管線敷設與風機室布置對綜合管廊通風阻力影響研究

閔 絢， 張正維， 鄒建明， 萬 磊， HATAYSAL Ertan， 趙麗博

(1. 中國電力科學研究院有限公司, 湖北 武漢 430074； 2. 奧雅納工程咨詢(上海)有限公司， 上海 200031；3. 國家電網公司華中分部, 湖北 武漢 430077； 4. Ove Arup & Partners International Limited, 倫敦 B908AE；5. 中國電力工程顧問集團中南電力設計院有限公司, 湖北 武漢 430000)

0 引言

隨著我國城市化進程的加快，各大中型城市規劃建造了大量的地下綜合管廊工程。地下綜合管廊系統集合了電力、通信、燃氣、供排水等市政設施，提高了城市綜合承載力，且造價不菲[1-3]。怎樣在保證綜合管廊功能性與安全性的情況下確保經濟性，是當前綜合管廊設計的一個重點關注問題。針對功能性與安全性問題，全國及主要省市也給出了相應的地下管廊工程技術規范[2-4]。當前綜合管廊的技術規程主要是針對地下管廊的常規施工設計，對后期運營成本關注不足，比如綜合管廊中風機選擇時的壓降損失計算問題。準確計算綜合管廊內的壓降損失問題，可以經濟合理地選取風機，從而減小后期運營成本。關于常規綜合管廊壓降損失的阻力系數，一般是參照相關技術規范[4-6]，但是沒有給出管廊內管線和支架對氣流阻力的影響以及風機室設置多臺風機相互作用對壓降損失的影響。為了考慮各艙內管線與支架布置對壓降損失的影響以及多臺風機的相互作用，一般通過計算流體動力學(computational fluid dynamic，CFD)模擬技術、模型試驗與現場實測技術[7-8]。其中現場實測[7]主要針對已投入運營管廊的實測； 模型試驗[9]需要較長的試驗周期和昂貴的試驗費用，難以在工程設計中廣泛采用[10]。CFD技術具有成本低、速度快、資料完備、可模擬各種不同工況等獨特的優點，且由于當前計算機技術的發展，CFD方法的計算周期和成本完全可以為工程應用所接受[10-12]。

本文采用CFD技術對綜合管廊的壓降損失問題進行研究。以武漢市江夏區譚鑫培路地下綜合管廊作為實際案例，通過建立三維CFD模型，得到GIL艙、高壓艙與綜合艙中管線布置隨不同流量的阻力系數，以及典型排風口風機室中多臺風機氣流相互作用對壓降損失的影響，以期為類似項目的設計與規范修訂提供參考。

1 項目介紹

譚鑫培路地下綜合管廊位于武漢市江夏區，包括起點端GIL單艙(長度約為0.145 km)、綜合管廊主艙(包括GIL艙、綜合艙及高壓電纜艙，長度約為2.29 km)、終點端GIL單艙(長度約為3.8 km)。各艙的長度如圖 1所示，各艙標準段內部細節如圖 2所示。

圖1 綜合管廊布局 (單位： km)

圖2 綜合管廊橫截面圖(標準部分)(單位： mm)

表1 綜合管廊的橫截面典型尺寸

GIL艙內GIL管道為雙側2回布置，每側1回，每回3相，共6相。GIL艙正常工況為2回(6相)同時運行；N-1工況為1回(3相)運行，1回停運。采用自然進風、機械排風的通風方式來排除艙內余熱，并將GIL艙劃分為10個通風區間。單個通風區間的通風方式為沿廊縱向通風，通風區間的一端進風、另一端排風，相鄰2個通風區間的進風(排風)合用1個進風塔(或排風塔)。每個通風區間配置2臺風機，即每個通風塔處配置4臺風機。

綜合艙內布置有1根DN1 000 m給水管道，35 kV、10 kV及0.4 kV電纜，動力電纜，通信電纜等纜線。本期規劃為2回35 kV電纜與4回10 kV電纜；遠期規劃為2回35 kV電纜，16回10 kV電纜與10回0.4 kV電纜。綜合艙劃分了長度不等的13個防火分區，防火分區之間通過防火門隔斷。單個通風區間與其防火分區規劃一致，各通風區間的進風(排風)彼此獨立，互不影響。單個通風區間的通風方式為沿管廊縱向通風，通風區間一端進風、另一端排風，相鄰2個通風區間的進風塔(或排風塔)合用，同時合用的進風塔(或排風塔)內用防火隔墻進行分隔。各通風區間按遠期規劃配置3臺相同風機，本期安裝1臺。

高壓電纜艙內的纜線均為遠期規劃，遠期纜線規劃情況為2回220 kV電纜與4回110 kV電纜。整個高壓電纜艙防火分區的劃分與綜合艙同步。各通風區間按遠期規劃配置3臺相同風機。

2 綜合管廊標準斷面阻力系數

2.1 阻力系數分析方法

阻力系數的CFD模擬采用通用的流體軟件Open FOAM進行[13-14]。假設綜合管廊內的流體在穩態條件下為不可壓縮流，且等溫流動。每條管廊單獨考慮，假定管廊為橫截面幾何形狀的零梯度直管。評估綜合管廊內壓力損失的CFD方法流程如下：

1)建立綜合管廊的標準模型，假定管廊壁面粗糙度為3 mm，敷設管線壁面粗糙度為1 mm。通過隧道通風模擬得到管廊三維建模的邊界條件信息(如風速、流量等信息)，并進行網格穩定性驗算。本項目采用一維隧道通風和防火模擬軟件IDA得到相應的邊界條件，GIL艙不同通風區間流量見表2，最小流量為5.5 m3/s，最大流量為51 m3/s。綜合艙與高壓艙不同通風區間的流量數據也來自IDA軟件一維模擬結果。

表2GIL艙不同工況下不同通風區間流量

Table 2 Flow rate in different ventilation intervals of GIL cabin under different conditions m3/s

工況通風區間123456789101a381836312530243119362a118261912255.51316213a241325201621162113241b512348423440334125492b231425201523162114233b37183631253124311936

注： 1、2、3分別表示夏季、冬季、過渡季節； a與b分別表示正常模式與異常模式。

2)對管廊入口處的發展流進行分析，通過規定部分入口處的流速來確定沿管廊的代表性長度的壓降，從而計算得到阻力系數。

3)對管廊內充分發展流(大部分區域)進行分析。通過設定循環邊界條件(見圖3)來借助10 m長節段模型研究管廊內充分發展流的阻力系數，該條件適用于有代表性的充分發展段管廊的入口和出口； 然后指定目標壓降，模擬運行，直到監測位置的流速達到穩態值； 接著通過后處理獲得相應的流量。上述過程重復進行壓降計算(并因此得到流量)，然后針對每個流量確定損失系數。

圖3 循環邊界條件示意圖

阻力系數K為氣流流經單位長度管廊所產生的阻力與動壓之比，綜合考慮了單位長度管廊內敷設管線與壁面粗糙度所產生的所有阻力。可以由下公式計算得出：

(1)

2.2 GIL艙

基于托架與修理箱(檢修箱與滅火器箱體的總稱)的設計間距，確定GIL艙三維模型長度為10 m，如圖 4所示。為了判斷網格穩定性對模擬結果的影響，進行了2個不同網格量的比較，使用2個分別約有110萬和260萬(網格精度在流向方向增加)網格數量的模型進行比較，如圖 5所示。其中，網格1入口網格初始單元為高5 mm的5個棱柱層，入口網格上的最大網格尺寸限制為0.1 m，流動方向間距0.2 m，障礙物附近間距0.02 m，網格總數為110萬； 網格2的流動方向間距為0.1 m，其他與網格1一致。為了判斷分析網格是否穩定，基于一定的壓降同時使用周期性邊界條件，比較2個不同網格模型斷面入口與出口中心點處的最終速度隨時間的變化(見圖 6)。圖 6結果表明2個模型中關鍵點的流速與流量結果接近，實現了本文所設定的循環邊界條件。其中，網格1的流量為6.61 m3/s，網格2的流量為6.63 m3/s，誤差為0.3%，達到了循環邊界條件的網格穩定性條件。為了減小計算時間，后續模型中將采用0.2 m間距模型進行分析計算。

圖7示出GIL艙不同入流位置的阻力系數。圖7(a)示出入口處發展流壓損系數PTot/ρ隨入口距離的變化，圖中的流量約為5.5 m3/s, 對應一維通風排熱分析中獲得的最低流量值。通過式(1)與圖 7(a)可以計算得到在5.5 m3/s流量下入口發展流的阻力系數K大約為 0.031 1。5 m處明顯的壓力下降主要是由維修箱和支架障礙物位置所導致。圖 7(b)示出充分發展流在不同流量情況下的阻力損失系數與流量的關系曲線。當流量較高時，阻力系數接近0.020； 同時，隨著流量的增大，阻力系數K趨于定值，這與文獻[15]的結論一致，證明了本文方法的有效性。

(a) 三維模型

(b) 俯視圖

(b) 網格2(260萬)

圖6 GIL艙網格穩定性判斷

(a) 入口處發展流壓損系數的變化

(b) 充分發展流阻力系數隨流量的變化

2.2 高壓艙

基于艙內支架與修理箱的尺寸，高壓艙三維模型的長度為10.5 m，如圖 8所示。網格總量約為260萬?；贕IL艙網格穩定性的經驗，網格沿流向間距與GIL艙相同，為0.2 m。

基于式(1)得到高壓艙的阻力系數，如圖9所示。圖9(a)示出入口處發展流壓損系數PTot/ρ隨入口距離的變化,圖中流量為2 m3/s, 對應一維通風排熱分析中獲得的最低流量值。通過計算，可以得到在2 m3/s流量下入口發展流的阻力系數K大約為 0.006。圖9(b)示出充分發展流在不同流量下的變化規律，由圖可知損耗系數近似恒定，K平均值約為0.039。

(a) 入口處發展流壓損系數的變化

(b) 充分發展流阻力系數隨流量的變化

Fig. 9 Variation curves of resistance coefficient of high-voltage cabin

2.3 綜合艙

基于艙內支架與修理箱的尺寸，綜合艙三維模型的長度為6.4 m，如圖 10所示。由于流向中的支架數量較多，總網格約為660萬?；贕IL艙網格穩定性的經驗，網格沿流向間距與GIL艙相同，為0.2 m。

(a) 三維模型

(b) 網格劃分

圖11示出綜合艙入口發展流與完全發展流的阻力系數。圖11(a)示出入口發展流壓損系數PTot/ρ隨入口距離的變化，圖中流量為1 m3/s, 對應一維通風排熱分析中獲得的最低流量值。通過計算，可以得到在1 m3/s流量下入口發展流的阻力系數K約為 0.072。圖11(b)示出充分發展流在不同流量下的變化規律，由圖可知，損耗系數近似恒定，K平均值約為0.037。

3 風機室風機布置的影響

風機室由于存在多個風機氣流的相互作用，流動特別復雜。為了判斷基于規范估算風機的最大壓力損失是否合理，針對GIL艙典型排風口的風機室建立三維CFD模型，以判斷不同風機的壓力損失。GIL艙的典型排風口如圖 12所示，所有風機為鋼制軸流式單速風機，不帶彎頭。三維CFD模擬夏季最不利工況(N-1工況)操作情況下，其中4個風機都在全速運行。每個風機的風量為22.39 m3/ s，截面積為2.06 m2出口速度為10.86 m/s。三維模型與邊界條件如圖 13所示。該CFD模型為簡化模型，不包括排風口的其他裝置，如風機上的阻尼器，百葉和消聲器等。圖14所示藍色區域為通風出口，外部為自由大氣； 頂部出口處的邊界參數為0 Pa。

(a) 入口處發展流壓損系數的變化

(b) 充分發展流阻力系數隨流量的變化

Fig. 11 Variation curves of resistance coefficient of integrated cabin

圖12 GIL艙排風口示意圖 (單位： mm)

圖14示出CFD模擬的壓力分布圖。縱向截面處的總壓力分布表明拐角處的風機面具有最高壓差，與常規判斷是一致的。拐角處的風機壓損將影響整個項目的風機選取。

圖13 CFD模型與邊界條件

圖14 CFD模擬結果 (單位： Pa)

圖15示出基于CFD模擬結果計算得到不同風機的壓損。由圖可知，最遠的1#風機具有最大的壓降，為281 Pa，表明隨著風機越來越接近出口，其壓損也越來越小?；谝延泻奢d規范估算最不利風機(1#風機)的壓力損失見表3[4, 16]。規范估算結果為212.5 Pa，而CFD模擬的壓力損失是281.07 Pa，為規范估算值1.32倍； 4個風機壓力損失的平均值為236.3 Pa，為規范估算值的1.11倍。規范估算值比CFD模擬結果偏低10%～30%，可能對后期風機運行產生影響。建議通過CFD技術對多個風機風流的相互作用進行評估，從而得到最經濟可靠的壓損估算結果。

圖15 總壓降損失分布 (單位： Pa)

Table 3 Estimation results of pressure drop loss based on standards

壓降損失因素密度/(kg/m3)面積/m2流量/(m3/s)速度/(m/s)K(最小值)壓差/Pa風機1.162.122.410.900擴大至風機室11.162.722.48.3140.3氣流90°轉角1.169.022.42.51.55.42#風機損失1.169.022.42.51.55.43#風機損失1.169.044.85.01.521.54#風機損失1.169.067.27.51.548.3擴大至風機室21.1616.189.65.60.610.7擴大進入排氣口1.1616.289.65.5117.790°轉角1.1616.289.65.51.526.5收縮1.168.089.611.20.2417.6進入大氣側1.1615.689.65.7119.1合計212.5

4 結論與討論

1)GIL艙、高壓艙與綜合艙在入口處的阻力系數可為類似項目的壓損估算提供參考。入口發展流的阻力系數相比充分發展流的阻力系數要大，GIL艙、高壓艙與綜合艙分別為0.031 1、0.06與0.072。在充分發展流段，隨著流量的增大，阻力系數趨于穩定為一個定值，GIL艙、高壓艙與綜合艙分別為0.020、0.039與0.037。

2)風機室中多個風機的相互作用導致該區域的氣流特別復雜。基于當前規范估算風機室的壓降損失相比CFD結果偏小10%～30%。本文風機室中的風機串聯布置遠非最優布置，該布置導致了大量的額外壓力損失，建議風機布置為平行并列布置以減小風機間的額外壓降損失。為了提高綜合管廊的耐久性與通風排熱性能，建議參考本文CFD方法對典型風機室的壓損進行分析，以消除當前規范估算帶來的隱患。

3)本文基于CFD技術得到阻力系數與風機壓損的方法可為類似工程通風設計提供參考，典型綜合管廊的阻力系數可為規范修訂提供有益補充。

雖然數值模擬方法能夠滿足當前工程精度，且大量用于工程設計，但是由于在建立阻力系數數值模型的過程中進行了簡化，主要是忽略了沿程高差與管線發熱的影響，需要基于已建成項目的實測結果來對模擬結果進行驗算。關于忽略綜合管廊沿程高差與管線發熱對阻力系數的影響，需要進一步進行模擬分析，并歸納相應的阻力系數，以滿足實際工程應用。關于風機室多個風機的相互作用，本文只是針對某一特定風機室的布置進行了分析，需要更進一步地通過數值模擬優化風機布置，考慮風機彎頭與消聲器的影響，改善風機室氣流組織的路徑，并得出可用于工程實際的風機布置壓損修正系數。