長距離地下綜合管廊局部通風強化換熱效果研究

尹海國 王爍焱 鄧 鑫 康云飛

(西安建筑科技大學,西安)

0 引言

綜合管廊已經在我國建設發展20多年[1],但仍然存在諸多問題,如管廊電纜艙內發熱量超大,需要將熱量排出以保證管廊內安全溫度[2]。GB 50838—2015《城市綜合管廊工程技術規范》[3]規定,當綜合管廊內空氣溫度高于40 ℃或需進行線路檢修時應開啟排風機排風,并應滿足綜合管廊內的環境控制要求[4]。目前管廊內主要通過控制整體換氣次數進行通風散熱[5]。隨著管廊長度的增加,為降低管廊后段高溫區域的溫度,管廊換氣次數不斷增大,導致管廊前段區域溫度過低,造成能源浪費[6]。故而需研究更經濟合理的管廊通風方式。

目前許多地下綜合管廊工程將2個或3個防火分區作為1個通風單元[7],而防火分區中的防火門會強化管廊的通風換熱效果,類似防火門的障礙物會增大通道斷面速度,形成局部擾流而增強換熱。朱金鵬通過模擬研究發現,管廊風速在防火門處會出現驟增現象,存在一個極值[8]。韋巖等人指出不同斷面形狀會影響電纜艙內的溫度分布與散熱效果[9]。Wang等人發現電纜艙內空氣的阻塞作用生成的渦流降低了電纜的溫度[10]。Meng等人也指出障礙物的存在會影響隧道臨界通風速度[11]。基于這種特殊的現象,筆者提出了一種增強局部擾動的方法,即在管廊內安裝射流風機,通過局部加速氣流撞擊管廊壁面來強化管廊內氣流的局部擾動,達到增強換熱的目的。射流風機在公路隧道中的成熟應用[12-13]在一定程度上印證了這種方法的可行性。

數值模擬是目前研究管廊通風散熱的主要方法之一,在處理管廊內熱煙氣擴散問題上,林俊等人利用數值模擬分析軟件得出了不同通風速度對管廊防火性能的影響[14]。葉爽等人利用CFD方法分析了不同管徑管廊熱力艙的最佳通風區,模擬結果與實驗結果吻合度較好,誤差為10%左右[15]。Wang等人基于數值模擬研究提出了新型活塞風通風策略,模擬結果和實驗結果誤差小于10%[16]。Li等人對管廊通風系統進行了實地測試,運用數值模擬方法對比了不同截面的風速分布,縮尺模型實驗證實模擬誤差在10%以內[17]。因此,本文研究也采用數值模擬方法建立管廊局部通風數值模型,從通風換熱的角度研究管廊內設置射流風機的可行性。通過選取截面平均溫度作為依據,分析管廊沿長度方向的通風換熱效果。通過改變管廊進口風量和風機風量的比例,研究射流風機速度對管廊局部溫度的影響。對比研究風機安裝角度對管廊局部換熱效率的影響,研究設定0°、45°、90° 3個安裝角度。

1 數值模擬與實驗驗證

1.1 物理模型

本文研究基于目前地下管廊常用的施工方案,選取某采用盾構工藝敷設的電纜管廊為研究對象,管廊斷面形狀為圓形,管廊模型示意圖見圖1。管廊通風區間長度為200 m,管廊內存在6條電纜桁架,可以鋪設4條3×110 kV電纜線路,電纜模型示意圖見圖2,管廊頂部布有弱電線路(10 kV),發熱量小,計算時予以忽略。管廊兩端的通風口簡化為矩形風口(1 m×1 m),將每個桁架內的電纜線路簡化為2條110 kV線路,共12條。在管廊頂部安裝局部射流風機,風機直徑D=0.35 m,管廊截面直徑為10D=3.5 m。本文重點研究管廊內射流風機射流狀態及其對管廊換熱的影響,使用CFD方法建立了三維數值模擬模型,建模時對管廊內流動換熱特性影響不大的細小結構進行了簡化處理。

圖1 管廊模型示意圖

本文使用型號為64/110 kV的交聯聚乙烯(XLPE)鋁護套電纜,其剖面結構如圖2b所示,電纜有多層結構,其中主要為保護層與導電體。將電纜外圍各層簡化為1個保護層,如圖2c所示。

按照質量平均法計算簡化后的電纜保護層的平均比熱容：

(1)

圖2 管廊電纜模型示意圖

式中ceq為平均比熱容,J/(kg·K);n為電纜保護層材料層數;ωi為第i層材料質量分數;ci為第i層材料比熱容,J/(kg·K)。

電纜保護層導熱系數利用平均熱阻計算：

(2)

式中λeq為平均導熱系數,W/(m·K);ri為第i層半徑,m;λi為第i層材料導熱系數,W/(m·K)。

各層電纜物性及保護層相關參數見表1。

表1 110 kV電纜結構參數

使用商業軟件ANSYS Fluent 19的SIMPLE算法進行求解計算。管廊內電纜發熱量很大,在運行過程中空氣被加熱,在數值模擬時不能忽略溫度對密度的影響,空氣密度項使用Boussinesq假設。為了更好地計算湍流,選用RealizableK-ε模型,壁面函數使用Standard Wall Functions,Y+控制在30以上。采用結構化網格進行物理建模,如圖3所示。計算收斂判斷條件為湍流項殘差值小于10-2,能量項殘差值小于10-6。同時保證管廊進出口質量流量偏差在5%以內。

圖3 管廊網格劃分

1.2 數值模擬邊界條件

本文所研究管廊使用的通風方式為機械排風+自然進風的組合方式。進風口為壓力進口(pressure-inlet),相對壓力為0 Pa。排風口處設置速度為負值的速度進口(velocity-inlet),進出口湍流項使用強度和水力直徑(intensity and hydraulic diameter)定義,對于中等湍流強度,其強度值為5%,水力直徑為1 m[18]。根據項目所在地室外氣象參數,送風溫度設為夏季室外計算溫度(26 ℃)。為了確保管廊穩定運行,取土壤溫度與室外計算溫度相同。電纜表面為熱源邊界,電纜運行時產生的熱量與電纜的載流量有關,計算式如下[19]：

(3)

式中Q為電纜熱損失功率,W;b為電纜芯數量;k為功率系數,取0.6;L為電纜長度,m;σ為電阻率,Ω·mm2/m,取2×10-8Ω·mm2/m;I為負載電流,A;A電纜芯截面積,mm2。

本文研究的電纜發熱采用體內熱源,需要將管廊單位長度發熱量轉化為單位體積散熱量,管廊電纜參數及計算散熱量如表2所示。

表2 電纜參數及計算散熱量

管廊壁面材料設定為混凝土,管廊中流體為普通空氣,主要材料的物性參數如表3所示。

表3 主要材料物性參數

1.3 實驗數據驗證

為了驗證數值模型的準確性,搭建1∶25縮尺模型實驗臺對射流風機后的風速衰減進行驗證,如圖4所示。圓形電纜艙縮尺模型直徑為140 mm,長度為4 m,實驗材料為透明亞克力板,風機為軸流風機,測試儀器為多功能氣流測量儀(型號：SWEMA3000)與大風速探頭(型號：SWA31),重點測量射流風機的速度衰減。沿風機軸線布置7個測點(前5個測點間隔0.05 m,后3個測點間隔0.20 m),如圖4所示。實驗與模擬結果的對比如圖5所示。

注：1～7為測點編號。圖4 縮尺模型實驗臺布置示意圖

圖5 數值模擬與實驗結果對比

通過實驗結果與數值模擬結果的對比可以發現,在射流的初始段實驗結果與數值模擬結果相差較小。測點6處兩者差異最大,相差15.5%。原因可能是實驗中采用的射流風機結構簡單,風機葉輪帶動空氣直接進行通風,沒有任何的均流裝置,導致風機射流在主體段(測點5～7)受到更多周圍空氣摻混的影響,形成與數值模擬中理想風機出流之間的速度差異。但考慮到射流風機對管廊的局部控制作用更重要,風機射流起始段(測點1～5)的誤差都較小,認為所選的簡化方式、數值模型及求解算法適用于管廊局部通風系統研究。

2 模擬結果

2.1 局部射流特征分析

選取換氣次數為4 h-1的工況對管廊中設置局部射流風機后的流場特征進行分析,排風量為7 560 m3/h,進風溫度為26 ℃。為了對比有無射流風機時管廊內流動狀態對溫度的影響,在射流風機的運行工況中,設定管廊排風速度為1.89 m/s(對應風量為0.9×7 560 m3/h),射流風機風速為2.31 m/s(對應風量為0.1×7 560 m3/h),兩者風量相加與不設置射流風機的管廊總風量相等。截取管廊中心處縱截面,由于管廊長度比高度大很多,為了方便觀察將縱截面云圖按z∶y=1∶4的比例進行縮放,管廊截面溫度與速度云圖見圖6。

圖6 有無射流風機縱截面溫度云圖與有射流風機速度云圖

觀察圖6a可見,射流風機處相較于管廊全局風速較大,風機射流主體在運動過程中逐漸脫離管廊上壁面,沖擊了底部的低速氣流,使穩定的氣流發生擾動。這種現象對溫度場會產生影響,對比圖6b和圖6c可以看出,沒有射流風機的工況中高溫層逐漸蔓延至管廊底部,使得局部溫度逐漸升高。設置射流風機后,溫度層發生了改變,風機下部區域的溫度降低,溫度層高度維持穩定。對管廊斷面的平均溫度進行分析,計算方式為計算所選截面的每一個網格的溫度與面積的乘積,累加后除以所選截面的面積,即

(4)

式中ta為截面平均溫度,℃;m為網格數量;j為網格編號;tj為網格溫度,℃;Sj為網格面積,m2。

與云圖分布一致,在截面溫度分布圖(見圖7)中,管廊100～125 m處的溫度分布出現了局部下降的趨勢,相比不加射流風機,風機出口段局部區域截面平均溫度降低了0.5 ℃。結合圖6b分析,原因是風機射流在運動過程中衰減,對周圍氣流產生卷吸作用,強化了局部流場擾動,增強了換熱效果。但是,這種效果隨著射流距離的增加而逐漸衰弱,超過一定距離后消失。故而加裝射流風機確實會在風機前后實現局部降溫,但影響距離有限。

圖7 縱截面平均溫度

2.2 不同風量比分析

風速會影響射流的狀態,為分析射流風速對管廊局部溫度的控制效果,設置了不同的射流風速工況,如表4所示。其中,工況1～3中的排風量加射流風機風量相同,總風量為7 560 m3/h,風機風量占總風量的比例分別為5%、10%、15%。工況4與工況2的射流風機風速相同,排風量與工況2的總風量相同。不同工況的模擬結果如圖8所示。

表4 工況速度設置參數 m/s

圖8 不同工況截面平均溫度

從管廊前段(0～100 m)溫度分布來看,截面溫度高低與進風口風量相關,進風口風量工況3<工況2<工況1<工況4。不同工況的前半段溫度工況3最高、工況4最低。在射流風機作用區域,不同射流風速對風機的作用范圍并無影響,均為25 m左右。而100～125 m處溫度的下降趨勢表明射流風機的風速對管廊局部散熱有影響,當風機風量達到總風量的10%(工況2)時,再繼續增大風速并不能帶來散熱效果的有效提升,此時應考慮增大換氣次數來降低管廊溫度。同時由于風機的作用區域長度并不隨風機速度變化,應考慮射流風機風速的合理設定,避免動力源的浪費。

2.3 射流角度分析

如前所述,管廊射流風機作用區域溫度降低的原因是風機造成氣流擾動,那么改變風機出風角度,從而改變射流與壁面的碰撞形式,讓氣流在局部狹小空間形成貼附或撞擊,加劇空氣的擾動,可能會達成更好的控溫效果。所以本文在工況1和工況2的基礎上調整風機射流角度,設置0°、45°、90° 3個不同角度的工況,探究射流角度對管廊散熱效果的影響,角度設置如圖9所示。

圖9 風機射流角度示意圖(頂視圖)

選擇工況2進行分析,由于管廊100～125 m的溫度下降區域與射流風機控制區域重合,管廊射流風機后2 m和10 m分別位于風機射流的起始段和主體段,可充分反映這2個區域的溫度和速度變化,具有代表性。選取z=102 m與z=110 m截面進行具體分析。圖10顯示了這2個截面的溫度分布與速度方向。從圖10可見,電纜附近的熱浮升力引起的速度明顯：在0°射流角度工況中,射流對電纜附近的氣流速度影響較小;在45°射流角度工況中,射流對右側電纜附近的氣流影響較大,使得電纜附近的速度場與溫度場發生改變,管廊內溫度分布更加均勻;在90°射流角度工況中,射流對左側電纜附近的氣流影響較大。從溫度分布可知,不同角度的射流能改變截面溫度分布：在0°射流角度工況中,低溫區域主要集中在底部;在45°射流角度工況中,z=110 m截面溫度變得比較均勻;在90°射流角度工況中,z=102 m截面溫度已經變得較為均勻。為了更好地分析溫度的變化,選取不同截面的平均溫度進行對比,如圖11所示。

圖10 不同射流角度時的速度方向與溫度云圖

圖11 不同射流角度截面平均溫度

通過對比發現,工況1和工況2射流風機處均出現了局部溫度降低的現象,風機作用區域都在25 m內。橫向對比不同角度的模擬結果,發現射流角度為90°時降溫效果更好。在射流風機作用區域內,射流風機風量增加帶來的結果是換熱增強,工況2在射流角度為0°、45°時的溫度下降幅度要明顯優于工況1,與前述結果吻合。射流角度為90°時,風機作用區域的溫度下降趨勢延伸到管廊后段,即125～183 m段,相比射流角度0°、45°工況管廊截面平均溫度分別降低了0.41、0.33 ℃,取得了更好的降溫效果。分析原因是高速射流沖擊管廊壁面,狹窄的通風空間中產生了劇烈的空氣擾動,90°的射流使得管廊旋轉動量最大,衰減距離更長,持續沖擊后段管廊的平穩層流,強化了后段的通風散熱。由此可知,風機射流角度對管廊的通風散熱會產生影響,存在較優的角度,最優射流角度為90°。

3 結論

本文通過數值模擬方法,利用局部通風的思路對200 m長電纜管廊進行了通風換熱研究,使用1∶25 比例的縮尺模型驗證了數值模型的可靠性,分析了電纜管廊在射流風機作用下的溫度場和速度場,對比了不同管廊總風量、風機送風量、風機射流角度下的通風散熱效果,所得結論如下：

1) 風機射流主體在運動過程中會逐漸脫離管廊上壁面,沖擊底部的低速氣流,使穩定的氣流發生擾動,對溫度場產生影響。設置射流風機后,管廊溫度層發生了改變,風機下部區域溫度降低。

2) 風機射流在運動過程中衰減,對周圍氣流產生卷吸作用,強化了局部流場擾動,增強了換熱效果。加裝射流風機會使風機前后溫度降低,在風機出口段局部區域截面平均溫度降低了0.5 ℃,但影響距離有限,作用區域長度約為25 m。

3) 風機射流角度對管廊的通風散熱有較大的影響。當射流角度為90°時,在管廊的大部分區域降溫效果都很好,對管廊后端的溫度控制最佳,相比射流角度0°、45°工況管廊截面平均溫度分別降低了0.41、0.33 ℃。