齡期試塊的抗壓強(qiáng)度達(dá)到各自峰值，分別為22.00 MPa和37.67 MPa，增幅分別為18.4%和19.9%。這一現(xiàn)象的產(chǎn)生得益于碳化硅本身具有高硬度和顆粒棱角分明的特性。與圓形顆粒的砂相比，碳化硅可提供較高的機(jī)械咬合力，與水泥具有更強(qiáng)的黏結(jié)能力。因此適量摻入碳化硅可以顯著提高試塊抗壓強(qiáng)度。然而，當(dāng)碳化硅代砂率達(dá)到20.0%時(shí)，抗壓強(qiáng)度出現(xiàn)下降的趨勢(shì)。

由于能源樁主要具有結(jié)構(gòu)承載與地?zé)峤粨Q雙重功能，在設(shè)計(jì)碳化硅能源樁的配合比時(shí)優(yōu)先考慮樁基混凝土28 d齡期抗壓強(qiáng)度與導(dǎo)熱系數(shù)兩項(xiàng)性能。因此，本文選擇表1中第5組配合比（碳化硅代砂率為16.0%）制備碳化硅能源樁，相較于普通混凝土，該碳化硅能源樁的抗折強(qiáng)度、抗壓強(qiáng)度、導(dǎo)熱系數(shù)分別提升了11.4%、19.9%和64.1%。

2" 飽和砂土地基中能源樁高溫釋熱工況模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1" 模型試驗(yàn)系統(tǒng)

模型試驗(yàn)系統(tǒng)主要由模型槽與模型樁、循環(huán)加熱系統(tǒng)、測(cè)量采集系統(tǒng)組成，試驗(yàn)系統(tǒng)實(shí)拍圖如圖7（a）—（b）所示。模型槽由大小為600 mm×600 mm×1100 mm，模型槽底面與側(cè)面布置防水膜。循環(huán)加熱系統(tǒng)包括電加熱水浴鍋、高精度溫控開(kāi)關(guān)和循環(huán)泵，用于水溫與流量的控制，實(shí)現(xiàn)升溫工況。采集系統(tǒng)主要為數(shù)顯溫度傳感器，用來(lái)記錄樁體與土體溫度參數(shù)的變化。

2.2" 模型樁與地基制備

本次試驗(yàn)有普通能源樁與碳化硅能源樁2根模型樁。模型樁為預(yù)制水泥膠砂樁，模型樁樁長(zhǎng)L為900 mm，樁徑D為36 mm，長(zhǎng)徑比1∶25，相似比1∶20，設(shè)計(jì)埋深H為800 mm，樁身采用M30水泥膠砂；樁內(nèi)布置螺旋型換熱銅管作為換熱管，銅管外徑為3 mm，內(nèi)徑為2 mm。普通樁各組材料質(zhì)量配合比為m水泥∶m細(xì)骨料∶m水=1.00∶2.70∶0.55。碳化硅能源樁是在普通能源樁的基礎(chǔ)上，用46目碳化硅顆粒代替16.0%體積的砂制備。兩根樁均采用PVC管模板預(yù)制成水泥膠砂樁，養(yǎng)護(hù)28 d成型。試驗(yàn)中2根樁的傳感器數(shù)量與位置布置均相同。為了減少邊界效應(yīng)的影響，模型樁中心距離模型槽邊距離為220 mm，2根樁中心間距為226 mm，均滿足不小于6D的要求。模型樁與傳感器平面布置如圖8所示。

本次試驗(yàn)采用寧波地區(qū)的天然砂制備成飽和砂土地基，其密度為1.53 g/cm3，最大干密度為1.67 g/cm3。對(duì)地基用土進(jìn)行顆粒篩分試驗(yàn)與導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)定，地基所用砂土顆粒級(jí)配曲線如圖9所示，不均勻系數(shù)Cu為3.9，曲率系數(shù)Cc為1.1。砂土的初始導(dǎo)熱系數(shù)為1.120 W/（m·K），而在加水飽和后的導(dǎo)熱系數(shù)增至2.040 W/（m·K）。地基的設(shè)計(jì)填土深度1000 mm，分5層填筑，每層虛高300 mm，人工夯實(shí)后為200 mm，用刮尺與水平尺控制每層平整，每層刮平后再填筑下一層。在持力層完成填筑后，將模型樁預(yù)埋入地基中，模型樁預(yù)埋深為800 mm。待地基填筑完成后，使水緩慢均勻地流入模型箱。水沒(méi)過(guò)土體表面時(shí)，停止加水，并靜置2 d使土體飽和。在此期間，通過(guò)樁底的孔隙水壓力計(jì)，觀察模型箱土體的飽和狀態(tài)。地基砂土飽和過(guò)程中孔隙水壓力變化曲線如圖10所示，從圖中可以看出：在加水24.0 h后，砂土地基基本已經(jīng)達(dá)到飽和狀態(tài)；在飽和的24.0 h內(nèi)，砂土地基底部的孔壓無(wú)明顯變化，可認(rèn)為砂土已經(jīng)處于完全飽和狀態(tài)。

2.3" 傳感器布置

試驗(yàn)中2根預(yù)制模型樁的傳感器數(shù)量與位置布置均相同，樁的埋深為800 mm，測(cè)點(diǎn)布置如圖11（a）—（b）所示。普通能源樁身從下而上每隔140 mm均勻布置6個(gè)溫度傳感器T1—T6，其中T1為樁底部溫度傳感器，T6為樁上部的溫度傳感器；碳化硅能源樁以同樣方式布置6個(gè)溫度傳感器ST1—ST6。在砂土地基分層填筑時(shí)，在模型樁旁按照埋深190、470 mm和750 mm分別布置3組傳感器，每組為3個(gè)溫度傳感器，即離樁中軸線1.5D、2.5D和3.5D處布置傳感器T7—T15。碳化硅能源樁以相同的方式布置3組傳感器ST7—ST15。在進(jìn)出水口綁扎2個(gè)溫度傳感器T16和T17，用于測(cè)量進(jìn)出水口溫度。在樁底布置1個(gè)孔隙水壓力傳感器P1，用于確保地基砂土飽和狀態(tài)。

2.4" 試驗(yàn)工況

在試驗(yàn)過(guò)程中，為確保環(huán)境條件的穩(wěn)定性，使用恒溫設(shè)備將室內(nèi)溫度維持在28.0 ℃，以減少環(huán)境溫度變化對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響。試驗(yàn)過(guò)程中使用2個(gè)水泵同時(shí)進(jìn)行水循環(huán)加熱，換熱管通水溫度為60.0 ℃，模擬能源樁高溫釋熱工況。此外，利用高精度溫控開(kāi)關(guān)保持水浴鍋溫度穩(wěn)定。

本試驗(yàn)共進(jìn)行3次高溫?zé)嵫h(huán)，只進(jìn)行熱循環(huán)，不施加結(jié)構(gòu)荷載。單次循環(huán)時(shí)間為24.0 h，加熱時(shí)間為8.0 h，隨后進(jìn)行自然降溫16.0 h，使樁體進(jìn)行自然降溫至室溫。降溫結(jié)束后，開(kāi)始下一循環(huán)。

數(shù)據(jù)采集時(shí)長(zhǎng)為12.0 h，記錄通水加熱的8.0 h與自然降溫的前4.0 h。數(shù)據(jù)采集間隔根據(jù)溫度變化快慢情況制定，在剛開(kāi)始通水和剛結(jié)束通水的第1個(gè)小時(shí)內(nèi)，每隔15 min采集1次，第2個(gè)小時(shí)內(nèi)每隔0.5 h采集1次，其余時(shí)間每隔1.0 h采集1次。

3" 模型試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1" 樁體換熱功率

3次熱循環(huán)過(guò)程中碳化硅能源樁與普通能源樁的進(jìn)出水口溫度變化曲線如圖12所示。單次循環(huán)時(shí)間為24.0 h，加熱時(shí)間為8.0 h。隨后停止通水，進(jìn)行自然降溫16.0 h，自然降溫階段不記錄進(jìn)出水口溫度。在單次熱循環(huán)過(guò)程中，隨著進(jìn)水口與樁身溫度差值減小，進(jìn)出水口溫差值逐漸減小。在3次熱循環(huán)過(guò)程中，普通能源樁進(jìn)出水口溫差最大值為6.7 ℃，碳化硅能源樁溫差最大值為7.6 ℃。

通過(guò)所記錄的進(jìn)出口水溫，計(jì)算出兩種能源樁的樁體換熱功率，計(jì)算公式為：

Q=ΔTρwνcw（2）

其中：Q為能源樁的樁體換熱功率，kW；ΔT為進(jìn)出口水溫溫差，℃；ρw為水的密度，kg/m3，取1×103 kg/m3；v為水循環(huán)流速，m3/h，取0.48 m3/h；cw為水的比熱容，J/kg，取4.2×103 J/kg。

按式（2）計(jì)算3次熱循環(huán)過(guò)程中進(jìn)出口水溫差值，并繪制成熱循環(huán)過(guò)程中碳化硅能源樁與普通能源樁樁體的換熱功率變化曲線，如圖13所示。在通水加熱初期，進(jìn)出水口溫差較大，導(dǎo)致能源樁的換熱功率在這一階段呈現(xiàn)出較高的峰值；當(dāng)通水加熱的持續(xù)進(jìn)行至6.0 h后，可觀察到能源樁換熱功率出現(xiàn)波動(dòng)，這是由于進(jìn)出水口溫度受環(huán)境溫度影響所致。在兩種能源樁熱循環(huán)過(guò)程中，碳化硅能源樁的樁體換熱功率高于普通能源樁換熱功率。換熱功率的提升意味著能源樁系統(tǒng)能更有效地進(jìn)行熱交換，能源樁系統(tǒng)在達(dá)到相同的供暖或制冷效果下所需的能源樁數(shù)量有望減少，進(jìn)而降低了工程建設(shè)和運(yùn)維成本。

3.2" 樁身軸向溫度分布及變化規(guī)律

選取3次熱循環(huán)的峰值時(shí)刻（8.0、32.0 h和56.0 h）繪制能源樁樁身軸向6處（T1—T6）的溫度分布曲線，如圖14所示。樁身不同位置的溫度分布不均，這是由于樁身沿深度方向的熱擴(kuò)散所致。普通能源樁與碳化硅能源樁在升溫峰值時(shí)均呈現(xiàn)出中部溫度最高，樁身上部溫度次之，樁身下部溫度最低的特點(diǎn)。這是由于升溫時(shí)，靠近土體表面的位置與模型箱底部，所受到的環(huán)境溫度對(duì)其影響較大，砂土地基在飽和后導(dǎo)熱系數(shù)增大，加快了與周圍環(huán)境的熱交換；換熱管進(jìn)水口位置在樁體上部，熱循環(huán)時(shí)，樁身上部換熱管中的水溫最高。

根據(jù)普通能源樁樁身T1—T6處與碳化硅能源樁樁身ST1—ST6處共12個(gè)溫度傳感器所測(cè)得的數(shù)據(jù)，繪制出3次熱循環(huán)過(guò)程中兩種能源樁身軸向溫度變化曲線，如圖15所示。從圖15可知，在升溫階段，兩種能源樁樁身溫度隨著時(shí)間逐漸增大，最終趨于穩(wěn)定；在自然降溫階段，樁身溫度則隨著時(shí)間逐漸減小，最終趨于穩(wěn)定。升溫和自然降溫前4.0 h內(nèi)樁身溫度的變化速率較快。在3次熱循環(huán)過(guò)程中，碳化硅能源樁的樁體ST2—ST6處溫度均高于普通能源樁T2—T6處；碳化硅能源樁的樁體ST1處溫度低于普通能源樁T1處。

以第1次熱循環(huán)中升溫為例，普通能源樁T1—T6等6處溫度峰值分別為38.3、46.6、47.1、45.8、44.8 ℃和42.9 ℃。相比之下，碳化硅能源樁ST1—ST6等6處溫度峰值分別為36.4、46.9、48.2、47.2、44.7 ℃和43.7 ℃。普通能源樁樁身T1—T6處溫度升高分別為10.0、18.0、18.6、17.8、17.3 ℃和15.6 ℃。而碳化硅能源樁樁身ST1—ST6處溫度升高分別為7.8、18.3、19.5、18.5、17.2 ℃和16.5 ℃。在3次熱循環(huán)過(guò)程中，樁體升溫峰值最高處及升溫變化幅度最大處均為樁中部T3溫度。碳化硅能源樁ST3處最高溫度分別為48.2、48.0 ℃和47.4 ℃；普通能源樁T3處最高溫度為47.1、46.7 ℃和46.8 ℃，兩者最大相差了1.3 ℃。這表明碳化硅能源樁樁身的傳熱性能優(yōu)于普通能源樁。

3.3" 樁身溫度增長(zhǎng)速率

碳化硅的摻入提升了樁基混凝土試塊的導(dǎo)熱系數(shù)。以第1次熱循環(huán)為例，展示碳化硅應(yīng)用于模型樁中的實(shí)際效果，繪制普通能源樁和碳化硅能源樁T3處溫度變化曲線，如圖16所示，進(jìn)行兩種樁身溫度增長(zhǎng)速率的對(duì)比。碳化硅能源樁從28.5 ℃升溫至44.4 ℃需要1.3 h，而普通能源樁則需要2.0 h。隨著加熱時(shí)間增加，兩種樁體傳熱速率差距逐漸增大。兩種樁從28.5 ℃升溫至46.0 ℃所需時(shí)間分別為2.5 h和5.0 h；從28.5 ℃升溫至46.4 ℃所需時(shí)間分別為3.0 h和6.0 h；從28.5 ℃升溫至47.0 ℃所需時(shí)間分別為5.0 h和7.0 h。上述數(shù)據(jù)表明，碳化硅能源樁的溫度增長(zhǎng)速率快于普通能源樁，其傳熱性能優(yōu)于普通能源樁。能源樁的熱交換效率與其樁體的導(dǎo)熱系數(shù)密切相關(guān)。高導(dǎo)熱系數(shù)的樁基混凝土能夠?qū)崿F(xiàn)更快速的熱量傳遞，使得能源樁在單位時(shí)間內(nèi)傳遞更多的熱量，有助于提高能源樁系統(tǒng)的整體能效。

3.4" 樁土徑向溫度分布及變化規(guī)律

圖17（a）—（f）為普通能源樁和碳化硅能源樁在不同埋深（埋深190、470 mm和750 mm）處不同位置（距樁中軸線0.5D、1.5D、2.5D和3.5D）的徑向溫度隨時(shí)間變化曲線。由圖17可知，土體的溫度變化規(guī)律與樁身溫度變化規(guī)律相似，呈周期性變化。土體的軸向溫度分布與樁身溫度分布相似，這是因?yàn)闇囟葟臉渡韽较騻鬟f至樁周土體中，而不同深度的土體所傳遞的熱量有所差異；還可能是因?yàn)橥獠凯h(huán)境溫度遠(yuǎn)低于熱循環(huán)溫度，土體下部靠近模型箱底，與土體上部相同，和四周環(huán)境接觸較多，受環(huán)境溫度影響較大。通過(guò)觀察發(fā)現(xiàn)，距樁軸線1.5D處土體溫度變化明顯大于2.5D處土體，3.5D處土體溫度變化幅度最小，這一現(xiàn)象揭示了碳化硅能源樁樁土間熱量傳遞效率沿著徑向遞減的規(guī)律。在實(shí)際工程中，為了確保地下土體的均勻受熱并有效控制熱傳播范圍，需精確計(jì)算并合理設(shè)置碳化硅能源樁的布置間距。

由圖17（a）—（b）可知，在埋深190 mm處，兩種能源樁距各自樁軸線1.5D和2.5D處的土體溫度相近。然而，在距樁軸線3.5D處，碳化硅能源樁周圍的土體溫度明顯高于普通能源樁周圍的土溫度，這表明在相同的時(shí)間內(nèi)碳化硅樁身的熱量能夠更快地傳遞較遠(yuǎn)處的樁周土中，碳化硅能源樁具有更佳的傳熱效果。由圖17（c）—（d）可知，在埋深

470 mm處，碳化硅能源樁的樁土溫度均高于普通能源樁的樁土溫度。由圖17（e）—（f）可知，在埋深750 mm處，碳化硅能源樁樁身及1.5D處樁周土的溫度均低于普通能源樁樁身及1.5D樁周土的溫度。碳化硅能源樁2.5D和3.5D處樁周土的溫度卻高于普通能源樁樁周土的溫度，這表明碳化硅能源樁周圍熱量更快地向四周土體擴(kuò)散?？拷鼧渡?.5D處土體的熱量更快的傳向2.5D以及更遠(yuǎn)處。這是由于在飽和砂土地基中，土體含水率較高，土粒間產(chǎn)生“水橋”效應(yīng)，孔隙內(nèi)充滿著水，空氣傳導(dǎo)的部分熱量轉(zhuǎn)為由導(dǎo)熱系數(shù)更大的水分傳遞［20］，使得土體導(dǎo)熱系數(shù)提高，提升了能源樁周圍土體的熱傳導(dǎo)速率，熱量向四周土體更快擴(kuò)散。

當(dāng)停止加熱進(jìn)入自然降溫階段后，相較于距樁軸線1.5D處土體的降溫速率，2.5D處土體的降溫速率較為緩慢。這是因?yàn)橥馏w在不同位置的散熱存在著延遲性，在散熱的過(guò)程中，土體的熱量從1.5D向2.5D傳遞。經(jīng)過(guò)熱循環(huán)后，土體溫度較初始溫度均有所上升，土體出現(xiàn)熱量堆積現(xiàn)象。越靠近樁

身，土體熱量堆積越嚴(yán)重，其中T8處與ST8處最明顯，T8上升0.7 ℃，ST8上升0.4 ℃。因此，在能源樁實(shí)際釋熱工況運(yùn)行中，為了避免鄰近樁身的土體熱量堆積和溫度上升，進(jìn)而導(dǎo)致較高的溫度應(yīng)力，對(duì)實(shí)際工程運(yùn)行造成不利影響，應(yīng)合理控制間歇比。

4" 結(jié)" 論

本文通過(guò)樁基混凝土試塊導(dǎo)熱系數(shù)及力學(xué)性能測(cè)試，確定了碳化硅能源樁的樁身材料配合比；通過(guò)飽和砂土地基中能源樁高溫釋熱工況模型試驗(yàn)，分析了碳化硅能源樁的傳熱特性。主要得到以下結(jié)論：

a）碳化硅的摻入可以提升樁基混凝土試塊的導(dǎo)熱系數(shù)、抗壓強(qiáng)度以及抗折強(qiáng)度。碳化硅代砂率達(dá)到16.0%時(shí)，樁基混凝土試塊的導(dǎo)熱系數(shù)、抗壓強(qiáng)度以及抗折強(qiáng)度分別提升64.1%、19.9%和11.4%，此代砂率下的碳化硅能源樁樁身材料配合比為最佳配合比。

b）碳化硅能源樁最高溫度出現(xiàn)在樁中部，其次為樁上部，最小處為樁端部。

c）相較于普通能源樁，碳化硅能源樁的傳熱性能優(yōu)越，具有更高的樁體換熱功率、樁身溫度與溫度增長(zhǎng)速率。

d）在碳化硅能源樁進(jìn)行熱循環(huán)時(shí)，樁土間的熱量傳遞效率沿著徑向遞減。熱循環(huán)過(guò)后，樁周土體呈現(xiàn)熱量堆積現(xiàn)象，且這種現(xiàn)象隨著接近樁身區(qū)域而逐漸增強(qiáng)。在能源樁實(shí)際運(yùn)行中應(yīng)控制間歇比，減少因溫度所產(chǎn)生的應(yīng)力對(duì)樁身的影響。

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（責(zé)任編輯：康" 鋒）