砂土中能源桩承载力受热冷循环影响的离心机试验

陈龙; 胡逸凡; 陈永辉; 朱蕾; 张体浪

doi:10.3969/j.issn.0258-2724.20220740

砂土中能源桩承载力受热冷循环影响的离心机试验

doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20220740

陈龙^{1, 2,},
胡逸凡¹,
陈永辉^{1, 3},
朱蕾⁴,
张体浪⁵

1.
河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室，江苏南京 210024
2.
河海大学海洋与近海工程研究院，江苏南通 226334
3.
河海大学苏州产业研究院，江苏苏州 215000
4.
苏州市姑苏区人民政府吴门桥街道办事处，江苏苏州 215007
5.
中建七局第二建筑有限公司，江苏苏州 215000

基金项目: 国家自然科学基金项目（52478335）：中央高校基本科研业务费（B210202032）

详细信息

作者简介:
陈龙（1987—），男，教授，研究方向为软土地基处理，E-mail：longchenhhu@163.com

中图分类号: TU83
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出版历程
- 收稿日期: 2022-10-28
- 修回日期: 2023-04-19
- 网络出版日期: 2024-07-06
- 刊出日期: 2023-05-06

Centrifuge Test on Bearing Capacity of Energy Piles in Sand Affected by Thermal−Cool Cycles

CHEN Long^{1, 2
,},
HU Yifan¹,
CHEN Yonghui^{1, 3},
ZHU Lei⁴,
ZHANG Tilang⁵

1.
Key Laboratory of Ministry of Education for Geomechanics and Embankment Engineering, Hohai University, Nanjing 210024, China
2.
Institute of Ocean and Offshore Engineering, Hohai University, Nantong 226334, China
3.
Suzhou Industrial Research Institute, Hohai University, Suzhou 215000, China
4.
Wumenqiao Sub district Office of Suzhou Gusu District People’s Government, Suzhou 215007, China
5.
The Second Construction Co., Ltd., of CSCEC 7th Division, Suzhou 215000, China

摘要

摘要:
为研究砂土中能源桩在热冷循环温度作用下的承载能力，开展不同密实度奉浦砂土中细长能源桩的离心机模型试验. 试验中进行20次热—冷温度循环作用，获得能源桩轴力、侧摩阻力、单桩承载力等的变化规律，并进行对比研究. 试验结果表明：随着温度循环次数增加，能源桩桩身轴力均逐渐衰减并趋于稳定，且中密砂中能源桩最大轴力衰减值远高于密砂中能源桩；在热冷温度循环过程中，中密砂中能源桩桩身中下部存在中性点，在冷循环过程中中性点以上存在正的附加侧摩阻力，下部存在负的附加侧摩阻力，而在热循环过程中中性点以上存在负的附加侧摩阻力，下部存在正的附加侧摩阻力；密砂对能源桩下部存在明显的约束作用，使其在冷循环过程中全桩身相对桩周土体存在向下的位移趋势，产生全桩身正的附加侧摩阻力，而热循环过程中产生负的附加侧摩阻力；长期循环荷载作用使得能源桩的桩基承载力发生折减，与相应原型桩相比，埋设于中密砂和密砂中的能源桩承载力分别减小了7.3%和15.6%；密砂中的原型桩及能源桩承载力均高于中密砂中原型桩约11%；当实际工程中能源桩处于不同密实度的砂土层中时，需采取合理的措施，以满足能源桩的承载要求.
- 能源桩 /
- 离心机试验 /
- 承载力 /
- 温度循环 /
- 密实度
Abstract:
To study the bearing capacity of energy piles in sand affected by thermal－cool cycles, a centrifuge model test on slender energy piles buried in Fengpu sand with different compactions was carried out. The change rules of the axial force, side friction, and individual bearing capacity of energy piles were obtained and compared under 20 thermal－cool cycles in the test. The test results show that the axial force of the energy pile decays gradually and tends to be stable with increasing thermal－cool cycles. The maximum axial force attenuation value of the energy pile buried in the sand with medium compaction is much larger than that buried in the dense sand. During thermal－cool cycles, for energy piles buried in the sand with medium compaction, a neutral point is located at the bottom half of the pile. Positive additional side friction is generated above the neutral point during cool cycles, and negative additional side friction is generated underneath the neutral point. Oppositely, during thermal cycles, negative additional side friction appears above the neutral point, and positive additional side friction is underneath the neutral point. The dense sand has an obvious constraint effect on the lower part of energy piles. Positive additional side friction is distributed along the pile during cool cycles because the pile moves downward relative to the surrounding soil. During thermal cycles, the additional side friction is negative. The bearing capacity of the energy piles will be reduced because of the long-term temperature cycles. The bearing capacity of the energy piles buried in the dense sand and sand with medium compaction is reduced by 7.3% and 15.6%, compared with the prototype pile. The bearing capacity of the prototype pile and energy piles buried in the dense sand is 11% larger than that of the prototype pile buried in the sand with medium compaction. Therefore, reasonable measures should be taken to meet the bearing requirements of energy piles when buried in sandy layers with different compactions in actual engineering.
- energy pile /
- centrifuge test /
- bearing capacity /
- temperature cycle /
- compaction

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高层建筑作为典型的风敏结构，建筑上的风荷载与其气动外形密切相关^[1-2]. 随着建造技术的发展，越来越多的辅助构件，如阳台、外伸板、粗糙条^[3-4]等被安装在高层建筑外立面. 这些附属物的存在不仅影响建筑的气动外形，也会改变建筑表面风压分布、风荷载及周围风环境. 因此，弄清附属物对建筑风效应的影响十分必要.

部分学者通过风洞试验探索了附属物对风压和风荷载的影响. 阳台可以显著改变迎风面上部的平均和峰值风压分布^[5-6]，建筑物表面风压降低约30%^[7]. 不同布置形式的肋板对风荷载的影响不同^[8]，连续水平板会略微增加顺风向平均基底弯矩，而间隔水平板能降低横风向脉动基底弯矩^[9]. 迎风面边缘附近的竖向肋板会增加迎风角区域的吸力^[10]，同时，还会显著降低表面脉动风压，最大降幅约为57%^[11].

虽然试验证明了附属物能减弱结构上的风荷载，但其抗风工作机理尚不清楚. 因此，为阐明附属物的流场修正机理，一些学者尝试利用流动可视化技术（PIV）和LES （large eddy simulation）研究附属物对建筑周围流场特征的影响. Ai等^[12]发现带栏杆的水平阳台能显著抑制迎风面和背风面附近的竖向流，但同时增强了近壁湍流脉动. Zheng等^[13]认为相邻阳台间的局部旋涡是影响风速和风压分布的重要因素. 建筑边缘附近的阳台能有效抑制流动分离，并破坏涡脱过程^[14].

除水平附属物外，Liu等^[15]发现竖向肋板能显著降低侧风面附近湍流脉动，并将高湍流区推离侧风面；Liu等^[16-17]认为迎风角竖向肋板附近形成的局部涡旋可以明显改变模型周围的流场结构；Hui等^[18]发现不同位置的肋板对流场结构的影响明显不同，迎风面肋板抗风作用最明显，而侧风面和背风面肋板对流场结构的影响较弱.

尽管部分学者探究了外伸肋板的流场修正机理，但由于肋板布置的复杂性，水平肋板的抗风工作机理仍需进行系统的研究.

本文采用LES方法研究大气边界层来流（ABL）下水平肋板密度和布置形式对高层建筑流场和气动特性的影响，并详细分析肋板对风场特征的影响，如近壁流、涡结构和竖向流等，借助流场信息阐明肋板的抗风工作机理，为实际高层建筑外辅助构件的抗风设计和布置提供参考.

1. 数值方法

1.1 模型信息

以刚性模型为目标高层建筑，模型长、宽、高（D、B、H）的比例为1∶1∶4. 模型缩尺比为1∶200，模型高度和对应实际建筑高度分别为0.4 m和80 m. 外伸肋板安装在模型的外立面，如图1所示. 图中：d为外伸长度，b、h分别为2个相邻板间的水平和垂直距离, α为风向角. 模型1～3研究肋板密度的影响，模型2～5研究肋板布局的影响. 外伸肋板主要有3个参数， d固定为0.06D （实际尺寸为1.2 m），该尺寸与阳台的尺寸相似^[6]. 肋板的具体尺寸信息如表1所示.

图 1 模型示意

Figure 1. Sketch of models

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表 1 肋板尺寸信息

Table 1. Dimension information of ribs

模型编号	d/D/%	b/D//%	h/D//%
1	6		50.0
2	6		25.0
3	6		12.5
4	6	20	25.0
5	6	60	25.0

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1.2 控制方程及求解策略

本次模拟选择LES湍流模型，亚格子尺度模型为标准SGS （subgrid scale）模型，Smagorinsky常数C_s取值为0.13，C_s在0.10～0.14范围内模拟结果较好^[19]. 不可压缩流滤波后的N-S方程为

$\frac{{\partial {{\overline u }_i}}}{{\partial t}} + \frac{{\partial ({{\overline u }_i}{{\overline u }_j})}}{{\partial {x_j}}} = - \frac{1}{\rho }\frac{{\partial \overline p }}{{\partial {x_i}}} + \nu \frac{{{\partial ^2}{{\overline u }_i}}}{{\partial {x_j}\partial {x_j}}} - \frac{{\partial {\tau _{ij}}}}{{\partial {x_j}}}\;,$

(1)

${\tau _{ij}}{\text{ = }} - 2{\nu _{\mathrm{t}}}{\overline S _{ij}} + \frac{1}{3}{\tau _{kk}}{\delta _{ij}} ,$

(2)

${\overline S _{ij}}{\text{ = }}\frac{1}{2}\left( {\frac{{\partial {{\overline u }_i}}}{{\partial {x_j}}} + \frac{{\partial {{\overline u }_j}}}{{\partial {x_i}}}} \right)\;,$

(3)

$\frac{{\partial {{\overline u }_i}}}{{\partial {x_i}}} = {\text{0}}\;,$

(4)

式中：x_i （x_j）为笛卡尔坐标系中x、y、z 3个方向的坐标值， ${\overline u}_i\left(u_j\right)$ 为x、y、z 3个方向的速度， ${\overline p}$ 为滤波后的压力，ρ、ν分别为空气密度和运动黏度，τ_ij为SGS亚格子应力张量，ν_t为SGS涡黏性系数， ${\overline S}_{ij}$ 为滤波后的应变率张量，t为时间.

利用开源软件OpenFOAM进行瞬态模拟，求解器选择PimpleFoam. 在控制方程的求解中，数值模型离散格式选择如下：二阶后向差分方案用于时间离散，控制方程中的扩散项和对流项分别采用二阶中心差分格式和线性迎风稳定输运格式（LUST）. PIMPLE算法用于解决压力-速度耦合问题. 几何代数多重网格（GAMG）和预处理双共轭梯度（PBiCG）求解器用于计算迭代过程中的压力和速度^[20]. 本次模拟的时间步长设置为5 × 10⁻⁵，模拟中的平均库郎数（CFL）为0.008，最大库郎数小于1.200. 每个工况的总模拟时长为9 s.

1.3 网格信息和边界条件

计算域和网格信息如图2所示. 图中：①～④ 为加密区. 计算域入口处施加湍流来流（ABL），出口为自由流条件，侧壁和计算域顶部为滑移边界条件，建筑物表面和地面为无滑移边界条件，阻塞率为0.6%.

图 2 网格布局和计算域

Figure 2. Mesh configuration and computing domain

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利用网格生成工具snappyHexMesh生成网格系统. 本次模拟采用4个加密区实现网格的逐级加密（图2（a）、（b）），加密区 ①～④ 尺寸分别为9H × 3.5H × 2H、1.75H × 1.75H × 1.5H、0.75H × 0.75H × 1.1H、0.04H × 0.04H × 1.03H. 计算域内主要采用结构化网格，非结构化网格只出现在加密区的交界处. 3种不同的网格布局用于检查网格无关性，如表2所示. 网格2的近壁首层网格在水平方向上高度为1/125D. 建筑物附近竖直方向的网格尺寸远小于水平方向的网格尺寸，近地面的网格尺寸为1/600D，网格2的数量约为7百万.

表 2 网格信息

Table 2. Mesh information

网格	最小网格		最大网格		数量/百万
网格	x/y	z	x/y	z	数量/百万
网格 1	1/62.5D	1/300D	0.6D	1D	3.7
网格 2	1/125.0D	1/600D	0.6D	1D	7.2
网格 3	1/250.0D	1/1200D	0.6D	1D	13.6

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使用一致离散随机流生成（CDRFG）方法^[21]生成入口的脉动风速时程. 该方法基于速度功率谱的离散化和合成技术，可以很好地保持湍流能量和速度相干性，也可以准确评估作用在建筑物上的风荷载^[21]. 顺流向平均风速U、湍流强度I_u剖面^[22-23]及顺风向脉动风速功率谱如图3所示：速度剖面指数为1/6，建筑物屋顶处的顺风向平均风速U_H为8 m/s，对应的雷诺数Re=5.5 × 10⁴，建筑物高度处的湍流积分尺度L_uH为0.24 m. 目标建筑物处的风场特性决定结构上的风荷载. 由图3可知，平均风速和湍流强度剖面与已有文献^[22-23]结果吻合较好，但由于LES自身的数值耗散，模型位置处的湍流强度相比入口处有一定程度的减小；顺风向脉动风速谱也与von Karma谱^[20]一致，表明CDRFG方法生成的来流湍流是可靠的.

图 3 风场特征

Figure 3. Wind field characteristics

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1.4 气动力定义和结果验证

无量纲风压系数C_p、阻力系数C_d和升力系数C_l定义如下：

${C_{\mathrm{p}}} = \frac{{\Delta p}}{{{1 / 2}\rho U_{\mathrm{H}}^2}} \text{，}$

(5)

${C_{\mathrm{d}}} = \frac{{{F_{\mathrm{d}}}}}{{{1 / 2}\rho U_{\mathrm{H}}^2A}} ,$

(6)

${C_{\mathrm{l}}} = \frac{{{F_{\mathrm{l}}}}}{{{1 \mathord{\left/ {\vphantom {1 2}} \right. } 2}\rho U_{\mathrm{H}}^2A}} \text{，}$

(7)

式中：Δp为压差，F_d、F_l分别为总阻力和总升力，A为投影面积.

大涡模拟的结果验证如图4^[22-23]和所示. 图中：a、b、c、d表示模型边缘. 表中：AR为高宽比， ${\overline C}_{\mathrm{d}}$ 、 ${C}_{{\mathrm{d}}1}$ 为阻力的时均值和均方根值，C_l1为升力的均方根值. 可以看出，本次LES得到的平均风压系数 ${\overline C}_{\mathrm{P}}$ 的分布与已有研究结果接近^[22-23]，但LES得到的脉动风压均方根 ${C}_{{\mathrm{p}}1}$ 与已有结果略微差异，可能因为湍流生成方法、数值方案和网格分辨率等方面的差异造成的. 风压的差异会导致模型上风荷载不同（如表3所示）. 与已有研究结果相比，本次模拟结果在合理范围内，表明本次模拟结果是可靠的. 网格1会高估脉动风压均方根，网格2、3的结果更接近已有研究结果. 因此，本研究采用网格2方案来平衡计算成本和结果精度.

图 4 方柱压力分布及验证^[22-23]

Figure 4. Pressure distribution on square column and verification

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表 3 参考方柱LES结果及验证

Table 3. LES results of square column and verification

方法	文献	R_e/10⁴	AR	${\overline C}_{\mathrm{d}}$	${C}_{{\mathrm{d}}1}$	${C}_{{\mathrm{l}}1}$	St
LES	网格 1	5.5	4	1.220	0.09	0.330	0.100
	网格 2	5.5	4	1.147	0.10	0.300	0.096
	网格 3	5.5	4	1.156	0.11	0.310	0.094
试验	文献 [22]	5.5	4	1.200		0.410	0.100
	文献 [23]	5.0	4	1.280	0.13	0.320	0.085
	文献 [24]	6.0	4	1.270	0.08	0.296	0.097
	文献 [25]	7.3	3	1.290			0.102
	文献 [11]	5.5	5	0.930		0.350	0.100
	文献 [10]	5.5	5	1.080

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2. 外伸板对流场结构的影响

2.1 平均流场结构

大气边界层来流下的建筑物周围会产生明显的三维流动结构，不同高度处的平均流场如图5所示. 可以看出：不同高度处的旋涡大小差异明显；相比模型1～3，在z=0.52H高度处，参考模型的尾涡相对较短，尺寸较小，表明肋板能拉长尾涡；模型顶部自由端效应导致建筑物屋顶附近尾涡缺失（z=0.95 H）.

图 5 不同高度处水平截面上的平均流线和平均流速

Figure 5. Mean streamlines and mean flow velocity on horizontal sections at different heights

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图6所示为竖直中心面（y=0D）上的顺风向平均风速和平均流线，以阐明水平肋板对竖向流动的影响. 对于参考模型，来流在迎风面0.73H高度附近停滞. 当模型上安装水平肋板时，迎风面上的驻点相比参考模型无明显变化，肋板附近形成小尺寸局部旋涡.

图 6 竖直截面上（y = 0D）的平均流线和平均流速

Figure 6. Mean streamlines and mean flow velocity on vertical sections （y = 0D）

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肋板密度会明显改变尾流区鞍点高度，鞍点高度随密度增加而减小，模型2、3的尾部鞍点高度分别为1.17D和1.23D（图6（c）、（d）），远低于参考模型的高度（1.50D）. 对比图6（c）、（d）的结果可以发现，沿建筑物高度的肋板密度较大时，肋板对尾部鞍点影响较小. 图6（c）中的点F表示流动再附点，局部旋涡再附在模型迎风面上.

另外，本节还研究了肋板水平间距（模型4和模型5）对平均流场的影响. 对比模型2、4、5的结果可以看出，随着水平间隙的增加，尾涡逐渐变小，尾部鞍点的高度明显变高（图6（c）、（e）～（f）），说明外伸板随着水平距离的增大，其对尾涡的影响逐渐变弱.

3. 外伸板对风压和风荷载的影响

3.1 外伸板密度影响

流场结构的变化会影响模型壁面风压分布（）. 由（a）可知，参考模型中心线上的 ${\overline C }_{\mathrm{P}}$ 沿竖向平滑变化， ${\overline C }_{\mathrm{P}}$ 最大值出现在0.8H左右. 当模型上安装外伸板时， ${\overline C }_{\mathrm{P}}$ 分布变化明显，模型1～3的 ${\overline C }_{\mathrm{P}}$ 呈“之”字形分布，肋板附近出现 ${\overline C }_{\mathrm{P}}$ 的局部最大值和最小值. Hui等^[9]也发现了迎风面和背风面 ${\overline C }_{\mathrm{P}}$ 的“之”字形模式. 这种结果可用图6所示的近壁流场来解释，因为肋板上、下形成的局部旋涡会导致局部压力的出现. 靠近模型自由端（0.8H～1.0H）或模型底部（0～0.3H）时，压力变化更显著（（a）），因为上、下部肋板附近形成的旋涡尺寸相对较大，大尺寸旋涡对 ${\overline C}_{\mathrm{P}}$ 的影响更大. ${\overline C }_{\mathrm{p}}$ 的变化幅度随着肋板密度的增加而减小，因为密集的肋板明显影响近壁流并减小肋板附近局部旋涡的尺寸（（b）～（d）中的区域L）. 较大的局部旋涡将导致模型1上出现较大 ${C}_{{\mathrm{p}}1}$ . 对于迎风面， ${C}_{{\mathrm{p}}1}$ 的变化也随着肋板密度的增加而减小，如图7（b）所示.

图 7 迎风面中心线上风压分布

Figure 7. Distribution of wind pressure on windward centerline

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在z=0.52H处，侧壁面上的风压分布如图8所示. 图中：A、B为侧风面边缘. 4个模型在0.52H处的风压系数在前缘和后缘处基本保持不变，（（a）），但模型边缘附近风压系数因流动分离和次级涡的影响而发生突变. 外伸板能明显降低侧壁面风压，相比参考模型，模型1～3在0.52H处的 ${\overline C }_{\mathrm{P}}$ 和 ${C}_{{\mathrm{p}}1}$ 小于参考模型， ${\overline C }_{\mathrm{P}}$ 和 ${C}_{{\mathrm{p}}1}$ 的最大降幅分别为20%和17%.

图 8 侧风面上风压分布

Figure 8. Distribution of wind pressure on sidewall

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带板和无板光面模型的平均阻力系数 ${\overline C}_{\mathrm{d}}$ 、 ${C}_{{\mathrm{d}}1}$ 和 ${C}_{{\mathrm{l}}1}$ 如所示，脉动力是荷载系数的标准差. 由表可知，外伸板虽然影响迎风面的压力分布，但其对阻力无明显影响，然而，带板模型1～3的 ${C}_{{\mathrm{l}}1}$ 明显较小，减幅约为27%，是因为模型1～3侧壁面风压较小（图8）.

表 4 参考方柱和模型1～3的风荷载系数

Table 4. Wind load coefficients for square column and models 1–3

名称	${\overline C}_{\mathrm{d}}$	${ C}_{{\mathrm{d}}1}$	${ C}_{{\mathrm{l}}1}$
方柱	1.147	0.100	0.300
模型 1	0.146	0.102	0.232
模型 2	0.149	0.102	0.219
模型 3	0.145	0.101	0.218

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3.2 外伸板布置形式的影响

为不同布置形式肋板模型的平均压力分布. 由图可知：连续和间断布置形式明显影响压力的分布；对于迎风面，肋板的存在使带板模型上的 ${\overline C}_{\mathrm{P}}$ 间断分布，模型4、5的 ${\overline C}_{\mathrm{P}}$ 表面压力分布特征逐渐消失；模型2中的连续肋板明显增加了模型迎风面顶部的 ${\overline C}_{\mathrm{P}}$ ；肋板显著降低整个侧壁面上的 ${\overline C}_{\mathrm{P}}$ ，尤其侧壁面底部，相比参考模型， ${\overline C}_{\mathrm{P}}$ 最大减小22%.

图 9 模型表面平均风压分布

Figure 9. Mean wind pressure distribution on model surface

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模型2、4、5的风荷载如表5所示. 由表可知，3个模型的阻力相似，但脉动升力从模型2到模型5逐渐增加，模型5的升力最大，这说明仅在模型角部布置水平板对升力影响较小.

表 5 模型2、4、5的风荷载

Table 5. Wind loads of models 2, 4, 5

名称	${\overline C}_{\mathrm{d}}$	${C}_{{\mathrm{d}}1}$	${C}_{{\mathrm{l}}1}$
模型 2	1.149	0.102	0.219
模型 4	1.156	0.106	0.229
模型 5	1.153	0.103	0.261

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4. 结　论

本文采用LES方法评估大气边界层流下外伸肋板对高层建筑气动特性的影响. 详细阐述了肋板密度和布置形式对模型流场特征的影响，如近壁流、涡结构和竖向流等，并借助流场信息阐明了壁面风压和整体风荷载的变化，以评估不同肋板的抗风性能，阐明湍流来流下外伸板的流场机理. 得到以下结论：

1）水平板明显影响尾涡尺寸和尾部鞍点，水平板能明显拉长尾涡. 尾部鞍点高度随着肋板密度的增加而减小，沿建筑物高度的肋板密度过大时，尾部鞍点无明显变化. 外伸板随着水平间距的增大，其对尾涡的影响逐渐变弱.

2）水平板可以有效抑制建筑立面附近的竖向流动，导致近壁流动形式明显变化. 连续竖直板明显影响近壁流，而间隔肋板对近壁流的影响相对较弱.

3）流场的变化会改变壁面风压分布. 水平板使迎风面的平均风压 ${\overline C}_{\mathrm{P}}$ 呈“之”字形分布. 水平板可以明显降低侧壁面上平均和脉动风压，最大降幅分别约为20%和17%.

4）水平板不改变模型的平均阻力 ${\overline C}_{\mathrm{d}}$ ，但会明显降低模型上的 ${ C}_{{\mathrm{l}}1}$ ，最大减幅为27%. 连续肋板相比间隔肋板能更明显的降低模型上的气动力.

5）连续布置且密度适中的水平肋板对高层建筑周围的流场结构和建筑上的风荷载影响更显著，因此，实际高层建筑外辅助构件的设计和布置时应采用连续水平肋板，肋板布置密度适中即可.

致谢：中国电建集团成都院科技项目（P49321，PA2202）

图 1 土工离心机

Figure 1. Geotechnical centrifuge

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图 2 能源桩桩身仪器及横截面布置

Figure 2. Energy pile instruments and cross section layout

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图 3 仪器布设

Figure 3. Layout of instruments

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图 4 热—冷循环设备布置

Figure 4. Layout of equipment for thermal−cool cycles

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图 5 能源桩EP2桩身轴力随时间变化

Figure 5. Variation of axial force of energy pile EP2 with time

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图 6 不同循环次数下能源桩桩身轴力衰减曲线

Figure 6. Axial force attenuation curves of energy pile under different cycles times

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图 7 末次热循环过程不同温度下桩身轴力

Figure 7. Axial force of energy pile at different temperatures during last thermal cycle

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图 8 末次热循环过程中不同温度下桩身附加轴力

Figure 8. Additional axial force of energy pile at different temperatures during last thermal cycle

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图 9 末次冷循环过程中不同温度下桩身轴力和附加轴力

Figure 9. Axiad force and additional axial force of energy pile at different temperatures during last cool cycle

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图 10 循环温度荷载作用下桩侧摩阻力变化

Figure 10. Side friction variation of energy pile with temperature cycle

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图 11 末次热循环过程中不同温度下桩身附加侧摩阻力

Figure 11. Additional side friction of energy pile at different temperatures during last thermal cycle

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图 12 末次冷循环过程中不同温度下桩身附加侧摩阻力

Figure 12. Additional side friction of energy pile at different temperatures during last cool cycle

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图 13 模型桩Q-S试验曲线

Figure 13. Q-S curves of model pile

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表 1 离心机模型试验比例尺^[22]

Table 1. Scale of centrifuge model test ^[22]

试验参数	相似比尺（模型/原型）
加速度/（m·s⁻²）	N
长度/m	1/N
应力/kPa	1
应变	1
温度/℃	1
密度/（kg·m⁻³）	1
颗粒	1
蠕变	1
轴力/N	1/N²
弯矩/（N·m）	1/N³
轴向刚度/N	1/N²
时间/s	1/N²

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参考文献(27)

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1. 数值方法
1.1 模型信息
1.2 控制方程及求解策略
1.3 网格信息和边界条件
1.4 气动力定义和结果验证
2. 外伸板对流场结构的影响
2.1 平均流场结构
3. 外伸板对风压和风荷载的影响
3.1 外伸板密度影响
3.2 外伸板布置形式的影响
4. 结　论

砂土中能源桩承载力受热冷循环影响的离心机试验

doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20220740

作者简介: 陈龙（1987—），男，教授，研究方向为软土地基处理，E-mail：longchenhhu@163.com

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