與地鐵結構共建綜合管廊通風散熱研究

易京鳳 鄧志輝

（西南交通大學機械工程學院 成都 610031）

0 引言

綜合管廊是一種同時容納多種市政管線（水、電、通信等），可以實現統一建設、統一管理的地下空間構筑物[1]。隨著城市的發展，空間需求增大，對地下空間的合理開發與應用成為趨勢，并且國家還推出相關政策文件，加速了綜合管廊在各大城市的規劃與修建[2]。又因為地下空間開發的不可逆性，以及地下空間規劃的集約性要求，于是東部的一些大城市開始把以軌道交通為樞紐建設的地下綜合體作為重點[3]。通過對城市核心區地下空間的特點、地下綜合體的意義以及地下綜合體實現的分析，程斌[4]指出將綜合管廊納入地下綜合體的建設之中，于地下空間的規劃具有重要意義；而陳曦寒[5]、林永清[6]、盛棋楸[7]等人則結合具體工程實例，討論比較了綜合管廊與軌道交通的多種結合方式，并建議在地鐵區間位置考慮采用結構共建的大型盾構斷面。以上，只是關于設計以及結構上的探討，并未討論結構共建后的相互傳熱影響。而綜合管廊與地鐵同屬地下密閉空間，內部空氣流動性差，且電纜艙存在纜線發熱現象，為保障纜線的正常運行以及檢修人員的人身安全，綜合管廊內需設置通風系統用作余熱排除以及人員的新風補給[8]。

因此本文采用Fluent 軟件，對與地鐵結構共建的綜合管廊高壓電纜艙室進行數值模擬，對在不同通風量、地鐵一側不同空氣溫度以及不同對流換熱系數條件下的電纜艙室內部溫度分布以及排熱效率進行比較分析，為綜合管廊與地鐵結構共建時的通風設計提供參考。

1 高壓電纜艙數值模擬

1.1 物理模型

以深圳某沿地鐵線路共同建設綜合管廊電纜艙室為依托，如圖1 所示。參考相關專利[9]，研究其電纜艙室與地鐵區間結構共斷面，位于頂部位置，默認電纜艙室斷面形式保持與原型一致。

圖1 管廊截面圖Fig.1 Section drawing of the utility tunnel

電纜艙室具體的結構參數如下：內徑6m，壁厚350mm，材料為鋼筋混凝土；通風區間長度定為200m，風口尺寸為1.5m×1.5m，位于其中一側檢修通道頂部；電纜呈品字型排布，共計納入10回高壓電纜，電纜具體參數見表1；電纜支架長600mm，除一二層電纜層間距為0.6m 外，其余皆為0.5m，底部支架距離底板距離為0.2m；兩側檢修通道中心位置距離艙室中心面垂直距離為1m；底板厚度為250mm，鋼筋混凝土結構。

表1 管廊內含管線參數Table 1 Pipeline parameters

1.2 數學模型

流體流動遵循三大基本守恒定律[10]：

（1）質量守恒方程

式中：ρ為氣體密度；t 為時間；u、v、w 分別為x、y、z 方向上的速度分量。

（2）動量守恒方程

式中：ρ為氣體密度；t 為時間；xi、xj為i、j方向上的坐標；ui、uj分別是流體速度在i、j 方向上的分量；p 為靜壓；τij為切應力矢量；gi為i 方向的重力分量；Fi為由阻力、其他項引起的其他能源項。

（3）能量守恒方程

式中：t為時間；T為溫度；k為流體傳熱系數；ST為流體的內熱源以及其他熱源項；ρ為氣體密度；cp為流體的定壓比熱。

為了驗證整個系統的可行性,任意選取一個檢測節點,在與節點同一高度水平距離0.2 m處放置標準的溫度計和CO2測試儀。任意選取8個時間點,將本系統測得的8組數據與標準的溫度計和CO2測試儀測得的數據進行對比分析。實驗對比結果如表1及表2所示。

1.3 模型簡化

采用DesignMolde 建立模型，為加快計算速度，并未建立圍護結構以及內部管線的實體結構，通過邊界條件的設定以及相應材料物性的確立來考慮其實體結構的相關影響。將8 回110kV 電纜、2 回220kV 高壓電纜分別簡化為直徑220mm、260mm，200m 長的圓柱，共計10 根。進、排風口尺寸為1.5m×1.5m，位于兩端。此外作如下假設：

（1）電纜艙圍護結構組成材料為各向同性的均勻介質，且物性參數都保持不變設為常數；

（2）電纜運行處于穩定狀態，發熱量保持恒定；

（3）土壤溫度沿軸向不發生變化。

簡化后的模型如圖2 所示。

圖2 簡化后模型圖Fig.2 A simplified model

1.4 邊界條件及求解設置

本文采用Fluent19.2 進行模擬計算。進風溫度為深圳地區最熱月月平均溫度[11]，28.85℃，一個大氣壓；將110kV 和220kV 電纜表面設為恒熱流邊界條件，熱流值依據電纜母線發熱量計算法進行計算，分別為68.7W/m2和93.43W/m2，材料為交聯聚乙烯；上壁面設為無滑移、恒壁溫邊界條件，壁面溫度考慮多年運行熱量堆積情況設置為30.5℃（恒溫層溫度24℃）[12]，材料為鋼筋混凝土，壁厚350mm；共結構底板處設為第三類邊界條件，具體參數見表2；進風口設為Velocity-inlet 邊界，進風量依據排熱量計算條件給定，見表2，通風口處湍流邊界條件為K and Epsilon，計算公式見式（4）、（5）；排風口設為Outflow 邊界；模型兩端設為絕熱邊界條件[13,14]。相關材料物性參數見表3。湍流模型設置為Reliable k-epsilon 模型，Standard壁面函數，考慮浮升力影響；壓力與速度離散方法為Simplec，除壓力為標準外格式外，其余皆為二階迎風格式，收斂標準為10-4、10-7。

表2 邊界條件Table 2 boundary conditions

表3 各種材料主要物性參數Table 3 The main physical properties of various materials

式中，u 為斷面平均速度；I 為湍流強度；l 為湍流尺度；Cμ為經驗常數，0.09。

1.5 網格無關性驗證

以不同網格尺寸對同一模型進行劃分，網格數分別為：160 萬、221 萬、317 萬、400 萬以及600萬，以600 萬網格計算結果為標準，對比不同網格數模型在相同計算條件下，檢修通道中心處高度1.8m 位置溫度與基準溫度的相對誤差，結果如圖3所示。

圖3 網格無關性驗證圖Fig.3 Grid independence verification diagram

2 結果分析

2.1 地鐵側對流換熱系數的影響

在進風風速為2.34m/s、3.12m/s、3.9m/s，隧道側空氣溫度為311K（38℃）工況條件下，改變地鐵側的對流換熱系數，研究其對地鐵與管廊之間相互傳熱的影響以及管廊內的溫度分布特性。

（1）共用底板結構傳熱分析

相較于地鐵運行時的發熱量[18]，綜合管廊的發熱量較少，所以結構共用處的傳熱量對綜合管廊內部的熱環境影響較大，故基于綜合管廊總的散熱量探究傳熱量比例，如圖4 所示，由圖可知，相互傳熱量占纜線總散熱量的比例在3.98%~11.35%之間，與對流換熱系數呈正相關關系，因為對流換熱系數的增大，可以減小換熱熱阻，使熱量傳遞變得容易；同樣隨著入口風速的增加，傳熱量占比也是在不斷增長，最大值可達11.35%，可能引起管廊排風溫度近1℃溫升，原因是隨著入口風速的增長，通風量增大引起管廊一側對流換熱系數的增加，且纜線散熱量不變，艙室內部空氣平均溫度降低，底板結構兩側的溫差增大，共同導致傳熱量增加。并且從圖3 可以看出風速從3.12m/s 變到3.9m/s 相比于風速從2.34m/s 變到3.12m/s，期間傳熱量占比值的增長變緩，說明當進口風速大于某一臨界值時，進風風速對結構共用處相互傳熱的影響變?。煌瑯与S著地鐵側對流換熱系數的不斷增大，其傳熱量比例變化值也在逐漸減小，這是因為共用結構處傳熱量的大小是由壁面兩側的對流換熱系數以及結構本身特性共同決定的。

圖4 傳熱量占比隨地鐵側對流換熱系數變化圖Fig.4 The proportion of heat transfer changes with the Convective heat transfer coefficient

（2）溫度分布特性

①以對流換熱系數8W/m2·K，進風風速3.12m/s為例，取一側檢修通道中心X=4m 位置，做縱向斷面溫度分布云圖，如圖5 所示。由圖5 可以看出隨著縱向距離的不斷增大，空氣溫度逐漸升高，這是因為在空氣流向排風口的過程中，不斷與纜線進行換熱，使得溫度升高，同時在空氣密度差導致的浮升力影響下，熱空氣向上部位置偏移，又因為上壁面的冷卻作用，導致近壁面空氣溫度降低，于是形成了如此的空氣溫度分布。溫度分布曲線基本呈拋物線型，但是受底板附近處地鐵側傳熱影響，導致溫度分布曲線發生逆向變化。

②以對流換熱系數6W/m2·K、進風風速2.34m/s 為例，分析管廊橫向斷面溫度分布，如圖6 所示。從圖6 可以發現截面右側通道高溫區域覆蓋面積大于左側通道，這是因為左側通道與進、風口處在同一橫向位置處，空氣流動效果較好；因為熱空氣的一個浮升作用，艙室上部區域溫度較高，但又因為頂部壁面的冷卻作用，使得頂部位置近壁面處空氣溫度有所降低，截面上出現明顯的溫度分層現象，且主要在艙室后半段比較明顯，因為前半段艙室整體溫度保持在較低水平，纜線散熱對通道溫度分布影響較小。同時圖5 進一步說明艙室整體溫度隨著縱向長度的增加而增大。

圖5 檢修通道中心面（X=4m）溫度分布云圖Fig.5 Cloud map of temperature distribution in the center surface of the access channel(X=4m)

圖6 橫向溫度分布云圖Fig.6 Cloud map of lateral temperature distribution

③溫度分布均勻性分析

不僅僅是電纜運行對溫度分布的均勻性存在要求，而且為保障檢修人員的人身安全，管廊內部溫度分布應該保持一定的均勻性，而地鐵側對流換熱系數的變化，引起散入綜合管廊內部的熱量不斷變化，通風散熱量不斷變化，故探究其對艙室內部溫度分布均勻性的影響。現就Y=5m 到Y=195m 范圍，沿縱向方向，每間隔5m 截取斷面，共計39個斷面，計算斷面平均溫度標準差，作圖7；其值越小，說明艙室內部溫度分布越均勻。由圖7 可知，當進風風速較小時，地鐵側對流換熱系數的變化對艙室內部空氣溫度分布均勻性的影響不顯著，這是因為在小風速條件下，艙室整體溫度較高，傳熱溫差小，通過共用結構處散入的熱量少，故對整個艙室內部的溫度分布影響較??；反之，在較大風速條件下，不僅艙室內部共用結構處對流換熱系數增大，而且艙室內部空氣溫度有所降低，傳熱溫差大，若再增大地鐵側的對流換熱系數，則會進一步增大共用結構處的傳熱量，進而影響艙室內部的溫度分布均勻性?？偟膩碚f，艙室內部溫度分布均勻性受通風影響較大，受地鐵側對流換熱系數的影響不太明顯。

圖7 斷面平均溫度標準差Fig.7 Standard deviation of the average temperature of the cross-section

2.2 地鐵側空氣溫度變化的影響

在進風風速為2.34m/s、3.12m/s、3.9m/s，地鐵側的對流換熱系數為6W/m2·K 工況條件下，改變地鐵側空氣溫度，研究其相互傳熱的影響以及對管廊內溫度分布的影響。

記傳熱量占比為共結構底板處傳熱量與電纜艙纜線總散熱量的百分比，其中負值表示傳入地鐵區間，正值表示傳入電纜艙，如圖8 所示。從圖8可以看出隨著地鐵側空氣溫度的增長，其通過共用結構處的傳熱方向以及傳熱量是不斷變化的，且由于進風風速即通風量的不同，傳熱方向發生改變的鐵側空氣溫度不同，這是因為共用結構處電纜艙室側的溫度會隨著通風量的大小發生相應地變化。

圖8 傳熱量占比隨地鐵側空氣溫度的變化Fig.8 The proportion of heat transfer changes with the air temperature on the subway side

隨著地鐵一側空氣溫度的不斷變化，電纜艙室內部的溫度以及排風溫度也逐漸變化，如圖9、10所示；受共用結構處的傳熱影響，排風平均溫度不斷升高，且艙室內部的平均溫度也逐漸升高。從圖10 可知，要滿足排風溫度小于313K，至少需要按照纜線散熱量的80%計算通風量，且在地鐵側空氣溫度高于311K 時，應當以纜線全熱計算風量運行。

圖9 艙室平均溫度圖Fig.9 Average cabin temperature graph

圖10 排風平均溫度圖Fig.10 Exhaust air average temperature graph

從Y=5m 到Y=195m 間隔5m 截取39 個斷面，計算這39 個斷面平均溫度標準差，結果如圖11 所示，其值隨著地鐵側空氣溫度的升高而增大，且在小風量條件下，變化越明顯，這進一步說明地鐵側空氣溫度對電纜艙室內部的溫度分布有較大影響。

圖11 空氣溫度標準差隨地鐵側空氣溫度變化圖Fig.11 The standard deviation of air temperature varies with the air temperature on the subway side

2.3 影響因素顯著性分析

利用SPSS 24.0，分析進風風速、地鐵側對流換熱系數、地鐵側空氣溫度與電纜艙排風平均溫度之間的顯著性關系，結果如表4 所示。

表4 多因素方差分析結果Table 4 Multivariate ANOVA results

從表4 可知，進風風速的變化、共用結構處地鐵側空氣溫度的變化，對管廊的排風平均溫度的影響極為顯著，而共用結構處地鐵側對流換熱系數的變化，相對于另外兩個變量，其對管廊排風平均溫度的影響不顯著。故當綜合管廊電纜艙室與地鐵區間結構共建時，應當更多關注地鐵區間的空氣溫度，當地鐵區間空氣溫度較高時，建議增加電纜艙室通風量，以滿足電纜艙室的排風要求。

3 結論與建議

（1）當綜合管廊電纜艙室與地鐵區間結構共建時，地鐵區間的空氣溫度對電纜艙室排風溫度影響顯著，在艙室風量計算時可附加10%左右的余熱量；

（2）可通過增加通風量，改善電纜艙室內部空氣溫度分布的均勻性；

（3）綜合管廊電纜艙與地鐵區間共用結構時，電纜艙室保持通風的情況下，對地鐵區間熱環境的影響較小，故從通風角度來說，兩者結構共建是可行的。