模擬不同通風方式下綜合管廊熱力艙熱力管道最佳通風區

葉 爽,張紅永,王文新*,許國強

(1.內蒙古工業大學土木工程學院，呼和浩特 010051；2.北京維拓時代建筑設計股份有限公司，北京 100000；3.內蒙古工業大學建筑學院，呼和浩特 010051)

管廊不同于地面設施，其長時間處于封閉或半封閉狀態，自然通風不良，熱力管道表面溫度較高，金屬腐蝕、物質氧化及微生物好氧等作用下極易出現氧氣缺乏，有毒有害氣體積聚等問題。為了保證管廊內能夠正常運營及巡視人員巡視安全，需要工作人員進入綜合管溝前30 min開啟巡視段通風系統排風機，保證管廊內的溫度不大于28 ℃且含氧量不得小于19.0%。中外針對管廊的通風形式及內部溫濕度的影響已開展了一系列的研究。文獻[1-2]通過數值模擬、現場實測等方法對地鐵隧道速度場、溫度場進行了研究。邴斌等[3]結合青島高新區實際工程，針對綜合管廊通風系統，提出了一種自然通風和機械通風相結合的通風口設計。目前通風區的長度都是根據經驗來定，自然送風、機械排風通風區長度不超過200 m；機械送風、機械排風通風區長度不超過400 m，缺少理論依據，通風區較長時，管廊某段區域的溫度可能要大于28 ℃，不能滿足工作人員的舒適度。

基于上述研究背景以內蒙古包頭市某管廊為實驗對象進行試驗，并利用計算流體動力學(CFD)軟件對該對象進行仿真模擬，將模擬結果與實驗結果對比分析，在驗證數值計算模型的可靠性的同時研究改變不同的通風方式及管廊內熱力管管徑，從而得出最佳的通風區間為以后的管廊通風設計作指導。

1 綜合管廊通風現狀分析

1.1 以包頭某管廊為實驗對象

以包頭某段綜合管廊工程為研究對象，該管段斷面尺寸為3.8 m×2.9 m，全段長2.0 km的綜合艙，內含有熱力、給水管線。本實驗選擇在冬季供暖期內測試，測試內容主要為管廊內熱力管道供回水表面、兩側壁面、頂部壁面、空間內的溫度分布。為滿足巡視要求，根據《建筑熱環境測試方法標準》[4]對A域(送風口)、B域(通風域頂部)、C域(排風口)進行布點，平面圖如圖1,分別在熱力管道供水和回水管道壁面布置1、2點；與管廊頂部點在一個水平面內，距離地面1.7 m處布置一溫度點3點；管廊頂部布置溫度點4點；管廊兩側壁面距地1.7 m處布置溫度點5、6點。實際布點圖如圖2所示。利用實驗結果來驗證本課題研究所用的計算模型的可靠性。所用儀器型號及參數如表1所示。

圖1 布點平面Fig.1 Layout plane

1.2 實驗結果分析

實驗主要測試時間段為12月11日-12月20日，總共10d。選擇早晨8時管廊內沒有進行通風時的數據，實驗結果如表2～表4所示。供、回水溫度分別為60 ℃和40 ℃，室外溫度為-13 ℃。

根據表3繪制管廊頂部溫度曲線如圖3所示。從圖3中可以看出，接近入口處管廊頂部的溫度較低。由于管廊內沒有開啟通風系統，熱力管道主要靠自然對流對管廊內空氣進行傳熱，隨著縱向長度的增加管廊內的溫度先是增加然后趨于平緩。

圖2 實際布點Fig.2 Actual point layout

表1 測量儀器及相關特性Table 1 Measurement instruments and related characteristics

表2 A域(送風口)斷面溫度Table 2 Section temperature of area A (air supply nozzle)

表3 B域(通風域)艙頂溫度Table 3 Cabin top temperature in ventilation area B

表4 C域(排風口)斷面溫度Table 4 Cross-section temperature of area C (exhaust vent)

圖3 管廊頂部溫度Fig.3 Temperature at the top of the utility tunnel

2 針對包頭某管廊進行數值模擬

2.1 物理模型的建立

為方便計算進行如下簡化。

(1)由于本段管廊每個通風區間關于送風口(投料口)為軸對稱，為簡化計算過程及減少工作量，取100 m通風區間為計算域。

(2)管廊內熱源只有管徑為DN600 mm熱力管道，忽略燈光等熱源。

(3)在正常工作狀態下管廊內部氣體流動為三維不可壓縮穩態流動，且符合boussinesq假設。

(4)假定管廊內部空氣為理想氣體，滿足理想氣體狀態方程。

(5)選用standk-ε模型兩方程模型,數值計算采用分離式解法下的算法Simplec算法[5]。

如圖4所示，管廊尺寸3.8 m×2.9 m×100 m，封閉艙內為空氣，考慮重力影響。

圖4 管廊簡化物理模型Fig.4 Simplified physical model of the utility tunnel

2.2 網格劃分

如圖5所示，對模型進行網格劃分，為保證計算準確，本模型采用六面體結構網格，靠近管道壁面利用壁面函數進行加密處理，管道表面采用o-block。使用網格數量為400×104。

圖5 網格劃分Fig.5 Mesh generation

2.3 邊界條件的確定

材料物性和邊界條件是數值模擬的重要參數。模擬準確性，在于邊界條件和材料物性的正確性。本模擬的材料物性如表5所示。管廊的結構組成，如圖6所示，壁面為鋼筋混凝土，管廊內熱力管道表面有一層500～600 mm的聚氨酯硬泡沫保溫層。由于壁面的溫度影響因素較多難以確定,目前，大量文獻大都采用不考慮隧道壁面的散熱問題，如肖慶峰[6]分析越江道路隧道服務層防災和散熱通風的問題，通過實驗和工程實例驗證層壁是絕熱的假設是正確的，《綜合管廊工程理論與實踐》中模擬管廊內電纜散熱問題，模型簡化假設電纜艙的壁面為絕熱狀態[7],主要研究管廊內溫度場分布，不考慮壁面邊界層的溫度分布。綜上所述，壁面邊界條件選擇第二類邊界條件(管廊壁面為絕熱狀態，q=0 W/m2)進行模擬，更能使得模擬結果與實際管廊內溫度場分布情況相符。模擬各邊界條件的匯總如表6，其中，管道表面溫度為遠離入風口處，穩定狀態下的實測值。

表5 材料物性參數Table 5 Material properties parameter

圖6 管廊平面Fig.6 Utility tunnel plan

表6 模擬各邊界條件Table 6 Simulated boundary conditions

2.4 模擬結果

通過監測殘差曲線來確定計算是否停止，當模擬過程計算10 000步以后殘差曲線趨于平緩，能量方程、速度方程的殘差趨于10-4可以停止計算。如圖7所示。

圖7 殘差曲線監測圖Fig.7 Residual curve monitoring chart

沿z軸方向斷面溫度分布如圖8所示。管廊頂部溫度值如表7所示。

圖8 斷面溫度分布Fig.8 Section temperature distribution

2.5 模擬結果驗證

將試驗結果中頂部溫度的值與模擬結果相應測點的值進行對比分析，如圖9所示。

表7 管廊頂部溫度Table 7 Utility tunnel top temperature

圖9 實驗結果和模擬結果對比Fig.9 Comparisons between experimental results and simulation results

由圖9對比分析得出：整體上模擬結果與實驗結果吻合度較好，多數測點誤差分布在10%左右，誤差產生的原因如下。

(1)入口處為自然送風。接近入口處，實驗結果大于模擬結果是由于模擬過程中按照設計風速來模擬，實際風速達不到設計風速。

(2)試驗結果在40 m之后高于模擬值，是由于在管廊40 m附近有一處未做保溫的補償器。

(3)隨著管廊縱向長度的增加發現模擬結果比實驗結果略高，主要是由于模擬時忽略了艙室壁面與土壤之間的換熱。

(4)模型的建立忽略了管廊內的部分熱源，網格劃分的影響，儀器以及人為的偶然誤差等因素都會造成誤差。

3 對熱力艙內不同通風方式的研究

3.1 通風設計

文獻[8-9]結合工程實例對綜合管廊通風系統的設計進行了簡單討論，其中關于通風量的確定主要依據《城市綜合管廊工程技術規范》(下文稱《規范》)[10]中相關條款的描述。另一部分學者則從熱平衡的角度分析了綜合管廊通風量的確定方法。

根據《規范》計算確定，綜合管廊的通風量、截面尺寸等。通風量的計算公式為

Q=VNΦ

(1)

式(1)中：Q為通風量，m3/h；V為通風區間的體積，m3；N為換氣次數，次/h；Φ為安全系數(>1)。

熱力管道艙內正常通風換氣次數不應小于2次/h，事故通風換氣次數不應小于6次/h。

斷面面積公式：

A=Q/V

(2)

式(2)中：v為設計風速，m/s；A為風口面積，m2。

根據《規范》綜合管廊的管道安裝凈距不宜小于表8規定。

表8 綜合廊安裝凈距Table 8 Installation clearance of the utility tunnel

圖10 管道安裝凈距Fig.10 Clearance of pipeline installation

根據表8、圖10中綜合管廊的管道安裝凈距規定，設計出不同管徑管道所需熱力艙的斷面尺寸見表9。

表9 熱力艙斷面尺寸Table 9 Cross-sectional dimensions of thermal cabin

根據式(1)、式(2)可以分別求出熱力艙內不同通風方式下的通風量，風口大小如表10、表11所示。

3.2 自然送風機、械排風方式研究

在數值模型可靠性經過實驗數據驗證的基礎上，模擬自然通風、機械排風方式下不同管徑熱力艙內熱環境，其物理模型如圖11所示。模擬邊界條件如表12所示。

圖11 自然送風、機械排風模型Fig.11 Natural air supply and mechanical air exhaust model

表10 熱力艙內通風量(自然送風、機械排風)Table 10 Ventilation in thermal cabins (natural ventilation,mechanical exhaust)

表11 熱力艙內通風量(機械送風、機械排風)Table 11 Ventilation in thermal cabin (mechanical air supply,mechanical exhaust)

表12 模擬邊界條件Table 12 Simulation boundary conditions

圖12、圖13為縱向溫度云圖模擬結果，不同管徑縱向溫度分布如圖14所示。可以得出以下結果。

(1)通風區間縱向的熱力艙室斷面平均溫度分布沿z軸方向持續增大，排風口空氣對流速度增大，在排風口附近大量熱量積聚在排風口附近。

(2)為滿足巡視人員的巡視工況，將排風口的位置布置在斷面溫度為28 ℃的位置即可滿足巡視人員的巡視工作舒適性。自然通風、機械排風時管廊的最佳通風區如表13所示。

圖12 縱向溫度云圖Fig.12 Longitudinal temperature nephogram

圖13 縱向斷面云圖Fig.13 Longitudinal section cloud map

圖14 不同管徑縱向溫度分布圖Fig.14 Longitudinal temperature distribution map of different pipe diameters

表13 自然送風、機械排風方式通風區Table 13 Ventilation area for mechanical ventilation and mechanical ventilation

3.3 機械送風、機械排風方式研究

取一段400 m通風區長度的熱力艙進行模擬，通風口設置在兩端，模擬前對模型進行簡化，考慮艙內熱力管道為唯一熱源，忽略燈光等發熱體。簡化模型如圖15所示。模擬計算邊界條件如表14所示。

圖15 機械送排風模型Fig.15 Mechanical delivery and exhaust model

表14 模擬邊界條件Table 14 Simulation boundary conditions

圖16為縱向溫度云圖模擬結果，不同管徑縱向溫度分布如圖17所示。可以得出以下結果。

(1)機械送風、機械排風時，通風區間縱向的熱力艙室斷面平均溫度分布沿z軸方向增大，排風口空氣對流速度增大，在排風口附近大量熱量積聚。但是由于機械送風將大量室外空氣送至管廊縱向更深的位置，使得機械送風艙內的溫度要比自然送風工況下低。

(2)機械送風、機械排風時管廊的最佳通風區如表15所示。

圖16 縱向溫度云圖Fig.16 Longitudinal temperature nephogram

圖17 不同管徑縱向溫度分布圖Fig.17 Longitudinal temperature profile

表15 機械送風、機械排風方式通風區Table 15 Mechanical ventilation and mechanical ventilation

4 結論

(1)以綜合管廊熱力艙為研究對象，利用CFD軟件模擬不同通風方式，不同管徑熱力管道下艙內的熱環境可以分析得出自然送風、機械排風和機械送風、機械排風的通風區間縱向艙室斷面平均溫度分布沿z軸方向持續增大，排風口空氣對流速度增大，在排風口附近大量熱量積聚，但機械送風、機械排風將大量室外空氣送至管廊縱向更深的位置，使得機械送風艙內的溫度要比自然送風工況下低。

(2)在兩種通風方式下，通風區的長度隨著熱力管道的管徑的增加而增加。自然送風、機械排風通風方式下DN300 mm、DN400 mm、DN500 mm、DN600 mm，管徑的最優通風區分別為160、166、178、200 m，時可以滿足巡視人員舒適性要求；在機械送風、機械排風通風方式下DN300 mm、DN400 mm、DN500 mm、DN600 mm，管徑的最優通風區分別為360、370、385 m，DN600 mm管徑的通風區為400 m即可滿足要求。