何娜萍，肖國鋒，林雪，張宇峰

(1. 中國能源建設集團廣東省電力設計研究院有限公司，廣東 廣州 510663， 2. 華南理工大學 建筑學院，廣東 廣州 510641)

由中國南方電網(wǎng)有限責任公司投資建設的國家西電東送重點工程——烏東德電站送電廣東廣西特高壓多端柔性直流示范工程于2020年12月27日投產(chǎn)送電。該工程是全球首個特高壓柔性直流工程，也是目前世界上電壓等級最高、輸送容量最大的多端混合直流工程，創(chuàng)造了19項電力技術(shù)的世界第一[1]。該工程起自云南昆北換流站，連接廣西柳北換流站和廣東龍門換流站，簡稱“昆柳龍柔性直流工程”。

龍門換流站位于廣東省惠州市，其直流電壓為±800 kV，額定輸送容量為5 000 MW，是目前世界上電壓等級最高、換流容量最大的特高壓多端柔性直流換流站。特高壓多端柔性直流輸電工程，可顯著降低“西電東送”通道損耗[2]。多端柔性直流換流站閥廳與常規(guī)換流站閥廳相比，在建筑體量[3]、室內(nèi)設備發(fā)熱量[4]等方面都有巨大差異。龍門換流站高端閥廳屬于超高大空間工業(yè)建筑，其凈空高度和平面尺寸均遠遠超過以往工程[5]。由于采用特殊的特高壓柔性直流輸電換流閥[6]，龍門換流站高端閥廳內(nèi)部設備發(fā)熱量(800 kW)遠高于電壓等級、輸送容量相同(直流電壓±800 kV，額定輸送容量5 000 MW)的滇西北至廣東±800 kV特高壓直流輸電工程東方換流站[7]高端閥廳的內(nèi)部設備發(fā)熱量(180 kW)。高溫運行環(huán)境是造成電氣設備出現(xiàn)故障的主要原因[8]，柔性直流高端閥廳換流閥的運行環(huán)境溫度應低于45 ℃，而高端閥廳內(nèi)部由于閥體設備發(fā)熱量巨大且門窗常閉，很容易形成局部高溫，為保證閥體的正常運行，維持高端閥廳內(nèi)部溫度要求，需要采用空調(diào)系統(tǒng)對室內(nèi)環(huán)境進行降溫。

較以往常規(guī)換流站，龍門換流站的空調(diào)系統(tǒng)容量需求大幅增加，內(nèi)部氣流組織更為復雜，溫濕度場控制難度增加。以往針對普通高端閥廳，采用現(xiàn)場實測的方法對閥廳空調(diào)系統(tǒng)展開優(yōu)化研究[9-10]；但是此次所涉及到的特高壓柔性直流高端閥廳，從建筑體量、內(nèi)部設備發(fā)熱量來說，都為世界罕有，并不具備現(xiàn)場實測再設計方案的條件。計算流體力學(computational fluid dynamics，CFD)模擬技術(shù)的發(fā)展，為提前預判不同空調(diào)設計方案的優(yōu)劣提供了可能性[11-13]，故本文以龍門換流站特高壓柔性直流高端閥廳作為研究對象，采用CFD軟件Fluent，通過建立三維物理模型及數(shù)值模型，模擬不同空調(diào)方案下閥廳溫度場、風速場的分布，觀察各送風方案是否能保證閥廳內(nèi)空氣溫度不超過45 ℃，以確保換流閥等電氣設備的正常運行。

1 工程概況

1.1 設計參數(shù)

龍門換流站特高壓柔性直流高端閥廳所在地區(qū)室外氣象參數(shù)[14]：夏季空調(diào)室外計算溫度為34.1 ℃，夏季空調(diào)室外計算濕球溫度為27.6 ℃，極端最高氣溫為38.2 ℃。

高端閥廳占地面積7 698.5 m2，長為89.0 m，寬為86.5 m，高為40.7 m；高端閥廳內(nèi)主要發(fā)熱設備為換流閥，換流閥布置在閥廳中央，單個換流閥由6個橋臂組成，每個橋臂由2個閥塔串聯(lián)組成，閥塔共12組[15-16]；換流閥塔長11.26 m，寬6.85 m，高15.35 m(其中絕緣子高度8.73 m，閥組本體高度6.62 m)；換流閥的總發(fā)熱量為800 kW;空調(diào)機房位于輔助控制樓。閥廳平面布置如圖1所示，高端閥廳、輔控制樓為長方體，閥廳內(nèi)部換流閥設備也為長方體形狀。

圖1 特高壓柔性直流高端閥廳平面布置Fig.1 Layout of the high-end valve hall of VSC-UHVDC

換流閥閥塔外形如圖2所示，圖中數(shù)值單位為m。

1.2 空調(diào)方案

高端閥廳空調(diào)采用全空氣系統(tǒng)，受閥廳內(nèi)部結(jié)構(gòu)的影響，閥廳內(nèi)空調(diào)氣流組織一般有3種形式：①上送風方式，送風口常安裝在大廳的頂棚上，回風口設在周邊側(cè)墻或頂棚上；②下送風方式，送風口安裝在地面上，回風口設在頂棚或側(cè)墻上部；③側(cè)送風方式，送風口安裝在大廳周邊側(cè)墻，回風口布置在送風口同側(cè)下方[17-18]。

特高壓柔性直流高端閥廳高為40.7 m，體量巨大，同時，換流閥的總發(fā)熱量為800 kW，所需換熱量也巨大。如采用上送風方式，存在以下缺點：

a)空氣溫度不同時空氣密度存在差異，會產(chǎn)生熱空氣向上、冷空氣向下的空氣流動情況。由于閥廳高度過高，閥塔發(fā)熱量巨大，送入空氣還未到達閥塔時就快速升溫，低溫氣流無法送至閥塔底部。

b)送風氣流與閥廳內(nèi)部由熱壓導致的空氣流相混合，導致閥廳內(nèi)氣流組織較為混亂，擾流嚴重，氣壓不均衡，防塵效果不佳。

圖2 高端閥塔外形Fig. 2 Outline drawing of high-end valve tower

c)風管位于閥廳上部，施工工程量大，工期長，高空安裝運維檢修都非常困難。如安裝小零件時，安裝不牢出現(xiàn)脫落，砸到換流閥，將損失慘重。

d)風管保溫層處于閥廳高溫區(qū)，老化快，保溫棉、螺栓等小零件在長期使用中有松動、脫落的風險，維修檢修困難，且零部件到達壽命年限后，更換困難，存在很大的安全隱患。

因此，對于龍門換流站特高壓柔性直流高端閥廳的空調(diào)氣流組織，考慮下送式和側(cè)送式2種方案。

方案1采用下送上回式：通過地道送風至地板上布置的格柵風口，在換流閥周圍均勻布置34個500 mm×600 mm的格柵風口，單個風口送風量為5 295 m3/h；回風口設置在閥廳上部，通過回風管回到空氣處理機組，回風管布置在靠輔控樓側(cè)閥廳網(wǎng)架下，在閥廳靠輔控樓側(cè)網(wǎng)架屋面下布置8個1 200 mm×1 500 mm的百葉回風口。

方案2采用側(cè)送下回式：送風管貼著閥廳網(wǎng)架下布置，通過雙側(cè)球形噴口側(cè)送風，在閥廳網(wǎng)架屋面下雙側(cè)對稱布置30個半徑630 mm的球形噴口，單個風口送風量為6 000 m3/h；回風管布置在閥廳靠空調(diào)機房側(cè)墻下部，在閥廳靠輔控樓側(cè)墻下方布置8個1 500 mm×1 200 mm的百葉回風口。

2種方案風口布置如圖3、圖4所示。

圖3 下送上回方案布置Fig.3 Layout of the tuyere of the bottom send and upper return scheme

2 CFD模擬概況

龍門換流站特高壓柔性直流高端閥廳建筑體量大，內(nèi)部發(fā)熱量大，非等溫的室內(nèi)氣流受到浮升力和高大空間的雙重作用，室內(nèi)流場十分復雜，難以采用常規(guī)的實驗測量手段對高端閥廳內(nèi)氣流組織或熱環(huán)境進行評價。目前建筑領(lǐng)域采用的氣流組織設計方法主要有4種：射流公式法、區(qū)域化模型法、模型實驗法和CFD法。從預測成本、周期、模擬的準確性及復現(xiàn)性等方面綜合考慮，最為理想的氣流組織設計方法是CFD法，計算流體力學通用軟件有Phoenics、Fluent、Star-CD、CFX等[19]。本次數(shù)值模擬采用Fluent軟件[20-21]。

圖4 側(cè)送下回方案布置Fig.4 Layout of the tuyere of the side send and bottom return scheme

2.1 物理模型建立

保留龍門換流站特高壓柔性直流高端閥廳空調(diào)送回風系統(tǒng)布置方案的幾何特征與物理性能的前提下，對高端閥廳作部分簡化，采用Auto CAD和SpaceClaim合作建立高端閥廳的空調(diào)氣流組織模擬物理模型。

高端閥廳下送上回模型如圖5所示，側(cè)送下回模型如圖6所示。

圖5 高端閥廳下送上回建筑模型Fig. 5 The bottom send and upper return architectural model of the high-end valve hall

圖6 高端閥廳側(cè)送下回建筑模型Fig. 6 The side send and bottom return architectural model of the high-end valve hall High-end valve hall side delivery next back building model

2.2 網(wǎng)格劃分

采用Workbench Meshing軟件劃分網(wǎng)格。本研究中物理模型較為復雜，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格可滿足計算精度要求，由于送回風口尺寸較小，在送回風口處對網(wǎng)格進行加密。

2.3 數(shù)值求解原理

采用Ansys Fluent 2019進行數(shù)值求解，CFD模擬的核心是求解控制方程。所謂控制方程是根據(jù)質(zhì)量守恒、動量守恒、能量守恒定律建立的反映閥廳內(nèi)空氣流動的等式。三大控制方程具體如下[22]：

a)連續(xù)性方程。把流體(特高壓柔性直流閥廳的空氣視為流體)看作連續(xù)介質(zhì)。取直角坐標系Oxyz，在流體中取一邊長為 dx，dy和 dz的固定控制體，即采用歐拉法描述流體運動。根據(jù)質(zhì)量守恒定律，流入和流出控制體的質(zhì)量流量之差，亦即凈流入控制體的質(zhì)量流量等于控制體內(nèi)質(zhì)量隨時間的變化率。根據(jù)此原理可以得到連續(xù)性方程。

(1)

式中：ρ為空氣密度，單位kg/m3；u、v、w分別為x、y、z軸的速度分量，單位m/s；τ為時間，單位s。對于低速流動不可壓流體，ρ為常數(shù)。式(1)可簡化為

(2)

b)動量方程。用動量守恒定律分析流體運動得到動量方程。根據(jù)牛頓第二定律，流體微元所受到的合外力等于流體微元動量的變化率，動量方程反映的是流體微元所受的合外力與慣性力之間的平衡，根據(jù)此原理可以得到動量方程：

(3)

(4)

(5)

式中：p為空氣壓力，單位Pa；Fx、Fy、Fz分別為x、y、z方向的合外力，單位N；μ為空氣層動力粘度，單位為kg/(m·s)。

c)能量方程。在對流換熱過程中，流體的溫度場可用能量方程來描述。它借助熱力學第一定律分析控制體的能量守恒，而把流體各點的溫度關(guān)聯(lián)起來?？刂企w的能量守恒表現(xiàn)為：單位時間內(nèi)由熱對流通過界面凈流入控制體的能量、單位時間內(nèi)由于導熱在界面處凈導入控制體的熱量和單位時間內(nèi)作用在界面上的力對控制體內(nèi)流體所作的功之和，等于控制體內(nèi)流體的總能量對時間的變化率。根據(jù)此原理可以得到能量方程

(6)

式中：T為空氣溫度，K；cp為空氣定壓比熱容，J/(kg·K)；λ為空氣熱導率，單位W/(m·K)。

2.4 湍流模型選取

特高壓柔性直流高端閥廳這種高大空間建筑的非等溫的室內(nèi)氣流受到浮升力和高大空間的雙重作用，室內(nèi)流場十分復雜。為開展數(shù)值計算，對模擬的物理現(xiàn)象作如下假設：

a)閥廳內(nèi)空氣低速流動，符合Boussinesq基本假設，送風入口處流體參數(shù)均勻，忽略空氣的壓縮性帶來的密度變化。

b)忽略由空氣黏滯力做功引起的耗散熱對溫度的影響。

c)空氣流動視為穩(wěn)態(tài)湍流。

d)視閥廳內(nèi)空氣為輻射透明介質(zhì)，忽略建筑墻壁及閥廳內(nèi)物體對其的輻射換熱。

e)不考慮門的影響。

f)忽略漏風影響，認為房間氣密性良好。

高大空間常用湍流模型有Standardk-ε模型、RNGk-ε模型、Realizablek-ε模型。本次模擬應考慮近壁面流動，由于Standardk-ε不適用于近壁區(qū)流動情況[23-24]，所以考慮后2種模型。相關(guān)文獻通過統(tǒng)計比較得出在受限空間氣體擴散仿真模擬中，Realizablek-ε模型的模擬效果更優(yōu)異，因此采用Realizablek-ε湍流模型[25-26]。近壁面函數(shù)采用標準壁面函數(shù)，采用SIMPLE算法來解決壓力與速度耦合的問題。

模擬方案的風口風速穩(wěn)定，不隨時間變化，主要關(guān)注閥廳內(nèi)環(huán)境的溫度變化。在采用穩(wěn)態(tài)送風及風口固定且靠近發(fā)熱元件的條件下，整個高端閥廳的溫度會逐漸冷卻并趨于穩(wěn)定，而最終的計算結(jié)果即為穩(wěn)定后的溫度，故采用穩(wěn)態(tài)計算，提取計算收斂之后的溫度，收斂判據(jù)是連續(xù)性方程、動量方程、能量方程的所有變量殘差值均低于10-3。

2.5 邊界條件

邊界條件主要包括3個方面：圍護結(jié)構(gòu)邊界、風口邊界、內(nèi)熱源邊界。各類邊界條件參數(shù)設置如下：

a)固體邊界。特高壓柔性直流高端閥廳內(nèi)負荷包括電氣設備發(fā)熱量以及通過圍護結(jié)構(gòu)傳熱得到的能量。由于電氣設備發(fā)熱量遠大于圍護結(jié)構(gòu)的熱量，因此在考慮最不利方案條件下，不考慮圍護結(jié)構(gòu)與外界的傳熱，將圍護結(jié)構(gòu)設定為絕熱邊界。

b)風口邊界。送風口采用速度邊界。按照總送風量和送風口的斷面面積，計算送風速度，并設定由邊界向內(nèi)的送風速度?；仫L口采用壓力邊界。根據(jù)室外大氣壓設定壓力值。壓力出口設定為1.013 25×105Pa，即表壓設置為0。送回風口參數(shù)設置見表1。

表1 送回風口參數(shù)設置Tab.1 Air outlet parameter setting

c)內(nèi)熱源邊界。高端閥廳內(nèi)主要發(fā)熱體為換流閥，模擬僅關(guān)注閥體表面的溫度，不關(guān)注閥體內(nèi)部的溫度分布，因此閥體均按照表面熱流邊界條件設置內(nèi)熱源邊界。依據(jù)閥體總發(fā)熱量和閥體表面積設定閥體表面熱流密度，閥體表面熱流密度為168 W/m2。

3 模擬結(jié)果及討論

對高端閥廳空調(diào)氣流組織進行模擬時，由于閥廳內(nèi)空調(diào)冷負荷的主要來源為設備散熱，因而著重對設備發(fā)熱層(閥組本體)及其周圍區(qū)域、送回風口所在平面的溫度場和風速場進行分析。

3.1 溫度場

3.1.1 方案一：下送上回

高端閥廳空調(diào)設計的目的是為了保證閥體有效降溫，因此，閥體表面溫度及室內(nèi)空氣溫度是此次CFD模擬關(guān)注的重點。通過模擬下送上回方案，得到閥體表面溫度分布圖、過送風口的閥廳垂直斷面空氣溫度分布如圖7和圖8所示。

圖7 方案一閥體表面溫度Fig.7 Surface temperature of valve body of scheme 1

圖8 方案一y=43.70 m處(過送風口、過閥體表面)垂直斷面溫度Fig.8 Vertical section temperature as y=43.70 m (passing the air outlet and the valve surface) of scheme 1

由圖7可知：閥體表面溫度介于42.7～64.6 ℃，計算得到平均溫度為52.9 ℃；局部高溫出現(xiàn)在每組閥體相鄰表面，多出現(xiàn)在每個閥體的上部側(cè)面，此時低溫送風氣流已經(jīng)被下部閥體加熱且速度也已經(jīng)衰減，無法和上部閥體表面進行充分的對流傳熱，其中，x軸右側(cè)閥體局部高溫區(qū)域較左側(cè)閥體更多。其余閥體表面溫度分布較為均勻，大多在51.5～55.8 ℃間。

由圖8可知，下送上回方案下，高端閥廳空氣溫度分布情況存在以下特點：送風口附近溫度較低，最低溫度為17 ℃，送風口附近(即閥體所在區(qū)域)地面溫度較低，其他區(qū)域溫度較高且趨于一致；房間溫度存在上下分層現(xiàn)象，沿z軸方向，空氣溫度逐漸升高，沿x軸方向，溫度分布較為均勻；過閥體頂部的空氣溫度在29.6～33.9 ℃之間；閥塔頂部以下空氣溫度在29.6 ℃左右，送風口附近空氣溫度最低；最高溫度出現(xiàn)在閥體發(fā)熱層附近，閥體表面溫度達59.5 ℃(不是空氣溫度)。

3.1.2 方案二：側(cè)送下回

為了與下送上回方案進行對比，進行側(cè)送下回方案的模擬，得到閥體表面溫度分布圖、過送風口的閥廳垂直斷面空氣溫度分布圖分別如圖9、圖10所示。

圖9 方案二閥體表面溫度Fig.9 Surface temperature of valve body of scheme 2

圖10 方案二y=44.75 m(過送風口、過閥體表面)垂直斷面溫度Fig.10 Vertical section temperature as y=44.75 m (passing the air outlet and the valve surface) of scheme 2

由圖9可知：側(cè)送下回方案閥體表面溫度介于43.6～62.9 ℃，計算得到平均溫度為52.9 ℃；局部高溫出現(xiàn)在2排閥體中部表面以及每列閥體相鄰的表面，這些地方由于空間狹窄無法和低溫空氣進行充分的對流傳熱；y軸后排閥體表面溫度整體較前方閥體溫度更高，這是由于前方風口數(shù)量更多，送風量較大；每個閥體不同表面溫度分區(qū)明顯，溫度相差較大，閥體局部高溫區(qū)域較上送下回方案多，閥體表面溫度分布不均勻。

由圖10可知，側(cè)送下回方案的高端閥廳空氣溫度分布情況存在以下特點：送風口附近溫度較低，最低溫度為17 ℃，沿球形噴口射流方向，溫度逐漸升高；其他區(qū)域溫度較高且趨于一致，最高溫度約為30.8 ℃；左側(cè)送風氣流水平射流距離較右側(cè)短，有繞過左側(cè)閥體直接匯入左側(cè)回風口的趨勢，而右側(cè)送風氣流下墜能到達閥體頂部以及右側(cè)兩閥體中間相鄰區(qū)域帶走閥體表面熱量；貼近閥體周圍的空氣溫度較高，y=44.75 m處截面上閥體表面最高溫度達到60 ℃；除了閥體周圍空氣溫度較高，廳內(nèi)其他區(qū)域空氣溫度趨于一致，在30～34 ℃之間，不存在如下送上回方案那樣的溫度上下分層現(xiàn)象。

3.2 速度場

3.2.1 方案一：下送上回

送風氣流在閥廳內(nèi)部的流動情況，可由氣流速度矢量圖表示。通過模擬下送上回方案，得到下送上回方案過送風口的閥廳垂直斷面空氣速度矢量圖，如圖11所示。

圖11 方案一y=43.70 m處(過送風口)垂直斷面速度矢量Fig. 11 Vertical section velocity vector diagram as y=43.70 m (passing the air outlet) of scheme 1

由圖11可知：下送上回方案下，送風口處最大流速在7.7 m/s左右，送風口平均流速為7.5 m/s，與設置風速一致；此送風風速下，射流高度在9 m左右(閥體底部)，送風速度沿z軸向上逐漸衰減，除送風路徑氣流外，廳內(nèi)絕大區(qū)域空氣速度小于1.5 m/s；地面送風氣流到達閥體所在區(qū)域，與閥體表面換熱帶走熱量，除了在閥體下側(cè)的送風氣流遇到閥體阻擋而產(chǎn)生個別小的氣流漩渦之外，閥體周圍的氣流比較均勻，沒有大的漩渦出現(xiàn)，空氣整體向上流動，閥體肩部氣流依靠熱浮升力以及回風口的抽吸力向上流動。由于右側(cè)閥體距離回風口較遠，被加熱空氣未能及時遠離閥體，所以右側(cè)閥體局部高溫區(qū)域較多。

3.2.2 方案二：側(cè)送下回

模擬側(cè)送下回方案，得到側(cè)送下回方案過送風口的閥廳垂直斷面空氣速度矢量圖，如圖12所示。

圖12 方案二y=44.75 m處(過送風口)垂直斷面速度矢量Fig.12 Vertical section velocity vector diagram as y=44.75 m (passing the air outlet) of scheme 2

由圖12可知：側(cè)送下回方案送風口處最大流速在13.2 m/s左右，送風口平均流速為13.1 m/s，與設置風速一致；送風口平均射程大約在18 m左右，相對于90.5 m的超長空間來說，射程相對較短；沿射流路徑，速度逐漸衰減，除送風路徑氣流外，廳內(nèi)絕大區(qū)域空氣速度小于1.5 m/s；閥體表面附近有明顯的氣流上升現(xiàn)象；中部第2、3、4、5閥體上表面存在氣流漩渦，此處下行低溫送風氣流與上升高溫氣流相遇，旋渦中心氣流速度接近于0，這也導致了中部閥體溫度高于兩側(cè)閥體；左側(cè)部分下行氣流受到熱浮升氣流的阻擋，難以下送到左側(cè)閥體表面進行對流換熱，還有部分氣流掠過左側(cè)閥體表面直接匯入回風口，也導致了左側(cè)閥體的高溫情況。

3.3 討論

當閥廳采用下送上回送風方案時，房間溫度存在沿z軸上下分層現(xiàn)象，熱分層高度在閥體上中部左右，閥體周圍區(qū)域溫度相對較低，沿z軸方向，空氣溫度逐漸升高，除閥體周圍溫度較高，其余區(qū)域沿x軸、y軸方向無明顯溫度分區(qū)，溫度分布較為均勻；閥體表面存在局部高溫，局部高溫多位于閥體與閥體相間處的閥體側(cè)面上部，此時低溫送風氣流已經(jīng)被下部閥體加熱且速度也已經(jīng)衰減，無法和上部閥體表面進行充分的對流傳熱。而側(cè)送下回方案中不存在前面溫度上下分層現(xiàn)象，沿球形噴口射流方向，空氣溫度逐漸升高，除了閥體周圍溫度較高，在閥體頂部區(qū)域空氣溫度最高，廳內(nèi)其他區(qū)域空氣溫度趨于一致；每個閥體不同表面溫度分區(qū)明顯，溫度相差較大，閥體局部高溫區(qū)域較下送上回方案多，閥體表面溫度分布不均勻。

當閥廳采用下送上回送風方案時射流高度在 9 m左右(閥體底部)，送風速度沿z軸向上逐漸衰減，空氣整體向上流動，在閥體肩部氣流依靠熱浮升力以及回風口的抽吸力向上流動，送風氣流比較集中，低溫氣流與閥體表面換熱，被加熱之后整體向上流動，不紊亂。而采用側(cè)送下回方案時，送風水平射流路徑較短，中部閥體無法有效散熱；下行送風氣流受到熱浮升氣流的阻擋，會在閥體上表面產(chǎn)生氣流漩渦，也會導致閥體表面的局部高溫，氣流比較紊亂。

表2、表3綜合比較了2種送風方案下極1高端閥廳空氣溫度、流速、壓力以及閥體表面溫度的分布情況。

表2 不同方案下空氣溫度、速度對比Tab.2 Comparisons of air temperatures and speeds under different schemes

表3 不同方案下閥體表面溫度對比Tab.3 Comparisons of valve body surface temperatures under different schemes

下送上回方案的閥廳平均空氣溫度更低，且廳內(nèi)最高空氣溫度較側(cè)送下回方案降了4.5 ℃，閥廳內(nèi)空氣溫度更均勻。2種送風方案的閥體表面平均溫度差不多，下送上回方案的閥體表面最低溫度更低，最高溫度比側(cè)送下回方案高1.5 ℃左右；但是閥體溫度分布云圖(圖6、圖7)顯示，側(cè)送下回方案的閥體局部高溫區(qū)域較下送上回方案多。下送風時，溫度較高的區(qū)域主要在閥體肩部表面；而側(cè)送風時，在閥體肩部、側(cè)面以及底部都有局部高溫區(qū)域，側(cè)送下回方案的閥體表面溫度分布更不均勻。

4 實測對比

經(jīng)上述兩空調(diào)送回風方案氣流組織模擬結(jié)果對比，最終選用下送上回方案作為龍門換流站特高壓柔性直流閥廳空調(diào)送回風方案。在龍門換流站特高壓柔性直流閥廳調(diào)試階段，采用風速儀對高端閥廳的34個下送風口風速進行檢測，結(jié)果如圖13所示。

圖13 高端閥廳34個風口平均風速Fig.13 Average air velocity of 34 air outlets in high-end valve hall

高端閥廳34個風口平均風速為6.4 m/s，與設計風速7.5m /s的偏差值為1.1 m/s，偏差率為14.7%；實測總風量為189 181 m3，與設計總風量180 030 m3的偏差值為9 151 m3，偏差值為5.1%。數(shù)值模擬與實測結(jié)果相吻合，數(shù)值模擬為此次空調(diào)設計工作提供了有效指導。

5 結(jié)論與展望

特高壓柔性直流高端閥廳項目具有建筑體量大、內(nèi)部設備發(fā)熱量大的特點，適合通過CFD軟件數(shù)值模擬的方式輔助暖通工程師進行空調(diào)設計。本次對特高壓柔性直流高端閥廳的氣流模擬，有以下結(jié)論：

a)采用下送上回方案，低溫氣流能快速到達高溫閥體所在區(qū)域，可實現(xiàn)閥體快速降溫，且降溫均勻性優(yōu)良。

b)采用側(cè)送下回方案，低溫氣流無法均勻到達全部閥體區(qū)域，降溫效果較差。

c)下送上回方案優(yōu)于側(cè)送下回方案，推薦特高壓柔性直流高端閥廳項目采用下送上回方案。

雖然下送上回方案優(yōu)于側(cè)送下回方案，但是換流閥表面仍存在局部過熱現(xiàn)象，后續(xù)可在閥廳右上側(cè)增設回風口，或者調(diào)整送風口高度，以改善此現(xiàn)象。