管線敷設(shè)與風(fēng)機(jī)室布置對綜合管廊通風(fēng)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(xué)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(wǎng)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(tuán)中南電力設(shè)計(jì)院有限公司, 湖北 武漢 430000)

0 引言

隨著我國城市化進(jìn)程的加快，各大中型城市規(guī)劃建造了大量的地下綜合管廊工程。地下綜合管廊系統(tǒng)集合了電力、通信、燃?xì)?、供排水等市政設(shè)施，提高了城市綜合承載力，且造價(jià)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(jīng)濟(jì)性，是當(dāng)前綜合管廊設(shè)計(jì)的一個(gè)重點(diǎn)關(guān)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(yīng)的地下管廊工程技術(shù)規(guī)范[2-4]。當(dāng)前綜合管廊的技術(shù)規(guī)程主要是針對地下管廊的常規(guī)施工設(shè)計(jì)，對后期運(yùn)營成本關(guān)注不足，比如綜合管廊中風(fēng)機(jī)選擇時(shí)的壓降損失計(jì)算問題。準(zhǔn)確計(jì)算綜合管廊內(nèi)的壓降損失問題，可以經(jīng)濟(jì)合理地選取風(fēng)機(jī)，從而減小后期運(yùn)營成本。關(guān)于常規(guī)綜合管廊壓降損失的阻力系數(shù)，一般是參照相關(guān)技術(shù)規(guī)范[4-6]，但是沒有給出管廊內(nèi)管線和支架對氣流阻力的影響以及風(fēng)機(jī)室設(shè)置多臺風(fēng)機(jī)相互作用對壓降損失的影響。為了考慮各艙內(nèi)管線與支架布置對壓降損失的影響以及多臺風(fēng)機(jī)的相互作用，一般通過計(jì)算流體動力學(xué)(computational fluid dynamic，CFD)模擬技術(shù)、模型試驗(yàn)與現(xiàn)場實(shí)測技術(shù)[7-8]。其中現(xiàn)場實(shí)測[7]主要針對已投入運(yùn)營管廊的實(shí)測； 模型試驗(yàn)[9]需要較長的試驗(yàn)周期和昂貴的試驗(yàn)費(fèi)用，難以在工程設(shè)計(jì)中廣泛采用[10]。CFD技術(shù)具有成本低、速度快、資料完備、可模擬各種不同工況等獨(dú)特的優(yōu)點(diǎn)，且由于當(dāng)前計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，CFD方法的計(jì)算周期和成本完全可以為工程應(yīng)用所接受[10-12]。

本文采用CFD技術(shù)對綜合管廊的壓降損失問題進(jìn)行研究。以武漢市江夏區(qū)譚鑫培路地下綜合管廊作為實(shí)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(shù)，以及典型排風(fēng)口風(fēng)機(jī)室中多臺風(fēng)機(jī)氣流相互作用對壓降損失的影響，以期為類似項(xiàng)目的設(shè)計(jì)與規(guī)范修訂提供參考。

1 項(xiàng)目介紹

譚鑫培路地下綜合管廊位于武漢市江夏區(qū)，包括起點(diǎn)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(diǎn)端GIL單艙(長度約為3.8 km)。各艙的長度如圖 1所示，各艙標(biāo)準(zhǔn)段內(nèi)部細(xì)節(jié)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(biāo)準(zhǔn)部分)(單位： mm)

表1 綜合管廊的橫截面典型尺寸

GIL艙內(nèi)GIL管道為雙側(cè)2回布置，每側(cè)1回，每回3相，共6相。GIL艙正常工況為2回(6相)同時(shí)運(yùn)行；N-1工況為1回(3相)運(yùn)行，1回停運(yùn)。采用自然進(jìn)風(fēng)、機(jī)械排風(fēng)的通風(fēng)方式來排除艙內(nèi)余熱，并將GIL艙劃分為10個(gè)通風(fēng)區(qū)間。單個(gè)通風(fēng)區(qū)間的通風(fēng)方式為沿廊縱向通風(fēng)，通風(fēng)區(qū)間的一端進(jìn)風(fēng)、另一端排風(fēng)，相鄰2個(gè)通風(fēng)區(qū)間的進(jìn)風(fēng)(排風(fēng))合用1個(gè)進(jìn)風(fēng)塔(或排風(fēng)塔)。每個(gè)通風(fēng)區(qū)間配置2臺風(fēng)機(jī)，即每個(gè)通風(fēng)塔處配置4臺風(fēng)機(jī)。

綜合艙內(nèi)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(guī)劃為2回35 kV電纜與4回10 kV電纜；遠(yuǎn)期規(guī)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(gè)防火分區(qū)，防火分區(qū)之間通過防火門隔斷。單個(gè)通風(fēng)區(qū)間與其防火分區(qū)規(guī)劃一致，各通風(fēng)區(qū)間的進(jìn)風(fēng)(排風(fēng))彼此獨(dú)立，互不影響。單個(gè)通風(fēng)區(qū)間的通風(fēng)方式為沿管廊縱向通風(fēng)，通風(fēng)區(qū)間一端進(jìn)風(fēng)、另一端排風(fēng)，相鄰2個(gè)通風(fēng)區(qū)間的進(jìn)風(fēng)塔(或排風(fēng)塔)合用，同時(shí)合用的進(jìn)風(fēng)塔(或排風(fēng)塔)內(nèi)用防火隔墻進(jìn)行分隔。各通風(fēng)區(qū)間按遠(yuǎn)期規(guī)劃配置3臺相同風(fēng)機(jī)，本期安裝1臺。

高壓電纜艙內(nèi)的纜線均為遠(yuǎn)期規(guī)劃，遠(yuǎn)期纜線規(guī)劃情況為2回220 kV電纜與4回110 kV電纜。整個(gè)高壓電纜艙防火分區(qū)的劃分與綜合艙同步。各通風(fēng)區(qū)間按遠(yuǎn)期規(guī)劃配置3臺相同風(fēng)機(jī)。

2 綜合管廊標(biāo)準(zhǔn)斷面阻力系數(shù)

2.1 阻力系數(shù)分析方法

阻力系數(shù)的CFD模擬采用通用的流體軟件Open FOAM進(jìn)行[13-14]。假設(shè)綜合管廊內(nèi)的流體在穩(wěn)態(tài)條件下為不可壓縮流，且等溫流動。每條管廊單獨(dú)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(nèi)壓力損失的CFD方法流程如下：

1)建立綜合管廊的標(biāo)準(zhǔn)模型，假定管廊壁面粗糙度為3 mm，敷設(shè)管線壁面粗糙度為1 mm。通過隧道通風(fēng)模擬得到管廊三維建模的邊界條件信息(如風(fēng)速、流量等信息)，并進(jìn)行網(wǎng)格穩(wěn)定性驗(yàn)算。本項(xiàng)目采用一維隧道通風(fēng)和防火模擬軟件IDA得到相應(yīng)的邊界條件，GIL艙不同通風(fēng)區(qū)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(fēng)區(qū)間的流量數(shù)據(jù)也來自IDA軟件一維模擬結(jié)果。

表2GIL艙不同工況下不同通風(fēng)區(qū)間流量

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

工況通風(fēng)區(qū)間123456789101a381836312530243119362a118261912255.51316213a241325201621162113241b512348423440334125492b231425201523162114233b37183631253124311936

注： 1、2、3分別表示夏季、冬季、過渡季節(jié)； 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(fā)展流進(jìn)行分析，通過規(guī)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(jì)算得到阻力系數(shù)。

3)對管廊內(nèi)充分發(fā)展流(大部分區(qū)域)進(jìn)行分析。通過設(shè)定循環(huán)邊界條件(見圖3)來借助10 m長節(jié)段模型研究管廊內(nèi)充分發(fā)展流的阻力系數(shù)，該條件適用于有代表性的充分發(fā)展段管廊的入口和出口； 然后指定目標(biāo)壓降，模擬運(yùn)行，直到監(jiān)測位置的流速達(dá)到穩(wěn)態(tài)值； 接著通過后處理獲得相應(yīng)的流量。上述過程重復(fù)進(jìn)行壓降計(jì)算(并因此得到流量)，然后針對每個(gè)流量確定損失系數(shù)。

圖3 循環(huán)邊界條件示意圖

阻力系數(shù)K為氣流流經(jīng)單位長度管廊所產(chǎn)生的阻力與動壓之比，綜合考慮了單位長度管廊內(nèi)敷設(shè)管線與壁面粗糙度所產(chǎn)生的所有阻力?？梢杂上鹿接?jì)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(shè)計(jì)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(wǎng)格穩(wěn)定性對模擬結(jié)果的影響，進(jìn)行了2個(gè)不同網(wǎng)格量的比較，使用2個(gè)分別約有110萬和260萬(網(wǎng)格精度在流向方向增加)網(wǎng)格數(shù)量的模型進(jìn)行比較，如圖 5所示。其中，網(wǎng)格1入口網(wǎng)格初始單元為高5 mm的5個(gè)棱柱層，入口網(wǎng)格上的最大網(wǎng)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(wǎng)格總數(shù)為110萬； 網(wǎng)格2的流動方向間距為0.1 m，其他與網(wǎng)格1一致。為了判斷分析網(wǎng)格是否穩(wěn)定，基于一定的壓降同時(shí)使用周期性邊界條件，比較2個(gè)不同網(wǎng)格模型斷面入口與出口中心點(diǎn)處的最終速度隨時(shí)間的變化(見圖 6)。圖 6結(jié)果表明2個(gè)模型中關(guān)鍵點(diǎn)的流速與流量結(jié)果接近，實(shí)現(xiàn)了本文所設(shè)定的循環(huán)邊界條件。其中，網(wǎng)格1的流量為6.61 m3/s，網(wǎng)格2的流量為6.63 m3/s，誤差為0.3%，達(dá)到了循環(huán)邊界條件的網(wǎng)格穩(wěn)定性條件。為了減小計(jì)算時(shí)間，后續(xù)模型中將采用0.2 m間距模型進(jìn)行分析計(jì)算。

圖7示出GIL艙不同入流位置的阻力系數(shù)。圖7(a)示出入口處發(fā)展流壓損系數(shù)PTot/ρ隨入口距離的變化，圖中的流量約為5.5 m3/s, 對應(yīng)一維通風(fēng)排熱分析中獲得的最低流量值。通過式(1)與圖 7(a)可以計(jì)算得到在5.5 m3/s流量下入口發(fā)展流的阻力系數(shù)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(dǎo)致。圖 7(b)示出充分發(fā)展流在不同流量情況下的阻力損失系數(shù)與流量的關(guān)系曲線。當(dāng)流量較高時(shí)，阻力系數(shù)接近0.020； 同時(shí)，隨著流量的增大，阻力系數(shù)K趨于定值，這與文獻(xiàn)[15]的結(jié)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(wǎng)格2(260萬)

圖6 GIL艙網(wǎng)格穩(wěn)定性判斷

(a) 入口處發(fā)展流壓損系數(shù)的變化

(b) 充分發(fā)展流阻力系數(shù)隨流量的變化

2.2 高壓艙

基于艙內(nèi)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(wǎng)格總量約為260萬?；贕IL艙網(wǎng)格穩(wěn)定性的經(jīng)驗(yàn)，網(wǎng)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(shù)，如圖9所示。圖9(a)示出入口處發(fā)展流壓損系數(shù)PTot/ρ隨入口距離的變化,圖中流量為2 m3/s, 對應(yīng)一維通風(fēng)排熱分析中獲得的最低流量值。通過計(jì)算，可以得到在2 m3/s流量下入口發(fā)展流的阻力系數(shù)K大約為 0.006。圖9(b)示出充分發(fā)展流在不同流量下的變化規(guī)律，由圖可知損耗系數(shù)近似恒定，K平均值約為0.039。

(a) 入口處發(fā)展流壓損系數(shù)的變化

(b) 充分發(fā)展流阻力系數(shù)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(nèi)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(shù)量較多，總網(wǎng)格約為660萬?；贕IL艙網(wǎng)格穩(wěn)定性的經(jīng)驗(yàn)，網(wǎng)格沿流向間距與GIL艙相同，為0.2 m。

(a) 三維模型

(b) 網(wǎng)格劃分

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

3 風(fēng)機(jī)室風(fēng)機(jī)布置的影響

風(fēng)機(jī)室由于存在多個(gè)風(fēng)機(jī)氣流的相互作用，流動特別復(fù)雜。為了判斷基于規(guī)范估算風(fēng)機(jī)的最大壓力損失是否合理，針對GIL艙典型排風(fēng)口的風(fēng)機(jī)室建立三維CFD模型，以判斷不同風(fēng)機(jī)的壓力損失。GIL艙的典型排風(fēng)口如圖 12所示，所有風(fēng)機(jī)為鋼制軸流式單速風(fēng)機(jī)，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(gè)風(fēng)機(jī)都在全速運(yùn)行。每個(gè)風(fēng)機(jī)的風(fēng)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(fēng)口的其他裝置，如風(fēng)機(jī)上的阻尼器，百葉和消聲器等。圖14所示藍(lán)色區(qū)域?yàn)橥L(fēng)出口，外部為自由大氣； 頂部出口處的邊界參數(shù)為0 Pa。

(a) 入口處發(fā)展流壓損系數(shù)的變化

(b) 充分發(fā)展流阻力系數(shù)隨流量的變化

Fig. 11 Variation curves of resistance coefficient of integrated cabin

圖12 GIL艙排風(fēng)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(fēng)機(jī)面具有最高壓差，與常規(guī)判斷是一致的。拐角處的風(fēng)機(jī)壓損將影響整個(gè)項(xiàng)目的風(fēng)機(jī)選取。

圖13 CFD模型與邊界條件

圖14 CFD模擬結(jié)果 (單位： Pa)

圖15示出基于CFD模擬結(jié)果計(jì)算得到不同風(fēng)機(jī)的壓損。由圖可知，最遠(yuǎn)的1#風(fēng)機(jī)具有最大的壓降，為281 Pa，表明隨著風(fēng)機(jī)越來越接近出口，其壓損也越來越小。基于已有荷載規(guī)范估算最不利風(fēng)機(jī)(1#風(fēng)機(jī))的壓力損失見表3[4, 16]。規(guī)范估算結(jié)果為212.5 Pa，而CFD模擬的壓力損失是281.07 Pa，為規(guī)范估算值1.32倍； 4個(gè)風(fēng)機(jī)壓力損失的平均值為236.3 Pa，為規(guī)范估算值的1.11倍。規(guī)范估算值比CFD模擬結(jié)果偏低10%～30%，可能對后期風(fēng)機(jī)運(yùn)行產(chǎn)生影響。建議通過CFD技術(shù)對多個(gè)風(fēng)機(jī)風(fēng)流的相互作用進(jìn)行評估，從而得到最經(jīng)濟(jì)可靠的壓損估算結(jié)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(fēng)機(jī)1.162.122.410.900擴(kuò)大至風(fēng)機(jī)室11.162.722.48.3140.3氣流90°轉(zhuǎn)角1.169.022.42.51.55.42#風(fēng)機(jī)損失1.169.022.42.51.55.43#風(fēng)機(jī)損失1.169.044.85.01.521.54#風(fēng)機(jī)損失1.169.067.27.51.548.3擴(kuò)大至風(fēng)機(jī)室21.1616.189.65.60.610.7擴(kuò)大進(jìn)入排氣口1.1616.289.65.5117.790°轉(zhuǎn)角1.1616.289.65.51.526.5收縮1.168.089.611.20.2417.6進(jìn)入大氣側(cè)1.1615.689.65.7119.1合計(jì)212.5

4 結(jié)論與討論

1)GIL艙、高壓艙與綜合艙在入口處的阻力系數(shù)可為類似項(xiàng)目的壓損估算提供參考。入口發(fā)展流的阻力系數(shù)相比充分發(fā)展流的阻力系數(shù)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(fā)展流段，隨著流量的增大，阻力系數(shù)趨于穩(wěn)定為一個(gè)定值，GIL艙、高壓艙與綜合艙分別為0.020、0.039與0.037。

2)風(fēng)機(jī)室中多個(gè)風(fēng)機(jī)的相互作用導(dǎo)致該區(qū)域的氣流特別復(fù)雜?；诋?dāng)前規(guī)范估算風(fēng)機(jī)室的壓降損失相比CFD結(jié)果偏小10%～30%。本文風(fēng)機(jī)室中的風(fēng)機(jī)串聯(lián)布置遠(yuǎn)非最優(yōu)布置，該布置導(dǎo)致了大量的額外壓力損失，建議風(fēng)機(jī)布置為平行并列布置以減小風(fēng)機(jī)間的額外壓降損失。為了提高綜合管廊的耐久性與通風(fēng)排熱性能，建議參考本文CFD方法對典型風(fēng)機(jī)室的壓損進(jìn)行分析，以消除當(dāng)前規(guī)范估算帶來的隱患。

3)本文基于CFD技術(shù)得到阻力系數(shù)與風(fēng)機(jī)壓損的方法可為類似工程通風(fēng)設(shè)計(jì)提供參考，典型綜合管廊的阻力系數(shù)可為規(guī)范修訂提供有益補(bǔ)充。

雖然數(shù)值模擬方法能夠滿足當(dāng)前工程精度，且大量用于工程設(shè)計(jì)，但是由于在建立阻力系數(shù)數(shù)值模型的過程中進(jìn)行了簡化，主要是忽略了沿程高差與管線發(fā)熱的影響，需要基于已建成項(xiàng)目的實(shí)測結(jié)果來對模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)算。關(guān)于忽略綜合管廊沿程高差與管線發(fā)熱對阻力系數(shù)的影響，需要進(jìn)一步進(jìn)行模擬分析，并歸納相應(yīng)的阻力系數(shù)，以滿足實(shí)際工程應(yīng)用。關(guān)于風(fēng)機(jī)室多個(gè)風(fēng)機(jī)的相互作用，本文只是針對某一特定風(fēng)機(jī)室的布置進(jìn)行了分析，需要更進(jìn)一步地通過數(shù)值模擬優(yōu)化風(fēng)機(jī)布置，考慮風(fēng)機(jī)彎頭與消聲器的影響，改善風(fēng)機(jī)室氣流組織的路徑，并得出可用于工程實(shí)際的風(fēng)機(jī)布置壓損修正系數(shù)。