·136· 福 建 建 筑 2023 年

量的工程信息资料由施工单位进行传递、归类和整

合。 施工单位可以及时采集信息,并准确地输入到

BIM 模型,各单位亦可同步查看并完善 BIM 中的各

项信息。

(4)优化了 BIM 模型档案的接收与管理工作,解

决了 BIM 模型成果的收管用,提出了新的标准化管理

流程和方法。

参 考 文 献

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(上接第 122 页)

(5)变更管理存在变更处理不及时、变更台账不

规范、变更资料不完整等问题[8]

,图纸的管理缺乏系

统性及完整性,这些问题将会对施工质量和工程安全

造成严重影响。 而应用变更管理,将三维虚拟模型与

二维图纸、文档等资料进行关联,使手机端与平台端

均可以准确的查找所需的内容,实现了变更工作的智

能化、可视化管理。

工程项目,可以通过数字孪生技术搭建数字化三

维建模,复制现实中的实际工程。 施工进度不断更

进,平台中输入数据的更改,会同步影响该数字模型,

以虚实互动的形式协同推进项目进程。 基于数字孪

生技术将建筑群与周围的环境,以数字化的形式输入

至平台,搭建一个拥有生命的三维数字世界。 通过对

该数字世界的更新与创造,推演其最优的建设方式,

保证项目施工的正确性,同时使得基地规划更加

合理。

4 结语

基于数字孪生技术的技术管理系统在建筑领域

的应用,能极大改善由于传统建筑施工引发的问题。

技术管理系统支持 WEB 端和 APP 端,双端操作能更

好地实现闭环控制,增强仪器管理、图纸管理、变更管

理等工作的效率。 同时,其搭建的数字化模型能通过

平行控制技术,以虚实互动的方式,协同推进工程项

目施工的智能化管理,很好地解决了传统建筑施工中

极易出现的返工返修问题,为建筑行业的数字化升级

提供了新思路。

参 考 文 献

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2023 年第 09 期

总第 303 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 09·2023

Vol·303

夏热冬暖地区地铁车站公共区新风系统节能潜力分析

邹 颖

(福建省建筑科学研究院有限责任公司 福建省绿色建筑技术重点实验室 福建福州 350001)

摘 要:为了探究我国夏热冬暖地区地铁车站公共区环控系统的节能潜力,重点关注地铁标准站公共区空调新风系统

的主流设计形式及控制方式。 采用网络法和风量平衡法,计算夏热冬暖地区某地铁标准站,由于活塞风产生的屏蔽门

漏风量和出入口渗入的新风量。 结果表明,地铁车站出入口渗入的新风量,能够满足远期超高峰客流的需求,该车站

不需要在环控系统组合式空调器中另外设置小新风机。 在此基础上,分析可能的验证方法与未来的研究方向。 研究

结果表明,夏热冬暖地区地铁车站公共区空调的新风系统存在节能潜力,对地铁车站低碳节能优化运行工程的应用,

具有指导意义。

关键词: 地铁公共区;新风系统节能;屏蔽门漏风;出入口渗透风

中图分类号:TU83 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)09 - 0137 - 05

Analytical Method of Outdoor Air System and its Energy Saving Potential of Metro

Station Public Area in Hot Summer and Warm Winter Area

ZOU Ying

(Fujian Academy of Building Research,Fujian Key Laboratory of Green Buildings Technology,Fuzhou 350001)

Abstract:In order to explore the energy saving potential of the environmental control system in the public areas of subway stations,we focused on the mainstream design forms and control methods of the air conditioning fresh air system in hot summer and warm winter areas. We

used the network method and the air balanced method to estimate the air leakage from screen doors and entrances of the subway station station in hot summer and warm winter area. The results shows that the volume of outdoor air infiltrating from the entrances of the subway station could satisfy the demand of passengers at the peak time in the long term. It is unnecessary to set the additional small new fans in the

combined air conditioner of the environmental control system. We briefly analyzed the possible verification methods and future research directions. It is proved that the outdoor air system of the public area at the subway station exist the energy saving potential in theory in hot

summer and warm winter areas. The research results have guiding significance for the engineering application of low - carbon and energy -

saving optimization operation of subway stations.

Keywords:The public area of metro station; Energy saving of outdoor air system; Air leakage from the screen door; Infiltration wind of the

matro station entrance and exit

基金项目:厦门市建设科技计划项目《碳达峰背景下城镇建筑减碳措施

研究 》(XJK2022 - 1 - 10)。

作者简介:邹颖(1992. 01 - ),女,工程师。

E-mail:422341081@ qq. com

收稿日期:2023 - 02 - 06

0 引言

我国轨道交通事业规模大、发展快,始终遵循以

人为本、安全可靠、经济舒适的原则迅捷发展。 密布

的轨道交通线网,由巨大的能源消耗支撑。 其中,地

铁环控系统是仅次于地铁牵引系统的第二大耗能系

统,其全年能耗约占地铁系统总用电量的 30% 以

上[1 - 2]

。 以夏热冬暖地区地铁发达城市广州为例,环

控系统的能耗占比甚至高达 50%

[3]

。 地铁车站环控

系统,由公共区大系统和设备管理用房等多个小系统

组成。 占比最大的公共区大系统空调负荷,包含人体

散热、散湿负荷,围护结构散热、散湿负荷,照明负荷,

新风负荷,出入口空气渗透负荷,设备发热负荷等。

其中,新风负荷是车站公共区空调负荷的重要组成部

分,约占总负荷的 15% ~ 40%

[4]

。 因此,准确设计新

风系统,是实现地铁车站公共区空调系统节能运营的

重要措施。

本文从理论角度分析夏热冬暖地区某城市地铁

标准站的新风系统的节能潜力,为满足站内人员热舒

·138· 福 建 建 筑 2023 年

适与空气品质需求、降低环控系统运行能耗提供

参考。

1 地铁公共区环控系统运行现状及研究方向

1. 1 夏热冬暖地区地铁大系统主流设计形式及控制

方式

当前,夏热冬暖地区地铁公共区环控系统主要采

用三风机系统。 如图 1 所示,包括空调柜内的送风

机、回/ 排风机以及小新风机。 大系统正常运行时,通

常采用焓值和温度控制模式:当空调季节室外新风焓

值大于车站回风点焓值时,仅打开小新风机与回排风

机回风风阀,回风与小新风在土建混风室混合,经处

理后送入公共区;当室外新风焓值小于车站回风混合

点焓值,且其温度大于空调送风点温度时,仅打开全

新风阀与回排风机排风风阀,室外新风经空调器处理

后送至公共区,回风经回排风机直接进入排风道;当

室外新风温度小于空调送风点温度时,室外新风不经

冷却处理,利用空调器直接送入车站公共区。

全年送新风的目的,是为了保障地铁公共区的卫

生条件,控制 CO2浓度。 由于空调季节新风焓值高于

站内焓值,在卫生条件允许的情况下,新风比越小,能

耗则越小。 然而进入地铁车站的实际新风量不仅包

含空调系统机械送风,还包含在活塞风和室外自然风

压作用下由出入口、隧道等处进入公共区的部分,往

往大于新风量设计值。

图 1 地铁车站公共区通风空调简化系统图

1. 2 地铁新风系统节能潜力研究现状

现有的许多研究表明,我国地铁车站通常存在新

风供应过量的现象。 华东地区某典型地下车站在小

新风与大新风工况下,机械送风系统的与出入口渗透

新风量之和大于远期客流所需新风量。 由于风量平

衡,即使关闭机械新风系统,出入口渗入新风量,也大

于远期高峰客流的需求量[5]

。 杨乐[6] 通过测试上海

市几座采用屏蔽门系统的典型车站,验证了在通风季

大系统风机只排不送模式下,渗入站内的新风量、环

境温度,仍能满足规范规定的公共区人员的需求[7]

。

陈艳秋[8]

,刘慧[9]等分别测试了南京与广州地铁车站

的空气品质,结果表明,公共区的 CO2体积分数较低,

新风量供给充足,存在一定的新风负荷降低空间。 关

博文等[10]测试了夏热冬冷地区 2 个屏蔽门制式的地

铁车站。 在冬季停机模式下,由地铁隧道周期性的活

塞效应引起的出口渗入新风、二氧化碳浓度、热湿环

境参数均能满足设计高峰客流的需求。 张涛等[11] 分

析了我国地铁车站通风空调系统设计及运行现状,表

明实际运行的地铁车站普遍存在新风量过大的现象,

增加了站内环控系统的能耗。

包括轨道交通行业处于蓬勃发展阶段的福州和

厦门等城市在内,夏热冬暖地区是否也存在新风量供

应过剩的情况,以及不同季节采用何种新风系统设计

和控制方式,能在满足人员站内空气环境的要求下,

欲达到节能目的,还尚待研究。

2 夏热冬暖地区某地铁车站大系统新风系统

节潜力分析

夏热冬暖地区地铁车站多为屏蔽门制式。 对于

该气候区来说,屏蔽门的设置有利于节能[12]

。 因为

站内大系统的负荷不包含相邻隧道保持设定的空气

温湿度所需要的部分,应尽可能避免夏季站内温度较

低的空气损失到隧道当中。 如图 2 所示,由于隧道内

一直处于负压状态,以及列车周期性运动引起的活塞

效应,站台屏蔽门打开时,隧道与车站存在大量的空

气交换[13 - 14]

,造成车站公共区内的周期性波动,室外

的空气通过出入口,被动地与站内进行交换。 从出入

口渗入车站的新风量,能否部分或者完全满足人员需

求,是所要探讨的主要问题。

图 2 地铁车站内外空气交换示意图

当前,由于列车活塞运动引起的屏蔽门漏风量和

出入口渗透风量的测算研究,多是采用实验测量,计

算机模拟[15 - 16]

,和网络法估算等方式[17 - 18]

。 本文以

2023 年 09 期 总第 303 期 邹 颖·夏热冬暖地区地铁车站公共区新风系统节能潜力分析 ·139·

夏热冬暖地区某城市地铁标准站为例,计算屏蔽门漏

风量,再通过风量平衡关系获得出入口新风渗透量估

值,从理论角度,分析理想状态下新风量供应与站内

人员需求量之间的大小关系。

2. 1 某地铁车站大系统设置情况

夏热冬暖地区某地铁车站大系统,采用变风量一

次回风全空气系统。 如图 2 所示,空调设备分别设置

于地铁车站两端环控机房内,各负担半个车站的负

荷。 站厅站台总送风量为 142 515 m

3

/ h,总回风量为

128 263 m

3

/ h,设计新风量为 14 251 m

3

/ h。 大系统气

流组织方式采用上送上回,送风口纵向均匀布置。 本

站的出入口长度均未超过 60 m。

2. 2 某地铁车站屏蔽门漏风量计算

借鉴日本大阪大学 Kazuhiro Fukuyo

[19] 的和清华

大学李俊[20]提出的网络法,计算夏热冬暖地区某地

铁车站的屏蔽门漏风量。 首先进行合理假设:假设不

同出入口之间的气流不存在旁通效应;假设屏蔽门开

启状态下的漏风量不随时间变化;假设只考虑维持站

内 CO2浓度在规范范围内所需的新风量即能满足空

气品质的要求。 设地铁站为一个控制体,该控制体为

与外界存在物质交换的开口系统。 系统中地铁隧道、

活塞风井、屏蔽门、车站出入口为物质进出边界。 由

此,可通过图论相关知识,对复杂系统进行简化,将实

际通风模型转化为由点、线及相关物理参数构成的系

统模型,简化后系统如图 3 所示。

图 3 示例车站通风网络模型

出入口、楼梯、屏蔽门等部件,均可以看成网络支

路内的典型构件。 不妨设屏蔽门及其他边界处气流

方向为一维流动,当空气密度为常数时,管网的总阻

力损失 h 与体积流量 Q 成正比。

h = SQ

2

(1)

式中:S———管路阻抗,反映了管路上沿程阻力及

局部阻力情况,kg / m

7

;Q———管路流量,m

3

/ h。

对于给定的系统管路的阻抗,是一个定值。 该数

值直接反映了管路系统内的沿程阻力及局部阻力,其

中阻抗 S 的计算公式如下式:

S =

λ

l

d

+ ∑ξ ( )ρ

2A

2

(2)

式 中: λ———沿 程 阻 力 系 数, l———管 路 流 量,

d———管径, ξ———局 部 阻 力 系 数, ρ———空 气 密 度,

kg / m

3

(取 1. 2 kg / m

3

), A———面积,m

2

。

由于地铁站内通道等截面积较大,且估算支路阻

力时,相较于模型局部阻力,沿程阻力可以忽略不计。

因此式中,将公式(1) 进一步化简,即得出下列近似

关系。

S =

λ

l

d

+ ∑ξ ( )ρ

2A

2 ≈

∑ξρ

2A

2

(3)

对于化简后公式在给定物况下,阻抗与空气密度

及局部阻力系数成正相关,与截面积成负相关。 地铁

隧道和风井中的部分部件局部阻力系数如表 1 所示。

表 1 基本阻力部件局部阻力系数

部件名称 局部阻力系数(ξ)

弯头 1. 15

门洞 2

出风百叶 3. 5

消音器 3

施工粗糙 5

依据土建情况将模型局部阻力系数[21 - 22]

,简化

为各分支局部阻力构件之和。 站内土建环境局部阻

力系数如表 2 所示。

表 2 站内土建环境局部阻力系数

局部阻力构件个数

弯头 门洞

出风

百叶

消声器

施工

粗糙

局部阻

力系数

截面积

出入口 A 2 1 0 0 0 4. 3 19. 8

出入口 B 2 1 0 0 0 4. 3 20. 5

出入口 C 2 1 0 0 0 4. 3 17. 3

出入口 D 2 1 0 0 0 4. 3 14. 7

站内楼梯 1 0 0 0 0 0 2 15. 78

站内楼梯 2 0 0 0 0 0 2 11. 29

站内楼梯 3 0 0 0 0 0 2 18. 22

站台屏蔽门 0 0 0 0 0 25 82. 8

活塞风井 2 0 1 1 1 13. 8 16. 00

出入口 A 2 1 0 0 0 4. 3 19. 8

·140· 福 建 建 筑 2023 年

根据上文列出局部阻力系数及相关公式,可以求

得各个部分阻抗信息,进而对屏蔽门漏风量进行估算。

对于并联阻抗,存在如下关系式:

1

S0

= ∑

n

i = 1

1

Si

(4)

式中,i 表示并联的各个构件。 地铁各进站口可

看作并联关系,根据阻抗串并联公式有:

1

SCK

=

1

SA

+

1

SB

+

1

SC

+

1

SD

(5)

求得,SCK = 0. 000494 kg / m

7

。

同理,可得站内楼梯之间并联总阻抗为 Sstair =

0. 000585 kg / m

7

。

依据屏蔽门局部阻力及截面积,在指定物况下代入

式(3),可得站台屏蔽门阻抗为 SPDM = 0. 002188 kg / m

7

。

同理,可得活塞风井阻抗 S1 = S2 = 0. 032344 kg / m

7

。

根据阻抗串联公式,屏蔽门所在支路阻抗之和

为:S0 = SCK + Sstair + SPDM 。

代入上述计算数据,得 S0 = 0. 003267 kg / m

7

。 根

据各支路阻抗,有如下计算式:

G0 = G

1 / S0

∑

2

i = 0

1 / Si

(5)

式中:G———列车停站时轨道排热风量, m

3

/ s;

G0———单列车停站时屏蔽门漏风量,m

3

/ s;S0———各

出入口、 站 内 楼 梯 及 屏 蔽 门 阻 抗 总 和, kg / m

7

, S1 、

S2———各出 入 口、 站 内 楼 梯 及 屏 蔽 门 阻 抗 总 和,

kg / m

7

。

通过上述公式可以求得,当轨道热排风量 G =

40 m

3

/ s 时,漏风量 G0 = 24. 46 m

3

/ s。

2. 3 某地铁车站新风量分析

假定空气不可压缩,通风网路理论遵守风量、风

压平衡定律。 根据风量平衡定律有:∑Qi = 0。 式中

Qi 表示流入与流出某节点或回路各分支的风量。 对

于上文中的地铁站模型,根据风量平衡定律有:

Gexit,in - Gexit,out = Gh- Gs + G0 (6)

式中,Gexit,in和 Gexit,out

t 分别为车站出入口的进风

量和出风量,m

3

/ s;G0为通过屏蔽门站台进入隧道的

漏风量,m

3

/ s;Gh和 Gs分别为车站空调系统总送风量

和回风量,m

3

/ s。 由本文 2. 1 节,车站模型中站厅站

台总送风量为 39. 59 m

3

/ h,总回风量为 35. 63 m

3

/ h,

G0 = 24. 46 m

3

/ h,则 Gexit,in - Gexit,out = 20. 50 m

3

/ h。

该地铁车站远期晚高峰客流,为上行上车人数

3174 人/ h、下车 992 人/ h;下行上车客流 1709 人/ h,

下车 2323 人/ h,超高峰系数按 1. 2 计算。 设每个乘客

每小时所需新风量为 12. 6 m

3

/ h,远期高峰人流量每小

时同时在站人数(站厅 + 站台)为 590 人,则每秒钟所

需要的新风量为:QXF = 2. 065 m

3

/ s,小于 20. 50 m

3

/ h,

此时进入站台的新风量,足以满足人员所需的新风

量。 小新风机的作用,是维持站内的新风量稳定。 从

计算结果可以看出,由于屏蔽门漏风引起的出入口渗

入的新风量,足以满足远期超高峰客流下的人员需

求,该车站不需要另外设置小新风机。

3 结论

结合我国夏热冬暖地区地铁车站公共区土建构

造与大系统空调的主流设计形式,采用网络法和风

量平衡法,计算夏热冬暖地区某地铁标准站。 由于

活塞风产生的屏蔽门漏风量和出入口渗入的新风

量,可以从理论上证明,出入口渗入新风量,远大于

远期超高峰客流的人员需求。 说明该地铁车站新风

系统存在一定的节能潜力,可以将取消小新风机,作

为未来夏热冬暖地区地铁环控系统实现节能降耗的

思路之一。

在估算地铁标准站出入口理想状态下的新风渗

透量时,需要建立合理假设,认为屏蔽门漏风与出入

口渗透新风是稳定的单向流动。 事实上,由于活塞风

产生的屏蔽门热质交换过程非常复杂,且出入口处的

空气状态与无组织气流的周期性运动相似,难以通过

理论公式,准确计算出入口热压通风的实时风量。 在

风量平衡计算中,将设计值作为送入站内的机械风

量,与实际值不可避免存在一定误差。 若要获得非常

可靠的夏热冬暖地区地铁车站环空系统的出入口新

风渗透量,还应当借助计算流体力学方法仿真模拟车

站内外空气流动,以及通过实验测量站内出入口新风

在一个完整周期内的渗透量,以及空气品质是否能达

到卫生标准。

通过网络法估算出来的出入口新风渗透量结果,

也暴露出当前夏热冬暖地区环控大系统主流设计方

式存在的问题:地铁屏蔽门的漏风量与出入口的新风

渗透量之大,当前的设计冷负荷能否确切满足远期超

高峰的客流需求。 此外,夏热冬暖地区地铁车站公共

2023 年 09 期 总第 303 期 邹 颖·夏热冬暖地区地铁车站公共区新风系统节能潜力分析 ·141·

区新风系统的潜力,还应当结合全年逐时冷负荷,在

空调季、过渡季、通风季三种全新运行模式下进行经

济性与节能性评估。

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[22] 李亮. 关于列车停站时段站台屏闭门渗透风量的数值模

拟研究[D]. 北京:清华大学,2006.

2023 年第 09 期

总第 303 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 09·2023

Vol·303

带有钢支撑环的不锈钢内衬屈曲稳定性理论计算

卢纯青

(福建省煤田地质勘查院 福建东辰综合勘察院有限公司 福建福州 350005)

摘 要:薄壁不锈钢内衬修复技术,是新兴的给水管道非开挖修复方法,广泛运用于给水管道修复。 不锈钢内衬壁厚较

薄,容易在外压或内部负压下屈曲破坏,因此,设计内置钢支撑环以增强屈曲稳定性。 但是,对于带钢支撑环的不锈钢屈

曲稳定性分析,仍然处于空白。 考虑到支撑环的加劲作用,选取 Mises 公式、赖 - 范法两种较常见的加劲环钢管外压屈曲

公式,推算出各自的理论值,通过对试验结果的比对,讨论这两种方法适用性。 初步认为,Mises 法计算结果小于试验值,

没有考虑外部钢管对不锈钢内衬屈曲稳定性的增强作用;赖 - 范法计算结果大于试验值,因为其边界条件更为严格。

关键词: 支撑环;不锈钢内衬;加劲环压力管道;屈曲稳定性;屈曲试验

中图分类号:TU991. 36 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)09 - 0142 - 04

Theoretical calculation of buckling stability of stainless steel lining with steel bracing rings

LU Chunqing

(Fujian Coal Geological Exploration Institute Fujian Dongchen General Investigation Institute Co. ,Ltd. ,Fuzhou 350005)

Abstract:Thin - walled stainless steel lining repair technology is an emerging trenchless repair method for water supply pipelines,which is

widely used in water supply pipeline repair. The stainless steel lining has a thin wall thickness and is easy to buckle and fail under external

pressure or internal negative pressure,so a built - in steel support ring is designed to enhance buckling stability. However,the buckling stability analysis of stainless steel with steel support rings is still blank. Considering the stiffening effect of the support ring,the theoretical values of the external pressure buckling formulas of the two more common stiffener ring steel pipes are mainly selected from the Mises formula

and the Lai - Van method,and the applicability of these two methods is discussed by comparing the test results. It is preliminarily believed

that the calculation result of the Mises method is less than the experimental value,and the enhancement effect of the external steel pipe on

the buckling stability of the stainless steel lining is not considered. The Lai - paradigm method is calculated more than the experimental value because its boundary conditions are more stringent.

Keywords:Support rings; Stainless steel lining; Stiffener ring pressure piping; Buckling stability; Buckling test

作者简介:卢纯青(1979. 8 - ),男,高级工程师。

E-mail:2221818937@ qq. com

收稿日期:2023 - 02 - 13

0 引言

2003 年,侯贤忠专家在河北保定金迪双维公司

发明了一种局部开挖的旧管道修复方法,即供水管道

不锈钢内衬修复技术,并取得了发明专利“不锈钢衬

里管修复方法和修复管道结构”

[1]

。 通常使用的不锈

钢,内衬为 304 牌号等奥氏体不锈钢,具有极高的抗

拉强度,因此能抵抗极高的内压,非常适合于供水管

道修复。一些工程经验表明,薄壁不锈钢内衬修复技

术能有效弥补旧管道腐蚀、破裂等缺陷带来的危

害[2 - 4]

。 但由于不锈钢内衬的成本较高,通常选取的

不锈钢内衬壁厚较小,仅能抵抗较小的外部压力。 根

据薄壁圆环屈曲理论,尺寸比较小的圆柱壳体会,在

较小的外部压力或者内部真空作用下发生失稳破

坏[5]

。 因此,设计不锈钢内衬,主要考虑其在外部荷

载作用下的屈曲稳定性。 为了在不增加壁厚的条件

下,增大不锈钢内衬的稳定性,尝试采用内置支撑钢

环的方法,增强不锈钢内衬的整体屈曲强度。 但是,

对于带钢支撑环的不锈钢内衬屈曲稳定性,仍然缺乏

相应理论依据。 考虑到带钢支撑环的不锈钢内衬与

加劲环压力管道的相似性,都是曲梁加柱壳的组合结

构,尝试引入加劲环钢管外压屈曲理论分析其外压稳

定性。 加劲环压力管道外压稳定临界压力公式,最早

由 Mises 在 1914 年提出,其考虑主要依据是加劲环与

管道同时发生失稳破坏,适用于带加劲环的露天管道

外压屈曲。 我国水电站压力钢管设计规范( SL281 -

2003),也是按照该方法,计算加劲压力钢管外压稳定

性[6]

。 我国学者赖华金、范崇仁在 20 世纪 90 年代,

也对埋藏式的压力管道外压屈曲也做了深入研究。

假定加劲环具有很高的刚度,在外压作用下,不会同

时与管道发生失稳破坏,提出了适合于埋藏式压力管

道的外压稳定性计算公式,其推导公式与试验结论相

符,较为可靠[7]

。 近年来,随着国内工程应用不断增

加,马保松、闫雪峰、何春良、郑小明等一些学者开始

着重关注内衬屈曲失稳的防控机理,并展开相关技术

的攻关[8 - 11]

。 为了验证各种方法对带钢支撑环的不

锈钢内衬外压稳定性的适用性,进行带钢环的不锈钢

内衬屈曲失稳试验,对比计算方法和试验结果,分析

各方法的可行性与不足。

2023 年 09 期 总第 303 期 卢纯青·带有钢支撑环的不锈钢内衬屈曲稳定性理论计算 ·143·

1 带钢支撑环的不锈钢内衬

不锈钢内衬法,是以不锈钢材料作为内衬层,进行

管道修复的方法,是一种新兴的用于给水管道的非开挖

修复技术。 最常用的内衬不锈钢材,牌号为 06Cr19Ni10

(304 型),其材料强度满足表 1 要求。 针对小口径

(DN600 以下)给水管道,采用“缩径→涨径”工艺进行修

复;对于大口径(DN800 以上)给水管道,通过组对焊接

成整体内衬层进行修复。 为控制成本,通常使用壁厚

0. 6 mm ~2. 0 mm 的不锈钢内衬。 但是,对于大口径的

给水管道,通过增加不锈钢内衬壁厚来提高外压稳定

性,这样必然会使工程造价过高,导致业主无法承担,

需要找到合适的方法,在不增加不锈钢内衬壁厚的前

提下,提高内衬的外压稳定性。 为此,在不锈钢内衬

中置入钢支撑环(图 1),可以增强结构的整体刚度,

提高外压稳定性[12]

。 钢支撑环采用人工焊接的方

式,与内衬连成整体,共同抵抗外部压力。

表 1 304 型不锈钢材料的力学性能

力学性能 测量依据

抗拉强度 ≥520 MPa

延伸率 ≥35%

屈服强度 ≥310 MPa

面积缩减 ≥30%

GB/ T 228. 1

图 1 加支撑环(内部白色圆形)不锈钢内衬实物图

2 加劲环压力管道稳定性计算方法

2. 1 Mises 公式

在计算带加劲环的压力钢管的外压稳定性时,

Mises 公式适用于露天加劲条件下的计算[13]

。

Pcr =

Et

(n

2

- 1)(1 + n

2

l

2

/ π

2

r

2

)

2

r

+

E

12(1 - μ

2

)

n

2

- 1 +

2n

2

- 1 - μ

(1 + n

2

l

2

/ π

2

r

2

)

( )

t

3

r

3

(1)

n = 2. 74

r

l

( )

0. 5

r

t

( )

0. 25

(2)

式中,n 为内衬屈曲波数;r 为钢管内衬半径;t 为

钢管公称壁厚;l 为两加劲环之间的距离;E 为不锈钢

材料的弹性模量;μ 为不锈钢材料的泊松比。 使用

Mises 公式计算带加劲环的压力钢管的外压稳定性

时,先试算得到屈曲波数 n,再代入式(1)求 Pcr,取最

小值时的 n 值,即为所求的临界荷载。

2. 2 赖 - 范法

赖 - 范法是基于阿姆斯图兹主要假定推导的计

算方法,假定条件包括:管壁局部凹陷形成 3 个半波、

刚性环在管轴向不允许转动、沿纵向的位移为零、刚

性环为绝对刚性。 其计算公式如式(3):

P = E′

t

r

1 - μ

2

2

λ

2

(η

2

- 1)

1 - μ

2

2

λ

2

+ η

2

( )

+

E′

12

t

r

( )

3

η

2

- 1 +

t

3

λ

2

+

16

3

λ

4

+

2

3

λ

2

η

2

- 1

( ) (3)

式中,E′ = E / (1 - ν

2

),λ = πr/ l,η = nπ/ 2α,n 为

不锈钢屈曲半波数,α 为压曲波形所对应的半角,其

余符号同前。 由式(3)可以看出,P 随 η 变化而变化,

通过求解公式中的 η( dP / dη = 0) 值,再代入公式求

解 Pcr。 其中,η 与不锈钢屈曲半波数 n 和压曲波形半

角 α 有关。

3 带支撑环不锈钢内衬屈曲试验

3. 1 试验设计

将薄壁不锈钢内衬层衬装在钢管内壁,然后在不锈

钢内衬内部焊接钢支撑环,增强内衬的整体稳定性。 之

后,利用真空泵抽吸空气降低不锈钢内衬管内部压力,通

过制造内部负压的方式,对不锈钢内衬施加外部压力。

利用红外摄像头及负压连续记录仪,观测薄壁不锈钢内

衬在外部压力作用下发生稳定性破坏,并得到发生破坏

的临界外部压力。 试验所用材料尺寸如表2 所示。

表 2 试验材料尺寸 mm

长度 内径 厚度

外部钢管 5200 800 12

不锈钢内衬 4500 796. 42 1. 79

钢支撑环 50 786. 42 5. 0

在压力钢管内部,采用贴补法焊接不锈钢内衬,

并在内衬管内对称位置固定两个加厚不锈钢支撑环,

间距为 1 m。 4 个方向均装有 DN50 进气球阀。 在试

验过程中,采用真空泵缓慢连续抽气,并通过红外摄

像头和负压记录仪,观察不锈钢内衬层及加厚不锈钢

支撑环的变形情况和压力情况,试验布置图如图 2

所示。

·144· 福 建 建 筑 2023 年

图 2 带支撑环的不锈钢内衬外压屈曲试验原理图

3. 2 试验过程以及结果

通过使用 CCD 高速相机拍摄试验过程,可以直

观观察到 2 组不锈钢内衬的屈曲失效。 在屈曲失效

前后瞬间,相机视野内会出现一团“白雾”。 在 T1 组

试验中,共发生了 4 次屈曲失效,如图 3 所示。 第一

次屈曲失效在 1:00 方向发生,随着内外压力差的增

大,1 个波瓣出现,并逐渐变形内凹直至第 2 个波瓣

出现。 每次屈曲失效之间都有一定时间间隔,不是同

时发生。 第二次屈曲失效在 5:00 方向发生,第三次

在 9:00 方向发生,第四次在 7:00 方向发生。

图 3 T1 组试验结果

T2 组试验中的不锈钢内衬发生了 3 次屈曲失

效,这些失效之间存在明显的时间顺序。 第一次失效

出现在 10:00 方向,即在钢管的一个侧面靠近进气阀

门的位置。 第二次失效出现在 2:00 方向,第三次失

效出现在 6:00 方向,如图 4 所示。

图 4 T2 组试验结果

4 带支撑环不锈钢内衬稳定性分析

通过对比 T1 和 T2 两组试验结果,可以探究薄壁

不锈钢内衬屈曲变形规律,并为解决其在抵抗内部负

压屈曲变形问题提供参考。 图 5 展示了第一个屈曲

瓣所产生位置的位移,与内衬所承受均布压力的关系

曲线。 从曲线可以得知,内衬的屈曲可分为四个阶

段。 在第一阶段,位移未随着系统压力的增加而变

化;某一临界值被定义为波瓣生成点,此时,随着系统

压力的增加,屈曲点的位移开始增加;系统压力达到

临界失稳压力后,系统压力趋于稳定,而屈曲点位移

仍在增大;在最后一个阶段,位移仍在增加,但系统压

力开始下降。

(a)两组试验压力 - 位移曲线

(b)后继屈曲压力曲线

图 5 试验压力曲线

实验结果显示,在增加支撑环的两侧断面后,内

衬的成瓣压力减少,对应的临界屈曲压力位移值增

加。 因为支撑环的局部约束作用,导致内衬的等效长

度缩短。 在 T2 组实验中,内衬和支撑环没有焊接成

整体,抽气过程中发生了局部叠合组合变形。 因此,

支撑环没有起到增加临界屈曲压力的作用。 两组实

验的临界屈曲压力比较接近,分别为 53. 77 kPa 和

53. 19 kPa。 但是,从后继屈曲规律来看,T1 组中存在

2 个屈曲平台,前 3 个波瓣的屈曲压力基本相同,第

2023 年 09 期 总第 303 期 卢纯青·带有钢支撑环的不锈钢内衬屈曲稳定性理论计算 ·145·

四个波瓣的屈曲压力增加了 27. 3% 。 同时,内衬加筋

后,最后一个波瓣的产生,都是以形成较高的压差为

前提。

对试验中带钢支撑环的不锈钢内衬稳定性进行

计算,其弹性模量 E = 195 GPa,泊松比 ν = 0. 247;不

锈钢内衬管半径 r = 398. 21 mm;壁厚 t = 1. 79 mm;支

撑环间距 l = 1000 mm;分别采用 Mises 法和赖 - 范法

对整体稳定性计算,计算结果如表 3 所示。

表 3 公式计算结果与试验结果对比

Mises 法 赖 - 范法 试验结果

失稳临界压力 Pcr

/ MPa 失稳波数 n 失稳临界压力 Pcr

/ MPa 失稳角度 α/ ° 失稳临界压力 Pcr

/ MPa

0. 098 7 0. 23 64. 36 0. 053

从表 2 可以看出,使用 Mise 法计算的外压失稳

临界值,大于试验结果。 主要是因为加筋试验中加筋

环未完全焊接至既有不锈钢内衬上,未形成完整的联

合承载结构。 Mises 方法推导适用于露天加劲压力管

道,但是试验不锈钢内衬是置于钢管内部,内衬的边

界受到外部管道的刚性约束。 根据 Aggarwal 和 Cooper 等人的研究表明:外部管道,对于内衬的外压稳定

性具有增强作用[13 - 14]

。 使用赖 - 范法得到的外部失

稳临界压力,大于试验结果,因为赖 - 范法适合于埋

藏式的加劲压力管道。 该公式推导过程中,假定管道

完全嵌固在外部混凝土中,但是不锈钢内衬并不是嵌

固在外部管道上,其只受到外部管道的径向约束。 为

了固定不锈钢内衬,通常只是将内衬两端固定焊接在

外部管道上。 因此可以看出,赖 - 范法的边界条件更

为严格,计算结果最大。

5 结论

带支撑环的不锈钢内衬是一种新型的管道修复

方法,能有效提高不锈钢内衬的整体稳定性,减小不

锈钢内衬的壁厚。 由于目前缺乏对于这种曲梁加圆

柱薄壳复合结构的外压稳定性计算方法,因此,按照

类似的加劲环压力管道外压稳定性理论,通过不锈钢

内衬屈曲试验,对带支撑环的不锈钢内衬稳定性进行

分析。 可以看到,采用 Mises 公式推算出的理论值与

试验结果较为接近,但是需要考虑外部管道的增强作

用。 而采用赖 - 范法推算,由于其边界条件更为复

杂,不适用于带支撑环的不锈钢内衬外压稳定性

计算。

参 考 文 献

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2023 年第 09 期

总第 303 期

福 建 建 筑

Fujian Architecture & Construction

No 09·2023

Vol·303

空气源热泵热水系统的应用分析

江贤来

(福建省新广厦工程设计研究院有限公司 福建福州 350001)

摘 要:介绍了空气源热泵的原理及性能特点,并结合具体工程案例,分析了太阳能热水系统、空气源热水系统的适用

环境及优缺点,阐明了在日照不均匀的夏热冬暖地区更适合采用空气源热水机组的结论。 同时总结实际工程应用方

面的经验,强调了设计过程中在冷热水同源、设计参数选择、辅助热源设置情况及室外机组布置等方面需要注意的设

计要点。

关键词: 空气源热泵热水机组;制热能效比(COP);辅助热源

中图分类号:TU83 文献标识码:A 文章编号:1004 - 6135(2023)09 - 0146 - 05

Application of the Air - source Heat Pump Hot Water System and Analysis on Key Points of its Design

JIANG Xianlai

(Fujian Xinguangxia Engineering Design and Research Institute Co. ,Ltd. ,Fuzhou 350001)

Abstract:This paper introduces the principles and performance characteristics of air source heat pumps. Combined with specific project cases,the suitable environment and advantages and disadvantages of the solar water heating system and air - energy water heating system were

analyzed. It was concluded that the air - source water heating unit was more suitable in areas with uneven sunlight where it was hot in summer and warm in winter. At the same time,the practical engineering application experience was summarized. The key points of design to be

paid attention to in the process of design in terms of the same source of cold and hot water,the selection of design parameters,the setting of

auxiliary heat sources,and the arrangement of outdoor units were emphasized.

Keywords:Air - source heat pump hot water unit; Coefficient of performance (COP); Auxiliary heat source

作者简介:江贤来(1974 - ),男,高级工程师。

E-mail:228825338@ qq. com

收稿日期:2023 - 07 - 12

0 引言

随着社会经济的发展,能源供应日趋紧张,各种可

再生清洁能源的利用越来越受到关注。 空气源作为一

种以空气作为热源,利用空气中的热能进行能量转换

的技术,具有可再生、环保等特点,对节能减排有重要

意义。 而空气源热泵由于节能、环保且使用安全等特

点,得到越来越广泛的应用,尤其适用于日照不均匀的

夏热冬暖地区。 但在实际使用过程中,目前尚有不少

项目在空气源选择、系统设置及设计参数选择等方面

配置不存在合理的情况。 本文以空气源热泵热水机组

在某实际工程中的应用为例,通过对空气源热泵运行

原理及性能特点介绍,比较空气源与太阳能不同热源

选择方案,以及不同气象条件下的空气源热泵制热的

效果分析,提出相关设计要点,供同行参考。

1 运行原理及性能特点

图 1 空气源热泵热水机组结构与工作原理图

1. 1 运行原理

空气源热泵热水机组主要由蒸发器、压缩机、冷

凝器、节流装置组成,如图 1 所示。 根据逆卡诺循环

原理,制冷剂通过蒸发器时吸收空气中的热量,经压

缩机后形成高温高压介质,进入冷凝器进行放热,将

2023 年 09 期 总第 303 期 江贤来·空气源热泵热水系统的应用分析 ·147·

热量传给冷水,再经节流装置变成低温低压的介质进

行下一次循环。 冷水与经过冷凝器与高温高压的介

质交换后变成热水贮存在热水罐或热水箱中,通过热

水管道送至用水点。

1. 2 性能特点

空气源热泵技术是将空气中低品位热能通过制冷

剂介质转换为可利用的热能,在一定空气温度的工况下

即可源源不断的从空气中获取热量,制热能效比(COP)

可达3. 5 以上,有效的提升了可再生能源的利用率。

空气源热水机组的制热能效比(COP)又称制热

性能系数,表示机组单位功率下的制热量。 COP 值越

高,说明其制热效率越高,产能越大。 COP 可用式

(1)表示:

COP =

Q1

Q2

(1)

Q1———热水机组单位时间内的制热量,单位 kW

Q2———热水机组单位时间内所消耗的功率,单

位 kW。

同时 COP 尚受机组整体性能、气象条件、冷水的

初始温度、热水温度以及保温措施等因素的影响。

机组整体性能包含压缩机的效率、蒸发器吸热能

力、冷凝器散热能力以及热量损失等因素。 对于一台

成品机组,其性能在出产时就已确定。 故在实际运行

中 COP 主要受气象条件、冷水的初始水温度和热水

的终止水温度等因素影响:环境温度越高,COP 值越

高;初始(进水) 水温度越低,COP 值越高;热水温度

越低,COP 值越高。 如某厂家提供一款空气源热水机

组的 COP 变化曲线图,如图 2 所示。

图 2 COP 变化曲线图

需要注意的是,COP 是机组在名义工况[1]下的性

能,并不是实际运行时的 COP,不能体现机组运行时

的实际能耗情况。 当初始水温度、热水温度及环境温

度变化,COP 值会发生相应的变化时,能耗情况也会

发生相应变化。 在夏热冬冷地区机组运行能耗就明

显高于夏热冬暖地区,而在寒冷地区采用空气源热水

机组是否经济并满足使用要求,应通过地域条件综合

分析比较判定。

2 工程案例

2. 1 工程概况

福州某酒店,地下一层为车库及配套用房,地上

共 10 层,1 ~ 3 层为大堂、商业及服务用房等,4 ~ 10

层为客房,共 216 间客房,建筑高度为 36 m,总建筑面

积约 2. 5 万 m

2

。 经计算,该项目 60℃ 的热水用水量

最高日为 57. 9 m

3

,平均日热水用水量为 45. 4 m

3

。

2. 2 热源选择

项目地点位于福州郊区,可供选择的热源有空气

源、太阳能、燃气及电加热等。 根据文献[2] 及相关资

料,采用燃气或电加热制备热火的能耗明显高于空气

源及太阳能,且不具备可再生能源的特点,故不考虑

将其作为直接供热的热源,而采用空气源或太阳热作

为热源。 作为可再生的清洁能源,空气源与太阳能二

者受地域气候条件影响,具体选择哪种热源应根据当

地的气候资源条件、用水需求及项目具体情况,通过

综合评判后确定。

2. 2. 1 气候条件

福建省属亚热带海洋性季风气候,暖热湿润,最

热月平均气温一般高于 22℃ ,最冷月气温在 0 ~ 15℃

之间,光照充足。 据有关资料[3]

,福建全省太阳能年

总辐射量在(4200 ~ 5400)MJ/ m

2之间,其中福州市全

年的太阳总辐照量为4436. 527 MJ/ m

2

,年太阳能保证

率为 40% ~ 50% 。 根据《全国民用建筑工程设计技

术措施—(2009)》

[4] 划分,属于太阳能资源一般区,

如表 1 所示。

表 1 不同太阳能资源区太阳能保证率

太阳能资源

区划分编号

太阳能资

源条件

太阳能年辐射量

[MJ/ (m2·a)]

太阳能保证率

(% )

Ⅰ 资源丰富区 ≥6700 ≥90

Ⅱ 资源较丰富区 5400 ~ 6700 50 ~ 60

Ⅲ 资源一般区 4200 ~ 5400 40 ~ 50

Ⅳ 资源贫乏区 < 4200 ≤40

根据某天气网站 2011 年 1 月 1 号 ~ 2023 年 6 月

30 日之间的统计数据(表 2)。 表中的统计表明:平均

每年福州的多云和晴天为 174. 2 d,占比 47. 91% ;雨

天和阴天,共 190. 6 d,占比 52. 22% 。 可见福州的太

阳能资源在全年范围内的分布并不均匀,并非十分理

想的热源。

·148· 福 建 建 筑 2023 年

表 2 福州 2011 年 1 月 1 号 ~ 2023 年 6 月 30 日

各种天气占比

天气

统计总天数

(d)

各种天气占比

(% )

平均每年天数

(d)

多云 1858 41. 79 152. 5

雨 1514 34. 05 124. 3

阴 808 18. 17 66. 3

晴 264 5. 94 21. 7

雪 2 0. 04 0. 2

总计 4446 100. 00 365

2. 2. 2 空气源热水机组年平均 COP

空气源热水机组 COP 值是机组在名义工况下运

行时的效能,而热水机组是全年都在运行,符合名义

工况的气温条件很少。 同一区域不同季节,由于气候

环境变化,机组运行的工况差别也很大,需要以机组

全年运行的能耗情况作为评判标准,才能更全面地反

映机组在一年内的综合能效情况。 因此必需计算出

全年的平均 COP,才能相对真实地反映出机组的制热

效能。

由于 COP 受冷水温度、环境温度等因素影响,因

此需要确定水箱的冷水补水温度与环境温度。 根据

国家标准《 建筑给水排水设计标准》 ( GB 50015 -

2019)

[5]的规定,福建北部冷水计算温度为 5℃ ,南部

冷水计算温度为 10℃ ~ 15℃ ,福州位于福建东部沿海

地区,补水温度冬天通常采用 10℃ ,夏天通常采用

15℃ 。 再根据各个月份的平均气温,查空气源热泵所

对应的 COP 性能曲线,可得出各个月份的 COP 值及

年平均 COP,如表 3 所示。

表 3 福州地区各月份水箱补水温度及

某款空气源热水机组 COP 值

月份

室外平均

气温℃

水箱补水

温度℃

COP

(W/ W)

年平均 COP

(W/ W)

1 月 10. 9 10 3. 49

2 月 11 10 3. 50

3 月 13. 5 10 3. 76

4 月 18. 2 15 4. 25

5 月 22. 2 15 4. 49

6 月 26 15 4. 81

7 月 28. 9 15 5. 07

8 月 28. 4 15 5. 02

9 月 25. 9 15 4. 80

10 月 22. 1 15 4. 48

11 月 17. 7 15 4. 20

12 月 13. 2 10 3. 73

4. 30

由于月平均温度是将一月中所有日气温进行加

权混合后算出的平均温度,但机组每天的运行时间为

8h ~ 16h,运行时段基本在白天高温时段运行,因此实

际运行的 COP 值应高于根据平均温度计算出来的

COP 值。 由于不同厂家、不同型号的机组在制热性能

上或多或少都存在差别,导致 COP 值会有高有低,应

根据每台机组 COP 曲线进行复核。 笔者对比几款不

同厂家 COP 曲线(名义工况下的制热性能系数≥

4. 3),年平均 COP 值均在 4. 2 ~ 4. 3。

2. 2. 3 系统对比

采用太阳能的热水系统时,在使用过程中受阴雨

天气,用水时段与太阳日照时段的差异以及水箱容积

及保温性能等各方面因素影响,需要采用辅助加热方

式。 根据表2,福州按雨天为124. 3 d 需要采用电加热。

采用空气源热泵系统时,由于福州市最冷用平均

气温为 10. 9℃ ,大于 10℃ ,根据国家标准《建筑给水

排水设计标准》(GB 50015 - 2019)

[5] 规定,可不设辅

助加热。 根据表 3,空气源热泵的年平均 COP 为 4. 3。

现拟对两个系统一年运行的费用作分析比较。

该项目平均日热水用水量为 45. 4 m

3

,冷水温度

取平均水温为 13℃ ,热水温度为 60℃ ,电热转换为热

能的效率为 70% ,水的比热为 4. 187kJ/ (kg·℃ ) ,福

州地区商业用电在平时段的价格约为 0. 65 元/ 度。

在不考虑热损失及其他因素影响的情况下,根据

太阳能电辅助加热天数、空气源热泵的 COP 值分别

计算结果如下:采用“太阳能加电辅助加热”一年所

需要的电费约 27. 2 万元;采用“空气源热泵”一年所

需要的电费约 14. 1 万元。

由上分析可见太阳能加电辅助加热系统的能耗

明显高于空气源热水系统。

为了降低电辅助加热的能耗,不少项目采用太阳

能加空气源辅助加热模式,但该系统也会产生其他一

些相应的问题,如:

(1)由于采用空气源辅助加热会增加设备、管网

及控制系统的造价,延长投资回收期。 参考文献[6]

中,莆田市某项目的太阳能加空气源辅助热水系统投

资回收期为 10. 5 年,超出《全国民用建筑设计技术措

施节能专篇—给水排水》中“太阳能资源一般区增投

资回收年限宜在 10 年内”的要求,福州地区气候与莆

田市相近,可参考该结论。

(2)管网系统及控制系统变复杂,系统出现故障

的概率相应增加,后期维护管理的成本增加。

2023 年 09 期 总第 303 期 江贤来·空气源热泵热水系统的应用分析 ·149·

由于太阳能热水系统的集热板占地面积较大,更

适用多层建筑等容积率较低且有条件设置的项目,而

于高层建筑的屋面面积较小,设置集热板的区域

有限。

根据上述的比较分析,出于项目的条件限制,投

资等方面的因素,项目拟采用空气源热水器作为热水

系统的热源。

2. 3 空气源热泵热水系统设计要点

空气源热泵热水机组类型根据加热形式分为直

热循环式、循环加热式;根据供水方式可分为承压式

热泵热水系统、敞开式热泵热水系统等。 本工程拟采

用循环加热式承压热泵热水系统。 由于系统的特点,

在实际工程中应用中关注如下的设计要点:

(1)当采用承压式热泵热水系统,应保证冷热水

同水源。 若冷热水采用不同水源将导致用水点的冷

热水压力不均衡现象,影响使用,甚至造成烫伤事故。

该项目冷水给水系统采用“市政水源→生活水池→变

频供水设备→用水点”的系统方式。 为避免冷热水压

力不均衡,热水系统的贮水箱采用承压水箱,水源由

变频供水设备统一供给,以保证冷热水同水源。 热水

系统原理图如图 3 所示。

图 3 空气源热泵承压热水系统原理图

承压热水箱与传统的开式热水箱相比,具有供水

压力相对稳定、节约能源、安装方便、系统简单等特

点,适用于酒店客房、学校宿舍楼等场所。

(2)设计中应重视热泵机组计算参数选择。 在

选型计算过程中,各种参数的选择尤其重要。 设备选

型过大会相应增加投资,选型偏小又不能满足最冷天

气时的用水需求。 根据国家标准《建筑给水排水设计

标准》(GB 50015 - 2019)

[5] 规定,空气源热泵小时供

热量可按式(3)计算:

Qg -

m·qr·C(t

r - t

l)ρr·Cr

T5

(3)

式中:Qg———热泵设计小时供热量(kJ/ h);

m———用水计算单位数(人数或床位数);

qr———热水用水定额[L / (人·d)或 L / (床·d)];

C———水的比热/ (kg·℃)〛,C =4. 187kJ/ (kg·℃);

t

r———热水温度(℃ ),t = 60℃ ;

t

l———冷水温度(℃ );

ρr———热水密度(kg / L);

Cr———热损失系数,C, = 1. 10 ~ 1. 15;

T5———热泵机组设计工作时间(h/ d),取8 h ~16 h。

热水用水定额 qr:定额的高低决定系统规模的

大小,建议根据卫生间器具配置的完善程度确定,

如普通酒店仅设置淋浴房不设置浴缸的可按下限

取值。

热水计算温度 t

r 可取 60℃ ,需要注意的是 60℃

是计算小时供热量时的温度,并不等于热水的出水温

度。 由于空气源热泵机组的能效比随着出水温度的

上升而降低,因此在满足热水用需求的前提下适当降

低热水终温,可以提高机组能效比以节约电能消耗。

空气源热水机组的出水终温一般按 55℃ 设置,但应

定期提高热水温度,以防止军团菌的产生。

热泵机组设计工作时间 T5 按国家标准《建筑给水

排水设计标准》 规定热泵的设计工作时间取 8 h ~

16 h。热泵工作时间的长短决定了设备数量的多少,

而影响系统设备造价。 建议热泵夏天工作时间按

10 h ~ 12 h,冬天按运行不超过 16 h 进行复核,遭遇

个别极寒天气时可适当延长,或采用辅助加热的

方式。

(3)在设备的选型时,设备厂家提供的产品样本

大多为名义工况下的性能参数,因此要根据最冷月份

的室外温、湿度及结、除霜工况对制热性能进行修正。

采用空气源多联式热泵机组时,还需根据室内、外机

组之间的连接管长和高差修正。

(4)关于辅助热源的设置,应按国家标准《建筑

给水排水设计标准》 (GB 50015 - 2019) 相关规定执

行:当最冷月平均气温不小于 10℃ 的地区,可不设辅

助热源;当最冷月平均气温小于 10℃ 且不小于 0℃ 的

地区,宜采取设置辅助热源,或采取延长空气源热泵

的工作时间等满足使用要求的措施;当最冷月平均气

温小于 0℃ 的地区,不宜采用空气源热泵热水供应

系统。

福州地区最冷用平均气温为 10. 9℃ ,按规范要求

可不设置辅助加热系统,但为保证供热安全,项目拟

对热泵机组在冬天个别极端天气时的供热量进行复

·150· 福 建 建 筑 2023 年

核。 项目热泵机组设计工作时间 T5 = 12h,热泵小时

供热量为 238kW/ h。 选用 3 台空气源热泵,如表 4

所示。

表 4 某空气源热泵的主要参数

产品型号 CAHP - HC - 84

名义制热量(kW) 84

额定输入功率(kW) 19. 12

性能系数 COP(W/ W) 4. 39

以 2022 年为例,最冷天气出现在 2022 年 1 月 22

日,如图 4 所示,最高气温为 1℃ ,最低气温为 - 10℃ ,

日平均气温为 - 4. 5℃ 。 在 - 4. 5℃ 时的对应制热量

为 42 kW/ h,COP 为 2. 2。 三台机组总制热量为 42 ×

3 = 126 kW/ h。 故热泵所需运行时间为:t = 238 × 12 /

126 = 22. 6 h,故可满足极端天气的供热要求,但需要

延长供热时间。 若热泵运行时间超过 24 h,则表明其

供热性能不能满足使用要求,应设置辅助热源或适当

放大热泵机组功率。

图 4 2022 年 1 月最高气温、最低气温

(5)室外热泵机组布置时的注意要点

①当系统有 2 台以上机组时,需保证 2 台机组的

进出水管为同程配置,以保证每台热泵都能均匀

进水。

②机组应布置在室外通风的地方,但需要考虑机

组运行时的噪音、气流对周边环境的影响,不应设置

于卧室、客房、病房及宿舍等房间的上下层或与之毗

邻,应避开主要通道、室外活动场所等人流密集区域。

③机组应确保进风与排风通畅,且避免短路。 机

组进风面距墙面宜大于等于 1. 5 m;两排机组的进风

面相对布置时,间距宜大于等于 3. 0 m;顶部出风的

机组上部不应有遮挡,受条件限制时机组上部净空应

大于等于 3. 0 m。

④机组的基础高度不宜小于 0. 3m 且应高出当地

积雪厚度,当设置于室外时应高出当地的洪水位,设

置于屋面时应高出屋面雨水溢流口标高。

⑤此外,还应满足国家强制性标准《建筑节能与

可再生能源利用通用规范》 (GB 55015 - 2021) 中的

相关要求,如:应避免受污浊气流对室外机组的影响;

应便于对室外机的换热器进行清扫和维修;应设置安

装、维护及防止坠落伤人的安全防护设施等。

3 结语

作为可再生能源,空气源与太阳能相比,在不同

的气候条件下,二者各有优缺点,因此如何根据当地

的气候资源、项目条件及实际运行情况选择合适的热

源,以达到最佳的节能效果,需要各方面综合比较后

才能得出结论。 作为福州区域,气候具有日照不均

匀、夏热冬暖等特点,采用空气源热水机组能更好的

发挥其高能效的特点,性价比更高。

在设计过程中需要注意采用合理的设计参数,在

确保供水安全的前提下尽量减少系统的规模降低建

造成本。

参 考 文 献

[1] GB/ T 21362 - 2008 商业或工业用及类似用途的热泵热

水机[S]. 北京:中国标准出版社,2018.

[2] 周峰,马国远. 空气源热泵热水器的现状及展望[ J]. 节

能,2006(7):13 - 16.

[3] 中国建筑设计研究院有限公司. 建筑给水排水设计手册

(第三版)[M]. 北京:中国建筑工业出版社,2018.

[4] 住房和城乡建设部工程质量安全监管司. 全国民用建筑

工程设计技术措施—给水排水(2009) [M]. 北京:中国

计划出版社,2009.

[5] GB 50015 ― 2019 建筑给水排水设计标准[ S]. 北京:中

国计划出版社,2019.

[6] 陈耀辉. 莆田市某运动员村太阳能热水系统设计的节能

分析[J]. 福建建设科技,2009(1):71 - 72.