數(shù)據(jù)中心送風(fēng)冷通道的導(dǎo)流構(gòu)件結(jié)構(gòu)優(yōu)化

鞏 莉,張忠斌,陳 萌

(南京師范大學(xué) 能源與機(jī)械工程學(xué)院,江蘇 南京 210023)

0 引 言

隨著大數(shù)據(jù)云計算和通信技術(shù)的快速發(fā)展,數(shù)據(jù)中心為滿足更大的存儲容量和更快的數(shù)據(jù)處理速度需求,能耗大幅增加[1]。相關(guān)研究表明數(shù)據(jù)中心冷卻系統(tǒng)能耗約占總能耗的一半[2]。為確保IT設(shè)備的安全運(yùn)行并減少冷卻系統(tǒng)的能耗,提高能源效率成為數(shù)據(jù)中心可持續(xù)發(fā)展進(jìn)程中亟須解決的重要問題[3]。

為減輕數(shù)據(jù)中心高能耗問題,已經(jīng)提出了一系列技術(shù)策略,包括自由冷卻、冷卻管理、氣流管理和服務(wù)器熱管理等[4-6]。其中,氣流管理和自由冷卻通常被視為降低冷卻系統(tǒng)能耗有效且具有前景的解決方案[7]。氣流管理相比于易受天氣狀況影響的自由冷卻技術(shù),更被視為是提升數(shù)據(jù)中心熱性能和冷卻效率的主流方法。

目前,具有冷通道封閉模式的地板下送風(fēng)系統(tǒng)已在數(shù)據(jù)中心廣泛使用[8-9]。此系統(tǒng)合理的配風(fēng)是提高熱性能的前提。其中,導(dǎo)流構(gòu)件就是一種被動式氣流管理和輸配調(diào)節(jié)方法[10-11]。能夠通過幾何結(jié)構(gòu)、材料特性等參數(shù)的調(diào)節(jié),合理匹配送風(fēng)參數(shù)并調(diào)節(jié)氣流。 蘇振鸞等利用二次正交旋轉(zhuǎn)設(shè)計方法,研究了導(dǎo)流板的參數(shù),如寬度、角度和距離風(fēng)機(jī)的距離,以改變進(jìn)入氣流的方向,并改善渦輪機(jī)葉片周圍的流動,以提升其空氣動力學(xué)特性[12]。ZHANG等基于水流參數(shù)的選取,使用導(dǎo)流墩作為優(yōu)化策略,發(fā)現(xiàn)導(dǎo)流墩對水流的軸向流速均勻度和流速加權(quán)平均角度具有顯著的調(diào)節(jié)作用[13]。WANG等利用均勻設(shè)計方法,對儲罐中導(dǎo)流板的安裝位置、傾斜角度和高度3個參數(shù)進(jìn)行了數(shù)值研究,旨在改善空氣-水直接儲罐的傳熱傳質(zhì)和壓降性能[14]。他們建立了傳熱速率、傳質(zhì)速率和壓降的回歸模型,并利用遺傳算法獲取了導(dǎo)流板的3個最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)。TIAN等設(shè)計了一種被動調(diào)整位置的導(dǎo)流板,能夠隨著風(fēng)向變化自動調(diào)整,并在不同的操作條件下進(jìn)行了三維計算流體動力學(xué)模擬,結(jié)果顯示,使用這種被動導(dǎo)流板,機(jī)組的最大效率提高了24.91%[15]。SHEN等在雙層微通道散熱器中引入導(dǎo)流構(gòu)件以改善傳統(tǒng)雙層微通道散熱片的性能,顯著增強(qiáng)了散熱器的傳熱性能[16]。然而,導(dǎo)流構(gòu)件在數(shù)據(jù)中心的應(yīng)用仍然有限,并且相關(guān)研究主要集中在地板下靜壓空間設(shè)置導(dǎo)流構(gòu)件方面。另外,數(shù)據(jù)中心導(dǎo)流構(gòu)件受到多個因素的影響,其中每個因素可能相互促進(jìn)或抑制,形成非線性關(guān)系。為此,應(yīng)該采用多因素研究方法,正交試驗法[17-18]是通過選擇具有代表性的典型試驗點,并確保這些點在試驗范圍內(nèi)均勻分布,能夠全面反映整體情況。然而,在數(shù)據(jù)中心氣流組織研究中,對于這種方法的應(yīng)用報道相對較少。

本文基于正交試驗,通過數(shù)值模擬研究數(shù)據(jù)中心熱性能。首先,設(shè)計了導(dǎo)流構(gòu)件的高度尺寸、幾何形狀以及粗糙度3個影響因素和不同水平的試驗組合,分析了在數(shù)據(jù)中心地板下送風(fēng)中增設(shè)導(dǎo)流構(gòu)件對氣流組織的影響。每組試驗結(jié)果均計算其IRH和IRT兩個熱性能評價指標(biāo),采用極差分析法進(jìn)行數(shù)據(jù)處理分析,得出各研究因素的影響權(quán)重。并進(jìn)一步通過數(shù)值模擬分析驗證的方法獲得導(dǎo)流構(gòu)件的最佳結(jié)構(gòu)組合,對比分析其對數(shù)據(jù)中心熱性能的影響。

1 模型建立與驗證

1.1 物理模型

本文以南京市某數(shù)據(jù)中心為研究對象,對影響其熱性能的導(dǎo)流構(gòu)件進(jìn)行多因素研究。該數(shù)據(jù)中心采用地板下送風(fēng)系統(tǒng),是一個冷通道封閉機(jī)房。機(jī)房尺寸為11.7 m×10.4 m×3 m(不包括架空地板的高度)。機(jī)房內(nèi)設(shè)備包括2臺機(jī)房專用空調(diào)(computer room air conditioner,CRAC)和4列機(jī)柜(編號為A、B、C和D)。CRAC尺寸為1.7 m×0.87 m×1.97 m,額定制冷量為52.8 kW,送風(fēng)溫度為18 ℃,送風(fēng)量為3.5 m3/s。每個CRAC的底部和頂部都有2個尺寸為0.47 m×0.35 m的送風(fēng)口和回風(fēng)口,用于提供冷空氣以維持?jǐn)?shù)據(jù)中心的正常運(yùn)行。每列機(jī)柜包含11個機(jī)架(編號為A1～A11),共有44個機(jī)架。單個機(jī)架的尺寸為1.1 m×0.6 m×2 m,采用面對面、背對背的擺放方式。每個機(jī)架內(nèi)置12個2U服務(wù)器,總功率為2.4 kW。機(jī)柜之間和機(jī)柜與墻之間形成寬度為1.2 m的冷通道和熱通道。冷通道通過前后門和頂板封閉,形成一個封閉的冷池。數(shù)據(jù)中心的整體布局如圖1所示。

圖 1 數(shù)據(jù)中心的俯視圖Fig.1 Top view of the data center

2臺CRAC分別置于2個冷通道的正前方,采用“下送上回”的送回風(fēng)方式。另外,在優(yōu)化氣流組織形式時,此送風(fēng)方式產(chǎn)生的熱空氣再循環(huán)和冷空氣旁路的問題也需要關(guān)注。

在此基礎(chǔ)上利用模擬軟件Airpak 3.0進(jìn)行物理模型建設(shè)。為了避免其他因素干擾,減少模型的復(fù)雜性,本文在模型的建立中做出如下假設(shè):

1) 數(shù)據(jù)中心可視作一個三維長方體模型,忽略內(nèi)部樓梯、支架、消防設(shè)施等因素的影響,且不考慮機(jī)柜、地板等壁厚因素;

2) 數(shù)據(jù)中心內(nèi)部密封良好,墻體絕熱,無熱量損失;

3) 數(shù)據(jù)中心唯一的熱量來源為服務(wù)器散發(fā)的熱量;

4) 每個服務(wù)器都設(shè)置為相同的恒定功率。

本研究模型的建立基于數(shù)據(jù)中心基本結(jié)構(gòu)模型和增設(shè)的導(dǎo)流構(gòu)件模型2個部分。

1.1.1 數(shù)據(jù)中心基本結(jié)構(gòu)模型設(shè)計

基于上述數(shù)據(jù)中心的幾何結(jié)構(gòu)、內(nèi)置配置、布局方式,在軟件Airpak 3.0中建立了一個數(shù)據(jù)中心模型,與實際數(shù)據(jù)中心一致。令服務(wù)器與機(jī)架的前門和后門之間的距離分別為0.1 m和0.2 m。服務(wù)器與機(jī)架左側(cè)和右側(cè)的距離均為0.05 m。同時,服務(wù)器與機(jī)架底部和頂部的距離分別為0.15 m。服務(wù)器被設(shè)置在空間懸停,且其周圍的空間可以允許氣流自由通過。

1.1.2 導(dǎo)流構(gòu)件模型設(shè)計

導(dǎo)流構(gòu)件不同幾何結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖 2 不同幾何結(jié)構(gòu)導(dǎo)流構(gòu)件示意圖Fig.2 Schematic diagrams of different geometric structures of deflectors

1.2 數(shù)學(xué)模型

本研究的導(dǎo)流構(gòu)件是影響數(shù)據(jù)中心氣流流動的關(guān)鍵構(gòu)件,氣流流動屬于大空間流動問題。為了便于計算,假設(shè)機(jī)房內(nèi)空氣流動為穩(wěn)態(tài)湍流狀態(tài),且氣流為不可壓縮流體,忽略其因黏性力做功產(chǎn)生的耗散熱;并假設(shè)機(jī)房內(nèi)氣流密度變化僅對浮升力產(chǎn)生影響,遵循Boussinesq近似,選擇較簡單且精度較高的標(biāo)準(zhǔn)k-?模型[19-20]來解決高雷諾數(shù)的湍流計算問題。在k-?模型中,只需要考慮湍流脈動動能k和流動耗散率?并求解。方程分別為

(1)

C1ε(ε/κ)(Gκ+C3εGb)-C2ερ(ε2/κ)

(2)

C3ε=tanh|v/u|

(3)

(4)

μt=ρcμ(κ2/ε)

(5)

(6)

(7)

k=3/2(uavgI)2

(8)

(9)

(10)

式中:C1ε、C2ε、C3ε為常數(shù),其中C1ε=1.44、C2ε=1.92,對于主流向與重力方向一致的浮力剪切層,C3ε=1,對于垂直于重力方向的浮力剪切層,C3ε=0;σk、σε為k、ε的湍流普朗特數(shù),σk=1.0、σε=1.3;v為與重力向量平行的流速分量;u為與重力向量正交的流速分量;Cμ=0.09;Gk為平均速度梯度引起的湍動能的生成項;Gb為浮力引起的湍動能的生成項;μt為湍流黏性系數(shù);gi為i方向重力加速度分量,m/s2;Prt為湍流普朗特數(shù),本文取值0.9;β為熱膨脹系數(shù);uavg為平均流速,m/s;I為湍流強(qiáng)度;l為湍流長度,m;uw為平行于墻的速度,m/s;uτ為剪切速度,m/s;y為距墻的距離,m。

1.3 邊界條件與初始值

在數(shù)值模擬過程中,邊界條件和初始值的設(shè)定對于模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性有著極其重要的作用?；跀?shù)據(jù)中心實際運(yùn)行參數(shù)設(shè)定初始值,本研究模擬過程中的邊界條件及初始值的具體設(shè)置如圖3和表1所示。

圖 3 邊界條件示意圖Fig.3 Schematic diagram of boundary conditions

表 1 模型組成部分邊界條件設(shè)置

1.4 網(wǎng)格劃分及獨(dú)立性研究

本模型使用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,并在送風(fēng)邊界、回風(fēng)邊界等重要部位進(jìn)行了局部加密處理。在數(shù)值模擬過程中,溫度是最重要的模擬參數(shù)之一,也是數(shù)據(jù)中心熱性能最直觀的反映?；诨A(chǔ)模型,選擇機(jī)架上的最高溫度作為有效參數(shù),并進(jìn)行了不同網(wǎng)格數(shù)下溫度差異分析,以進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性測試。圖4展示了選擇的7種網(wǎng)格數(shù):53.6×104、73.5×104、135.7×104、172.1×104、220.3×104、292.1×104和393.6×104。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)大于或等于220.3×104時,機(jī)架的最高溫度幾乎不再變化。這表明模擬結(jié)果具有較高的精確度和穩(wěn)定性,因此可以選擇網(wǎng)格數(shù)220.3×104進(jìn)行本研究的后續(xù)工作。此外,CFD Airpak軟件還可以在生成網(wǎng)格后檢查網(wǎng)格的質(zhì)量。在Airpak網(wǎng)格控制窗口中,超過95%的網(wǎng)格質(zhì)量為1,這意味著生成的網(wǎng)格質(zhì)量是可行的。

圖 4 最高溫度隨網(wǎng)格數(shù)量的變化Fig.4 Variation of maximum temperature with number of grids

1.5 試驗驗證

為了驗證模型的準(zhǔn)確性,在18 ℃和3.5 m3/s的工況條件下,對無導(dǎo)流板的冷通道封閉的地板下送風(fēng)數(shù)據(jù)中心進(jìn)行實測和模擬。由于數(shù)據(jù)中心服務(wù)器的進(jìn)口溫度是研究的關(guān)鍵,因此本文對服務(wù)器進(jìn)口溫度進(jìn)行模型的準(zhǔn)確性驗證。分別測量和讀取了機(jī)柜列B每臺機(jī)架0.5/0.85/1.2 m處的進(jìn)風(fēng)溫度。

圖5所示為機(jī)柜列B的實測和模擬的進(jìn)風(fēng)溫度結(jié)果。從圖中看出,相同高度下的實測溫度與模擬溫度變化趨勢相近,且實測溫度整體略高于模擬溫度,相對誤差均保持在0.24%～5.57%之間,平均相對誤差為3.99%。

圖 5 模擬和實測進(jìn)風(fēng)溫度驗證Fig.5 Simulated and measured intake air temperature verification

該誤差產(chǎn)生的原因包括:1)實測過程中,試驗人員的走動及散熱;2)照明等設(shè)備散熱;3)實測數(shù)據(jù)中心機(jī)房和冷通道等存在氣體泄漏,冷量流失;4)實測過程中服務(wù)器功率可能波動。綜上,模擬結(jié)果存在誤差,但在合理范圍內(nèi),其精度有較好的可靠性和可行性。

2 正交試驗方法

2.1 正交試驗設(shè)計

本文新增的導(dǎo)流構(gòu)件涉及高度尺寸、幾何形狀、粗糙度3個影響因素,分別記為影響因素A、B、C。其中本研究設(shè)計的導(dǎo)流構(gòu)件是可以高于機(jī)架,并且粗糙度作為影響氣流湍流的重要因素,也需被考慮。設(shè)置2 /2.1/2.2/2.3 m 4個水平的高度尺寸,分別記為A1/A2/A3/A4,幾何形狀有直板型/曲面型/等高階躍型/等風(fēng)量階躍型4種水平,分別記為B1/B2/B3/B4,粗糙度有光滑/粗糙/增加肋片(帶肋)3個水平,分別記為C1/C2/C3。導(dǎo)流構(gòu)件對數(shù)據(jù)中心熱性能影響研究的正交試驗設(shè)計表如表2所示。

表 2 導(dǎo)流構(gòu)件幾何結(jié)構(gòu)正交試驗設(shè)計

2.2 熱性能評價指標(biāo)

為了評估數(shù)據(jù)中心熱性能的節(jié)能效果,本文選擇回?zé)嶂笜?biāo)(IRH)、送風(fēng)溫度指數(shù)(IRT)作為測試指標(biāo)評估數(shù)據(jù)中心的氣流組織質(zhì)量,以進(jìn)一步評估放入導(dǎo)流板后數(shù)據(jù)中心的熱性能的變化情況。IRH適用于房間級/行級,能夠宏觀評估空氣再循環(huán)情況;IRT適用于房間級/行級/機(jī)架級,反映機(jī)架是否存在空氣短路或再循環(huán)問題。

IRH、IRT值可由式(11)、(12)計算得出

(11)

(12)

式中:Qb為進(jìn)入機(jī)架前所吸收的熱量,kW;Q為所有機(jī)架在數(shù)據(jù)中心中產(chǎn)生的總熱量,kW;Tr為CRAC回風(fēng)溫度,℃;Ts為CRAC送風(fēng)溫度,℃;ΔTe為IT設(shè)備入口和出口之間的溫差,℃。

理想情況下,IRH和IRT為1。IRT>1表示熱空氣再循環(huán)占主導(dǎo)地位,IRT<1表示冷空氣短路主要存在于機(jī)架中。實際計算結(jié)果見表3。

3 結(jié)果與分析

3.1 極差分析

使用極差分析法進(jìn)一步分析正交試驗結(jié)果。分析某一因素時,將其他因素影響程度視為均勻一致的,可獲得該因素的影響作用大小。

表 3 導(dǎo)流構(gòu)件正交試驗結(jié)果表

該數(shù)據(jù)處理方法的極差由Rj表示,Rj通過計算因子j的水平i下的最大和最小平均值之間的差而獲得,如公式(13)所示。首先計算與因子j的水平i相對應(yīng)的測試度量kij的平均值(j=1, 2, 3,…;i=1, 2, 3,…)。然后,通過kij確定因子j的最佳水平以及因子j的變化對測試度量的影響權(quán)重大小,具體計算結(jié)果見表4。

Rj=max(k1j,k2j,…,kij)-min(k1j,k2j,…,kij)

(13)

表 4 正交結(jié)果極差分析表

由表3、4可以得出:最佳導(dǎo)流構(gòu)件結(jié)構(gòu)組合為A3B2C3。雖然IRH、IRT評價指標(biāo)不同,IRH越大表示冷卻效果越好,IRT越接近1表示空氣流動越好,但它們均指向最佳導(dǎo)流構(gòu)件結(jié)構(gòu)組合A3B2C3。結(jié)合這2個評價指標(biāo)可以得出,不同結(jié)構(gòu)導(dǎo)流構(gòu)件的因素影響權(quán)重大小為:幾何形狀>粗糙度>高度尺寸。導(dǎo)流構(gòu)件的合理設(shè)置,能夠使數(shù)據(jù)中心熱性能有更進(jìn)一步提升的空間,以此達(dá)到節(jié)能的效果,如表3,第 2、6、8和10的試驗結(jié)果,其指標(biāo)數(shù)值與對照組0相比,均有明顯優(yōu)化:IRH更高,IRT更趨近1。這表示放置這些導(dǎo)流構(gòu)件后,熱空氣再循環(huán)現(xiàn)象減弱,冷卻效率提高,冷量浪費(fèi)減少。但參考表中其他數(shù)據(jù)可知,當(dāng)導(dǎo)流構(gòu)件參數(shù)設(shè)置得不合理時,數(shù)據(jù)中心熱性能反而會降低。這是由于此數(shù)據(jù)中心模型冷通道為常見尺寸(冷通道寬度為1.2 m),在冷通道內(nèi)對稱布置2塊導(dǎo)流構(gòu)件,冷通道空間被導(dǎo)流構(gòu)件壓縮,導(dǎo)致氣流受限。即使有導(dǎo)流構(gòu)件的良好引導(dǎo),但導(dǎo)流構(gòu)件上部空間過小,氣流流速降低,不足以實現(xiàn)良好的冷卻效果。

圖6為各因素水平下不同評價指標(biāo)平均值?？紤]到理想情況下IRH和IRT為1,本文模擬結(jié)果均達(dá)不到理想數(shù)值,故圖6(a)、(b)中,對于IRH值來說,每條折線的最高點為該影響因素的最佳水平;而IRT均大于1,因此取IRT圖中每條折線的最低點為該影響因素的最佳水平。根據(jù)圖6的趨勢分析,導(dǎo)流構(gòu)件的最佳因素水平組合是A3B2C3,即導(dǎo)流構(gòu)件高度為2.2 m,幾何形狀為曲面型,板面帶肋。由于模擬結(jié)果的IRT值均高于理想數(shù)值1,因此該數(shù)據(jù)中心地板下送風(fēng)模型在不同導(dǎo)流構(gòu)件設(shè)置情況時,均存在熱空氣再循環(huán)的現(xiàn)象。

此外,不同因素對于IRH和IRT的影響趨勢也不相同。因素A(高度尺寸)在IRT圖中,因素水平3(高度為2.2 m)時最佳,進(jìn)一步增加導(dǎo)件高度則導(dǎo)致IRT升高,即熱性能下降。因素B(幾何形狀)的變化對性能影響較大,2個指標(biāo)的最佳水平均由因素水平2(曲面型導(dǎo)流構(gòu)件)決定,其性能表現(xiàn)明顯優(yōu)于其他形狀。因素C(粗糙度)中,因素水平3(帶肋的導(dǎo)流構(gòu)件)優(yōu)于直接設(shè)置粗糙度,對性能優(yōu)化效果更好。

3.2 模擬結(jié)果分析

圖6中橙色劃線表示A3B2C3組合條件下模擬所得的IRH和IRT值,均優(yōu)于各因素不同水平下的平均值。

(a) 各因素水平下的IRH (b) 各因素水平下的IRT

因此進(jìn)一步對第0組、第8組(A3B4C3)、第10組(A4B2C3)以及最佳結(jié)構(gòu)組合A3B2C3數(shù)值模擬的溫度和速度分布進(jìn)行比較,分析熱性能良好的組合下的氣流均勻性情況,結(jié)果見圖7、8。第0組為常規(guī)冷通道封閉,無導(dǎo)流構(gòu)件的數(shù)據(jù)中心模型試驗,作為分析其他模型優(yōu)化效果的對照組。由于本文研究的地板下送風(fēng)的數(shù)據(jù)中心內(nèi),CRAC布置在機(jī)柜一端,距離CRAC較近的2臺機(jī)架處氣流壓力較小。氣流流速低于機(jī)柜其余部分,導(dǎo)致機(jī)架進(jìn)風(fēng)溫度較低,冷量不充足,不能有效冷卻該處服務(wù)器,易產(chǎn)生局部熱點;另外,距離CRAC最遠(yuǎn)端的機(jī)架,由于距離較遠(yuǎn),若CRAC冷量不足,會導(dǎo)致該處同樣產(chǎn)生熱點。因此,本文測試距離CRAC最近和最遠(yuǎn)各2臺(共4臺,編號為1、2、10、11)機(jī)架處的溫度和速度分布。

圖 7 機(jī)架進(jìn)/排風(fēng)溫度分布云圖Fig.7 Cloud map of rack inlet/exhaust air temperature distribution

圖 8 機(jī)架進(jìn)/排風(fēng)速度分布云圖Fig.8 Cloud map of rack inlet/exhaust airflow velocity distribution

從圖7可以看出:在3組優(yōu)化試驗中,A3B4C3的機(jī)架1和2處溫度較低且溫度梯度較大,有利于冷卻服務(wù)器。排風(fēng)溫度保持在29 ℃以下。機(jī)架10和11處進(jìn)風(fēng)溫度分布更均勻,排風(fēng)溫度分布也較均勻,且溫度在28～30 ℃之間。這表明服務(wù)器得到了充分冷卻。A4B2C3和最佳結(jié)構(gòu)組合的試驗結(jié)果相似。機(jī)架1和2處溫度梯度大,但整體溫度較低,有利于冷卻。機(jī)架10和11處溫度梯度小于對照組。在機(jī)架1和2處排風(fēng)溫度均勻,保持在26～28 ℃范圍內(nèi)。機(jī)架10和11處存在溫度梯度,但最高溫度低于30 ℃,服務(wù)器安全運(yùn)行。導(dǎo)流構(gòu)件最佳結(jié)構(gòu)組合的溫度分布略優(yōu)于A4B2C3,但熱性能相近。

從圖8可以看出:在3組優(yōu)化試驗中,A3B4C3的機(jī)架1和2的垂直中部進(jìn)風(fēng)區(qū)域出現(xiàn)速度增大,而機(jī)架10和11的進(jìn)風(fēng)速度非常均勻,速度梯度可以忽略。排風(fēng)速度方面,4個機(jī)柜的速度逐漸減小,其中機(jī)架1和2的減小程度較低,因為它們對應(yīng)的進(jìn)風(fēng)截面下部氣流速度較高,保持了較高的速度水平。對于機(jī)架10和11,進(jìn)風(fēng)速度分布均勻,但平均速度較低,導(dǎo)致排風(fēng)速度下降較大。A4B2C3和最佳結(jié)構(gòu)組合的進(jìn)/排風(fēng)速度分布也相似。在機(jī)架1和2處距離CRAC最近的部分存在低速流區(qū)域,其他區(qū)域的速度分布相對均勻,排風(fēng)速度也均勻。而在機(jī)架10和11處,由于距離CRAC較遠(yuǎn)且受限于氣流流動空間,速度隨距離增加逐漸衰減,產(chǎn)生一定的速度梯度。采用最佳結(jié)構(gòu)組合時,相較于A4B2C3,速度分布均勻性略有改善。

綜上可得,增設(shè)導(dǎo)流構(gòu)件對數(shù)據(jù)中心內(nèi)部氣流組織在垂直和水平方向上的均勻性都具備不同程度的優(yōu)化作用。等風(fēng)量階躍型和曲面型2種導(dǎo)流構(gòu)件均有較好的優(yōu)化作用;帶肋的導(dǎo)流構(gòu)件優(yōu)化作用顯著。故此,結(jié)合優(yōu)化效果以及實際工程實施和造價,可以選擇曲面型導(dǎo)流構(gòu)件,尺寸在一定范圍內(nèi)要高于機(jī)架高度為佳,本研究最佳高度為2.2 m(機(jī)架高度為2 m)。但考慮到導(dǎo)流構(gòu)件帶肋結(jié)構(gòu)實現(xiàn)復(fù)雜,若在工程實際允許的情況下,帶肋的導(dǎo)流構(gòu)件結(jié)構(gòu)最佳。

4 結(jié) 論

1) 通過極差分析與IRH、IRT評估,得出導(dǎo)流構(gòu)件的影響因素權(quán)重大小為:幾何形狀>粗糙度>高度尺寸。數(shù)值模擬獲得最佳結(jié)構(gòu)組合:A3B2C3(2.2 mm、曲面型、帶肋)。

2) 通過對數(shù)據(jù)中心熱性能評價指標(biāo)的對比分析,可以看出導(dǎo)流構(gòu)件參數(shù)設(shè)置不合理會降低數(shù)據(jù)中心熱性能。

3)增設(shè)導(dǎo)流構(gòu)件對數(shù)據(jù)中心內(nèi)部氣流組織在垂直和水平方向上的均勻性都有不同程度的優(yōu)化作用。等風(fēng)量階躍型和曲面型2種導(dǎo)流構(gòu)件均有較好的優(yōu)化作用;帶肋的導(dǎo)流構(gòu)件優(yōu)化作用顯著。結(jié)合優(yōu)化效果以及實際的工程實施和造價,可以選擇曲面型導(dǎo)流構(gòu)件。