陳小峰， 郭 春,*， 鄭 鑫， 張振華

(1. 西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院， 四川 成都 610031；2. 西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 四川 成都 610031)

0 引言

為優(yōu)化和完善城市功能品質(zhì)，加大地下空間綜合開發(fā)利用，減少“拉鏈?zhǔn)健瘪R路的出現(xiàn)，許多城市開始著手規(guī)劃、設(shè)計(jì)、建設(shè)城市綜合管廊。為保障這條城市“生命線”的正常運(yùn)行和日常維護(hù)，尤其是保障廊內(nèi)有毒有害氣體的排出和火災(zāi)救援[1]，合理的廊內(nèi)通風(fēng)必不可少。目前,眾多學(xué)者[2-6]對(duì)綜合管廊的通風(fēng)進(jìn)行了研究，包括通風(fēng)方式選擇、通風(fēng)風(fēng)量計(jì)算等。其中，唐志華[5]、李紅雷等[6]基于傳熱學(xué)理論，通過計(jì)算廊內(nèi)電纜的載流量和發(fā)熱量來研究電纜艙的通風(fēng)方式、風(fēng)速、風(fēng)量的選擇以及通風(fēng)系統(tǒng)的運(yùn)行控制方法。另外，周游等[7]采用數(shù)值模擬的方法對(duì)綜合管廊的電纜艙通風(fēng)進(jìn)行研究，分析得到，隨著通風(fēng)距離的增長(zhǎng)，降溫效果減弱，艙內(nèi)局部溫度過高，需要進(jìn)行合理的通風(fēng)分區(qū)。

以上研究多集中在廊內(nèi)通風(fēng)風(fēng)量計(jì)算、最低風(fēng)速取值、通風(fēng)方式選擇以及通風(fēng)區(qū)段優(yōu)化等方面，而關(guān)于綜合管廊通風(fēng)阻力影響的研究幾乎沒有。由于廊內(nèi)管線、支架等通風(fēng)障礙物繁多，它們勢(shì)必對(duì)通風(fēng)阻力造成影響。鑒于中國(guó)城市綜合管廊的建設(shè)起步較晚，目前對(duì)管廊通風(fēng)設(shè)計(jì)并沒有相關(guān)規(guī)范，而《城市綜合管廊工程技術(shù)規(guī)范》[8]中對(duì)管廊通風(fēng)也只是提出最低標(biāo)準(zhǔn)(通風(fēng)方式、風(fēng)速、換氣頻率等)，并沒有提及通風(fēng)阻力系數(shù)的取值方法及取值范圍。在全國(guó)都在大力建設(shè)綜合管廊的背景下，為了使其安全高效地運(yùn)轉(zhuǎn)就必須明確其內(nèi)部通風(fēng)阻力效應(yīng)。

本文通過對(duì)綜合管廊線纜艙建立1∶1數(shù)值模型，利用FLUENT軟件對(duì)艙內(nèi)的通風(fēng)場(chǎng)景進(jìn)行模擬，并首次結(jié)合流體力學(xué)的理論和隧道工程通風(fēng)阻力系數(shù)的研究成果，分析其通風(fēng)阻力的相關(guān)系數(shù)。

1 相關(guān)理論

雖然關(guān)于城市綜合管廊通風(fēng)阻力效應(yīng)的研究幾乎為空白，但是在類似構(gòu)造物(如隧道工程)中通風(fēng)摩阻研究[9-12]較為成熟。鑒于城市綜合管廊和隧道工程均屬于狹長(zhǎng)構(gòu)造物，部分特性相似，故本研究在流體力學(xué)的基礎(chǔ)上借鑒隧道工程通風(fēng)研究的相關(guān)分析方法，得到以下計(jì)算公式。

在城市綜合管廊中，風(fēng)流的沿程阻力(摩擦阻力)表達(dá)式為：

(1)

式中：hf為管廊通風(fēng)的沿程阻力，Pa；λ為沿程阻力系數(shù)；L為管廊長(zhǎng)度，m；d為管廊截面當(dāng)量直徑，m；ρ為管廊內(nèi)空氣密度，kg/m3；v為管廊內(nèi)平均風(fēng)速，m/s。

由于支架對(duì)空氣流動(dòng)的影響屬于局部阻力，故管廊通風(fēng)的局部阻力

(2)

式中ξ為局部阻力系數(shù)。

因此，城市綜合管廊線廊艙的通風(fēng)阻力h為沿程阻力和局部阻力之和，即：

(3)

若斷面為非圓形的不規(guī)則形狀，管廊截面當(dāng)量直徑

(4)

式中：A為廊內(nèi)空氣過流斷面面積，m2；U為廊內(nèi)空氣過流斷面周長(zhǎng)，m。

在工程上，局部阻力系數(shù)只與阻礙物幾何形狀有關(guān)[13]。在實(shí)際綜合管廊工程中，支架在縱向上為均勻排列，且形狀一致，故每處支架產(chǎn)生的局部阻力相同。為簡(jiǎn)化計(jì)算，可以將管廊劃分成若干相等的區(qū)段，且每段只含1個(gè)豎排支架，則整個(gè)管廊的通風(fēng)阻力可表示為：

(5)

式中：λi為第i個(gè)管廊區(qū)段的沿程阻力系數(shù)；l為管廊區(qū)段長(zhǎng)度，m；vi為第i個(gè)管廊區(qū)段的平均風(fēng)速，m/s。

當(dāng)廊內(nèi)通風(fēng)量一定時(shí)，如果過流斷面相同，根據(jù)Ai·vi=Aj·vj近似有vi=v，則各區(qū)段雷諾數(shù)Re近似相同。在紊流中，沿程阻力系數(shù)可表示為：

(6)

式中k為管廊內(nèi)壁絕對(duì)粗糙度，m。

鑒于k和d分別為定值，故各管廊區(qū)段的λ值也可近似認(rèn)為相等，則式(5)可以轉(zhuǎn)化為：

(7)

(8)

為方便求得通風(fēng)阻力h，所取管廊線纜艙模型假設(shè)沒有縱坡，依據(jù)仇玉良等[14]的研究結(jié)果，其進(jìn)出口間的通風(fēng)阻力

(9)

式中：p1、p2分別為管廊進(jìn)、出口斷面靜壓，Pa；v1、v2分別為管廊進(jìn)、出口斷面風(fēng)速，m/s。

2 數(shù)值模擬

2.1 模型概況

根據(jù)《城市綜合管廊工程技術(shù)規(guī)范》[8]中的相關(guān)規(guī)定，綜合管廊標(biāo)準(zhǔn)斷面內(nèi)部?jī)舾邞?yīng)根據(jù)容納管線的種類、規(guī)格、數(shù)量、安裝要求等綜合確定，不應(yīng)小于2.4 m； 管廊內(nèi)部?jī)蓚?cè)設(shè)置支架或管道時(shí)，檢修通道凈寬不得小于1.0 m。結(jié)合《電力工程電纜設(shè)計(jì)規(guī)范》[15]中對(duì)于支架間距的規(guī)定，建立斷面為2.5 m×3.0 m的矩形管廊線纜艙模型，其縱向長(zhǎng)度為20 m。為模擬支架和線纜對(duì)線纜艙內(nèi)部通風(fēng)的影響，在該模型中建立支架和線纜模型，具體情況為：支架為0.75 m×0.05 m× 0.05 m(長(zhǎng)×寬×高)的長(zhǎng)方體，附著于綜合管廊線纜艙的兩側(cè)壁，縱向間距為1 m，橫斷面上間距為0.25 m；線纜為長(zhǎng)直圓柱體，半徑為0.04 m，長(zhǎng)度為20 m，在每一層支架上均勻布置3根線纜，共計(jì)11層，左右兩側(cè)均勻布置。綜合管廊線纜艙幾何模型如圖1所示。

圖1 綜合管廊線纜艙幾何模型

本模型中流體采用ANSYS ICEM CFD軟件建模并劃分結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，管廊內(nèi)壁面(包含支架、管線表面)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法進(jìn)行處理，并滿足文獻(xiàn)[16]中的精度要求。數(shù)值模型有6 189 550個(gè)六面體單元，并且精度較高(最小Quality值為0.5)。綜合管廊線纜艙網(wǎng)格劃分情況如圖2所示。

圖2 綜合管廊線纜艙部分網(wǎng)格情況

另外，為了更方便地描述綜合管廊線纜艙內(nèi)部線纜和支架等對(duì)通風(fēng)阻力的影響，根據(jù)線纜艙橫斷面和線纜、支架迎風(fēng)面幾何形狀特點(diǎn)，可得到“通風(fēng)障礙物比例”，即綜合管廊線纜艙橫斷面中支架和線纜的迎風(fēng)面積占該橫斷面總面積的比例。本模型的橫斷面通風(fēng)障礙物比例值約為15%。

2.2 計(jì)算參數(shù)及模型選用

本模型采用ANSYS FLUENT軟件進(jìn)行模擬，主要模擬2種情況： 不考慮熱效應(yīng)和考慮熱效應(yīng)對(duì)通風(fēng)的影響。

2.2.1 不考慮熱效應(yīng)對(duì)通風(fēng)的影響

在這種情況下只考慮不同通風(fēng)風(fēng)速對(duì)通風(fēng)阻力的影響。值得注意的是，本研究中數(shù)值模型模擬實(shí)際管廊中的一段，定義的風(fēng)速為斷面平均風(fēng)速。依據(jù)《世博會(huì)園區(qū)綜合管溝建設(shè)標(biāo)準(zhǔn)》[17]，廊內(nèi)風(fēng)速不宜大于1.5 m/s，且出風(fēng)口風(fēng)速不得大于5 m/s，故本文中斷面風(fēng)速取值為0.3～3.0 m/s(間隔0.3 m/s)。

對(duì)通風(fēng)阻力系數(shù)進(jìn)行研究時(shí)，相關(guān)參數(shù)取值如下： 空氣為理想的不可壓縮氣體，空氣密度ρ=1.225 kg/m3；環(huán)境大氣壓p=10 325 Pa；運(yùn)動(dòng)黏滯系數(shù)μ=1.52×10-5kg/(m·s)。

2.2.2 考慮熱效應(yīng)對(duì)通風(fēng)的影響

熱效應(yīng)主要由線纜發(fā)熱和進(jìn)風(fēng)溫度所引起。

1)模擬線纜發(fā)熱對(duì)通風(fēng)的影響時(shí)，主要分2個(gè)方面： 線纜發(fā)熱一定，不同通風(fēng)風(fēng)速下的通風(fēng)模擬； 通風(fēng)風(fēng)速一定，不同線纜發(fā)熱量下的通風(fēng)模擬。

線纜產(chǎn)生的熱量在通過線纜外表面時(shí)的熱流密度q恒定[18]，故可采用第2類熱邊界條件。新鮮空氣從進(jìn)口流入時(shí)，進(jìn)風(fēng)溫度恒定為T=303.16 K，艙內(nèi)溫度恒定為T=303.16 K。

2)模擬進(jìn)風(fēng)溫度對(duì)通風(fēng)的影響時(shí)，線纜發(fā)熱量視為恒定(熱流密度q=18 W/m2)，進(jìn)風(fēng)風(fēng)速也視為恒定(1.5 m/s)，然后改變進(jìn)風(fēng)溫度(278.16～303.16 K)。

另外，在考慮熱效應(yīng)對(duì)通風(fēng)的影響時(shí)，由于流體計(jì)算域內(nèi)的空氣溫差較小，空氣采用Boussinesq近似模型(空氣密度ρ=1.225 kg/m3)來模擬空氣在熱效應(yīng)作用下的升浮力。艙室的頂部、底部以及兩側(cè)的混凝土壁視為絕熱壁，即熱流密度為0。

2.2.3 計(jì)算模型及其他參數(shù)設(shè)置

鑒于綜合管廊各艙室中風(fēng)速一般不是很大，且本文主要研究?jī)?nèi)容是線纜艙通風(fēng)阻力效應(yīng)，其計(jì)算的湍流模型為標(biāo)準(zhǔn)雙方程模型。

模擬過程中，利用分離式求解器穩(wěn)態(tài)計(jì)算模式，采用SIMPLE計(jì)算方法。

為模擬線纜艙內(nèi)部各類壁面粗糙度對(duì)通風(fēng)摩擦阻力的影響，根據(jù)現(xiàn)行《公路隧道通風(fēng)設(shè)計(jì)細(xì)則》[19]附錄中對(duì)混凝土壁粗糙高度的規(guī)定取Δ=0.5 mm；另外，根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)中對(duì)支架表面的粗糙高度的研究，支架表面粗糙高度取Δ=0.1 mm[20]；鑒于線纜艙中線纜由高分子復(fù)合材料制成，表面光滑，故其粗糙高度取0。

數(shù)值模擬各邊界條件如表1所示。

表1綜合管廊線纜艙數(shù)值模擬邊界條件

Table 1 Numerical simulation boundary conditions of utility tunnel cable cabin

邊界名稱邊界類型相關(guān)參數(shù)線纜艙進(jìn)口velocity-in-let 0.3～3.0m/s(間隔0.3m/s);278.16～303.16K(熱效應(yīng),間隔5K)線纜艙出口pressure-outletgaugepressure(表壓)=0線纜艙壁面wallΔ=0.5mm(絕熱壁)支架表面wallΔ=0.1mm(絕熱壁)線纜外表面wall Δ=0;q=10～24W/m2(熱效應(yīng),間隔2W/m2)線纜艙內(nèi)部通風(fēng)區(qū)域interiorair(空氣)

2.3 模擬結(jié)果

根據(jù)管廊縱向幾何尺寸，本數(shù)值模擬過程中以1 m的管廊長(zhǎng)度(含1個(gè)豎排支架)為單位長(zhǎng)度進(jìn)行計(jì)算。

根據(jù)模擬結(jié)果，取進(jìn)口斷面和出口斷面的靜壓差、動(dòng)壓差之和，即可得到總的通風(fēng)阻力，再根據(jù)式(8)可求出綜合管廊單位長(zhǎng)度的通風(fēng)阻力系數(shù)。

在不考慮熱效應(yīng)的前提下，綜合管廊線纜艙內(nèi)有、無支架和線纜對(duì)通風(fēng)的影響如表2所示。表2中差異值為綜合管廊線纜艙有支架和線纜時(shí)對(duì)應(yīng)參數(shù)與沒有支架和線纜時(shí)的比值。

改變通風(fēng)風(fēng)速，并考慮線纜艙內(nèi)支架、線纜及壁面粗糙程度，有線纜熱效應(yīng)(熱流量q=18 W/m2)和無熱效應(yīng)(熱流量q=0)2種情況下對(duì)艙內(nèi)通風(fēng)影響的對(duì)比分析如圖3所示。

通風(fēng)風(fēng)速恒定(1.5 m/s)，艙內(nèi)溫度恒定(303.16 K)以及進(jìn)風(fēng)溫度固定(303.16 K)的情況下，線纜不同熱流量對(duì)艙內(nèi)通風(fēng)的影響如圖4所示。

通風(fēng)風(fēng)速恒定(1.5 m/s)，艙內(nèi)溫度恒定(303.16 K)以及線纜發(fā)熱量固定(熱流量q=18 W/m2)的情況下，進(jìn)風(fēng)溫度對(duì)艙內(nèi)通風(fēng)的影響如圖5所示。

進(jìn)風(fēng)溫度恒定(303.16 K)，艙內(nèi)溫度恒定(303.16 K)以及線纜發(fā)熱量固定(熱流量q=18 W/m2)的情況下，通風(fēng)風(fēng)速變化時(shí)的溫度場(chǎng)如圖6—8所示。

表2綜合管廊線纜艙有、無支架和線纜情況下通風(fēng)阻力情況對(duì)比

Table 2 Comparison of ventilation resistance of utility tunnel cable cabin with and without brackets and cables

風(fēng)速/(m/s)通風(fēng)阻力/Pa無有通風(fēng)阻力差異值通風(fēng)阻力系數(shù)無有通風(fēng)阻力系數(shù)差異值0.30.00890.130314.640.00810.118214.590.60.03080.485215.750.00700.110015.710.90.06391.066416.690.00640.107516.801.20.10751.871017.400.00610.106117.391.50.16102.899818.010.00580.105218.141.80.22494.150218.450.00570.104618.352.10.29965.622918.770.00550.104118.932.40.38527.322519.010.00550.103818.872.70.48189.242919.180.00540.103519.173.00.589511.385919.310.00530.103319.49

圖3 線纜有、無熱效應(yīng)通風(fēng)情況對(duì)比

Fig. 3 Comparison of ventilation situation under conditions of cables with and without thermal effect

圖4不同線纜熱流量下通風(fēng)情況對(duì)比

Fig. 4 Comparison of ventilation situation under conditions of different cable heat fluxes

圖5 不同進(jìn)風(fēng)溫度下通風(fēng)情況對(duì)比

Fig. 5 Comparison of ventilation situation under conditions of different inlet air temperatures

圖6 進(jìn)口風(fēng)速0.6 m/s下考慮熱效應(yīng)的溫度場(chǎng)(單位： K)

Fig. 6 Temperature field considering thermal effect at an inlet air speed of 0.6 m/s (unit: K)

圖7 進(jìn)口風(fēng)速1.2 m/s下考慮熱效應(yīng)的溫度場(chǎng)(單位： K)

Fig. 7 Temperature field considering thermal effect at an inlet air speed of 1.2 m/s (unit: K)

3 結(jié)果分析

3.1 無熱效應(yīng)的情況

在沒有考慮熱效應(yīng)的情況下，不同通風(fēng)風(fēng)速，有支架、線纜的管廊通風(fēng)阻力和通風(fēng)阻力系數(shù)是沒有時(shí)的14～20倍(見表2)。由此可見，城市綜合管廊線纜艙內(nèi)部支架、線纜等對(duì)其通風(fēng)阻力有極大的影響，在通風(fēng)設(shè)計(jì)時(shí)需著重考慮。

圖8 進(jìn)口風(fēng)速1.8 m/s下考慮熱效應(yīng)的溫度場(chǎng)(單位： K)

Fig. 8 Temperature field considering thermal effect at an inlet air speed of 1.8 m/s (unit: K)

由表2和圖3可以得到： 隨著斷面風(fēng)速的增大，含支架、線纜的線纜艙內(nèi)部通風(fēng)阻力逐漸增大，并且增長(zhǎng)速率越來越大。這是因?yàn)樵诔浞职l(fā)展的紊流中，通風(fēng)阻力與風(fēng)速的平方成正比。

另外，本模型中所有工況均為紊流，沿程阻力系數(shù)隨Re增大而逐漸減小(見式(6))；局部阻力系數(shù)只與阻礙物幾何形狀有關(guān)； 因此，隨著斷面風(fēng)速的增大，線纜艙內(nèi)通風(fēng)阻力系數(shù)逐漸減小，并趨于平穩(wěn)(見圖3)。

3.2 有熱效應(yīng)的情況

隨著空氣溫度增加，空氣分子熱運(yùn)動(dòng)加劇，由碰撞和摩擦導(dǎo)致的機(jī)械能損失增大。圖3中風(fēng)速為0.3～0.6 m/s時(shí)，進(jìn)口斷面風(fēng)速過小，對(duì)艙內(nèi)的散熱效果不好，空氣被加熱(如圖6所示)而導(dǎo)致通風(fēng)阻力較大，因而該情況下的通風(fēng)阻力系數(shù)較大。而風(fēng)速大于0.9 m/s時(shí)，廊內(nèi)通風(fēng)散熱情況較好，空氣溫度較低，故通風(fēng)阻力系數(shù)總體變化不大。

根據(jù)圖4中結(jié)果，在斷面風(fēng)速一致(1.5 m/s)的情況下，與無熱效應(yīng)的情況相比，艙內(nèi)線纜發(fā)熱量導(dǎo)致通風(fēng)阻力和通風(fēng)阻力系數(shù)均減小，但是整體差異不大。由圖5可以看出，當(dāng)其他條件固定時(shí)，進(jìn)風(fēng)溫度對(duì)艙內(nèi)通風(fēng)有一定的影響，其通風(fēng)阻力和通風(fēng)阻力系數(shù)隨著進(jìn)風(fēng)溫度的增加而逐漸減小。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因在于“煙囪效應(yīng)”，即在沒有機(jī)械通風(fēng)動(dòng)力的情況下(進(jìn)口斷面風(fēng)速為0)，由于進(jìn)口斷面溫度較低，廊內(nèi)上部氣流由于密度差會(huì)向進(jìn)口段面流動(dòng)(如圖9所示)，故而導(dǎo)致通風(fēng)阻力增大； 但是，隨著進(jìn)口斷面溫度逐漸升高，溫度差逐漸降低，由溫差引起的阻力逐漸減小。

另外，依據(jù)圖6—8的結(jié)果可以得到，其他條件固定的情況下，隨著斷面風(fēng)速的增加，艙內(nèi)的最高溫度逐漸降低，并且線纜發(fā)熱對(duì)艙內(nèi)空氣的溫度影響較小，其最大影響范圍在出口斷面附近的線纜周圍，對(duì)艙內(nèi)過道的空氣溫度幾乎沒有影響。

圖中所取平面為X=0.8 m的Y-Z平面(本模型X、Y、Z方向取值范圍分別為0～2.5 m、0～3.0 m和-20～0 m)。

圖9進(jìn)口斷面風(fēng)速為0、溫度為278.16K時(shí)氣流縱向流速方向

Fig. 9 Longitudinal speed direction at an inlet air speed of 0 and temperature of 278.16 K

4 結(jié)論與討論

本文通過ANSYS FLUENT軟件模擬分析了城市綜合管廊線纜艙的支架、線纜和相關(guān)熱效應(yīng)對(duì)通風(fēng)風(fēng)流的影響，并得到綜合管廊線纜艙通風(fēng)阻力效應(yīng)的相關(guān)結(jié)論：

2)針對(duì)同一綜合管廊線纜艙，隨著進(jìn)口風(fēng)速的增加，線纜艙內(nèi)的通風(fēng)阻力逐漸增大，而通風(fēng)阻力系數(shù)逐漸變小，并且趨于穩(wěn)定。

3)進(jìn)口空氣溫度、線纜發(fā)熱及艙內(nèi)溫度產(chǎn)生的熱效應(yīng)對(duì)艙內(nèi)通風(fēng)的阻力效應(yīng)有一定的影響，并且隨著進(jìn)風(fēng)溫度增大，通風(fēng)阻力和通風(fēng)阻力系數(shù)逐漸降低。

4)本模型的橫斷面通風(fēng)障礙物比例值約為15%，而綜合管廊通風(fēng)系統(tǒng)設(shè)計(jì)中斷面風(fēng)速一般不宜大于1.5 m/s。根據(jù)本研究結(jié)果，當(dāng)通風(fēng)障礙物比例值約為15%，且斷面風(fēng)速取1.5 m/s時(shí)可取通風(fēng)阻力系數(shù)約為0.105 2。

結(jié)合實(shí)際綜合管廊工程，本模擬結(jié)果還有一些不足之處，如管廊縱坡和管廊交叉部位等細(xì)節(jié)未納入模擬等。下一步，筆者所在課題組將進(jìn)行模型試驗(yàn)和工程實(shí)測(cè)來修正相關(guān)結(jié)論，以期提出適用于實(shí)際工程的通風(fēng)阻力參數(shù)。