令蘭寧,姚爾人,孫昊,李瑞雄,鄒瀚森,王煥然,席光,張孫孝

(1. 西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,710049,西安; 2. 長安大學(xué)建筑工程學(xué)院,710061,西安)

符號表

隨著全球能源與環(huán)境問題的日益突出[1],調(diào)整能源發(fā)展布局、推動能源綠色低碳轉(zhuǎn)型、加大非化石能源供給已成為中國能源發(fā)展的重要布局。地?zé)崮茏鳛槭澜绺鲊攸c研究開發(fā)的可再生能源,其主要被用于地?zé)岚l(fā)電和地?zé)峁┡痆2]。2014年世界地?zé)岚l(fā)電總量達到12.7 GW[3],每年可以減少超過109t碳排放[4]。地?zé)豳Y源主要包含水熱型和干熱巖型,現(xiàn)階段,地?zé)岚l(fā)電主要以水熱型地?zé)豳Y源為主[5],通過地下水閃蒸形成高溫蒸汽推動汽輪機作功發(fā)電,但富含鹽分的蒸汽會導(dǎo)致渦輪葉片腐蝕和運營費用劇增[6],且閃蒸式地?zé)岚l(fā)電系統(tǒng)循環(huán)效率僅在12%～20%之間。

干熱巖型地?zé)豳Y源是蘊藏在熱干巖體中的高品位熱源,隨深度增加其溫度分布在150～650℃之間[7],且其儲量遠(yuǎn)大于水熱型地?zé)豳Y源,具有廣闊的地?zé)岚l(fā)電前景;據(jù)初步測算,地球內(nèi)部3～10 km深處蘊藏干熱巖熱量相當(dāng)于全部化石燃料能量的30倍[8]。美國于1977年對4 500 m處的干熱巖進行了深度開發(fā),發(fā)現(xiàn)巖體溫度可達到330℃,并于1984年建成了世界上第一座10 MW高溫巖體地?zé)岚l(fā)電站[9]。研究發(fā)現(xiàn),我國干熱巖地?zé)豳Y源同樣具有巨大開發(fā)潛力,例如西藏那曲地區(qū)地溫梯度接近99.3℃/km[10],海南瓊北白馬井地區(qū)地溫梯度達74.6℃/km[11]。

中深層同軸套管換熱器取地?zé)峋哂袚Q熱量大[12]和能效高[13]等優(yōu)點,通過將廢棄油氣井改造成地?zé)峋执蠓嵘似浣?jīng)濟性,因此該技術(shù)逐漸成為干熱巖地?zé)岬男屡d利用形式[14]。同軸套管換熱器的具體結(jié)構(gòu)如圖1所示,包括內(nèi)管和外管,通過將內(nèi)外管嵌套形成用于傳熱工質(zhì)循環(huán)流動的環(huán)形管道和內(nèi)管道,兩流道通過底部連通;由于要通過外管壁實現(xiàn)取熱,外管采用高導(dǎo)熱系數(shù)材料,而內(nèi)管用于導(dǎo)流且保溫傳熱工質(zhì)采用絕熱材料,這種取熱方式由于取熱不取水可避免設(shè)備腐蝕并保護地下水[15]。

由于巖體的導(dǎo)熱性能較差,干熱巖型地?zé)崮茉谔崛∵^程中無法穩(wěn)定輸出高溫[16],因此地?zé)峄謴?fù)是地?zé)岚l(fā)電系統(tǒng)長期穩(wěn)定運行的重要手段。地?zé)嶙匀换謴?fù)存在恢復(fù)周期長、恢復(fù)效果差等問題,用熱水回灌補熱則是有效的恢復(fù)方案,但其熱源難以解決。

現(xiàn)階段,針對中深層同軸套管地?zé)崂弥饕劢乖谙到y(tǒng)設(shè)計方法以及耦合儲能系統(tǒng),而絕熱壓縮空氣儲能系統(tǒng)(advanced adiabatic CAES, AA-CAES)儲能規(guī)模大且建設(shè)運行成本低,但目前面臨蓄熱成本高等難題[17]。綜上,本文將同軸套管換熱器與壓縮空氣儲能系統(tǒng)結(jié)合,將壓縮空氣儲能系統(tǒng)產(chǎn)生的壓縮熱作為地?zé)峄謴?fù)熱源以維持熱能品位,并利用同軸套管換熱器提取的熱能加熱膨脹機入口的高壓空氣,高溫高壓空氣驅(qū)動膨脹機組作功并輸出電能,實現(xiàn)了地?zé)崮馨l(fā)電系統(tǒng)高效穩(wěn)定輸出電能。

1 系統(tǒng)介紹

中深層地?zé)崮芡S套管換熱器儲能發(fā)電系統(tǒng)如圖1和圖2所示:系統(tǒng)由同軸套管換熱器、水箱、管路閥門、水泵、壓縮機組、膨脹機組、儲氣罐和換熱器組成;水作為同軸套管換熱器內(nèi)傳熱工質(zhì);內(nèi)管道和環(huán)形管道上方出口分別接內(nèi)管管路、外管管路;水泵在預(yù)置階段對水加壓防止其汽化并驅(qū)動水克服管道阻力流動;地?zé)崛　⒀a熱水水箱用于存儲高壓水;將同軸套管換熱器埋于地?zé)峋?并在周圍填充填料固定套管,用水泵驅(qū)動水箱水在同軸套管內(nèi)流動,實現(xiàn)地?zé)岬奶崛『突謴?fù)。

在地?zé)崛犭A段,取熱水水箱中的常溫取熱水由泵1驅(qū)動,通過外管管路進入環(huán)形管道,在環(huán)形管道自上而下流動的同時吸收周圍巖土的熱量,逐漸變?yōu)楦邷厝崴⒂商坠艿撞繌膬?nèi)管道自下而上流出,后向高壓空氣釋放熱量;在地?zé)嵫a熱階段,補熱水水箱中的常溫補熱水由泵2驅(qū)動,在壓縮機出口換熱器中吸收儲能階段產(chǎn)生的壓縮熱變?yōu)楦邷匮a熱水,并通過內(nèi)管管路進入內(nèi)管道,經(jīng)過內(nèi)管道導(dǎo)流到環(huán)形管道自下而上流動,同時將熱量傳遞到巖土中,以維持地?zé)崮芷肺弧?/p>

圖1 同軸套管換熱器結(jié)構(gòu)及地?zé)崮苋⊙a熱示意圖Fig.1 Schematic diagram of coaxial tube heat exchanger structure and geothermal energy extraction and compensation

C1～C4—冷卻器1～4;HX1～HX6—換熱器1～6。圖2 中深層地?zé)崮芡S套管換熱器儲能發(fā)電系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic diagram of medium-deep geothermal energy coaxial tube heat exchanger energy storage and power generation system

在儲能階段(即地?zé)嵫a熱階段),利用低谷電驅(qū)動壓縮機組壓縮空氣至目標(biāo)壓力并將其充入儲氣罐存儲,用水冷卻每級壓縮機出口的高溫空氣以降低壓縮耗功;在釋能階段(即地?zé)崛犭A段),儲氣室中的高壓空氣經(jīng)節(jié)流閥穩(wěn)定壓力后釋放,同時水泵驅(qū)動高溫取熱水在每級膨脹機入口前加熱高壓空氣,高溫高壓的空氣送入膨脹機組膨脹作功并帶動發(fā)電機,實現(xiàn)地?zé)崮艿目沙掷m(xù)穩(wěn)定發(fā)電。

2 系統(tǒng)熱力學(xué)模型

由于同軸套管換熱器提取地?zé)徇^程復(fù)雜,為了方便模型的構(gòu)建,在不影響計算精度的條件下,需要對實際問題進行適當(dāng)簡化?；炯僭O(shè)如下:①管內(nèi)工質(zhì)、管壁、填料層以及巖土熱物性參數(shù)為常數(shù);②不考慮由于地下水遷移而引起的熱量傳遞,套管與土壤之間認(rèn)為只有導(dǎo)熱發(fā)生;③鉆孔內(nèi)的軸向傳熱由于其幾何特征可以忽略不計;④隨深度改變的環(huán)形管道和內(nèi)管流道工質(zhì)溫度為截面平均值。

2.1 同軸套管內(nèi)傳熱模型

2.1.1 管道能量方程

內(nèi)管道能量方程可以表示為

(1)

環(huán)形管道能量方程可以表示為

(2)

2.1.2 傳熱熱阻

由巖土層到環(huán)形管道流體的熱阻為

(3)

由環(huán)形管道流體到內(nèi)管道流體的熱阻為

(4)

式中:d1、d2、d3、d4、d5和d6分別為內(nèi)管內(nèi)徑、內(nèi)管外徑、外管內(nèi)徑、外管外徑、填料層外徑和巖土外徑。

2.1.3 同軸套管內(nèi)流體溫度分布求解

為了方便計算,設(shè)

θ1(z)=Tb(z)-Tf1(z)

(5)

θ2(z)=Tf2(z)-Tb(z)

(6)

管內(nèi)流體溫度分布解由方程式(1)和(2)組成的微分方程組使用d’Alembert[18]方法解得

(7)

(8)

式中

(9)

(10)

(11)

(12)

(13)

θ′1=θ1(0)

(14)

2.1.4 地?zé)崛⊙a熱階段線熱源強度

地?zé)崛⊙a熱階段線熱源強度可以表示為

(15)

2.2 管外巖土傳熱模型

取熱對管外巖土溫度場的影響由格林函數(shù)積分得到的線熱源響應(yīng)模型求解,表示在位置坐標(biāo)(x′,y′,z′)處產(chǎn)生垂直于地面的線熱源,線熱源強度分布函數(shù)為ql(z′),作用時間為τ,對位置坐標(biāo)(x,y,z)處的巖土所產(chǎn)生的熱響應(yīng)[19]為

(16)

式中

(17)

(18)

(19)

(20)

用地?zé)豳|(zhì)量折損率表示系統(tǒng)運行結(jié)束后地?zé)崮苜|(zhì)量衰減的程度

(21)

2.3 壓縮空氣儲能單元熱力學(xué)模型

壓縮機的絕熱效率為

(22)

壓縮機的功耗為

(23)

膨脹機的絕熱效率為

(24)

膨脹機的輸出功為

(25)

泵的功耗[20]為

(26)

換熱器的換熱量為

(27)

壓縮空氣儲能子系統(tǒng)質(zhì)量守恒,表達式如下式

(28)

2.4 熱提取量和補償量計算

熱提取量為釋能階段提取的熱量

(29)

熱補償量為儲能階段補償?shù)臒崃?/p>

(30)

2.5 同軸套管內(nèi)沿程阻力損失計算

管道沿程阻力損失為

(31)

摩擦系數(shù)[21]表示為

(32)

2.6 系統(tǒng)評價指標(biāo)

選取系統(tǒng)效率作為系統(tǒng)的評價指標(biāo),系統(tǒng)效率定義為釋能過程的發(fā)電量與該周期(一個周期為一天,包含一個儲能過程和釋能過程)的總能耗

(33)

3 計算結(jié)果與分析

3.1 典型工況參數(shù)選取

中深層地?zé)崮芡S套管換熱器取補熱單元主要參數(shù)選取見表1,壓縮空氣儲能單元典型工況熱力學(xué)分析的主要參數(shù)選取見表2。

表1 中深層地?zé)崮芡S套管換熱器取補熱單元參數(shù)選取

表2 壓縮空氣儲能單元參數(shù)選取

3.2 系統(tǒng)計算流程

根據(jù)圖3中系統(tǒng)計算流程進行計算,在系統(tǒng)達到穩(wěn)定后,一個周期內(nèi)各部件的功和熱量計算結(jié)果見表3。

圖3 系統(tǒng)計算流程圖Fig.3 System calculation flow chart

表3 系統(tǒng)處于穩(wěn)態(tài)時周期內(nèi)各部件的計算結(jié)果

3.3 系統(tǒng)典型工況計算結(jié)果及分析

3.3.1 管內(nèi)工質(zhì)溫度變化

圖4所示為系統(tǒng)第一個循環(huán)周期內(nèi)地?zé)崛犭A段,環(huán)形管道取熱水溫度和內(nèi)管道取熱水溫度的變化,展示了在開始取熱0.8、2.4、4.0、5.6和7.2 h后的管內(nèi)取熱水溫分布。在同一時間內(nèi),環(huán)形管道水溫隨深度增加快速上升,原因是取熱水在環(huán)形管道向下流動過程中不斷吸收來自巖土的熱能,因此取熱水升溫;內(nèi)管采用絕熱材料因此內(nèi)管道水溫隨深度變化小。

圖4 第一個循環(huán)周期套管內(nèi)取熱水溫度變化情況Fig.4 The change of temperature of water for heat extraction in the tube at the first cycle

圖5展示了線熱源隨深度的變化趨勢,對比圖4中不同時間,所有位置的取熱水溫都在下降,這是由于在取熱的過程中不斷吸收周圍巖土的熱量,導(dǎo)致管壁周圍的巖土溫度劇烈下降,又因為巖土的導(dǎo)熱性不足以快速導(dǎo)熱以致將遠(yuǎn)處的地?zé)崮苎杆傧蚬鼙谥車鷤鲗?dǎo),因此線熱源強度隨時間降低;在0～900 m深度區(qū)間的線熱源強度隨深度快速上升,900～2 600 m趨于不變。

圖5 第一個循環(huán)周期不同取熱時間后線熱源強度變化情況Fig.5 Variation of heat source intensity in the first cycle of heat extraction

圖6所示為系統(tǒng)第一個循環(huán)周期不同取熱時間后地?zé)嵫a熱時管內(nèi)不同深度補熱水溫隨時間的變化,揭示了在開始補熱0.8、1.6、3.2和7.2 h后的管內(nèi)補熱水溫。內(nèi)管水溫隨時間和深度幾乎不變,因為補熱水的熱源來自于儲能階段壓縮機壓縮空氣所產(chǎn)生的壓縮熱,而壓縮機的壓比和性能恒定,產(chǎn)生的壓縮熱品位和功率一定,因此補熱水進口溫度不變,又因內(nèi)管有保溫作用,最終引起此現(xiàn)象;而環(huán)形管道內(nèi)同一深度的補熱水溫隨時間增大,這是由于隨著給管內(nèi)充入補熱水并持續(xù)為地下巖土補償?shù)責(zé)崛犭A段損耗的熱量,套管周圍的巖土溫度都在迅速上升并引起補熱線熱源強度下降,進一步地?zé)嵫a熱速率和補熱水熱量損耗變慢,因此環(huán)形管道內(nèi)補熱水溫上升。

圖6 第一個循環(huán)周期不同取熱時間后套管內(nèi)補熱水溫度 變化情況Fig.6 The change of temperature of water for heat compensation in the tube at the first cycle

圖7展示了系統(tǒng)在第1、3、6、8和10個循環(huán)周期,補熱水出口溫度的變化。同一周期的各個時間溫度一直上升,其原因與圖6環(huán)形管道內(nèi)補熱水溫上升的原因一致;其次隨著循環(huán)周期數(shù)的增加補熱水出口溫度也在提高,這是由于在當(dāng)前工況下,補熱使巖土溫度隨周期升高,因此補熱的線熱源強度降低,最終導(dǎo)致此現(xiàn)象;直到系統(tǒng)進入穩(wěn)定循環(huán)階段后,補熱水出口溫度不再隨周期數(shù)改變。

圖7 各個循環(huán)周期補熱水出口溫度隨時間的變化Fig.7 Variation of outlet temperature of water for heat compensation with time for each cycle

3.3.2 取熱階段同軸套管周圍巖土溫度變化

在第一個周期取熱階段,不同深度的巖土溫度沿半徑分布隨取熱時間變化如圖8所示。圖8(a)和8(b)分別表示第一個循環(huán)周期內(nèi)取熱階段1 300 m和2 600 m處沿套管半徑方向巖土溫度分布隨時間的變化,雖然深度相差較大,但總的變化規(guī)律一致。地?zé)崛釙纬裳匕霃綔p小方向巖土溫度降低的現(xiàn)象,把取熱后巖土溫度低于初始巖土溫度的區(qū)域稱為取熱影響范圍,而隨時間取熱影響范圍的半徑越來越大,這是由于周圍巖土因為管內(nèi)取熱形成溫差,繼而引起管外巖土出現(xiàn)由遠(yuǎn)及近的導(dǎo)熱。

(a)深度為1 300 m

(b)深度為2 600 m

取熱影響半徑的擴展速度隨時間逐漸減弱,正如圖8(b)中展示:3.2～4.8 h內(nèi)影響半徑擴大了0.07 m, 而4.8～8.0 h內(nèi)影響半徑僅僅擴大了0.15 m,這是由于圖5中,取熱的線熱源強度隨時間遞減。

3.3.3 補熱階段同軸套管周圍巖土溫度變化

在第一個周期補熱階段,不同深度的巖土溫度沿半徑分布隨補熱時間變化如圖9所示。圖9(a)和9(b)分別表示第一個循環(huán)周期補熱階段1 300 m和2 600 m深度沿套管半徑方向巖土溫度分布隨時間的變化,不同深度變化同樣類似;在地?zé)嵫a熱的初期,因為用于補熱的工質(zhì)與管外巖土溫度相差最大,因此補熱的線熱源強度強,同樣在補熱前期巖土溫度的恢復(fù)速度快,如圖9(a)所示,半徑為0.116 m處的巖土溫度在0.8～2.4 h內(nèi)恢復(fù)了16.1℃,而在2.4～4.0 h內(nèi)僅僅恢復(fù)了9.4℃。

(a)深度為1 300 m

(b)深度為2 600 m

3.3.4 時間尺度上巖土溫度變化規(guī)律分析

圖10(a)和10(b)分別表示第1個循環(huán)周期和前10個循環(huán)周期內(nèi),距管軸半徑為0.166 m的不同深度處巖土溫度變化情況,溫度下降階段為取熱階段,溫度上升階段為補熱階段;圖10(a)中取熱階段巖土溫度下降速率減緩,是因為圖5所示取熱時線熱源強度隨時間減弱,同理在補熱階段,溫度上升速率減緩也是由于補熱時線熱源強度減小;圖10(b)中隨著循環(huán)周期數(shù)的增大,在第8個循環(huán)周期達到穩(wěn)定,表現(xiàn)為在第8個循環(huán)周期之后巖土溫度在每個周期內(nèi)的變化曲線一致,因為典型工況下巖土溫度的恢復(fù)水平是確定的,因此隨著循環(huán)周期數(shù)的推進,最終會達到一個巖土溫度變化的動態(tài)平衡。

(a)第1個循環(huán)周期

(b)前10個循環(huán)周期

3.3.5 系統(tǒng)工況參數(shù)變化規(guī)律分析

圖11為各個周期內(nèi)取熱階段取熱水出口溫度隨時間的變化規(guī)律,在同一周期內(nèi),取熱水出口溫度隨時間降低,這是因為取熱線熱源強度下降導(dǎo)致取熱水在套管內(nèi)流動所吸收的熱量減少。

圖11 各個循環(huán)周期取熱水出口溫度隨時間的變化Fig.11 Variation of outlet temperature of water for heat extraction with time for each cycle

對比不同周期,發(fā)現(xiàn)隨著周期數(shù)的增加,取熱水出口溫度整體上升,而第8個周期和第10個周期的取熱水出口溫度曲線重合,說明周期數(shù)增加到一定值后,取熱工質(zhì)的溫度不隨周期數(shù)改變,達到動態(tài)平衡,這是由于在系統(tǒng)剛開始運行的巖土溫度相比穩(wěn)定循環(huán)階段較低,而在巖土溫度達到動態(tài)平衡前,每個周期內(nèi)同一時間巖土溫度隨周期數(shù)一直升高,而取熱線熱源強度也隨之升高,最終導(dǎo)致在達到穩(wěn)定前,取熱水溫度隨周期數(shù)升高;隨著巖土溫度隨循環(huán)周期數(shù)升高,取熱時線熱源強度增大而補熱線熱源強度減小,而當(dāng)熱提取量、熱補償量和地?zé)嵯牧窟_到平衡時,整個系統(tǒng)就會進入穩(wěn)定循環(huán)階段,即巖土溫度、出口熱水溫度等參數(shù)不隨周期數(shù)產(chǎn)生變化。

圖12表示熱提取量、熱補償量、膨脹機輸出功和系統(tǒng)效率隨周期數(shù)的變化:熱提取量隨周期數(shù)升高而熱補償量隨周期數(shù)降低,最后都保持不變。熱提取量和熱補償量的變化是由于補熱能使恢復(fù)巖土溫度高于初始地溫,同一時間巖土溫度隨周期數(shù)一直升高,因此導(dǎo)致取熱溫差增大和補熱溫差減小,進一步造成熱提取量的升高和熱補償量的降低;而膨脹機輸出功與進入膨脹機的空氣溫度為正相關(guān),由于膨脹機入口冷空氣的熱源為取熱水,因此壓縮空氣溫度和取熱水出口溫度為正相關(guān),由圖6取熱水出口溫度的變化,最終導(dǎo)致膨脹機輸出功隨周期數(shù)上升并最終趨于不變;雖然膨脹機的輸出功增大,但地?zé)崛崃恳苍谠龃?且其增大程度遠(yuǎn)大于膨脹機輸出功,因此在系統(tǒng)達到穩(wěn)定周期前,效率降低。

圖12 熱提取量、熱補償量、膨脹機輸出功和系統(tǒng)效率隨周期數(shù)的變化Fig.12 Variation of heat extraction, heat compensation, expander output work and system efficiency with cycle number

3.3.6 工況參數(shù)對地?zé)峄謴?fù)能力的影響分析

圖13是當(dāng)填料導(dǎo)熱系數(shù)為0.93 W·(m·K)-1時,深度為1 300 m巖土恢復(fù)情況隨壓縮機壓比的變化情況,可以看出在同時間,壓縮機壓比為7時,巖土溫度更高,即壓縮機壓比越高,則巖土在補熱階段恢復(fù)越快,這是由于壓縮機壓比越大,則其出口的空氣溫度越高,由于補熱水的熱源來自于空氣的壓縮熱,因此補熱水入口的溫度更高,其補熱線熱源強度也越大,引起地?zé)峄謴?fù)速度加快。并且在壓比為7的補熱末端,1 300 m臨近管道處巖土溫度已經(jīng)高于初始地溫,這是管內(nèi)同深度補熱水高于初始巖土溫度所致的地?zé)嵫a熱過度情況。

圖13 1 300 m處不同補熱時間后地?zé)峄謴?fù)情況隨壓縮機壓比的變化Fig.13 Variation of geothermal recovery at 1 300 m with compressor pressure ratio

圖14是當(dāng)壓縮機壓比為8、填料導(dǎo)熱系數(shù)為0.93 W·(m·K)-1時,深度為1 300 m巖土恢復(fù)情況隨補熱水流量的變化情況;補熱水流量越大則管內(nèi)流速越快,管內(nèi)擾動越大引起換熱系數(shù)的增大,因此補熱速率也越快,從圖14中可以看到,當(dāng)流量為6 m3/h時的補熱末端,其巖土溫度分布曲線相比于流量為4.5 m3/h更加平緩,也說明了增大管內(nèi)水流量可以提升補熱效果。

4 結(jié) 論

為實現(xiàn)干熱巖型地?zé)崮芨咝Х€(wěn)定發(fā)電,本文提出了一種中深層地?zé)崮芡S套管換熱器儲能發(fā)電系統(tǒng),并對該系統(tǒng)進行熱力學(xué)特性分析,結(jié)論如下。

(1)利用儲能系統(tǒng)產(chǎn)生的壓縮熱對熱提取后的地?zé)崮苓M行快速熱恢復(fù),有效避免地?zé)崞肺坏目焖傧陆?實現(xiàn)持續(xù)高品位利用地?zé)崮馨l(fā)電的目的。典型工況下單周期內(nèi)取熱水出口溫度最終穩(wěn)定在175～225℃,地?zé)嵯牧繛? 729.8 kW·h。

(2)在非穩(wěn)定循環(huán)階段,熱提取量和膨脹機輸出功隨循環(huán)次數(shù)的增加而增加,而熱補償量和系統(tǒng)效率變化呈相反趨勢;當(dāng)熱提取量、熱補償量和地?zé)嵯牧窟_到平衡后,儲能發(fā)電系統(tǒng)從第8次循環(huán)進入穩(wěn)定循環(huán)階段,穩(wěn)定循環(huán)中各參數(shù)不隨循環(huán)次數(shù)改變,單次循環(huán)輸出電量為47 956.7 kW·h,系統(tǒng)效率達到63.5%。

(3)增加壓縮機壓比和補熱水流量可以提升地?zé)峄謴?fù)溫度:當(dāng)壓縮機壓比由6提升至7,深度為1 300 m、半徑為0.116 m處的巖土溫度多提升4.3℃,當(dāng)補熱水流量由4.5 m3/h提升至6 m3/h,同一處巖土溫度多提升6.4℃。