綜合管廊地埋管換熱器的全年運行特性分析

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

（西南交通大學機械工程學院 成都 610031）

建立綜合管廊地埋管換熱器的二維非穩態傳熱數理模型，并以寒冷地區的城市西安為例，通過模擬計算得到管廊內地埋管埋設的管長和管間距的最優組合，即管間距為0.75m，管長為67m。采用最優間距和管長的組合對地埋管換熱器進行了全年周期的模擬計算，得出結論如下：供冷期內，地埋管的單位管長換熱量變化范圍為170～210W/m，采暖期內，地埋管的單位管長換熱量變化范圍125～170W/m；管廊混凝土結構的頂板、側壁及底板的溫度變化趨勢不一致，距離地面越近則受到地表氣溫的影響越大；全年運行過程中，有地埋管運行時管廊內空氣的出口溫度與無地埋管運行時的差值最大為1.3℃，可見地埋管在管廊壁面內長期運行時對管廊內空氣溫度造成的影響很小，且不會對管廊內的通風系統造成影響。

地熱能；地源熱泵；綜合管廊；全年運行；數值模擬

0 引言

二十一世紀初，由于節省地下空間，且綠色無污染的優點，能源地下結構在國內逐漸得到研究和運用。能源地下結構是由傳統地源熱泵技術引申而來的一種嶄新的建筑節能技術，它的原理是將地埋管直接埋入地下建筑結構內，與地下工程部分結構一起形成地下換熱器，進而吸收地下工程內及其圍巖的熱量供地上建筑使用[1]，系統運行更加穩定，且維修費用低。

目前能源地下結構主要有四種類型：能源樁、能源連續墻、能源隧道和能源管廊。

2008年，J Gao[2]等對能源樁中埋管內的布置形式以及管內流體流速進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用。2009年，D Adam等[3]從地埋管的換熱量和成本這兩個方面對地下連續墻內埋管的間距進行了優化，提出了針對LT44電廠幾何、經濟條件下的最佳地埋管間距。2012年，張國柱等人[4]通過在寒區公路隧道中的巖土熱響應試驗對寒區能源隧道內地埋管的入口水溫、流體流速及管間距進行了影響因素分析；之后，夏才初等人[5]在此基礎上對寒區能源隧道內地埋管的管間距進行了優化分析，得到了最優埋管間距區間：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垂直埋管換熱器換熱的影響作用。2014年，Duncan P Nicholson等人[7]對英國橫貫鐵路工程進行了詳細的能源隧道的系統設計，其中包括地埋管的管徑、在隧道襯砌內布置的管間距、布置形式以及成本等參數的設計計算，并給出建議：為了減小隧道內自然災害對地埋管換熱器的影響，地埋管在隧道襯砌內埋設的位置最好距離隧道內壁200mm以上。2016年，劉勝[8]對圍巖熱物性對隧道襯砌熱交換器換熱特性的影響進行了研究分析，得出了以下結論：圍巖比熱容的增加有助于增加地埋管的換熱量，但是其影響具有時效性，建議地埋管換熱器采用間歇運行模式。

2013年至2016年，青島理工大學的趙蕊[9]和孫福杰[10]分別對隧道內的毛細管換熱器進行了長期的模擬計算，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構，但由于建筑功能的差異性，研究成果也不一定具有普適性，因此應當針對管廊混凝土結構內的地埋管換熱器進行全年周期的研究分析。

1 系統構成

綜合管廊地埋管換熱系統是由地埋管換熱器、分水管、集水管、熱泵機組及與用戶相連的供回水管道組成，系統原理如圖1所示。其中地埋管換熱器是將地埋管埋設在綜合管廊四壁的混凝土結構內組成的地下換熱器。

系統夏季時通過地埋管吸收管廊圍巖的冷量，并在綜合管廊內設置能源站，能源站內設置熱泵機組，通過熱泵機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。由于地埋管埋設在管廊混凝土結構中，因此系統運行更穩定可靠，且維修費用低。

圖1 綜合管廊地埋管換熱系統原理圖

2 地埋管換熱器數理模型的建立

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

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構及土壤的換熱是一個復雜的過程，為簡化其傳熱模型，做出以下假設：

（1）地埋管內流體流速恒定，且流體溫度僅沿軸向變化，徑向溫度分布一致；

（2）地埋管、管內流體、管廊內空氣、現澆混凝土結構及土壤的物性參數不隨溫度變化；

（3）忽略地埋管和綜合管廊混凝土結構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，認為土壤的傳熱為純導熱問題。

基于以上假設，取綜合管廊的一個艙室進行研究，管廊位置取地下三米深度，在艙室頂板、側壁及底板的混凝土結構內分別布置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學模型

2.2.1 土壤及混凝土傳熱數學模型

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

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

2.2.2 地埋管內流體傳熱數學模型

將地埋管內流體分成若干個微元體，每個微元體長度為。地埋管內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；為時間，s；p為地埋管橫斷面周長，m；h為流體與管壁的對流換熱系數，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)。

將上述方程等號右側部分視為源項，得到離散方程形式為：

2.2.3 管廊內空氣傳熱數學模型

管廊內空氣傳熱數學模型與地埋管內流體傳熱模型原理一致，區別之處在于管廊內有管線會散熱，因此空氣傳熱模型在地埋管傳熱模型的基礎上增加了內熱源項，離散方程這里不再贅述。

2.3 計算參數

2.3.1 綜合管廊內空氣風速的確定

根據GB 50838—2015《城市綜合管廊工程技術規范》第7.2.2條規定[12]，“綜合管廊的通風量應符合下列規定：一般艙室正常通風次數不小于2次/h，天然氣管道艙正常通風換氣次數不應小于6次/h”，這里選取最低通風次數2次/h。取50m長度的管廊作為研究對象，通過公式（5）計算得到管廊內空氣風速為0.028m/s。

式中，a為管廊內空氣的風，m/s；g為管廊的通風次數，h-1；g為管廊的內體積，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、燃氣等管線，而各種管線在運行時會散發一定熱量，從而升高管廊內的氣溫。在不同類型的艙室內，電力管道及熱力管道的散熱量相對較高，下面對電纜艙及熱力艙的散熱量進行計算。

（1）電纜艙

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

式中，為電纜散熱量，W；為電纜數量；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；

根據上式計算得到電纜艙內管線單位長度的散熱量為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，此處假定熱力艙內有兩根DN800預制聚氨酯保溫熱力管道，布置方式如圖3中左側艙室所示。根據GB 50838—2015《城市綜合管廊工程技術規范》第6.5.3條規定[12]，“管道及附件保溫結構的表面溫度不得超過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程視為縱掠平壁對流換熱，取艙內通風次數為2次/h，即空氣流速為0.028m/s，計算得到單位長度熱力艙內管道的散熱量為11.5W/m。

由上述計算可看出，電纜艙內管線的散熱量遠高于熱力艙的散熱量，因此采用電纜艙的散熱量進行后續的計算。

2.3.3 材料的物性參數

計算中所用到材料的物性參數如表1所示。

表1 材料物性參數

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，即會受到地表太陽輻射等氣候因素的影響，所以在土壤初始溫度設置時需考慮溫度分層現象。本文以寒冷地區西安的夏季工況為例，通過不同深度處土壤的計算公式[15]計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軟件建立地埋管內流體、管廊內空氣與混凝土結構及土壤耦合換熱的二維物理模型，并利用對稱的邊界條件對其進行簡化，計算以有限體積法為基礎，使用軟件Fluent 6.3.26進行。土壤及混凝土傳熱的能量及動量方程均采用二階迎風格式進行離散，采用Standard進行壓力校正，壓力速度耦合采用PISO算法。

圖4 計算流程圖

將地埋管內流體傳熱數學模型、管廊內空氣傳熱數學模型及混凝土和土壤的傳熱數學模型進行耦合計算，具體計算過程如圖4流程圖所示。通過網格無關性驗證和時間步長無關性驗證分別確定網格數量為371134，時間步長為20s。

2.5 模型驗證

圖5 地埋管出口水溫對比

以張國柱在布置有地埋管的寒區隧道中所做巖土熱響應實驗[4]的數據來驗證本研究中數值計算方法的準確性。按照其實驗條件，分別計算地埋管內流體進口水溫為18℃和20℃的工況，得到流體的出口水溫，并將其與實驗中流體的出口水溫進行比較，擬合情況如圖5所示。

從圖5中可看出在不同的進口水溫工況下，隨著運行時間的增加，模擬值與實測值逐漸接近，系統運行18h以后，模擬值與實測值的誤差小于1%，證實了本研究中數值模擬方法的準確性。

而在系統運行初期，地埋管出口水溫的模擬值與實測值誤差較大，造成誤差可能的原因如下：

（1）模擬計算中未考慮隧道內復合式防水板的隔熱效果對地埋管換熱器的限制作用，因此在運行初期模擬計算的地埋管出口水溫比實驗值低；

（2）模擬計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出口溫差比實驗工況要大。

3 地埋管換熱器全年運行特性分析

3.1 計算參數確認

3.1.1 管長和管間距最優值的確認

地埋管布置的疏密程度和地埋管的長度都會直接影響到其換熱能力，一般來說管間距越大，單根地埋管的單位管長換熱量則越大；而隨著管長的增大，地埋管的單位管長換熱量呈現先增大后減小的趨勢。本文將地埋管的管間距和管長進行組合優化，采用管外徑為25mm的PE管，取總長600m的地埋管，即總換熱面積為47m2，選取合適的管間距和管長組合如表3所示，并在相同的工況下進行模擬計算。

表3 地埋管管間距和管長優化組合

（1）地埋管的換熱性能

將各管間距和長度的地埋管組合進行為期15天的模擬計算，得到地埋管的單位管長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，隨著運行時間的增加，在相同的地埋管換熱面積下，隨著管間距的增大，亦即地埋管管長的增加，地埋管的單位管長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，兩個相鄰點之間的地埋管單位管長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的增大對地埋管單位管長換熱量的增強效果是逐漸減弱的。從圖6中可看出，當地埋管間距大于0.75m以后，曲線出現明顯的拐點，地埋管換熱量的增長速率明顯減慢，而且隨著管間距的不斷增大，單位長度管廊內埋設得地埋管根數減少，經濟性變差，因此不能無限增大地埋管的間距。

圖6 地埋管單位管長換熱量隨管間距的變化

（2）管廊內氣溫變化

不同管長和管間距組合下，管廊內空氣的出口溫度如圖7所示。

圖7 空氣出口溫度隨時間的變化

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，管廊內壁溫度升高的就越快，且達到穩定后的溫度越高，因此混凝土結構對管廊內空氣的冷卻效果則較差，從而空氣出口溫度偏高，反之亦然。

綜合以上兩個參數，可見隨著地埋管管間距和管長的增大，地埋管的單位管長換熱量逐漸增大，管廊內空氣的出口溫度逐漸降低，地埋管換熱表面積可以進行組合優化，這里選取管間距為0.75m，管長為67m為最優組合。

3.1.2 運行參數的設置

本章在之前得出的管長和管間距最優值的基礎上，對綜合管廊地埋管換熱器進行全年周期內的模擬計算，探究全年不同運行階段地埋管的換熱性能、圍巖溫度場的變化以及地埋管在混凝土內運行對管廊內氣溫的長期影響。地埋管換熱器采用1:1的啟停比進行全年四個不同運行階段的模擬計算，同時為了更直觀地觀察地埋管的運行對管廊圍巖的溫度場和管廊內空氣溫度所造成的影響，選取對照組——供冷期和采暖期內無地埋管進行換熱的工況進行對比分析。

各參數設置見表4[16,17]，并分別在管廊頂板、側壁和底板外壁中心設置測點，監測全年四個運行階段內不同位置處混凝土的溫度變化情況。

表4 運行參數設置

3.2 供冷期運行特性分析

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行時間的增加逐漸升高，增長趨勢逐漸減緩。同時，隨著運行時間的增加，地埋管的單位管長換熱量逐漸降低但降低的速率逐漸減小，供冷期結束時，地埋管換熱器單位管長換熱量為170W/m。

3.2.2 混凝土的溫度

供冷期內不同位置處混凝土外壁的溫度隨時間的變化曲線如圖9所示。

圖9 管廊外壁溫度隨時間的變化

從圖9可以直觀地看出供冷期內各位置處混凝土的溫度均成升高趨勢，且管廊頂板外壁溫度的升高幅度顯然大于側壁和底板。供冷期結束后，管廊頂板外壁測點溫度為28.63℃，側壁和底板外壁溫度依次為27.04℃和26.20℃，頂板溫度比側壁高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，雖未達到恒溫帶，但是周圍土壤溫度較低，對混凝土的降溫效果較好，因此管廊外壁溫度較低，而管廊側壁的溫度則介于頂板和底板之間。

3.2.3 管廊內的空氣溫度

圖10為供冷期內管廊混凝土結構中有地埋管和無地埋管運行工況下綜合管廊內空氣出口溫度的對比。

圖10 管廊內空氣出口溫度隨時間的變化

從圖10可以看出管廊內空氣的出口溫度是隨運行時間的增加逐漸升高的。這是由于在系統運行之初，混凝土的溫度低于管廊內被管線加熱后的空氣溫度，所以混凝土是為管廊內空氣降溫的。當管廊混凝土結構內有地埋管運行時，混凝土結構被地埋管加熱，其溫度隨著運行時間的增加而逐漸升高，所以混凝土為管廊內空氣降溫的效果逐漸減弱，因此空氣出口溫度逐漸升高。

而當管廊內無地埋管運行時混凝土的溫度相對較低，所以為管廊內空氣降溫的效果相對較好，因此空氣的出口溫度也相對較低，比較如圖10中所示，供冷期運行結束后有地埋管運行時的空氣出口溫度比無地埋管運行時高1.3℃。

3.3 過渡期1—秋季運行特性分析

3.3.1 混凝土溫度變化

秋季恢復期內，三個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行時間的增加逐漸降低。秋季圍巖恢復之初管廊頂板外壁測點溫度為28.6℃，恢復結束后溫度降為18.8℃，降幅為9.8℃，側壁和底板的溫度降幅依次為7.1℃和6.8℃。

圖11 管廊外壁溫度隨時間的變化

從圖11可看出頂板、側壁和底板的溫度變化趨勢是不一致的，頂板的下降速率明顯大于側壁和底板，而初始溫度值又高于頂板和側壁，因此曲線存在交叉。這是由于夏季運行結束時管廊頂板的溫度是最高的，底板的最低，秋季恢復期內，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，且秋季結束后溫度最低。而秋季恢復結束后管廊底板的溫度低于側壁，這是由于底板的位置雖然遠離地表空氣，但是靠近地下常溫帶，常溫帶內土壤的溫度低于供冷期內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，因此管廊側壁的溫度下降的較慢且最終溫度最高。

3.3.2 管廊內空氣溫度變化

秋季恢復階段內，地埋管不運行，圍巖溫度得以恢復，管廊內空氣出口溫度的變化情況如圖12所示。

圖12 空氣出口溫度隨時間的變化

從圖12中可看出，過渡期1—秋季內管廊內空氣的出口溫度隨運行時間的增加逐漸降低。這是由于秋季時管廊內空氣溫度較低，而管廊的混凝土結構經過夏季地埋管的加熱后溫度較高，所以管廊內空氣被混凝土加熱。而隨著圍巖恢復時間的增加，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。

有地埋管運行時，由于夏季地埋管運行時混凝土及圍巖蓄存了一定的熱量，秋季運行時混凝土的溫度高于無地埋管運行時的溫度，混凝土對空氣的加熱作用也就大于無地埋管運行的對照組，因此管廊內空氣的出口溫度較高，秋季恢復結束后有地埋管運行時的空氣出口溫度比無地埋管運行時高0.6℃。

3.4 采暖期運行特性分析

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換熱量隨時間的變化曲線圖。

圖13 地埋管出口水溫和單位管長換熱量隨時間的變化

由圖可見，地埋管換熱器運行過程中，地埋管的出口水溫和單位管長換熱量均隨著運行時間的增加逐漸降低，降低的趨勢隨時間的增加逐漸減緩，運行至冬季結束時，地埋管換熱器單位管長換熱量為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壁和底板，采暖期運行結束時，管廊頂板、側壁和底板外壁測點的溫度分別為8.52℃，10.41℃和10.85℃，頂板溫度比側壁低1.89℃，比底板溫度低2.33℃。這種差距產生的原因與供冷期一致，采暖期內，地表空氣溫度很低，而管廊的混凝土結構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壁和底板。

3.4.3 管廊內空氣溫度變化

圖15 空氣出口溫度隨時間的變化

從圖15中看出，管廊內空氣的出口溫度是隨運行時間的增加逐漸降低的，且溫度低于無地埋管運行時的空氣出口溫度。這是由于采暖期內空氣溫度很低，而混凝土的溫度相對較高，管廊內空氣是被混凝土加熱的。但隨著運行時間的增加，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。

而有地埋管運行時地埋管會釋放冷量使混凝土的溫度低于無地埋管運行時的溫度，所以有地埋管運行時混凝土為管廊內空氣的加熱作用較弱，空氣出口溫度低于無地埋管運行時的空氣出口溫度，采暖期結束時有地埋管運行時管廊內空氣的出口溫度比無地埋管運行時低0.6℃。

3.5 過渡期2—春季運行特性分析

3.5.1 混凝土溫度變化

圖16為過渡期2—春季時不同位置處混凝土外壁測點的溫度變化曲線。

圖16 管廊外壁溫度隨時間的變化

從圖16可以看出，春季恢復結束后，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，而不同位置處外壁溫度升高的速度不同，其中頂板大于側壁大于底板。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，因此在春季時溫度升高地最快，反之，底板則最慢，側壁介于兩者之間。

3.5.2 管廊內空氣溫度變化

圖17 空氣出口溫度隨時間的變化

從圖17中可看出，過渡期2—春季內管廊內空氣的出口溫度隨運行時間的增加逐漸升高。這是由于春季時空氣溫度較高，而管廊的混凝土結構經過冬季地埋管吸收熱量后溫度較低，所以管廊內空氣被混凝土降溫。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。

有地埋管運行時，由于冬季運行時混凝土及圍巖蓄存了地埋管的冷量，春季運行時混凝土的溫度低于無地埋管運行時的溫度，混凝土對空氣的降溫作用也就大于無地埋管運行的對照組，因此管廊內空氣的出口溫度也就相對較低，春季恢復結束后有地埋管運行時管廊內空氣的出口溫度比無地埋管運行時低0.4℃。

4 總結

本文建立了綜合管廊地埋管換熱器的二維非穩態傳熱數理模型，并通過數值模擬計算得出了當前工況下地埋管換熱器的管間距和管長的最優組合，即管間距為0.75m，管長為67m。并采用管間距和管長的最優組合，以寒冷地區的西安為例，對綜合管廊地埋管換熱器進行了全年周期的模擬計算，以地埋管的換熱量，混凝土的溫度以及管廊內空氣的出口溫度這三個參數為指標對地埋管換熱器在不同運行階段的傳熱特性進行了分析，得出結論如下：

（1）供冷期內，地埋管的單位管長換熱量變化范圍為170～210W/m，采暖期地埋管的單位管長換熱量變化范圍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，土壤溫度相對較低，因此夏季時的換熱量比冬季高；

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

（3）在供冷期、過渡期1（秋季）、采暖期和過渡期2（春季）內，管廊內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分別是升高、降低、降低和升高。供冷期和過渡期1（秋季）內有地埋管運行時空氣的出口溫度高于無地埋管運行工況，而采暖期和過渡期2（春季）內地埋管運行時空氣的出口溫度低于無地埋管運行工況。全年不同階段內有地埋管運行時空氣的出口溫度與無地埋管運行時的差值最大為1.3℃，可見地埋管換熱器在管廊混凝土結構內的全年運行對管廊內空氣溫度的影響很小，每個季節系統運行時都不會對管廊內的通風系統造成影響。

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[14] GB 50217—2018,電力工程電纜設計規范[S].北京:中國計劃出版社,2018.

[15] 《地下建筑暖通空調設計手冊》編寫組.地下建筑暖通空調設計手冊[M].北京:中國建筑工業出版社, 1983.

[16] 常青.基于壽命周期分析的土壤耦合熱泵系統區域適宜性評價方法研究[D].南京:南京理工大學,2010.

[17] 石維群.基于地源熱泵系統的運行參數優化設計與分析[D].濟南:山東建筑大學,2012.

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

建筑環境與能源高效利用四川省青年科技創新研究團隊項目（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