李思茹 袁艷平 曹曉玲 孫亮亮 向 波

綜合管廊地埋管換熱器的全年運(yùn)行特性分析

李思茹 袁艷平 曹曉玲 孫亮亮 向 波

（西南交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 成都 610031）

建立綜合管廊地埋管換熱器的二維非穩(wěn)態(tài)傳熱數(shù)理模型，并以寒冷地區(qū)的城市西安為例，通過(guò)模擬計(jì)算得到管廊內(nèi)地埋管埋設(shè)的管長(zhǎng)和管間距的最優(yōu)組合，即管間距為0.75m，管長(zhǎng)為67m。采用最優(yōu)間距和管長(zhǎng)的組合對(duì)地埋管換熱器進(jìn)行了全年周期的模擬計(jì)算，得出結(jié)論如下：供冷期內(nèi)，地埋管的單位管長(zhǎng)換熱量變化范圍為170～210W/m，采暖期內(nèi)，地埋管的單位管長(zhǎng)換熱量變化范圍125～170W/m；管廊混凝土結(jié)構(gòu)的頂板、側(cè)壁及底板的溫度變化趨勢(shì)不一致，距離地面越近則受到地表氣溫的影響越大；全年運(yùn)行過(guò)程中，有地埋管運(yùn)行時(shí)管廊內(nèi)空氣的出口溫度與無(wú)地埋管運(yùn)行時(shí)的差值最大為1.3℃，可見(jiàn)地埋管在管廊壁面內(nèi)長(zhǎng)期運(yùn)行時(shí)對(duì)管廊內(nèi)空氣溫度造成的影響很小，且不會(huì)對(duì)管廊內(nèi)的通風(fēng)系統(tǒng)造成影響。

地?zé)崮?；地源熱泵；綜合管廊；全年運(yùn)行；數(shù)值模擬

0 引言

二十一世紀(jì)初，由于節(jié)省地下空間，且綠色無(wú)污染的優(yōu)點(diǎn)，能源地下結(jié)構(gòu)在國(guó)內(nèi)逐漸得到研究和運(yùn)用。能源地下結(jié)構(gòu)是由傳統(tǒng)地源熱泵技術(shù)引申而來(lái)的一種嶄新的建筑節(jié)能技術(shù)，它的原理是將地埋管直接埋入地下建筑結(jié)構(gòu)內(nèi)，與地下工程部分結(jié)構(gòu)一起形成地下?lián)Q熱器，進(jìn)而吸收地下工程內(nèi)及其圍巖的熱量供地上建筑使用[1]，系統(tǒng)運(yùn)行更加穩(wěn)定，且維修費(fèi)用低。

目前能源地下結(jié)構(gòu)主要有四種類型：能源樁、能源連續(xù)墻、能源隧道和能源管廊。

2008年，J Gao[2]等對(duì)能源樁中埋管內(nèi)的布置形式以及管內(nèi)流體流速進(jìn)行了換熱能力的比較分析，其中埋管形式包括W型、單U型、雙U型和三U型，流速依次為低速、中等速度以及高速，研究得出了中等流速下的W型管的換熱效果是最高的并將其投入了運(yùn)用。2009年，D Adam等[3]從地埋管的換熱量和成本這兩個(gè)方面對(duì)地下連續(xù)墻內(nèi)埋管的間距進(jìn)行了優(yōu)化，提出了針對(duì)LT44電廠幾何、經(jīng)濟(jì)條件下的最佳地埋管間距。2012年，張國(guó)柱等人[4]通過(guò)在寒區(qū)公路隧道中的巖土熱響應(yīng)試驗(yàn)對(duì)寒區(qū)能源隧道內(nèi)地埋管的入口水溫、流體流速及管間距進(jìn)行了影響因素分析；之后，夏才初等人[5]在此基礎(chǔ)上對(duì)寒區(qū)能源隧道內(nèi)地埋管的管間距進(jìn)行了優(yōu)化分析，得到了最優(yōu)埋管間距區(qū)間：0.5～0.8m。同年，談昊晨[6]分析了土層熱物性、埋管間距和布置方式對(duì)垂直埋管換熱器換熱的影響作用。2014年，Duncan P Nicholson等人[7]對(duì)英國(guó)橫貫鐵路工程進(jìn)行了詳細(xì)的能源隧道的系統(tǒng)設(shè)計(jì)，其中包括地埋管的管徑、在隧道襯砌內(nèi)布置的管間距、布置形式以及成本等參數(shù)的設(shè)計(jì)計(jì)算，并給出建議：為了減小隧道內(nèi)自然災(zāi)害對(duì)地埋管換熱器的影響，地埋管在隧道襯砌內(nèi)埋設(shè)的位置最好距離隧道內(nèi)壁200mm以上。2016年，劉勝[8]對(duì)圍巖熱物性對(duì)隧道襯砌熱交換器換熱特性的影響進(jìn)行了研究分析，得出了以下結(jié)論：圍巖比熱容的增加有助于增加地埋管的換熱量，但是其影響具有時(shí)效性，建議地埋管換熱器采用間歇運(yùn)行模式。

2013年至2016年，青島理工大學(xué)的趙蕊[9]和孫福杰[10]分別對(duì)隧道內(nèi)的毛細(xì)管換熱器進(jìn)行了長(zhǎng)期的模擬計(jì)算，但是均將圍巖的溫度視為定值，且能源隧道與能源管廊雖然均為能源地下結(jié)構(gòu)，但由于建筑功能的差異性，研究成果也不一定具有普適性，因此應(yīng)當(dāng)針對(duì)管廊混凝土結(jié)構(gòu)內(nèi)的地埋管換熱器進(jìn)行全年周期的研究分析。

1 系統(tǒng)構(gòu)成

綜合管廊地埋管換熱系統(tǒng)是由地埋管換熱器、分水管、集水管、熱泵機(jī)組及與用戶相連的供回水管道組成，系統(tǒng)原理如圖1所示。其中地埋管換熱器是將地埋管埋設(shè)在綜合管廊四壁的混凝土結(jié)構(gòu)內(nèi)組成的地下?lián)Q熱器。

系統(tǒng)夏季時(shí)通過(guò)地埋管吸收管廊圍巖的冷量，并在綜合管廊內(nèi)設(shè)置能源站，能源站內(nèi)設(shè)置熱泵機(jī)組，通過(guò)熱泵機(jī)組將冷量提升后為建筑供冷，冬季則吸收熱量為周圍建筑供熱。由于地埋管埋設(shè)在管廊混凝土結(jié)構(gòu)中，因此系統(tǒng)運(yùn)行更穩(wěn)定可靠，且維修費(fèi)用低。

圖1 綜合管廊地埋管換熱系統(tǒng)原理圖

2 地埋管換熱器數(shù)理模型的建立

本文建立了地埋管內(nèi)流體傳熱模型、管廊內(nèi)空氣傳熱模型及混凝土和土壤的耦合傳熱模型。地埋管內(nèi)流體傳熱模型與混凝土、土壤傳熱模型通過(guò)地埋管內(nèi)壁的第三類邊界條件耦合；管廊內(nèi)空氣傳熱模型與混凝土、土壤傳熱模型通過(guò)管廊內(nèi)壁的第三類邊界條件進(jìn)行耦合。

2.1 地埋管換熱器物理模型的建立

由于地埋管與綜合管廊的混凝土結(jié)構(gòu)及土壤的換熱是一個(gè)復(fù)雜的過(guò)程，為簡(jiǎn)化其傳熱模型，做出以下假設(shè)：

（1）地埋管內(nèi)流體流速恒定，且流體溫度僅沿軸向變化，徑向溫度分布一致；

（2）地埋管、管內(nèi)流體、管廊內(nèi)空氣、現(xiàn)澆混凝土結(jié)構(gòu)及土壤的物性參數(shù)不隨溫度變化；

（3）忽略地埋管和綜合管廊混凝土結(jié)構(gòu)及混凝土和圍巖之間的接觸熱阻；

（4）不考慮熱濕遷移的影響，認(rèn)為土壤的傳熱為純導(dǎo)熱問(wèn)題。

基于以上假設(shè)，取綜合管廊的一個(gè)艙室進(jìn)行研究，管廊位置取地下三米深度，在艙室頂板、側(cè)壁及底板的混凝土結(jié)構(gòu)內(nèi)分別布置25mm的地埋管，管間距為0.5m，模型示意圖如圖2所示。

圖2 地埋管換熱器傳熱物理模型示意圖

2.2 地埋管換熱器傳熱數(shù)學(xué)模型

2.2.1 土壤及混凝土傳熱數(shù)學(xué)模型

將混凝土和土壤的傳熱視為純導(dǎo)熱過(guò)程，其傳熱的控制方程為如式1、2所示，模型的邊界條件設(shè)置如圖2所示。

式中，為溫度，℃；為時(shí)間，s；為密度，kg/m3；為比熱容，J/(kg·K)；為導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；s代表土壤；h代表混凝土。

2.2.2 地埋管內(nèi)流體傳熱數(shù)學(xué)模型

將地埋管內(nèi)流體分成若干個(gè)微元體，每個(gè)微元體長(zhǎng)度為。地埋管內(nèi)微元體的能量守恒方程如下[11]。

式中，為沿地埋管軸向的距離，m；為時(shí)間，s；p為地埋管橫斷面周長(zhǎng)，m；h為流體與管壁的對(duì)流換熱系數(shù)，W/(m2·K)；為流體的密度，kg/m3；A為地埋管的橫截面積，m2；c為流體的定壓比熱，J/(kg·K)。

將上述方程等號(hào)右側(cè)部分視為源項(xiàng)，得到離散方程形式為：

2.2.3 管廊內(nèi)空氣傳熱數(shù)學(xué)模型

管廊內(nèi)空氣傳熱數(shù)學(xué)模型與地埋管內(nèi)流體傳熱模型原理一致，區(qū)別之處在于管廊內(nèi)有管線會(huì)散熱，因此空氣傳熱模型在地埋管傳熱模型的基礎(chǔ)上增加了內(nèi)熱源項(xiàng)，離散方程這里不再贅述。

2.3 計(jì)算參數(shù)

2.3.1 綜合管廊內(nèi)空氣風(fēng)速的確定

根據(jù)GB 50838—2015《城市綜合管廊工程技術(shù)規(guī)范》第7.2.2條規(guī)定[12]，“綜合管廊的通風(fēng)量應(yīng)符合下列規(guī)定：一般艙室正常通風(fēng)次數(shù)不小于2次/h，天然氣管道艙正常通風(fēng)換氣次數(shù)不應(yīng)小于6次/h”，這里選取最低通風(fēng)次數(shù)2次/h。取50m長(zhǎng)度的管廊作為研究對(duì)象，通過(guò)公式（5）計(jì)算得到管廊內(nèi)空氣風(fēng)速為0.028m/s。

式中，a為管廊內(nèi)空氣的風(fēng)，m/s；g為管廊的通風(fēng)次數(shù)，h-1；g為管廊的內(nèi)體積，m3；g為管廊的橫截面積，m2。

2.3.2 綜合管廊艙室散熱量計(jì)算

綜合管廊是用于容納各種類型工程管線的地下隧道空間，可容納電力、通信、供熱、給排水、燃?xì)獾裙芫€，而各種管線在運(yùn)行時(shí)會(huì)散發(fā)一定熱量，從而升高管廊內(nèi)的氣溫。在不同類型的艙室內(nèi)，電力管道及熱力管道的散熱量相對(duì)較高，下面對(duì)電纜艙及熱力艙的散熱量進(jìn)行計(jì)算。

（1）電纜艙

選取上海某綜合管廊的電纜艙作為研究對(duì)象，艙室內(nèi)共布置10回110kV電纜，分層布置在電纜艙兩側(cè)，如圖3中右側(cè)艙室所示。取110kV電纜熱流量近似為18W/m2[13]，將10回電纜等效為10個(gè)半徑為160mm的圓柱體，根據(jù)文獻(xiàn)[14]，電纜單位長(zhǎng)度熱流量為：

式中，為電纜散熱量，W；為電纜數(shù)量；A為單根電纜表面積，m2；為單位面積的單根電纜散熱量，W/m2；

根據(jù)上式計(jì)算得到電纜艙內(nèi)管線單位長(zhǎng)度的散熱量為181W/m。

圖3 不同艙室布置示意圖

（2）熱力艙

熱力艙中的熱力管道主要包括熱水管道、蒸汽管道等，此處假定熱力艙內(nèi)有兩根DN800預(yù)制聚氨酯保溫?zé)崃艿溃贾梅绞饺鐖D3中左側(cè)艙室所示。根據(jù)GB 50838—2015《城市綜合管廊工程技術(shù)規(guī)范》第6.5.3條規(guī)定[12]，“管道及附件保溫結(jié)構(gòu)的表面溫度不得超過(guò)50℃”，因此取管道表面溫度為極限溫度50℃。

將空氣與熱力管道的傳熱過(guò)程視為縱掠平壁對(duì)流換熱，取艙內(nèi)通風(fēng)次數(shù)為2次/h，即空氣流速為0.028m/s，計(jì)算得到單位長(zhǎng)度熱力艙內(nèi)管道的散熱量為11.5W/m。

由上述計(jì)算可看出，電纜艙內(nèi)管線的散熱量遠(yuǎn)高于熱力艙的散熱量，因此采用電纜艙的散熱量進(jìn)行后續(xù)的計(jì)算。

2.3.3 材料的物性參數(shù)

計(jì)算中所用到材料的物性參數(shù)如表1所示。

表1 材料物性參數(shù)

2.3.4 土壤初始溫度

由于綜合管廊位于地下三米左右的深度，處于地下變溫帶內(nèi)，即會(huì)受到地表太陽(yáng)輻射等氣候因素的影響，所以在土壤初始溫度設(shè)置時(shí)需考慮溫度分層現(xiàn)象。本文以寒冷地區(qū)西安的夏季工況為例，通過(guò)不同深度處土壤的計(jì)算公式[15]計(jì)算得到不同深度處的土壤溫度如表2所示。

表2 夏季西安土壤溫度分布

2.4 求解方法

利用GAMBIT軟件建立地埋管內(nèi)流體、管廊內(nèi)空氣與混凝土結(jié)構(gòu)及土壤耦合換熱的二維物理模型，并利用對(duì)稱的邊界條件對(duì)其進(jìn)行簡(jiǎn)化，計(jì)算以有限體積法為基礎(chǔ)，使用軟件Fluent 6.3.26進(jìn)行。土壤及混凝土傳熱的能量及動(dòng)量方程均采用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散，采用Standard進(jìn)行壓力校正，壓力速度耦合采用PISO算法。

圖4 計(jì)算流程圖

將地埋管內(nèi)流體傳熱數(shù)學(xué)模型、管廊內(nèi)空氣傳熱數(shù)學(xué)模型及混凝土和土壤的傳熱數(shù)學(xué)模型進(jìn)行耦合計(jì)算，具體計(jì)算過(guò)程如圖4流程圖所示。通過(guò)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證和時(shí)間步長(zhǎng)無(wú)關(guān)性驗(yàn)證分別確定網(wǎng)格數(shù)量為371134，時(shí)間步長(zhǎng)為20s。

2.5 模型驗(yàn)證

圖5 地埋管出口水溫對(duì)比

以張國(guó)柱在布置有地埋管的寒區(qū)隧道中所做巖土熱響應(yīng)實(shí)驗(yàn)[4]的數(shù)據(jù)來(lái)驗(yàn)證本研究中數(shù)值計(jì)算方法的準(zhǔn)確性。按照其實(shí)驗(yàn)條件，分別計(jì)算地埋管內(nèi)流體進(jìn)口水溫為18℃和20℃的工況，得到流體的出口水溫，并將其與實(shí)驗(yàn)中流體的出口水溫進(jìn)行比較，擬合情況如圖5所示。

從圖5中可看出在不同的進(jìn)口水溫工況下，隨著運(yùn)行時(shí)間的增加，模擬值與實(shí)測(cè)值逐漸接近，系統(tǒng)運(yùn)行18h以后，模擬值與實(shí)測(cè)值的誤差小于1%，證實(shí)了本研究中數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性。

而在系統(tǒng)運(yùn)行初期，地埋管出口水溫的模擬值與實(shí)測(cè)值誤差較大，造成誤差可能的原因如下：

（1）模擬計(jì)算中未考慮隧道內(nèi)復(fù)合式防水板的隔熱效果對(duì)地埋管換熱器的限制作用，因此在運(yùn)行初期模擬計(jì)算的地埋管出口水溫比實(shí)驗(yàn)值低；

（2）模擬計(jì)算中忽略了地埋管與隧道初襯之間的接觸熱阻，因此模擬工況下地埋管的進(jìn)出口溫差比實(shí)驗(yàn)工況要大。

3 地埋管換熱器全年運(yùn)行特性分析

3.1 計(jì)算參數(shù)確認(rèn)

3.1.1 管長(zhǎng)和管間距最優(yōu)值的確認(rèn)

地埋管布置的疏密程度和地埋管的長(zhǎng)度都會(huì)直接影響到其換熱能力，一般來(lái)說(shuō)管間距越大，單根地埋管的單位管長(zhǎng)換熱量則越大；而隨著管長(zhǎng)的增大，地埋管的單位管長(zhǎng)換熱量呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)。本文將地埋管的管間距和管長(zhǎng)進(jìn)行組合優(yōu)化，采用管外徑為25mm的PE管，取總長(zhǎng)600m的地埋管，即總換熱面積為47m2，選取合適的管間距和管長(zhǎng)組合如表3所示，并在相同的工況下進(jìn)行模擬計(jì)算。

表3 地埋管管間距和管長(zhǎng)優(yōu)化組合

（1）地埋管的換熱性能

將各管間距和長(zhǎng)度的地埋管組合進(jìn)行為期15天的模擬計(jì)算，得到地埋管的單位管長(zhǎng)換熱量隨地埋管間距的變化情況如圖6所示。

從圖中可以看出，隨著運(yùn)行時(shí)間的增加，在相同的地埋管換熱面積下，隨著管間距的增大，亦即地埋管管長(zhǎng)的增加，地埋管的單位管長(zhǎng)換熱量是逐漸增大的。地埋管管間距值分別為0.25m、0.5m、0.75m、1.0m和1.25m時(shí)，兩個(gè)相鄰點(diǎn)之間的地埋管單位管長(zhǎng)換熱量的差值依次為41.77W/m，14.52W/m，4.84W/m和0.42W/m，可以看出地埋管間距和管長(zhǎng)的增大對(duì)地埋管單位管長(zhǎng)換熱量的增強(qiáng)效果是逐漸減弱的。從圖6中可看出，當(dāng)?shù)芈窆荛g距大于0.75m以后，曲線出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn)，地埋管換熱量的增長(zhǎng)速率明顯減慢，而且隨著管間距的不斷增大，單位長(zhǎng)度管廊內(nèi)埋設(shè)得地埋管根數(shù)減少，經(jīng)濟(jì)性變差，因此不能無(wú)限增大地埋管的間距。

圖6 地埋管單位管長(zhǎng)換熱量隨管間距的變化

（2）管廊內(nèi)氣溫變化

不同管長(zhǎng)和管間距組合下，管廊內(nèi)空氣的出口溫度如圖7所示。

圖7 空氣出口溫度隨時(shí)間的變化

從圖7中可以看出，隨著地埋管間距的不斷增大，管廊內(nèi)空氣的出口溫度逐漸降低。這是由于地埋管間距越小，管廊內(nèi)壁溫度升高的就越快，且達(dá)到穩(wěn)定后的溫度越高，因此混凝土結(jié)構(gòu)對(duì)管廊內(nèi)空氣的冷卻效果則較差，從而空氣出口溫度偏高，反之亦然。

綜合以上兩個(gè)參數(shù)，可見(jiàn)隨著地埋管管間距和管長(zhǎng)的增大，地埋管的單位管長(zhǎng)換熱量逐漸增大，管廊內(nèi)空氣的出口溫度逐漸降低，地埋管換熱表面積可以進(jìn)行組合優(yōu)化，這里選取管間距為0.75m，管長(zhǎng)為67m為最優(yōu)組合。

3.1.2 運(yùn)行參數(shù)的設(shè)置

本章在之前得出的管長(zhǎng)和管間距最優(yōu)值的基礎(chǔ)上，對(duì)綜合管廊地埋管換熱器進(jìn)行全年周期內(nèi)的模擬計(jì)算，探究全年不同運(yùn)行階段地埋管的換熱性能、圍巖溫度場(chǎng)的變化以及地埋管在混凝土內(nèi)運(yùn)行對(duì)管廊內(nèi)氣溫的長(zhǎng)期影響。地埋管換熱器采用1:1的啟停比進(jìn)行全年四個(gè)不同運(yùn)行階段的模擬計(jì)算，同時(shí)為了更直觀地觀察地埋管的運(yùn)行對(duì)管廊圍巖的溫度場(chǎng)和管廊內(nèi)空氣溫度所造成的影響，選取對(duì)照組——供冷期和采暖期內(nèi)無(wú)地埋管進(jìn)行換熱的工況進(jìn)行對(duì)比分析。

各參數(shù)設(shè)置見(jiàn)表4[16,17]，并分別在管廊頂板、側(cè)壁和底板外壁中心設(shè)置測(cè)點(diǎn)，監(jiān)測(cè)全年四個(gè)運(yùn)行階段內(nèi)不同位置處混凝土的溫度變化情況。

表4 運(yùn)行參數(shù)設(shè)置

3.2 供冷期運(yùn)行特性分析

3.2.1 地埋管的換熱性能

圖8 地埋管出口水溫和換熱量隨時(shí)間的變化

從圖8中可以看出，在制冷工況下，地埋管的出口水溫隨運(yùn)行時(shí)間的增加逐漸升高，增長(zhǎng)趨勢(shì)逐漸減緩。同時(shí)，隨著運(yùn)行時(shí)間的增加，地埋管的單位管長(zhǎng)換熱量逐漸降低但降低的速率逐漸減小，供冷期結(jié)束時(shí)，地埋管換熱器單位管長(zhǎng)換熱量為170W/m。

3.2.2 混凝土的溫度

供冷期內(nèi)不同位置處混凝土外壁的溫度隨時(shí)間的變化曲線如圖9所示。

圖9 管廊外壁溫度隨時(shí)間的變化

從圖9可以直觀地看出供冷期內(nèi)各位置處混凝土的溫度均成升高趨勢(shì)，且管廊頂板外壁溫度的升高幅度顯然大于側(cè)壁和底板。供冷期結(jié)束后，管廊頂板外壁測(cè)點(diǎn)溫度為28.63℃，側(cè)壁和底板外壁溫度依次為27.04℃和26.20℃，頂板溫度比側(cè)壁高1.59℃，比底板溫度高2.43℃。這是由于頂板位于地下3m深度，周圍土壤溫度較高，因此降溫效果較差，頂板的溫度較高；而底板位于地下6.4m的深度，雖未達(dá)到恒溫帶，但是周圍土壤溫度較低，對(duì)混凝土的降溫效果較好，因此管廊外壁溫度較低，而管廊側(cè)壁的溫度則介于頂板和底板之間。

3.2.3 管廊內(nèi)的空氣溫度

圖10為供冷期內(nèi)管廊混凝土結(jié)構(gòu)中有地埋管和無(wú)地埋管運(yùn)行工況下綜合管廊內(nèi)空氣出口溫度的對(duì)比。

圖10 管廊內(nèi)空氣出口溫度隨時(shí)間的變化

從圖10可以看出管廊內(nèi)空氣的出口溫度是隨運(yùn)行時(shí)間的增加逐漸升高的。這是由于在系統(tǒng)運(yùn)行之初，混凝土的溫度低于管廊內(nèi)被管線加熱后的空氣溫度，所以混凝土是為管廊內(nèi)空氣降溫的。當(dāng)管廊混凝土結(jié)構(gòu)內(nèi)有地埋管運(yùn)行時(shí)，混凝土結(jié)構(gòu)被地埋管加熱，其溫度隨著運(yùn)行時(shí)間的增加而逐漸升高，所以混凝土為管廊內(nèi)空氣降溫的效果逐漸減弱，因此空氣出口溫度逐漸升高。

而當(dāng)管廊內(nèi)無(wú)地埋管運(yùn)行時(shí)混凝土的溫度相對(duì)較低，所以為管廊內(nèi)空氣降溫的效果相對(duì)較好，因此空氣的出口溫度也相對(duì)較低，比較如圖10中所示，供冷期運(yùn)行結(jié)束后有地埋管運(yùn)行時(shí)的空氣出口溫度比無(wú)地埋管運(yùn)行時(shí)高1.3℃。

3.3 過(guò)渡期1—秋季運(yùn)行特性分析

3.3.1 混凝土溫度變化

秋季恢復(fù)期內(nèi)，三個(gè)不同位置處管廊外壁的溫度變化曲線如圖11所示。從圖中可以看出，混凝土的溫度均隨運(yùn)行時(shí)間的增加逐漸降低。秋季圍巖恢復(fù)之初管廊頂板外壁測(cè)點(diǎn)溫度為28.6℃，恢復(fù)結(jié)束后溫度降為18.8℃，降幅為9.8℃，側(cè)壁和底板的溫度降幅依次為7.1℃和6.8℃。

圖11 管廊外壁溫度隨時(shí)間的變化

從圖11可看出頂板、側(cè)壁和底板的溫度變化趨勢(shì)是不一致的，頂板的下降速率明顯大于側(cè)壁和底板，而初始溫度值又高于頂板和側(cè)壁，因此曲線存在交叉。這是由于夏季運(yùn)行結(jié)束時(shí)管廊頂板的溫度是最高的，底板的最低，秋季恢復(fù)期內(nèi)，地表的空氣溫度降低，因此受空氣溫度影響最大的頂板的溫度下降幅度最大，且秋季結(jié)束后溫度最低。而秋季恢復(fù)結(jié)束后管廊底板的溫度低于側(cè)壁，這是由于底板的位置雖然遠(yuǎn)離地表空氣，但是靠近地下常溫帶，常溫帶內(nèi)土壤的溫度低于供冷期內(nèi)被地埋管加熱后混凝土的溫度，因此為混凝土底板起到了快速降溫的作用。綜合上述兩條原因，由于未能得到較好的降溫，因此管廊側(cè)壁的溫度下降的較慢且最終溫度最高。

3.3.2 管廊內(nèi)空氣溫度變化

秋季恢復(fù)階段內(nèi)，地埋管不運(yùn)行，圍巖溫度得以恢復(fù)，管廊內(nèi)空氣出口溫度的變化情況如圖12所示。

圖12 空氣出口溫度隨時(shí)間的變化

從圖12中可看出，過(guò)渡期1—秋季內(nèi)管廊內(nèi)空氣的出口溫度隨運(yùn)行時(shí)間的增加逐漸降低。這是由于秋季時(shí)管廊內(nèi)空氣溫度較低，而管廊的混凝土結(jié)構(gòu)經(jīng)過(guò)夏季地埋管的加熱后溫度較高，所以管廊內(nèi)空氣被混凝土加熱。而隨著圍巖恢復(fù)時(shí)間的增加，混凝土中的熱量逐漸傳給周圍土壤，溫度逐漸降低，因此為管廊內(nèi)空氣加熱的效果逐漸減弱，空氣出口溫度逐漸降低。

有地埋管運(yùn)行時(shí)，由于夏季地埋管運(yùn)行時(shí)混凝土及圍巖蓄存了一定的熱量，秋季運(yùn)行時(shí)混凝土的溫度高于無(wú)地埋管運(yùn)行時(shí)的溫度，混凝土對(duì)空氣的加熱作用也就大于無(wú)地埋管運(yùn)行的對(duì)照組，因此管廊內(nèi)空氣的出口溫度較高，秋季恢復(fù)結(jié)束后有地埋管運(yùn)行時(shí)的空氣出口溫度比無(wú)地埋管運(yùn)行時(shí)高0.6℃。

3.4 采暖期運(yùn)行特性分析

3.4.1 地埋管的換熱性能

圖13為采暖期地埋管的出口水溫和單位管長(zhǎng)換熱量隨時(shí)間的變化曲線圖。

圖13 地埋管出口水溫和單位管長(zhǎng)換熱量隨時(shí)間的變化

由圖可見(jiàn)，地埋管換熱器運(yùn)行過(guò)程中，地埋管的出口水溫和單位管長(zhǎng)換熱量均隨著運(yùn)行時(shí)間的增加逐漸降低，降低的趨勢(shì)隨時(shí)間的增加逐漸減緩，運(yùn)行至冬季結(jié)束時(shí)，地埋管換熱器單位管長(zhǎng)換熱量為127W/m。

3.4.2 混凝土溫度變化

圖14 管廊外壁溫度隨時(shí)間的變化

從圖14中可以直觀地看出管廊頂板外壁溫度下降的幅度明顯大于側(cè)壁和底板，采暖期運(yùn)行結(jié)束時(shí)，管廊頂板、側(cè)壁和底板外壁測(cè)點(diǎn)的溫度分別為8.52℃，10.41℃和10.85℃，頂板溫度比側(cè)壁低1.89℃，比底板溫度低2.33℃。這種差距產(chǎn)生的原因與供冷期一致，采暖期內(nèi)，地表空氣溫度很低，而管廊的混凝土結(jié)構(gòu)距離地面越近則受地表氣溫影響越大，所以管廊頂板溫度的下降幅度依次大于側(cè)壁和底板。

3.4.3 管廊內(nèi)空氣溫度變化

圖15 空氣出口溫度隨時(shí)間的變化

從圖15中看出，管廊內(nèi)空氣的出口溫度是隨運(yùn)行時(shí)間的增加逐漸降低的，且溫度低于無(wú)地埋管運(yùn)行時(shí)的空氣出口溫度。這是由于采暖期內(nèi)空氣溫度很低，而混凝土的溫度相對(duì)較高，管廊內(nèi)空氣是被混凝土加熱的。但隨著運(yùn)行時(shí)間的增加，混凝土溫度不斷降低，為空氣的加熱作用逐漸減弱，所以空氣出口溫度逐漸降低。

而有地埋管運(yùn)行時(shí)地埋管會(huì)釋放冷量使混凝土的溫度低于無(wú)地埋管運(yùn)行時(shí)的溫度，所以有地埋管運(yùn)行時(shí)混凝土為管廊內(nèi)空氣的加熱作用較弱，空氣出口溫度低于無(wú)地埋管運(yùn)行時(shí)的空氣出口溫度，采暖期結(jié)束時(shí)有地埋管運(yùn)行時(shí)管廊內(nèi)空氣的出口溫度比無(wú)地埋管運(yùn)行時(shí)低0.6℃。

3.5 過(guò)渡期2—春季運(yùn)行特性分析

3.5.1 混凝土溫度變化

圖16為過(guò)渡期2—春季時(shí)不同位置處混凝土外壁測(cè)點(diǎn)的溫度變化曲線。

圖16 管廊外壁溫度隨時(shí)間的變化

從圖16可以看出，春季恢復(fù)結(jié)束后，管廊不同位置處外壁的溫度逐漸升高。這是由于春季空氣的加熱作用使土壤溫度得到恢復(fù)，而不同位置處外壁溫度升高的速度不同，其中頂板大于側(cè)壁大于底板。這是由于管廊的頂板位置更靠近地表，受空氣溫度的影響最大，因此在春季時(shí)溫度升高地最快，反之，底板則最慢，側(cè)壁介于兩者之間。

3.5.2 管廊內(nèi)空氣溫度變化

圖17 空氣出口溫度隨時(shí)間的變化

從圖17中可看出，過(guò)渡期2—春季內(nèi)管廊內(nèi)空氣的出口溫度隨運(yùn)行時(shí)間的增加逐漸升高。這是由于春季時(shí)空氣溫度較高，而管廊的混凝土結(jié)構(gòu)經(jīng)過(guò)冬季地埋管吸收熱量后溫度較低，所以管廊內(nèi)空氣被混凝土降溫。而隨著圍巖溫度逐漸升高，混凝土逐漸吸收周圍土壤和地表空氣的熱量，溫度逐漸升高，因此為管廊內(nèi)空氣降溫的效果逐漸減弱，空氣出口溫度逐漸升高。

有地埋管運(yùn)行時(shí)，由于冬季運(yùn)行時(shí)混凝土及圍巖蓄存了地埋管的冷量，春季運(yùn)行時(shí)混凝土的溫度低于無(wú)地埋管運(yùn)行時(shí)的溫度，混凝土對(duì)空氣的降溫作用也就大于無(wú)地埋管運(yùn)行的對(duì)照組，因此管廊內(nèi)空氣的出口溫度也就相對(duì)較低，春季恢復(fù)結(jié)束后有地埋管運(yùn)行時(shí)管廊內(nèi)空氣的出口溫度比無(wú)地埋管運(yùn)行時(shí)低0.4℃。

4 總結(jié)

本文建立了綜合管廊地埋管換熱器的二維非穩(wěn)態(tài)傳熱數(shù)理模型，并通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算得出了當(dāng)前工況下地埋管換熱器的管間距和管長(zhǎng)的最優(yōu)組合，即管間距為0.75m，管長(zhǎng)為67m。并采用管間距和管長(zhǎng)的最優(yōu)組合，以寒冷地區(qū)的西安為例，對(duì)綜合管廊地埋管換熱器進(jìn)行了全年周期的模擬計(jì)算，以地埋管的換熱量，混凝土的溫度以及管廊內(nèi)空氣的出口溫度這三個(gè)參數(shù)為指標(biāo)對(duì)地埋管換熱器在不同運(yùn)行階段的傳熱特性進(jìn)行了分析，得出結(jié)論如下：

（1）供冷期內(nèi)，地埋管的單位管長(zhǎng)換熱量變化范圍為170～210W/m，采暖期地埋管的單位管長(zhǎng)換熱量變化范圍125～170W/m，地埋管在供冷期的換熱量高于采暖期，這是由于所選城市西安為寒冷地區(qū)，土壤溫度相對(duì)較低，因此夏季時(shí)的換熱量比冬季高；

（2）管廊頂板、側(cè)壁及底板混凝土的溫度變化趨勢(shì)不一致，距離地面越近則受到地表空氣的影響越大；

（3）在供冷期、過(guò)渡期1（秋季）、采暖期和過(guò)渡期2（春季）內(nèi)，管廊內(nèi)的空氣依次是被混凝土冷卻、加熱、加熱和冷卻的，空氣出口溫度的變化趨勢(shì)分別是升高、降低、降低和升高。供冷期和過(guò)渡期1（秋季）內(nèi)有地埋管運(yùn)行時(shí)空氣的出口溫度高于無(wú)地埋管運(yùn)行工況，而采暖期和過(guò)渡期2（春季）內(nèi)地埋管運(yùn)行時(shí)空氣的出口溫度低于無(wú)地埋管運(yùn)行工況。全年不同階段內(nèi)有地埋管運(yùn)行時(shí)空氣的出口溫度與無(wú)地埋管運(yùn)行時(shí)的差值最大為1.3℃，可見(jiàn)地埋管換熱器在管廊混凝土結(jié)構(gòu)內(nèi)的全年運(yùn)行對(duì)管廊內(nèi)空氣溫度的影響很小，每個(gè)季節(jié)系統(tǒng)運(yùn)行時(shí)都不會(huì)對(duì)管廊內(nèi)的通風(fēng)系統(tǒng)造成影響。

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Annual Operation Characteristic Analysis of Buried Pipe Heat Exchanger in Utility Tunnel

Li Siru Yuan Yanping Cao Xiaoling Sun Liangliang Xiang Bo

( School of Mechanical Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu, 610031 )

A two-dimensional unsteady heat transfer mathematical model of the buried pipe heat exchanger in utility tunnel is established. Taking Xi'an in cold area as an example, the optimal combination of the buried pipe length and the pipe spacing in utility tunnel is obtained by simulation calculation, that is, the pipe spacing is 0.75 m and the pipe length is 67 m. The result shows, during the cooling period, the change range of heat flux of unit pipe is 170-210 W/m, while the change range during the heating period is 125-170 W/m. The temperature variation trend of concrete roof, side wall and floor of concrete structure of utility tunnel is not consistent. The closer the concrete is to the ground, the greater the influence of surface temperature on concrete is. During the whole year's operation, the maximum difference between the outlet temperature of air in utility tunnel with buried pipes and that without buried pipes is 1.3 C, It turns out that the long-term operation of buried pipes in the concrete structure has little effect on the air temperature in utility tunnel, and has no effect on ventilation system in utility tunnel.

geothermal energy; geothermal heat pump; utility tunnel; full-year operation; numerical simulation

TK529

A

1671-6612（2020）01-039-10

建筑環(huán)境與能源高效利用四川省青年科技創(chuàng)新研究團(tuán)隊(duì)項(xiàng)目（2015TD0015）

李思茹（1994.4-），女，在讀碩士研究生，E-mail：949455482@qq.com

曹曉玲（1984.8-），女，博士，工程師，E-mail：xlcao@home.swjtu.edu.cn

2019-06-10