土壤分层条件下地埋管地源热泵系统动态运行性能研究Word文档下载推荐.docx
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而采用解析法的传热模型主要有：
Ingersoll模型、Kavanaugh模型、IGSHPA模型、Hart模型、Couvillion模型和V.C.Mei模型。
近年来，由于计算机的快速发展，数值解法得到了广泛使用。
V-C.Mei和Emerso[2]
提出了垂直U型地埋管的二维瞬态热平衡模型，考虑了系统周期性运停及埋管周围土壤冻结对埋管与土壤之间传热的影响。
Cenk,Yavuzturk等人在极坐标系下建立了二维瞬态热平衡模型[3]，将U型埋管的两根圆管分别采用非圆管近似代替对模拟区域进行网格划分。
T-K.Lei在双柱坐标系下建立了单U型地埋管的二维瞬态热平衡传热模型[4]，仅考虑在径向的传热过程，忽略轴向热传导。
近年来一些学者建立了U型地埋管瞬态三维传热模型，直接用有限元法或有限体积法对热量平衡建立节点离散方程进行数值计算。
在国内，刁乃仁[5-7]等人讨论了钻孔内部传热问题，抛弃不符实际的假设，对以往一维、二维模型进行改进，采用准三维模型，在已知传热量、孔壁温度和钻孔内热阻时，可确定埋管进出口温度。
东南大学的施明恒、陈振乾等建立了垂直U型埋管换热器与土壤之间准三维热渗耦合模型，探讨研究了地下水渗流对地埋管换热器与土壤间换热特性的影响[8]。
陈晓春、王蕊等在管群换热模拟法的基础上，提出了新的模拟方法-土壤内热源法，分析了地埋管换热器在长期运行工况下土壤温度场的变化[9]。
张永等分析了不同管井水平间距、系统冬夏季不同的运行天数、热泵系统长期和短期运行、不同埋管类型等不同工况对埋管换热器周围土壤温度场的影响,以提供冬、夏季节的运行时间分配和管井水平间距等方面的基础数据[10]。
华北电力大学的高元建立了地下U型埋管的三维模型，对不同运行工况、埋管管群不同布置形式和不同土壤热物性参数等因素进行研究，提出了优化U型管换热的方法[11]。
从文献调研可知，目前国内外对地源热泵系统的研究中，将建筑负荷、热泵机组和地埋管换热器结合起来进行动态计算和分析的较少，且对于地下土壤部分的模拟研究太过于简化，忽略了地下土壤分层的影响。
本文以哈尔滨某典型建筑为对象，通过编译UDF程序，同时利用ICEMCFD建立高度还原的地下三维管群模型，分析地源热泵系统的全年运行性能。
1系统数理模型模型建立
1.1机组变工况性能模型
由于热泵机组的能效比受冷凝器（蒸发器）进出口水温影响，所以有必要引入机组的动态能效比来进行地下换热器的仿真计算，使得计算结果更加准确。
通过DeST模拟结果分析得出，某哈尔滨典型建筑的最大热负荷为51.4kW，为满足该最大热负荷，本文选择格力的SSD580DWT地源热泵机组，额定制冷量为：
60kW，制冷输入功率：
11.7kW，额定制热量为：
53kW，制热功率为：
15.5kW。
地源热泵机组为常规的水/水热泵机组，在流量不变的条件下，其性能主要受蒸发器和冷凝器侧流体进口温度影响。
计算过程中假定在供暖工况下冷凝器进水温度Tci
为40℃，在供冷工况下蒸发器进水温度Tei
为12℃。
qh=
qhd
·
（a1Tei+b1）
（1）
Ph=Phd·
（c1Tei+d1）
（2）
qc=
qcd
（a2Tci+b2）（3）
Pc=Pcd·
（c2Tci+d2）（4）
式中：
qh为机组制热量（kW）；
qc为机组制冷量（kW）；
qhd为额定制热量（kW）；
qcd为额定制冷量（kW）；
Ph、Pc为耗电量（kW）；
Phd、Pcd为额定耗电量（kW）；
Tei、Tci：
埋管出口温度（℃）。
据能量守恒原理，供冷工况下，热泵机组的埋管入口温度可按下式计算：
Tin,c=Tout,c
+（qc+pc）/（cρSv）（5）
Tin,c、Tout,c
为埋管进出口温度（K）；
c
为流体比热容（kJ/（kg·
K））；
ρ
为流体密度（kg/m3）；
S
为埋管总横截面积（m2）；
v
为管内流速（m/s）。
制热工况下，热泵机组的埋管入口温度可按下式计算：
Tin,h=Tout,h+（qh+ph）/（cρSv）（6）
Tin,h、Tout,h为埋管进出口温度（K）。
1.2管群模型的建立
夏季地埋管循环总流量，可按下式确定：
G1为夏季地埋管系统总流量（m3/h）；
Qg为夏季地埋管换热器总放热量（kW）；
Qc为土壤源热泵机组夏季总制冷量（kW）；
N
为夏季土壤源热泵系统机组总耗功率（kW）；
为循环介质的密度（kg/m3）；
为循环介质的比热容（kJ/（kg·
℃））；
ΔT
为热泵机组冷凝器进出口温差（℃）。
冬季地埋管循环总流量，可按下式确定：
计算可得G1=7.769m3/h，G2=7.825m3/h；
依据经验，地埋管换热系统的总流量一般取G1和G2中的较大者，此处取7.825m3/h。
钻孔数量可由下式确定：
A
=G2/3600v（9）
=（4A）/（πd2i）（10）
为埋管断面面积（m2）；
n
为地埋管换热器钻孔个数（个）；
di为埋管内径（mm）。
计算可得：
n=8.719，取整n=9。
所以建立了3×
3的三维顺排管群模型，采用垂直单U型地下埋管换热器，管群共有9个钻孔，钻孔深度为50m，钻孔外边界间距为4m，钻孔直径为0.3m，埋管换热器采用直径为32mm的PE管，管内介质流速为0.31m/s，埋管两支管管心间距为0.11m。
管群布置示意图如下。
图1管群水平面示意图
图2三维管群模型网格划分图
整个模型计算域为一个16.9m×
16.9m×
50m的长方体，在ICEMCFD中构建了全结构化地下三维管群模型，总网格数约414万，网格划分情况如图2所示。
地下埋管参数和土壤物性见表1。
表1地下埋管参数和土壤物性
2土壤分层条件下地源热泵运行特性
2.1土壤温度场分析
本文选取了几个具有代表性的位置，分别选取深度为8m、20m、40m的土壤水平切面来分析不同深度土壤间的温度场差异。
在每个深度剖面上，选取如下图所示的三个监测点，来分析同一深度下不同位置的温度场差异。
图3监测点位置示意图
如图3所示，点1为#1和#2的中点，点2为#2和#5的中点，点3为#5和#1的中点。
图4不同位置监测点的温度变化
图4给出了40m深度上的三个监测点在第一个运行周期的温度变化情况，当系统开始供冷时，点2温度最先上升且上升幅度最大，点1温度随后上升，点3温度最后上升。
这是因为点2与点1距离热源较近，最先感受到温度变化，点3距离热源较远，温度在土壤中的传递出现了延迟。
图5不同深度中监测点的温度变化
图5给出了第一个运行周期内不同深度点2温度变化曲线，由图可知，40m深度的点2温度最先上升，且最大值最大，在156d达到282.6K；
20m深度的点2温度随后上升，在164d温度最大值为282.4K；
8m深度的点2温度最后上升，在190d为282.3K。
这是因为第三层土壤导热系数最大，热扩散率最大，热量可以很快的从埋管周围传递出去。
所以40m深的点2最先感受到温度变化，且上升幅度最大，其他深度的点2同理。
第一年结束时，8m深点2温度为276.8K，20m深点2温度为276.0K，40m深点2温度为275.6K。
可见，8m深偏离土壤初始温度最小，这主要是因为第一层土壤导热性能最差，热量传到点2难度最大。
而第三层土壤传热性能最好，所以40m深点2受埋管温度影响最明显。
由埋管结构易知，供冷季时管内流体温度随着深度增加而减小，但由于本文土壤导热性能随着深度增加而增大，两个影响因素中，土壤导热性能更加影响温度的传递效果。
图6土壤区域整体温度随时间变化
图6记录了均匀土壤和分层运行两个周期的土壤温度场平均温度变化，容易得到，第一年分层土壤温度最高值达到281.8K，第二年分层土壤温度最高达到280.5K，降低了1.3K；
第一年结束时分层土壤整体温度为277.8K，相比土壤初始温度降低了2.5K，第二年结束时分层土壤整体温度为277.3K，相比土壤初始温度降低了3.0K。
这主要是由于哈尔滨地区冷热负荷不平衡，从土壤中的取热量远大于排热量，导致运行结束时土壤整体温度降低。
可以预见，长时间运行后，土壤温度场将严重失衡，进而导致热泵系统运行性能极差。
第一年结束时，分层土壤平均温度较均匀土壤温度高0.16K，第二年结束时，分层土壤平均温度较均匀土壤温度高0.13K，在供冷季中期和供暖季中期两种模型下的土壤温差最大，第一年供冷季最大温差为0.16K，供暖季最大温差为0.24K。
这主要是因为当负荷较低时，埋管吸收或排出的热量，能在土壤中及时传递，但当负荷较大时，分层土壤中不同层的土壤导热能力不同，导热系数小的层中，热量或冷量在埋管周围集聚，使温度场在轴向分布上产生较大差异。
可以预见，在本文的土壤物性设置前提下，该系统运行若干年后，分层土壤的地下温度场更加适宜土壤源热泵的运行。
2.2机组运行特性分析
图7两个运行周期的进出口温度
图7给出了两个运行周期内地埋管换热器的进出口流体日平均温度变化曲线，可以看出，在供冷阶段，由于负荷不是很连续，导致进出口温度不是很平稳；
在供暖阶段，除了在个别时间出现较大变化，无论是上升阶段还是下降阶段，其整体变化均比较平稳。
此外，第二年的进出口温度相较第一年都出现不同程度的减小，第一年供冷季进口最高温度为292.0K，第二年最高温度为289.8K，降低了2.2K；
第一年供暖季进口最低温度为264.0K，第二年最低温度为263.2K，降低了0.8K。
图8供暖期机组的COP变化曲线
图8给出了分层土壤下第一年供暖期土壤源热泵机组的COP变化曲线，可以看出，当热负荷增大时，机组COP相应减少。
热负荷减小时，机组COP相应增大。
供暖中期热负荷最大，机组COP较低，最小值为2.786，在供暖初期和末期热负荷较小时，机组COP较高，最大值3.834。
这主要是由于供暖初期，土壤温度较高，埋管换热器换热性能好，随着埋管取热的进行，土壤温度下降，埋管周围逐渐出现冷量堆积，温度梯度变大，埋管从土壤中继续取得较大热量的难度变大，埋管的换热性能随之下降。
此外，供暖初期的机组COP大于供暖末期的性能系数，这是因为在供暖末期，虽然室内热负荷较小，但经过一个供暖季之后，土壤的整体温度相较于供暖季初期，还是有所下降，供暖末期的土壤温度低于供暖初期土壤温度。
图9两个供暖期系统的COP变化曲线
图9给出了分层土壤和均匀土壤的供暖期土壤源热泵系统COP变化情况，可以看出，供暖中期，室内负荷需求较大且稳定，埋管周围土壤温度持续降低，导致系统COP在这个时期处于较低水平，分层土壤第一年供暖季系统平均COP为2.75，第二年供暖季系统平均COP为2.68，第二年的供暖季系统COP整体比第一年低，这主要是由于哈尔滨地区冷热负荷不均，系统从土壤中吸取的热量比排入的多，随着运行年限的增长，在供暖季土壤温度持续下降，进而影响埋管换热器换热效果，使系统COP降低。
均匀土壤第一年供暖季系统平均COP为2.75，与分层土壤差异很小，这主要是因为均匀土壤的导热系数是分层土壤的加权平均，并且系统模拟运行年限较短，差异没有在系统平均COP上显现出来。
表2供暖季系统COP最值
2.3补热对土壤热平衡的影响
由上文可知，由于哈尔滨地区冬夏负荷严重不平衡，当系统运行年限增长时，土壤温度场将严重失衡，埋管换热效果会越来越差，系统运行性能降低，为了缓解或解决这种问题的出现，本文在供冷季加入太阳能补热。
为考察在分层土壤模型下，进行太阳能补热后，地下温度场和机组的运行情况，将太阳能蓄热与建筑的冷负荷进行叠加，对分层土壤的补热情况进行了模拟。
图10有无补热土壤区域整体温度对比
从图10得到，第一年供冷季运行结束之后，补热比无补热高出0.7K，第二年供冷季运行结束之后，补热比无补热高出0.9K；
第一年运行结束之后，补热比无补热高出0.28K，第二年运行结束之后，补热比无补热高出0.33K。
可见，由于在夏季加入了太阳能补热，有效减缓了土壤温度下降速度，但由于只在夏季补热，并且选用的太阳能集热板面积偏小，导热补热后对土壤温度场的改善也很有限，土壤温度依然呈逐年降低趋势。
图11有无补热供暖期土壤源热泵机组的COP变化曲线
图11给出了分层土壤在有无补热供暖期土壤源热泵机组的COP变化曲线，分析得到，经过夏季太阳能补热后，土壤源热泵机组的COP得到显著提升，无补热情况供暖季系统平均COP为2.75，补热情况下暖季系统平均COP为2.79。
3结
论
本文建立了考虑室内负荷变化和机组性能变化的地下土壤分层地源热泵三维模型，通过编译程序将地上机组部分和地下埋管换热器耦合，进而实现了地源热泵系统的动态仿真分析。
分析了土壤分层情况下地源热泵的运行状况，得到了以下结论：
（1）第一年运行结束时，分层土壤整体平均温度较均匀土壤温度高0.16K，第二年运行结束时，分层土壤整体平均温度较均匀土壤温度高0.13K；
分层土壤第一年供暖季系统平均COP为2.75，第二年供暖季系统平均COP为2.68。
不同层之间的土壤导热能力不同，对土壤温度场和埋管换热能力都有较大影响。
在地质结构复杂且运行时间较长时，均匀土壤换热模型存在较大误差，应采用分层换热模型，提高模拟精度。
（2）引入太阳能补热，第一年供冷季运行结束之后，补热情况比无补热土壤平均温度高出0.7K，第二年供冷季运行结束之后，补热比无补热高出0.9K。
无补热情况供暖季系统平均COP为2.75，补热情况下暖季系统平均COP为2.79，系统平均COP得到很大的提高。
参考文献
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