抽蓄電站地下廠房全廠溫濕度分布規(guī)律的數(shù)值計算研究

施 晨，胡代清，衣傳寶，劉玉成，許 昌，李林敏

(1.河海大學能源與電氣學院，江蘇南京211100；2.安徽金寨抽水蓄能有限公司，安徽六安237300；3.國網(wǎng)新源控股有限公司，北京100761)

0 引 言

隨著電網(wǎng)結(jié)構(gòu)不斷復雜化、擾動的不斷多樣化，抽水蓄能電站作為電網(wǎng)電能品質(zhì)的調(diào)節(jié)器，近年建設規(guī)模不斷擴大[1]。而隨著大型地下工程建設技術(shù)的成熟，抽水蓄能電站的設計建設逐漸傾向于采用地下廠房方案。這種布局不僅具有人防作用，同時能最大程度地保護電站建設區(qū)域的生態(tài)環(huán)境[2]。但由于電站深埋地下，電站與外界通風換熱途徑較為復雜，電站內(nèi)易出現(xiàn)溫濕度分布不均勻和超標等熱濕環(huán)境問題，不僅影響機電設備的安全運行，同時也影響工作人員的身體健康與工作效率。

國內(nèi)外學者針對水電站地下廠房溫濕度環(huán)境問題進行了大量研究工作。在理論計算方面，劉琳[3]結(jié)合射流理論對白鶴灘水電站地下廠房整體進風網(wǎng)絡進行風速等參量的計算確定了空氣處理方案；Tuve[4]采用射流理論對室內(nèi)環(huán)境中的速度、溫度等重要參量的分布進行預測。在模型試驗上，何喆[5]對瑯琊山水電站地下廠房建立了相似模型，通過模型試驗的數(shù)據(jù)分析得出溫度、速度分布規(guī)律，為流場優(yōu)化提供了參考；在數(shù)值計算上，丹麥科學家Nielsen等[6]于1974年首次將基于k-ε湍流模型的CFD計算方法對室內(nèi)空氣流動進行了三維數(shù)值模擬，而在水電站地下廠房的數(shù)值計算上；董蕾[7]對厄瓜多爾科卡科多辛克雷水電站地下廠房發(fā)電機層的氣流組織進行了數(shù)值模擬及分析，并運用不同的評價指標確定了通風系統(tǒng)的最佳送風速度。當前針對地下廠房溫濕度的數(shù)值研究多集中于地下廠房單獨某層的溫濕度環(huán)境分析，而針對主廠房全廠的數(shù)值研究較為缺乏。

抽水蓄能電站的主廠房是電站運維的關(guān)鍵區(qū)域，該區(qū)域布置復雜，機電設備密集，散熱量巨大，運維人員往來頻繁，研究其環(huán)境溫濕度的分布規(guī)律具有重要意義，過去的研究主要采用針對部分區(qū)域的溫濕度問題進行測量和數(shù)值建模方面的研究，解決了部分問題，但是地下廠房的整體通風方式影響整體溫濕度、速度場分布，且相互影響，相關(guān)耦合性非常強。本文采用現(xiàn)場實測與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，對華東某抽水蓄能電站地下主廠房全廠區(qū)域進行數(shù)值建模，結(jié)合現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)對不同季節(jié)工況下的全廠熱濕環(huán)境進行數(shù)值模擬，分析不同工況下全廠各樓層的溫濕度分布規(guī)律，提出優(yōu)化運行方案，為抽水蓄能電站廠房溫濕度環(huán)境控制與管理提供理論依據(jù)。

1 數(shù)學模型

1.1 通用控制方程

將流體動力學物理守恒定律中的質(zhì)量守恒、動量守恒與能量守恒方程寫成通用形式如下[8]：

(1)

式中，φ為通用變量，可代表速度、溫度等變量；Γ為廣義擴散系數(shù)；S為廣義源項。式(1)從左往右的四項依次是非穩(wěn)態(tài)項、對流項、擴散項和源項。

在地下廠房熱濕環(huán)境的計算中，相對濕度是一個重要的考察對象，本文使用組分輸運方程來計算相對濕度的輸運規(guī)律，令φ=cs，Γ=Dsρ，S=Ss，則式(1)可寫成：

(2)

式中，cs為組分s的體積濃度；Ds為組分s的擴散系數(shù)；Ss為組分s的產(chǎn)生率。

1.2 湍流模型

抽水蓄能電站地下廠房風口眾多，流動復雜，流動過程中具有不斷變化、隨機的湍流現(xiàn)象，本文采用標準k-ε湍流模型來計算[9，10]。其中湍流動能k與湍動能耗散率ε分別被定義為

(3)

(4)

式中，ρ是流體密度；i、j、k分別代表各坐標分量；ui、uj代表平均相對速度分量；μ為有效粘性系數(shù)。k和ε的輸運方程如下：

(5)

(6)

其中，Gk是由于平均速度梯度引起的湍動能源項，由下式計算：

(7)

而Gb是由于浮力引起的湍動能源項，對于不可壓縮流體，其值為0，而對于可壓縮流體，有：

(8)

式中，Prl是Prandtl數(shù)，在該模型中可取Prl=0.85；gi是重力加速度在i方向的分量；β為熱膨脹系數(shù)。YM代表可壓湍流中脈動擴張的貢獻，對于不可壓流體，YM=0。模型常數(shù)C1ε、C2ε、Cμ、σk、σε的取值分別為[11]C1ε=1.44，C2ε=1.92，Cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.22。

2 物理模型

2.1 模型與網(wǎng)格劃分

華東某抽水蓄能電站主廠房共分4層，自上而下依次為發(fā)電機層、中間層、水輪機層以及蝸殼層。發(fā)電機層在靠近進廠交通洞區(qū)域設有安裝間，面積略大，發(fā)電機層尺寸為140.3 m×20.00 m(長×寬)，其余3層尺寸均為120.2 m×20.00 m(長×寬)，主廠房總高37.8 m，4層凈高自上而下依次為17.7、5.25、5.95、6.65 m。

主廠房進風來源共有3條途徑：①交通洞→9號洞→3號洞→主廠房安裝間頂部空調(diào)；②通風兼安全洞→端副廠房頂部空調(diào)；③交通洞→9號洞→水輪機層進風口。主廠房頂部共有46個進風口，4臺組合式空調(diào)機組，層間夾墻風口共有44個。新風從主廠房頂部進入，通過層間風口聯(lián)通，最終從中間層下游側(cè)排向母線洞，主廠房空氣循環(huán)見圖1。

圖1 主廠房空氣循環(huán)示意

對主廠房的通風網(wǎng)絡以及三維立體結(jié)構(gòu)以1∶1的比例進行建模，并對其進行網(wǎng)格劃分，所建立的三維幾何模型如圖2所示。

圖2 主廠房幾何模型

表1 進口邊界條件

為方便研究，根據(jù)實際情況對模型進行簡化：①簡化主廠房發(fā)電機層頂棚弧形結(jié)構(gòu)以及頂部橋機等繁瑣物件，主廠房內(nèi)球閥、管道等非主要物件省略或以規(guī)則實體等提及替代。②由于空調(diào)送風管道采用雙層保溫材料，將空調(diào)機組至送風口管道省略，近似認為空調(diào)出口送風參數(shù)等于送風口送風參數(shù)。③省略主廠房壁面中層間通風管道以及軸流風機，僅保留風口，以風口對應的現(xiàn)場測試數(shù)據(jù)作為計算的邊界條件。

2.2 邊界條件與數(shù)值細節(jié)

電站主廠房頂端途徑①與②進風口處各有2臺組合式空調(diào)機組，且兩側(cè)各運行1臺，備用1臺，途徑③處設置風機。本文計算春、夏兩種工況，分別以2017年3月20日與7月15日現(xiàn)場測試的溫濕度、壁溫數(shù)據(jù)以及文獻[12]中的熱源散熱量作為參考數(shù)據(jù)，以確定邊界條件。各進風途徑風速分別由各自風機進風量換算得出，途徑③溫濕度為直接測量數(shù)據(jù)，空調(diào)處理后的空氣焓值由下式給出[13]：

(9)

式中，Q為空調(diào)制冷量；ma為空氣質(zhì)量流量，兩者均可由空調(diào)銘牌得出；h1為初態(tài)比焓；h2為終態(tài)比焓，最終溫濕度參數(shù)由h2查詢焓濕圖得到。兩種工況下各進口邊界條件設置如表1所示。除主廠房頂部46個風口向主廠房發(fā)電機層的射流送風外，發(fā)電機層通過上下游側(cè)壁面處的夾墻風管向下面3層送風形成循環(huán)，本文簡化風管建模，僅保留風口，對應的送風風口分別為速度進口(volecity-inlet)與速度出口(volecity-outlet)，具體數(shù)值根據(jù)現(xiàn)場測試數(shù)據(jù)確定。最終出口為中間層下游側(cè)的回風口，邊界條件為壓力出口(pressure-outlet)。

壓力-速度耦合采用Simple算法，湍流模型采用k-ε雙方程模型，由于涉及組分以及傳熱計算，開啟組分方程以及能量方程，同時采用DO輻射模型[14，15]，重力加速度g=9.8 m/s2。本文計算采用FLUENT求解器求解。

3 計算結(jié)果分析與優(yōu)化方案論證

3.1 模型可靠性驗證

在現(xiàn)場測試時，針對主廠房4層共布置了20個測量點，每層測點5個，其中發(fā)電機層熱源較少，不布置測點。測量數(shù)據(jù)時采用手持溫濕度監(jiān)測設備，測點高度均為1.7 m。各層測點在水平方向上的分布如圖3所示。

圖3 各層測點示意

以春季工況為例，將2017年3月20日的各層實測值分別取平均值，與對應位置處1.7 m高度處的計算值對比，如圖4所示。

圖4 可靠性驗證

由圖4可知，各層溫度和濕度的實測值與計算值總體吻合。經(jīng)過計算，各層溫度計算值與實測值平均誤差為0.5 K，最大誤差1.24 K，最小誤差0.29 K。相對濕度計算值與實測值平均誤差0.67%，最大及最小誤差分別為1.50%和0.22%。

3.2 計算結(jié)果分析

圖5 春季與夏季工況的溫濕度計算結(jié)果

根據(jù)春季、夏季兩種工況的計算結(jié)果，分別截取y=3.65 m豎直截面處2種工況下的溫度與相對濕度云圖，結(jié)果如圖5所示。根據(jù)計算結(jié)果可以看出，在春夏2種工況下，發(fā)電機層的溫度在全廠中均為最低，其余3層溫度相對較高。且由于所選取截面頂部進風途徑①下游側(cè)空調(diào)運行，另一端的進風途徑②下游側(cè)空調(diào)處于備用狀態(tài)，未開啟運行，在發(fā)電機層左側(cè)區(qū)域看到自上而下的射流組織，且出現(xiàn)溫度較低的低溫區(qū)，溫度分布不均。在4層空間中發(fā)電機層電氣設備散熱量最大，但發(fā)電機層空間范圍最大且直接接受頂部低溫射流送風，使該層溫度降低。而下3層空間較小且均利用發(fā)電機層氣流進行通風，通風效果不佳。發(fā)電機層氣流存在不均勻性，這主要由于發(fā)電機層的安裝間范圍較大且不存在熱源，發(fā)電機層熱源集中在機組附近，熱源分布不均。相對濕度上，2個工況的發(fā)電機層頂部射流送風口相對濕度較高，這是由于氣流經(jīng)過空調(diào)處理后溫度降低，空氣中水分迅速達到露點溫度并隨著溫度降低不斷下降，從而達到降低濕度的目的。含濕量得到降低的氣流離開空調(diào)之后幾乎以100%的相對濕度進入溫度較高的發(fā)電機層，與發(fā)電機層內(nèi)的熱空氣混合后，溫度迅速升高，相對濕度迅速降低。

兩種工況所不同的是：溫度上，主廠房整體區(qū)域夏季高于春季，但均能低于302.2 K；濕度上，水輪機層夏季明顯高于春季，且部分情況下高于75%，對機電設備安全運行形成一定威脅，也影響運維人員的人體舒適度。這是因為，水輪機層進風途徑③引進主廠房的新風相對濕度接近100%，而溫度與水輪機層環(huán)境溫度幾乎沒有差異，新風含濕量較高，造成了水輪機層相對濕度較高。除此之外，因熱空氣會因自然對流而上升，水輪機層的濕空氣通過樓梯口進入中間層，一定程度上造成了中間層部分區(qū)域相對濕度的升高。

3.3 優(yōu)化方案計算及論證

目前電站的運行過程中，出現(xiàn)了相對濕度過高的問題，為提升機電設備檢修環(huán)境與運維人員的人體舒適度，提出以下優(yōu)化運行方案：假定在水輪機層進風途徑③處加設組合式空調(diào)機組，根據(jù)式(9)以及焓濕圖進行計算，假定選型為申菱40HP的LD130型號組合式空調(diào)機組，優(yōu)化前后途徑③進風參數(shù)如表2所示。

表2 優(yōu)化前后途徑③進風參數(shù)

圖6 優(yōu)化前后溫濕度環(huán)境對比

其余送風參數(shù)與夏季工況下的參數(shù)一致，截取水輪機層相對高度zr=1.7 m處的水平截面的溫濕度云圖進行分析，其結(jié)果如圖6所示。由計算結(jié)果可得，優(yōu)化前，由于水輪機的發(fā)熱及其與周圍空氣的換熱導致水輪機周圍溫度較高，溫度分布不均勻，原空調(diào)系統(tǒng)對該層空氣的冷卻效果不明顯。優(yōu)化后，水輪機層溫度有所下降，且溫度分布更加均勻。且水輪機層送風溫度的降低，使其與上下層之間溫度差降低，優(yōu)化后樓梯口的溫度均勻性優(yōu)于優(yōu)化之前。優(yōu)化后水輪機層環(huán)境溫度下降，有利于機電設備的安全運行。另一方面，水輪機層相對濕度在優(yōu)化前存在超標的情況，圖6c中大部分區(qū)域相對濕度達到了80%。優(yōu)化后，相對濕度得到了有效降低，如圖6d所示，大部分區(qū)域相對濕度在74%以內(nèi)?？梢?，優(yōu)化措施對于控制水輪機層的空氣濕度具有較好的效果。

4 結(jié) 論

本文建立了基于CFD的抽水蓄能電站地下主廠房全廠溫濕度、速度場的數(shù)值計算模型，通過試驗數(shù)據(jù)驗證了模型的可靠性，分析了全廠溫濕度和速度的分布特性。針對運行過程中，水輪機層濕度過高的問題，提出在進風口加設組合式空調(diào)機組除濕的方案。通過數(shù)值計算，在夏季工況下，水輪機層大部分區(qū)域相對濕度從最高80%下降到74%以內(nèi)，而且通風效果明顯提升，優(yōu)化效果較明顯。