EXPERIMENTAL STUDY ON THERMAL RESPONSE OF ENERGY PILE WITH ENHANCED HEAT STORAGE
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摘要:
能源桩是一种将地源热泵系统与地下结构相结合的应用形式，该研究提出了一种蓄热增强型混凝土管桩。针对砂土中的能源桩热-力响应问题，通过大尺寸室内模型试验系统开展了冬季工况下混凝土管桩的热力响应试验，探究了砂土中管桩的换热性能，同时对比了蓄热增强型混凝土管桩与普通管桩的热-力响应差异。结果表明：螺旋布管的方式能够优化换热路径，减少径向传热不均匀，管桩中心填充相变材料提升了15.4%的换热性能，桩侧1倍桩径范围的土体热影响温度变化仅有0.5 ℃。相变材料与导热翅片的复合增强方式没有进一步提高能源桩的换热性能，但相对无翅片桩身温度变化幅度降低了4.8%，桩侧土温降温幅度降低了24.2%，同时改变了传热路径，对桩身应力产生更大的影响。
Abstract:Energy pile is a form of geothermal energy application that combines a ground source heat pump system with an underground structure. A heat storage reinforced concrete pipe pile was proposed. For the thermal-force response of energy piles in sand, a large-size model test system was built to carry out the thermal-force response test of concrete pipe piles in winter conditions. The heat transfer performance of concrete pipe piles in sand was investigated, and a comparison of thermo-mechanical response was made between the heat storage-enhanced concrete pipe pile and the ordinary pipe pile. The experimental results show that the spiral heat exchange tube can optimize the heat transfer path and reduce the inhomogeneity of radial heat transfer, that the filling of phase change material in the hollow of the pipe pile improves the heat transfer performance by 15.4%, and that the temperature change of thermal influence of the soil in the range of 1 times the diameter of pile side is only 0.5 ℃. The integrated reinforcement of phase change material and heat-conducting fins did not further improve the heat transfer performance of the energy pile, but the temperature change of the pile was reduced by 4.8% compared to the pile without fins, and the soil temperature surrounding the pile was reduced by 24.2%. However, the integrated reinforcement changed the heat transfer path of the pile, which had a great impact on the thermal stress in the pile.
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浅层地热能是一种潜力巨大且正在被逐步开发的清洁能源，地源热泵系统通过钻孔埋管换热等技术使地热能得到了有效利用。能源地下结构通过将换热管埋置于地下结构中实现了地源热泵与结构有机结合，克服了地源热泵系统占地大，成本高等缺点。
能源桩是能源地下结构的最常见的形式之一[1]，它是将地源热泵的换热器放置在桩中，能充分利用桩的表面积将热交换器与周围土层紧密结合构成地下换热系统。桩内不同换热管的布管形式和材质都会影响桩内的换热效率。GAO等[2 − 3]研究了桩的不同类型、介质流量和入口温度对热性能的影响，发现0.342 m3/h流速时的W型热交换管最优。ZARRELLA等[4 − 5]研究表明螺旋形管比3U形管和双U形的能源桩结构具有更好的热性能。
由于高导热材质会加快桩内的热交换速率，换热管材质的导热系数对桩身的换热性能有重要的影响。SELAMAT等[6]研究了HDPE、复合和铜管材质的换热管在桩内的换热性能，结果表明导热性较好的管道材料可以延迟管壁内的热量积聚。LEE等[7]研究了钢管材质热交换器对能源桩的适用性，结果表明钢管换热器现浇能源桩的热性能比传统的高出30%。
不同的桩身材料具有不同的热物性参数，对桩内的换热效率会有一定的影响。相变材料(PCM)是可在相变(状态转变)过程中吸收或者释放出大量潜热的材料。与砂、石及混凝土等显热材料相比，相变材料具有热焓值高、相变过程近似等温的特点。将其应用于能源地下结构中可显著增加结构体的蓄热性能，有研究者开展了相关的应用研究。HAN等[8]利用相变材料改造混凝土桩，表明PCM改良后的能源桩具有较高的热提取性能。DU等[9]为了提高能源桩蓄热容量，提出了相变能源桩并发现虽然相变材料提高了桩身的能量密度同时也降低了桩身的导热性能。CAO等[10]结合现场实验与数值模拟的手段，发现PCM回填料的能源桩具有更好的换热性能，同时PCM材料较大的潜热、导热系数能够有效提高相变能源桩的换热性能。
多数不采用相变材料的普通桩的研究与工程应用[11 − 14]集中在沿海与高原寒冷地区，在内陆地区的应用较少。虽然相变材料的开发潜力巨大，但目前在能源结构中的高效利用方式并不明朗，基本无工程应用。而部分内陆砂性地基多为不饱和状态，其热物性的改变导致热力响应行为与饱和地基存在明显差异，同时其环境昼夜温差大，对热稳定的需求更高，更有利于发挥能源结构的优势，因此有必要针对非饱和砂土环境下能源结构的热-力响应问题进行深入研究与优化。
本研究通过自行搭建的大尺寸室内模型试验系统，开展了冬季工况下(输入温度低于土体温度)采用螺旋式换热管的空心混凝土管桩的热力响应试验，探究了砂土地基中管桩的换热性能与桩-土热力响应规律，同时对比了蓄热增强型管桩与普通管桩的热响应差异。
1 室内试验系统
1.1 试验设备
本试验在深圳大学滨海城市韧性基础设施教育部重点实验室开展，试验所采用模型箱尺寸为2.45 m×2.45 m×2.0 m，箱体外侧包覆保温隔热材料以降低试验系统与外界的边界热交换。
所用砂土由两种不同粒径范围的硅砂搅拌而成，其中A砂为颗粒粒径0.25 mm~1 mm灌砂；B砂为颗粒粒径0.1 mm~0.25 mm的石英砂;为优化颗粒级配，掺入总质量0.2%的石英粉。将以上材料按照A∶B=0.6∶0.4的配比在搅拌机中搅拌均匀，为控制砂土进入模型箱时候的扬尘，搅拌前在砂土中加入5%砂土质量的水。搅拌完成后砂土的颗粒级配见表1，计算土体的不均匀系数Cu和曲率系数Cc，算得Cu、Cc分别为3.78、1.06。由于Cu<5，因此该砂土的级配较为均匀，这有利于模型试验的重复性。试验所用模型桩为混凝土管桩，桩长1.5 m，直径400 mm，内径270 mm，换热管螺旋布置，内径10 mm，环间管间距50 mm。桩内空心管采用2 mm厚薄壁钢桶，底部封底，钢桶总长1.4 m，用以放置相变材料并防止其渗入混凝土，桩身具体构造见图1。
表 1 砂土粒径分布Table 1. Particle size distribution of sand粒径/mm 小于该粒径的质量占比/(%) 1 100 0.75 79.47 0.25 39.30 0.1 1.73 0.075 0.13 采用K型热电偶对系统温度进行监测，在砂土地基中埋设微型土压力盒以监测系统运行过程中土体压力变化。考虑到小型应变片在温度剧烈变化时产生的示数漂移，本研究采用应变光纤来监测桩身应变，光纤固定在预先刻槽的钢筋上，由于钢筋与混凝土热膨胀系数相似并具有较高的粘结力，因而可以表征桩身应变，桩身温度监测也布设在钢筋上，试验装置及传感器布置详见图2~图4。由于桩土的对称性，传感器主要布设在桩一侧(图4)，另外，在桩体进出口换热管靠近桩身的位置内布设了热电偶，监测进出桩身的循环流体温度。
1.2 材料参数
模型桩采用自密实混凝土，考虑到桩体内换热管和钢筋布置较为密集，因此选用了较小粒径的骨料以提高混凝土的流动性，同时为了提高小粒径骨料混凝土的力学性能与热传导性能，参考已有研究[15]添加8%砂替代量的碳化硅颗粒，混凝土配合比详见表2。综合考虑其无毒无害、性质稳定以及潜热较高等优点，相变材料选用石蜡，放置于管桩的内芯，选用的石蜡的相关参数见表3。混凝土和砂土的强度参数通过标准测试方法获得，测试时砂土的密实度与含水率与模型箱中保持一致，相关参数详见表4。
表 2 1 m3混凝土配比Table 2. Concrete mix proportioning (1 m3)类别 质量/kg 水 142.1 5 mm~10 mm碎石 977.8 砂 722.7 PO42.5水泥 355.3 Ⅰ级粉煤灰 88.8 钢纤维 39.7 SiC 57.8 聚羧酸减水剂 2.2 表 3 相变石蜡参数Table 3. Parameters of the paraffin序号 物性 密度/(kg/m3) 825.2 导热系数/(W/m/K) 0.297(固态)
0.181(液态)比热容/[J/(g·℃)] 1.836 相变温度/(℃) 18 潜热/(J/g) 185.47 表 4 材料性能参数Table 4. Material properties类别 混凝土 砂土 内摩擦角/(°) − 28 弹性模量/GPa 28.3 − 抗压强度/MPa 41.5 − 抗拉强度/MPa 3.02 − 热膨胀系数/(1·℃−1) 1.2×10−5 6.4×10−5 导热系数/(W/m/K) 1.87 1.52 1.3 试验过程与方案
试验所用地层采用分层夯实，控制相对密实度为50%，其干密度为1.59 g/cm3，每层夯实后进行刮毛处理，待桩身沉降稳定后开始进行后续试验。运行方案及控制变量见表5，考虑不同进水口输入温度(冷水机分别设置10 ℃和15 ℃)、流量(0.1 m3/h和0.18 m3/h)及蓄热增强方式(有无相变材料、有无导热翅片)，对比分析桩土换热性能与热力响应规律。
表 5 试验方案Table 5. Test program工况 设置进水
温度/(℃)入口温度/
(℃)流速/
(m3/h)蓄热增强
措施环境温度/
(℃)平均初始
土温/(℃)平均桩身
温度/(℃)A 10 11.8 0.10 无 29.7 29.62 29.91 B 10 9.9 0.18 无 29.5 27.39 27.12 C 15 14.3 0.18 无 29.8 27.11 28.08 D 10 11.2 0.10 相变材料 33.2 29.47 28.87 E 10 10.2 0.18 相变材料 30.1 29.53 27.68 F 10 10.6 0.10 相变材料+
导热翅片29.2 29.68 28.20 2 结果与讨论
2.1 螺旋管普通能源管桩换热性能
2.1.1 换热量
为了评价能源桩的换热效率，可以用以下公式计算出桩体的换热量：
Q=ρwυCw(To−Ti) (1) 式中：Q/W为总换热量；υ/(m3/s)为循环水流量；To/ (℃)为出水口温度；Ti/ (℃)为进水口温度；ρw/(kg/m3)为水的密度；Cw/(J/kg/ ℃)为水的比热容。
工况A~工况C的进出水口温度与换热功率见图5与图6，其入水口温度在进入桩体内受外界室温影响有所变化，因此监测值和冷水机设定的初始温度有所偏差。进入桩体循环换热过程中，除了工况B均较为稳定，出水口水温在换热初期急速下降并逐渐趋于稳定。换热稳定时工况A~工况C的换热功率分别为0.71 kW、1.12 kW、1.01 kW。工况B后期的换热量波动是入口温度受环境温度影响波动造成的，其整体换热量略高于工况C，较大的温差会使换热量在初期具有更大的峰值。流速上升时，相同时间内流过换热管的流体量增加，从而在整个换热周期内换热量有较明显的提升。
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图 5 普通管桩不同工况进出水口温度Figure 5. Inlet and outlet temperatures under different working conditions of the ordinary pipe pile![]()
图 6 普通管桩不同工况换热量Figure 6. Heat exchange under different working conditions of the ordinary pipe pile2.1.2 桩身温度
图7为不同工况桩身的温度变化情况，其中入口温度对桩身温度产生了较大影响，入口温差增大会大幅增加桩身温度变化，使桩身温度降幅增加了72.1%，且需要更长时间达到稳定。增大流速0.8倍时桩身温度变化差值仅有4.2%，一方面是由于工况B的桩初始温度略低导致初始温差减小，另一方面说明螺旋管布置能够使流体与桩身换热更充分，削弱了流速变化对桩身温度的影响，利于在提高换热量的同时产生较少热增量。
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图 7 普通管桩不同工况桩身温度Figure 7. Pile temperature under different working conditions of the ordinary pipe pile2.1.3 桩周土体温度
1)径向温度均匀性
能源桩换热管的进出水口侧由于管内温度存在差异，容易造成桩周土体温度变化不均匀的现象[16]，为了观察螺旋管对桩径向传热均匀性的影响，取不同埋深处土体在不同时刻下的温度变化绘制图8，可以发现不同深度的土体温度变化规律具有较好的一致性，随着距桩体距离的增加，桩周土体的温度变化幅度明显减小，桩整体的热影响范围约为1.5倍桩径。进出水口侧的数据基本对称，最大温度增量差值为0.4 ℃，可以认为桩的径向传热较为均匀，螺旋管构造能够有效减少运行过程中的换热不均匀。
2)土体温度
根据前文得出的热影响半径，提取不同间距处土体的温度增量随时间的变化曲线如图9，其中0.5D与1D分别代表距桩侧0.5倍与1倍桩径。相比于桩身，桩周土体在径向上的温度变化梯度更小，同时由于所用砂土含水率非常低，其导热性低于混凝土，这也影响了土体中的温度传递。桩的热交换范围较小，距桩身1倍桩径处的土体在试验运行后5 h~6 h才开始发生热交换，相比于常见的U型管桩[17]，桩体较小的热影响范围有利于减少群桩之间的热效应影响，增强桩群的长期运行效率与稳定性。
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图 9 普通管桩周围土体温度变化Figure 9. Change of soil temperature surrounding the ordinary pipe pile2.2 蓄热增强型能源桩热-力性能
2.2.1 换热量
为提升能源桩的蓄热和换热性能，采取向空心管中回填相变材料的措施，同时经过前期测试，发现石蜡的导热性较低，会在一定程度上影响热量传递，因此，为高效利用相变材料，需要针对性的提高其导热能力。参考管壳式换热器设计多孔式导热翅片，将其置于管桩空心腔内，与相变材料协同工作，既具有金属的高导热性，又能保证液态相变材料在重力作用下的流动性。具体构造见图10。
不同方案的进出水口温度与换热量见图11与图12。换热稳定时四种工况的换热功率分别为0.71 kW、0.82 kW、1.24 kW、0.81 kW。回填相变材料后，提高换热流体流速会有更高的换热量差距，这是由于回填的相变材料取代了原本管桩空腔内的空气，增加换热流体的热交换对象，进而导致换热量差距增大。在各工况下，相对于普通桩体，回填相变材料均可以提升一定的换热效率，但并未出现明显的换热量平台期，此外，添加导热翅片可提高换热速度，但并不能显著提高整体总换热量。不同工况运行稳定时的换热功率如图13所示，不同增强方式的相变桩相比普通桩的换热量提升了15.5%，当流速上升时，这一增量减少为10.7%，由此可见低流速时整体的换热更充分，回填相变材料的适用性更强。
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图 11 蓄热增强管桩进出水口温度Figure 11. Inlet and outlet temperatures of the thermal storage enhanced pipe pile![]()
图 13 不同工况稳定换热量Figure 13. Amount of heat exchange under different working conditions at stable state2.2.2 桩身与相变材料温度
不同增强方式的桩身温度增量随时间变化见图14，加入相变材料可在换热初期减小桩体温度变化4.8%，但在后期桩温度稳定时与普通桩差距较小。工况D与工况E的桩身温度变化趋势几乎一致，且其入口温度与初始桩温的差值也较接近，这表明相变材料参与换热进一步弱化了流速对桩身温度的影响。对比工况D与工况F发现导热翅片的构造增加了相变材料的热交换面积，使传热路径发生了变化，进而延缓了桩的降温过程，在桩与流体初始温差更大的情况下，稳定时桩身温度降低10 ℃，相比于无翅片的工况减小了16.7%。值得注意的是，工况D的桩身温度在稳定后又有一个变化期，这是前期相变材料换热不充分，不能快速与桩交换热量导致的，这一现象在提高流速和增强相变材料导热性后均有不同程度弱化。
回填相变材料的温度变化规律如图15，可以明显观察到相变过程，相变区间稳定在18.5 ℃左右。在未放置导热翅片时，靠近换热管的上部石蜡最先完成相变，不同深度石蜡相变完成所需时间有较大差异，主要是由于上部换热管与相变材料温差较大，且底部相变材料与钢桶底面存在轴向换热路径造成的换热不均匀。
对比图15(a)与图15(b)可发现，导热翅片加快了石蜡的相变速率，无导热翅片时完全相变的时间约12 h，桩中部相变材料相变过程较慢，加装导热翅片使这一过程缩短至4 h，同时相比于没有导热翅片的工况，中下部的相变材料较早完成相变。这也证明翅片改变了桩体的传热路径，桩身的热传导路径由流体-换热管-混凝土-钢桶-相变材料转化为流体-换热管-混凝土-钢桶-导热翅片-相变材料，进而影响了桩土热力学响应。
2.2.3 桩周土体温度
图16显示了不同埋深处桩周土体的温度变化规律。可以看出，回填相变材料能进一步减小桩体整体的热影响范围。增加导热翅片后，桩周土温峰值明显减小，距桩1倍桩径处土温变化峰值仅有0.5 ℃，桩身热影响范围进一步缩小。这是由于翅片增加了相变材料的热交换面积，改变了传热路径使桩内温度传递更趋于相变材料，相变材料更好的发挥了其蓄热作用。
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图 16 蓄热增强管桩侧土体温度Figure 16. Soil temperature surrounding the thermal storage enhanced pipe pile图17显示了不同埋深处土体在2 h和运行结束时的温度分布。从图17中可以看出，回填相变材料的工况在换热结束时桩侧土体最大温度变化为13.7 ℃，相比于普通桩减少了6.9%，桩侧0.5D处最大温度变化为6.2 ℃，相比于普通桩减少了10.1%。而同时采用相变材料和导热翅片可以在提高换热效果的同时进一步兼顾周围土体的热影响，2 h时在有相变材料分布的埋深处其最大轴向温度不均匀变化仅有3.9%，换热结束时桩侧0D处土体最大温度增量差值为17.7%，桩侧0.5D处土体最大温度增量差值为31.9%，其对土体的热影响相比于普通桩大幅减小，但0D处仍出现了热传导不均匀问题。
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图 17 不同时刻桩侧不同距离处土体轴向温度分布Figure 17. Distribution of soil temperature at different time with different distance to pile surface2.2.4 桩身轴力与桩侧摩阻力
桩身与土体的温度分布不均匀会产生温度应力[18]，针对蓄热增强型能源桩的力学响应行为进行进一步探究，参考AMATYA等[19]提出的附加热应变的公式，假如桩体处于完全无约束的情况，则温度升高ΔT时，其所产生的自由应变应为：
εT-Free = αcΔT (2) 式中，αc为材料的热膨胀系数，此处应变与应力均取受拉为正，受压为负。
然而，在实际情况中由于桩体受到土体以及桩端的约束并不能自由膨胀，会产生附加热应变，附加热应变的计算公式为：
εT-Rstr=εT-Free−εT-Obs (3) 式中：εT-Rstr为桩体附加热应变；εT-Obs为观测应变。
进一步的，假定桩在温度变化过程中始终为弹性的，则可籍由弹性模量计算出桩身所受约束轴力F：
σT=EεT-Rstr=E(εT-Obs−εT-Free) (4) F=AσT (5) 式中：σT为轴向应力；A为桩横截面面积。
图18展示了不同工况下桩体稳定换热后估算所受约束轴力。由于桩顶无承台结构约束，可以认为桩顶位移为自由状态，但由于所用桩身材料与钢筋的热膨胀系数存在差异，且桩与钢筋的温度变化不均匀，靠近桩顶的钢筋由于桩身对钢筋的粘结约束作用不能认为完全自由布置，因此在靠近桩顶的钢筋上的应变测点产生了一定的约束轴力。各工况桩身整体呈受压趋势，最大压应力为5.98 MPa，为混凝土抗压强度的14.4%。可以看到不同方案其最大压应力均出现在桩中部，这与桩身温度变化规律相吻合，且相变桩整体热应力要高于普通桩，这表明相变材料在提升桩身整体换热性能的同时，也会对桩的力学性能产生更大的影响。不同方案受压均在合理范围内，不会对桩身承载力产生较大影响。
MURPHY 等[20]提出了一种通过不同高度的热应力差值来估算桩体侧摩阻力的方法：
fs,j=(σT,j−σT,j−1)D4Δl (6) 式中：fs,j为桩体所受侧摩阻力；D为桩体直径；Δl为两应变测点间距；σT,j−σT,j−1为某一点与前一点的应力差。规定侧摩阻力向下为正，向上为负。由上式计算桩侧各点的侧摩阻力，所得的结果见图19，需要注意的是，由于所用轴向应力为温度变化应力，因而计算出的侧摩阻力也是相对值。不同方案侧摩阻力变化均具有相似的规律，桩中部降温收缩幅度较大，由于桩顶为自由端，桩底为弱约束端，受桩侧土层约束，桩身上部收缩使桩顶轴力减小，进而使桩侧摩阻力产生约束向上的变化；桩身下部收缩使桩底轴力减小，进而使桩侧摩阻力产生约束向下的变化，故侧摩阻变化整体表现为约束桩向中部收缩的趋势。相变桩与普通桩不同深度的侧摩阻变化量较为接近，但在接近桩底部分的出现较大差异，这是由于在深度1200 mm以下无相变材料，相变桩的换热主要集中在上部回填相变材料的位置，因而桩底产生的温度变化较小，进而影响了其温度作用下的轴向应力增量，这在桩身轴向应力变化上也有所体现。而式(6)的侧摩阻增量估算是基于不同测点的差值，受测点的密度影响较大。对比常虹等[21]的模型试验与孔纲强等[22]的现场试验研究发现，其桩径与测点间距的比值分别为0.48与0.30，测点间距与桩长的比值分别为0.20与0.08，因此所计算侧摩阻相对较小，而本研究中的桩径与测点间距的比值为1.14，测点间距与桩长的比值为0.23。桩径与测点间距的比值影响了式(6)的计算值，在本研究中，由于考虑相变材料的替代率与总体积因素，设计桩径较大，故相对测点不够密集，会导致下部不同测点所测温度及对应的轴向应力变化幅度较大，这也影响了估算的准确性。
2.2.5 桩周土压变化
利用微型土压力计监测了运行过程中土体侧向土压力的变化，结果如图20所示。不同工况下近桩侧土压力变化趋势均表现为上部减小、中下部增大，且受流量影响较大。换热初期桩侧土压变化更为剧烈，无翅片工况下，上部土压在初期急剧下降，这是由于初期桩上部主要参与换热，温度快速下降，桩体与土体同时收缩减小了界面接触压力。随着换热时长增加，土体整体沉降压密，同时中下部土体温度变化增大，中下部土压在初期先减小后增大。距桩较远处土体土压变化更趋近线性，与桩侧土压变化趋势相反，也是土体收缩重新压密的结果。加入翅片后，桩侧土压初期几乎不变，说明初期换热主要集中在流体与相变材料间，后期土压均呈减小趋势，竖向换热更均匀，有利抵抗剪切破坏。
基于土压力变化，可以通过摩尔库伦准则和朗肯土压力理论计算其极限承载状态下的承载力[23]。系统运行前桩土接触稳定，可以根据静止土压力公式[23]计算初始侧向土压力P0：
K0=1−sinφ (7) P0=K0γz (8) 式中：K0为静止土压力系数；γ、z分别为土的重度与埋深。
根据无粘性土的强度理论[23]，大小主应力相关的极限平衡状态可按下式计算：
σ1=σ3tan2(45∘+φ/2) (9) 考虑到土体竖向位移相对其整体高度较小，可以假设竖向应力在换热过程中不变。则可以通过换热稳定时的小主应力¯σ3计算其对应容许大主应力。定义应力比m为换热稳定时的¯σ1与容许主应力σ1的比值，当m>1时土体将发生剪切破坏，不同工况的m值如图21，能源桩运行过程中并未产生土体剪切破坏。当流速上升时，相变桩上部桩土接触面的主应力为极限状态应力的80.29%，界面摩擦失效风险较大，同时加入相变材料与导热翅片后，其桩侧最大应力比降低为37.25%，可以有效减少上部桩土界面因收缩而产生的弱接触现象，保持桩土摩擦传力的工作性能，表现也优于普通桩。
3 结论
本研究通过自主搭建大型室内模型试验系统，探究了砂土地基条件下螺旋管空心管桩的换热性能，并对比了蓄热增强型管桩与普通管桩的热-力响应差异，主要结论如下：
(1)螺旋管布置优化了换热路径，同时减少了径向传热不均匀性，能够使流体与桩身换热更充分，有利于在提高换热量的同时产生较少的桩身温度增量。
(2)回填相变材料与相变材料结合多孔翅片两种方案均提高了桩体15.4%的换热性能，但换热更多集中在桩的中上部，增大了桩身温度荷载产生的不均匀轴向应力，其最大应力为桩身强度的14.4%，对桩自身工作性能影响较小。
(3)多孔翅片的复合增强方式对桩周0.5倍桩径范围内的温度影响为普通桩的68.1%，相变材料的相变过程缩短为相变桩的33%，有效提高相变材料的利用效率并弱化了初期对桩侧土体的热影响，进而保持桩土摩擦传力的工作性能，有利于提高其在长期工作时的运行稳定性与大规模应用的可行性。
(4)本研究受限模型箱尺寸的影响，其对桩土应力场的表征会与实际存在一定差异，因而造成热力响应规律一定的误差，应进一步考虑应力相似与现场实验等方式来验证相变能源桩的热力学特征和量化的规律。
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图 5 普通管桩不同工况进出水口温度
Figure 5. Inlet and outlet temperatures under different working conditions of the ordinary pipe pile
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图 6 普通管桩不同工况换热量
Figure 6. Heat exchange under different working conditions of the ordinary pipe pile
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图 7 普通管桩不同工况桩身温度
Figure 7. Pile temperature under different working conditions of the ordinary pipe pile
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图 9 普通管桩周围土体温度变化
Figure 9. Change of soil temperature surrounding the ordinary pipe pile
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图 11 蓄热增强管桩进出水口温度
Figure 11. Inlet and outlet temperatures of the thermal storage enhanced pipe pile
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图 13 不同工况稳定换热量
Figure 13. Amount of heat exchange under different working conditions at stable state
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图 16 蓄热增强管桩侧土体温度
Figure 16. Soil temperature surrounding the thermal storage enhanced pipe pile
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图 17 不同时刻桩侧不同距离处土体轴向温度分布
Figure 17. Distribution of soil temperature at different time with different distance to pile surface
表 1 砂土粒径分布
Table 1 Particle size distribution of sand
粒径/mm 小于该粒径的质量占比/(%) 1 100 0.75 79.47 0.25 39.30 0.1 1.73 0.075 0.13 
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表 2 1 m3混凝土配比
Table 2 Concrete mix proportioning (1 m3)
类别 质量/kg 水 142.1 5 mm~10 mm碎石 977.8 砂 722.7 PO42.5水泥 355.3 Ⅰ级粉煤灰 88.8 钢纤维 39.7 SiC 57.8 聚羧酸减水剂 2.2
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表 3 相变石蜡参数
Table 3 Parameters of the paraffin
序号 物性 密度/(kg/m3) 825.2 导热系数/(W/m/K) 0.297(固态)
0.181(液态)比热容/[J/(g·℃)] 1.836 相变温度/(℃) 18 潜热/(J/g) 185.47
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表 4 材料性能参数
Table 4 Material properties
类别 混凝土 砂土 内摩擦角/(°) − 28 弹性模量/GPa 28.3 − 抗压强度/MPa 41.5 − 抗拉强度/MPa 3.02 − 热膨胀系数/(1·℃−1) 1.2×10−5 6.4×10−5 导热系数/(W/m/K) 1.87 1.52
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表 5 试验方案
Table 5 Test program
工况 设置进水
温度/(℃)入口温度/
(℃)流速/
(m3/h)蓄热增强
措施环境温度/
(℃)平均初始
土温/(℃)平均桩身
温度/(℃)A 10 11.8 0.10 无 29.7 29.62 29.91 B 10 9.9 0.18 无 29.5 27.39 27.12 C 15 14.3 0.18 无 29.8 27.11 28.08 D 10 11.2 0.10 相变材料 33.2 29.47 28.87 E 10 10.2 0.18 相变材料 30.1 29.53 27.68 F 10 10.6 0.10 相变材料+
导热翅片29.2 29.68 28.20
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