市政供熱有限空間通風防護技術數(shù)值模擬

譚 聰，劉 艷，汪 彤，秦 妍

(北京市勞動保護科學研究所， 北京 100054)

市政供熱有限空間通風防護技術數(shù)值模擬

譚 聰，劉 艷，汪 彤，秦 妍

(北京市勞動保護科學研究所， 北京 100054)

為有效指導市政供熱有限空間機械通風現(xiàn)場施工，保障作業(yè)人員安全，采用CFD方法對通風過程進行數(shù)值模擬計算，研究通風過程中有限空間內部流場、溫度場、氧氣體積分數(shù)、二氧化碳體積分數(shù)的分布規(guī)律.結果表明：進行機械通風時，相對于供熱管溝，小室內新舊空氣替換較快，溫度下降及氣體體積分數(shù)恢復都較為迅速；供熱管溝內風流場受內部結構和熱升力的影響，風流主要沿管溝底部流動，管溝頂部空氣速度較小、溫度較高、氧氣和二氧化碳體積分數(shù)恢復較慢.針對所研究的管溝，通風量為6 000、8 000、10 000、12 000、14 000 m3·h-1時，最小通風時間應分別不小于45、32、22、15、10 min.實際作業(yè)中應以管溝中段頂部空氣中的氧氣體積分數(shù)作為衡量通風效果的關鍵參數(shù).

市政供熱; 有限空間; 通風; 氣體體積分數(shù)；數(shù)值模擬

市政有限空間不同于地面設施，其長期處于封閉或半封閉狀態(tài)，自然通風不良，在熱膨脹、重氣積聚等物理作用，金屬腐蝕、物質氧化等化學反應，以及微生物耗氧等的作用下，極易出現(xiàn)氧氣缺乏、有毒有害氣體積聚等問題，對其內部作業(yè)人員的安全構成了嚴重威脅[1-3].國外較早關注有限空間作業(yè)安全問題. 文獻[4-5]的研究表明，在有限空間致死原因中，中毒和窒息占62%，遠高于淹溺、墜落等其它致死因素.美國職業(yè)安全與衛(wèi)生研究所(NIOSH)在有限空間事故方面做了大量研究工作，出版了一系列研究成果[6-8]，對有限空間事故預防起了積極作用.近年來，中國也高度重視有限空間作業(yè)安全，文獻[9-12]也從有限空間危害因素辨識、事故預防控制措施及監(jiān)督管理方面開展了研究工作.

為保證作業(yè)人員的安全，國家安監(jiān)總局在2013年發(fā)布《工貿企業(yè)有限空間作業(yè)安全管理與監(jiān)督暫行規(guī)定》，提出有限空間作業(yè)應嚴格遵守“先通風、再檢測、后作業(yè)”的原則，在2014年發(fā)布的《有限空間安全作業(yè)五條規(guī)定》中，再次強調有限空間作業(yè)必須“先通風、再檢測、后作業(yè)”，嚴禁通風、檢測不合格的情況下進行作業(yè).因此，在進入有限空間作業(yè)前進行強制通風是保障作業(yè)人員安全的必不可少的重要步驟.目前，在供熱有限空間的通風過程中，通風方式、通風時間等都是根據(jù)經驗確定，缺少理論依據(jù)，不僅影響工作效率，也不能充分保障作業(yè)人員的安全.本文采用計算機數(shù)值模擬的方法，對供熱有限空間強制通風過程進行數(shù)值模擬，得出不同通風狀態(tài)下小室內溫度、氧氣體積分數(shù)、二氧化碳體積分數(shù)的恢復規(guī)律，從而為作業(yè)前強制通風提供理論依據(jù)和技術支撐.

1 數(shù)值模擬基本方程

供熱有限空間在通風換氣過程中，最大風速遠小于聲速340 m·s-1，因此，空氣可以看作不可壓縮流體.通風過程是無化學反應的非穩(wěn)態(tài)單相多組分擴散問題，計算流體動力學中，主要根據(jù)質量守恒、動量守恒、能量守恒和組分傳輸守恒4項定律，建立用于描述多組分三維非定常湍流流動的控制方程組[13-15].

1)質量守恒方程(也稱連續(xù)性方程)

2)動量方程

3)能量方程

4)組分傳輸守恒方程

5)k-ε湍流方程

k方程

ε.

ε方程

式中:ρ為氣體密度，kg·m-3；v為流體速度，m·s-1；ui為流體在x、y、z方向上的速度，m·s-1；xi為x、y、z方向上的坐標，m；p為流體壓力，Pa；τij為應力張量，N·m-2；gi為i方向上的重力體積力，N·kg-1；Fi為i方向上外部體積力，N；E為流體能量，J；keff為有效導熱率；Jc為組分c的擴散通量；Sh為體積熱源；ωc為組分c的質量分數(shù)；Dc為組分c的擴散系數(shù)；cpc為組分c的比熱容，J·(kg·K)-1；k為湍動能，m2·s-2；ε為湍動能耗散率，m2·s-3；Gk為湍動能變化率;μ為層流黏性系數(shù);μt為湍流黏性系數(shù)，Pa·s；Cε1、Cε2、Cμ、σε、σk、Tref為常數(shù)，分別取1.44、1.92、0.09、1.3、1.0、298.15 K.

2 數(shù)值模擬模型建立

2.1 幾何模型的建立

選取現(xiàn)場調研中某供熱有限空間為研究對象.供熱小室長6 m，寬5 m，高6 m，小室頂部距地面(即井筒深)4 m，兩個入口井在小室對角，且井口下方有金屬平臺和金屬階梯.在小室兩側分別有寬3 m，高2.5 m的拱形管溝，管溝內距小室100 m處設有直徑0.7 m的通風井.兩根直徑0.8 m(包括保溫層)的供熱管道沿著管溝走向布置，供熱管道在小室內分支出兩條直徑0.6 m的管道從小室側面穿出，在接口處設有閥門.由于平臺和階梯的扶欄以及管道的閥門結構較小，對小室內流場分布的影響也較小，從簡化模型降低計算量的角度考慮，在此忽略不計.根據(jù)現(xiàn)場實際，采用GAMBIT建立三維幾何模型(如圖1所示).采用三維Tet /Hybrid 網格單元、TGrid 網格類型對模型進行網格劃分，網格基本尺寸為0.2 m，網格總數(shù)為240 611個.

圖1 供熱管溝幾何模型

幾何模型原點(0,0,0)設在供熱小室底部中心，沿管溝走向為X軸，垂直管溝走向的水平方向為Y軸，豎直向上為Z軸.為觀測通風過程中關鍵點的參數(shù)值，共設置9個觀測點，坐標分別為V1(0,0,1)、V2(0,0,3)、V3(0,0,5.9)、V4(50,0,0.5)、V5(50,0,1)、V6(50,0,1.9)、V7(99,0,0.5)、V8(99,0,1)、V9(99,0,1.9).

2.2 模擬參數(shù)的設置及求解

邊界條件設置中，通風風量分別設置為6 000、8 000、10 000、12 000、14 000 m3·h-1，并根據(jù)入口大小，轉換為速度入口，相應入口風速分別為4.33、5.77、7.22、8.66、10.1 m·s-1.出口設為自由流出，供熱管道表面設為熱源壁面，溫度為60 ℃恒溫.小室內原始氣體成分體積分數(shù)和內部溫度，以及其他數(shù)值模擬參數(shù)根據(jù)現(xiàn)場實際調研結果設置，如表1所示[16-17].

表1 數(shù)值模擬參數(shù)設置

將劃分好網格的幾何模型導入到Fluent軟件，按照表1設置好相應參數(shù)，采用32核工作站進行并行計算.計算結果中連續(xù)性殘差值、速度殘差值、能量殘差值、k殘差值、ε殘差值及氣體各組分殘差值均<0.001，計算結果滿足收斂性要求.

3 數(shù)值模擬結果及分析

3.1 流場分布規(guī)律

通風換氣過程中，流場分布情況直接影響通風換氣的效果.在通風初期，管溝內氣體從幾乎靜止開始流動，氣體的原始狀態(tài)對風流場的影響較大，為避免這一影響，選取通風10 min后的流場進行分析(根據(jù)模擬結果，10 min時管溝內流場已不再受流場原始狀態(tài)的影響).在此以通風量6 000 m3·h-1為例，風流速度矢量圖和X截面風速云圖如圖2、3所示.

圖2 管溝內風流速度矢量圖

由圖2、3可以看出：1)新鮮風流從井口送入后，以較大速度豎直向下注入小室，在小室內部由于受到平臺的阻礙作用，風流向小室中央擴散.風流在小室內形成了較大渦流，且風速分布極不均勻，小室中部風速較大，達1 m·s-1以上，而在小室的頂部和底部供熱管道兩側風速較小，僅為0.1 m·s-1.2)風流從小室進入管溝，方向發(fā)生急劇偏轉，在管溝頂部形成渦流，因此，在距小室10 m以內的管溝頂部出現(xiàn)部分氣流逆流現(xiàn)象.3)在10 m以后管溝內風流較為穩(wěn)定，風流主要是沿管溝底部流向兩側通風井，管溝頂部區(qū)域風速較小，不足0.1 m·s-1.根據(jù)對溫度場的分析可知，熱空氣上升在頂部積聚，造成了管溝底部風流速度大，頂部速度小.4)風流速度場的分布直接影響著氧氣體積分數(shù)的恢復速率，因此，在研究氧氣體積分數(shù)變化時應重點關注小室頂部和底部角落、管溝頂部的氧氣體積分數(shù).

圖3 沿管溝走向不同橫截面風速分布云圖

Fig.3 Airflow velocity contours of different cross sections along the pipe tunnel

3.2 溫度場分布規(guī)律

供熱管道內熱水或熱氣溫度高達140 ℃以上，在采取保溫隔熱措施后，仍有部分熱量散入管溝空間，保溫層表面溫度為60 ℃左右.以通風風量6 000 m3·h-1為例，通風10 min后管溝和小室不同截面溫度分布云圖如圖4所示，通風過程中不同觀測點溫度變化如圖5所示.

圖4 沿管溝走向不同橫斷面溫度分布云圖

Fig.4 Temperature contours of different sections along the pipe tunnel

由圖4、5可知：1)通風過程中小室內溫度降低較快，小室內溫度場分布呈現(xiàn)中間低、頂部和底部高的趨勢.主要是由于小室頂部存在局部湍流區(qū)域，風速較小，溫度降低較慢；而在小室底部供熱管道不斷散發(fā)熱量，因此，管道周圍溫度較高，但高溫區(qū)域相對較小.2)管溝內溫度場分布呈現(xiàn)明顯的頂部高、底部低的趨勢，即供熱管道以上區(qū)域溫度高，供熱管道以下區(qū)域溫度低，上下溫差約為11 ℃，供熱管道周圍高溫區(qū)域范圍較大.主要是由于在熱升力的作用下，熱空氣上浮，在頂部集聚，此外溫度場的分布也影響了風流場的分布，管溝底部風流速度大于頂部，也進一步加劇了溫度場的分布不均.3)通風量為6 000 m3·h-1時，通風25 min后各觀測點的溫度均降低至一穩(wěn)定值，此后空間內溫度場達到穩(wěn)定狀態(tài)，溫度穩(wěn)定時觀測點中管溝中段頂部點(50，0，1.9)的溫度最高，約為49 ℃，小室內溫度較低，觀測點(0，0，3)溫度約為27 ℃.

圖5 觀測點溫度隨通風時間變化曲線

Fig.5 Temperature of different observation points as a function of time

3.3 氧氣體積分數(shù)分布規(guī)律

以風機風量6 000 m3·h-1為例，通風10 min時，管溝和小室不同截面氧氣體積分數(shù)分布如圖6所示.沿管溝走向，不同高度氧氣體積分數(shù)沿程分布如圖7所示.通風過程中不同觀測點處的氧氣體積分數(shù)恢復曲線如圖8所示.

圖6 不同截面氧氣體積分數(shù)分布云圖

Fig.6 Oxygen content contours of different cross sections along the tunnel

圖7 管溝內氧氣體積分數(shù)沿程變化曲線

Fig.7 Oxygen content curves alongx-direction line at different height from the tunnel floor

由6～8可以看出：1)在通風過程中氧氣體積分數(shù)分布與風速分布基本一致，在小室內氧氣體積分數(shù)恢復較快且分布均勻，在管溝內氧氣體積分數(shù)呈明顯底部高頂部低的分層現(xiàn)象.2)沿著管溝走向，z=0.5 m高度氧氣體積分數(shù)呈現(xiàn)逐漸線性減小，隨著離底面高度增加，氧氣體積分數(shù)呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢，特別是z=1.9 m高度的沿線，在距小室65 m處，氧氣體積分數(shù)最低，為15.2%.氧氣體積分數(shù)的沿程分布說明，管溝內原始熱空氣的熱升力影響了風流場的分布，進而影響了氧氣體積分數(shù)的恢復.3)各觀測點的氧氣體積分數(shù)開始恢復較快，隨后上升速率逐漸減緩，直至氧氣體積分數(shù)恢復至20.9%.其中小室內觀測點(0,0,5.9)處氧氣體積分數(shù)在10 min時達到19.5%(低于該值即為缺氧)，40 min時恢復到正常值20.9%；管溝中部觀測點(50,0,1.9)處氧氣體積分數(shù)恢復最慢，20 min時達19.5%，40 min時恢復到正常值20.9%.可以看出小室和管溝內氧氣體積分數(shù)恢復速率不同，但氧氣體積分數(shù)恢復至正常值的時間基本一致.

圖8 不同觀測點氧氣體積分數(shù)恢復曲線

Fig.8 Oxygen content histories of different observation points as a function of time

3.4 二氧化碳體積分數(shù)分布規(guī)律

以風機風量6 000 m3·h-1為例，通風10 min時，管溝和小室不同截面二氧化碳體積分數(shù)分布如圖9所示，沿管溝走向，不同高度二氧化碳體積分數(shù)沿程分布如圖10所示，不同觀測點處的二氧化碳體積分數(shù)恢復曲線如圖11所示.

圖9 不同截面二氧化碳分布云圖

Fig.9 Carbon dioxide content contours of different cross sections along the tunnel

由圖9～11可以看出：1)通風過程中二氧化碳體積分數(shù)分布與氧氣體積分數(shù)分布正好相反，沿著管溝走向，二氧化碳體積分數(shù)呈現(xiàn)底部低頂部高的分布規(guī)律.2)沿著管溝走向，離底面0.5 m高度二氧化碳體積分數(shù)呈現(xiàn)逐漸線性增大，隨著離底面高度的增加，二氧化碳體積分數(shù)沿程呈現(xiàn)明顯的先增大后減小的趨勢.3)小室和管溝內各觀測點的二氧化碳體積分數(shù)降低速率不同，但各點二氧化碳體積分數(shù)恢復到正常值的時間基本一致，且與氧氣體積分數(shù)恢復到正常值相同.

圖10 管溝內二氧化碳體積分數(shù)沿程變化曲線

Fig.10 Carbon dioxide content curves alongx-direction line at different height from the tunnel floor

圖11 不同觀測點二氧化碳體積分數(shù)恢復曲線

Fig.11 Carbon dioxide content histories of different observation points as a function of time

3.5 風機風量對換氣效果的影響

為研究不同的風量下供熱有限空間內溫度、氧氣體積分數(shù)、二氧化碳體積分數(shù)隨時間的變化，分別模擬風量為6 000、8 000、10 000、12 000、14 000 m3·h-1時的通風過程.根據(jù)前文分析，選取管溝內溫度降低較慢、氧氣體積分數(shù)和二氧化碳體積分數(shù)恢復較慢的觀測點V6(50,0,1.9)為分析點，其溫度、氧氣體積分數(shù)、二氧化碳體積分數(shù)隨時間變化曲線如圖12～14所示.

由圖12～14可以看出：1)隨著通風風量的加大，管溝內溫度降低越快，且達到穩(wěn)定狀態(tài)時的溫度也越低.對于該供熱有限空間，通風量為6000、8 000、1 0000、12 000、14 000 m3·h-1時，溫度降到穩(wěn)定狀態(tài)的時間分別為25、18、15、12、10 min，穩(wěn)定時的溫度為48、46、43、40、37 ℃.2)氧氣體積分數(shù)的增加和二氧化碳體積分數(shù)的降低隨時間變化基本一致，即在通風過程中空間內低體積分數(shù)氣體回升和高體積分數(shù)氣體下降均在相同的時間內恢復到正常值.對于該供熱有限空間，所模擬的幾種風量下氣體成分體積分數(shù)恢復到正常值的時間分別為45、32、22、15、10 min.3)從通風過程中溫度場降到穩(wěn)定,氧氣體積分數(shù)、二氧化碳體積分數(shù)恢復到正常值所需的時間，及穩(wěn)定時內部溫度等方面考慮，該供熱有限空間通風換氣風量為6 000、8 000、10 000、12 000、14 000 m3·h-1時，通風時間應分別不小于45、32、22、15、10 min.

圖12 不同通風量下溫度恢復曲線

Fig.12 Temperature histories of different ventilation flow rate as a function of time

圖13 不同通風量下氧氣體積分數(shù)恢復曲線

Fig.13 Oxygen content histories of different ventilation flow rate as a function of time

圖14 不同通風量下二氧化碳體積分數(shù)恢復曲線

Fig.14 Carbon dioxide content histories of different ventilation flow rate as a function of time

4 模擬結果驗證

為了驗證模擬結果的正確性，進行了現(xiàn)場實際通風測試.軸流風機風量為12 000 m3·h-1，選用英思科GasBadge Pro氧氣檢測記錄儀記錄通風過程中氧氣體積分數(shù)，通風前測試人員佩戴正壓式空氣呼吸器進入管溝，將檢測儀固定在管溝中段頂部位置.通風30 min后進入取出，檢測結果如圖15所示.可以看出，數(shù)值模擬結果與實測值基本一致.數(shù)值模擬中氧氣體積分數(shù)初始值按照第一次檢測結果設置為12.0%，而通風試驗時所測為12.6%，因此，在通風過程前6 min數(shù)值模擬結果小于實測值；之后數(shù)值模擬結果大于實測值，且數(shù)值模擬比實際先恢復到正常值.主要是由于試驗中風機與井口存在漏風，有效通風量小于12 000 m3·h-1，因此，在實際通風過程中應盡量保證風機與井口間的嚴密性.

圖15 數(shù)值模擬結果與實測結果對比

Fig.15 Comparison of oxygen concentration between simulated model and field measurement

5 結 論

1)數(shù)值模擬方法能夠全面、直觀地反映通風換氣過程，評估通風換氣效果，結果可為實際作業(yè)提供理論參考和技術支撐.

2)供熱有限空間通風換氣過程中，內部風流場的分布不僅受內部結構影響，還受溫度場的影響，在兩種因素的共同作用下，管溝內風流主要沿著管溝底部流動，而管溝頂部風流相對較小.

3)通風過程中內部溫度場的分布一方面影響著風流場的分布，另一方面受風流場分布的影響，在二者的相互作用下，管溝內溫度呈現(xiàn)底部低、頂部高的分布規(guī)律.

4)通風過程中氧氣和二氧化碳體積分數(shù)恢復隨時間變化較為一致，二者恢復至正常值所需時間相同，在實際通風過程中可僅以氧氣體積分數(shù)恢復情況作為衡量通風效果的代表氣體.管溝中段頂部氣體成分體積分數(shù)恢復較慢，通風過程中宜將該區(qū)域的氣體成分體積分數(shù)值作為衡量通風效果的關鍵參數(shù).

5)針對所研究的供熱有限空間，通風換氣風量為6 000、8 000、10 000、12 000、14 000 m3·h-1時，通風時間應分別不小于45、32、22、15、10 min，實際作業(yè)中還應乘以合適的安全系數(shù).

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(編輯 劉 彤)

Numerical simulation of ventilation protection technology in confined space of municipal heating

TAN Cong, LIU Yan, WANG Tong, QIN Yan

(Beijing Municipal Institute of Labour Protection，Beijing 100054，China)

In order to provide effective guidance to the construction and to ensure the safety of workers, numerical simulations were performed on distributions of airflow, temperature fields, oxygen content, and carbon dioxide content during the process of mechanical ventilation using the CFD software. The results demonstrated that, in the course of mechanical ventilation, compared with the pipe trench, the recovery of environmental condition such as temperature and gas volume fraction including oxygen and carbon dioxide were more rapid in the heat chamber. The air flow was mainly along the bottom of the pipe trench and the air velocity at the top of the pipe trench was small because of the internal structure and thermal lift in the pipe trench. For the pipe aforementioned, when the ventilation volume was 6 000, 8 000, 10 000, 12 000, 14 000 m3·h-1, the minimum ventilation time needed should not be less than45, 32, 22, 15, 10 minutes, respectively. In practical operation, oxygen content at the top of the central part of the trench should be regarded as the key parameter to evaluate the ventilation effects.

municipal heating; confined space; ventilation; gas concentration; numerical simulation

10.11918/j.issn.0367-6234.201605093

2016-05-21

北京市自然科學基金(8152014)； 北京市博士后科研活動經費資助項目(2016ZZ-82)； 北京市科學技術研究院青年骨干資助項目(201407)

譚 聰(1985—)，男，博士后

譚 聰，hbtczzdx@163.com

X928.03

A

0367-6234(2017)08-0123-06