基于COMSOL的預(yù)制艙式變電站流-熱-濕多物理場(chǎng)耦合數(shù)值模擬分析

劉肖杰，杜兆斌，譚燁發(fā)，劉榮，林濤，周繼承

(1.華南理工大學(xué) 電力學(xué)院，廣東 廣州 510641；2.廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司東莞供電局，廣東 東莞 523120)

隨著智能電網(wǎng)建設(shè)步伐不斷加快[1-2]，傳統(tǒng)變電站建設(shè)模式占地面積大、建設(shè)周期長(zhǎng)、運(yùn)維工作量大及供電質(zhì)量不穩(wěn)定[3]等弊端日益凸顯。預(yù)制艙式變電站作為智能變電站應(yīng)用中的一種結(jié)合新技術(shù)、新材料及新設(shè)備的綜合應(yīng)用成果，憑借其智能化、標(biāo)準(zhǔn)化、模塊化、預(yù)制化的技術(shù)特點(diǎn)[1]，已逐步推廣并投入到當(dāng)前的工程應(yīng)用中。

對(duì)于運(yùn)行在南方地區(qū)高溫、高濕氣候環(huán)境中的預(yù)制艙式變電站，艙體內(nèi)外溫度、濕度變化及潮濕空氣滲入等因素時(shí)常引發(fā)艙內(nèi)設(shè)備產(chǎn)生凝露并導(dǎo)致元器件受潮、銹蝕，進(jìn)而造成設(shè)備故障，影響變電站的安全穩(wěn)定運(yùn)行[4-5]。為避免因高溫高濕環(huán)境特點(diǎn)引發(fā)的凝露問(wèn)題，研究預(yù)制艙式變電站在高溫高濕環(huán)境條件下的艙內(nèi)溫度、濕度分布特點(diǎn)具有重要意義，可為后續(xù)預(yù)制艙式變電站在高溫高濕地區(qū)的推廣應(yīng)用及建造方案的制訂提供參考。

目前，針對(duì)預(yù)制艙及其他箱體結(jié)構(gòu)內(nèi)部溫度、濕度分布特性的研究方法主要有實(shí)物試驗(yàn)和仿真計(jì)算。實(shí)物試驗(yàn)是指在等比縮小的艙體或箱體中加裝與工程實(shí)際相同的控溫除濕設(shè)備后對(duì)其進(jìn)行相關(guān)試驗(yàn)[6-7]的方法。文獻(xiàn)[8]通過(guò)在人工氣候室內(nèi)搭建的環(huán)網(wǎng)柜試驗(yàn)平臺(tái)，分別進(jìn)行了環(huán)網(wǎng)柜通風(fēng)效果及二次小室的防凝露試驗(yàn)研究，分析不同環(huán)境條件及柜體條件下，凝露產(chǎn)生的特性及不同防凝露措施的效果，結(jié)果表明凝露更易發(fā)生于柜體內(nèi)壁，且影響凝露的主要因素為柜內(nèi)溫度、濕度及柜內(nèi)外溫差。文獻(xiàn)[9]在改造后的環(huán)網(wǎng)柜殼體上，通過(guò)封堵柜體四壁部分百葉窗來(lái)控制進(jìn)入柜內(nèi)的通風(fēng)量，并且基于所搭建的環(huán)網(wǎng)柜凝露試驗(yàn)系統(tǒng)，將經(jīng)殼體改造后的環(huán)網(wǎng)柜置于人工環(huán)境氣候室中，根據(jù)不同通風(fēng)條件下柜體內(nèi)壁凝露形成的時(shí)間，分析柜體內(nèi)在不同通風(fēng)條件下的凝露特性，結(jié)果表明影響凝露的主要因素為柜體內(nèi)的溫度、濕度。然而，當(dāng)前研究中所使用的實(shí)物試驗(yàn)方法雖然貼合實(shí)際，但試驗(yàn)周期較長(zhǎng)，且實(shí)現(xiàn)全尺寸艙體實(shí)物試驗(yàn)的成本較高，試驗(yàn)所需的人工環(huán)境氣候室條件也難以達(dá)到，不利于推廣。

相較于傳統(tǒng)實(shí)物試驗(yàn)方法，仿真計(jì)算方法能更快速且有效地分析不同環(huán)境條件下的艙內(nèi)溫度、濕度分布情況，實(shí)現(xiàn)成本較低，具備較好的可調(diào)整性與可拓展性，更適用于當(dāng)前智能電網(wǎng)大規(guī)模發(fā)展背景下的工程實(shí)際[10-12]。文獻(xiàn)[13]利用三維建模軟件Solidworks及有限元軟件ANSYS仿真研究戶外環(huán)網(wǎng)柜內(nèi)部的空氣流場(chǎng)，分析了不同風(fēng)速、外殼尺寸及通風(fēng)口形狀對(duì)通風(fēng)和防凝露效果的影響。文獻(xiàn)[14]采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)技術(shù)，應(yīng)用ANSYS軟件建立端子箱在熱傳導(dǎo)、空氣對(duì)流和水蒸氣擴(kuò)散作用下的溫-濕場(chǎng)模型，通過(guò)仿真計(jì)算出端子箱內(nèi)部溫度、濕度的分布規(guī)律，以及露水凝結(jié)與溫度、濕度的關(guān)系，結(jié)果表明進(jìn)氣口處的氣體溫度和進(jìn)氣速度均會(huì)影響箱體內(nèi)部的水蒸氣含量。文獻(xiàn)[15]利用COMSOL仿真軟件模擬環(huán)網(wǎng)柜內(nèi)的半導(dǎo)體冷凝除濕，研究安裝除濕器后柜內(nèi)流場(chǎng)、溫度和相對(duì)濕度的分布變化，以及除濕器安裝位置對(duì)除濕效果的影響，結(jié)果表明不同的安裝位置會(huì)對(duì)柜體內(nèi)部流場(chǎng)產(chǎn)生影響，進(jìn)而影響除濕效率。目前仿真計(jì)算方法在針對(duì)箱體結(jié)構(gòu)型設(shè)備的研究中具有較好的效果且可拓展性強(qiáng)，當(dāng)前研究對(duì)象多集中在環(huán)網(wǎng)柜、開(kāi)關(guān)柜等小型箱體結(jié)構(gòu)，所涉及物理場(chǎng)間的耦合關(guān)系較為簡(jiǎn)單，仿真計(jì)算結(jié)果與實(shí)際情況的匹配度較高，對(duì)工程應(yīng)用具有一定的指導(dǎo)意義。然而，預(yù)制艙艙體屬大型箱體，處于高溫高濕環(huán)境時(shí)，艙體內(nèi)外環(huán)境均涉及流體流動(dòng)、熱交換、水汽交換、蒸發(fā)冷凝等復(fù)雜物理過(guò)程，且不同物理場(chǎng)間存在著復(fù)雜的耦合關(guān)系，套用以往研究所采用的簡(jiǎn)單耦合關(guān)系無(wú)法涵蓋完整的物理變化過(guò)程，無(wú)法為實(shí)際工程提供具有建設(shè)性的指導(dǎo)。

綜上，本文基于COMSOL Multiphysics多物理場(chǎng)有限元仿真軟件，利用COMSOL靈活快速的模塊化建模功能，采用傳熱、傳質(zhì)等模塊對(duì)艙體內(nèi)外環(huán)境所涉及的復(fù)雜物理過(guò)程進(jìn)行分析建模，構(gòu)建氣體絕緣變電站(gas insulated substation，GIS)艙全尺寸多物理場(chǎng)耦合分析模型，彌補(bǔ)傳統(tǒng)試驗(yàn)方法及小型箱體仿真建模方法的不足；然后采用COMSOL內(nèi)置的高效數(shù)值求解器及多物理場(chǎng)耦合接口求解艙體內(nèi)部各種相互耦合的復(fù)雜非線性物理過(guò)程；最后分析流-熱-濕多物理場(chǎng)耦合下艙體內(nèi)部的溫度、濕度分布特點(diǎn)，以及不同空調(diào)布置方案對(duì)艙體內(nèi)部溫度、濕度分布的影響，為預(yù)制艙式變電站建造方案設(shè)計(jì)提供工程建議。

1 預(yù)制艙式變電站多物理場(chǎng)模型

1.1 幾何模型

本文以110 kV預(yù)制艙式變電站的GIS艙為例進(jìn)行仿真分析，首先建立全尺寸幾何模型，如圖1所示。考慮到GIS封閉裝置內(nèi)部線纜分布情況復(fù)雜，各設(shè)備外形尺寸參差不齊，且本文主要研究艙內(nèi)整體空間域內(nèi)的溫度、濕度分布情況，建模時(shí)將智能柜、就地控制柜(local control panel，LCP)和GIS管道簡(jiǎn)化等效處理為不同大小的長(zhǎng)方體發(fā)熱源。電纜終端處于預(yù)制艙艙體側(cè)墻外部，拼接處有嚴(yán)密封堵措施，因此在模型中將該部分予以簡(jiǎn)化處理。為進(jìn)一步提高計(jì)算效率，節(jié)約計(jì)算資源，利用對(duì)稱性在模型截面處對(duì)模型進(jìn)行對(duì)稱處理。

圖1 GIS艙仿真幾何模型

1.2 流場(chǎng)模型

實(shí)際工況下，艙體內(nèi)部的濕空氣會(huì)在空調(diào)及排風(fēng)口風(fēng)機(jī)作用下形成強(qiáng)制對(duì)流，模型中將艙內(nèi)濕空氣視作干燥空氣與水蒸氣的理想狀態(tài)混合氣體，選用雷諾數(shù)Re來(lái)描述艙內(nèi)濕空氣的流體運(yùn)動(dòng)特征[16]：

(1)

(2)

式(1)、(2)中：ρ為濕空氣密度，取1.121 kg/m3；u0為濕空氣平均流速，取1.5 m/s；L為艙體縱截面的特征長(zhǎng)度，m；a、b分別為艙體縱截面的寬度、高度，取a=1.8 m，b=3.6 m；μ為濕空氣的動(dòng)力黏度，取18.448×10-6Pa·S。

由式(1)、(2)計(jì)算可得Re=2.188×105，遠(yuǎn)大于工程上湍流的臨界值(Re=2 300)，故選用“湍流，k-ε”模型模擬計(jì)算艙內(nèi)濕空氣的流體運(yùn)動(dòng)。此外，考慮到艙內(nèi)濕空氣的流速相對(duì)較低、壓力變化相對(duì)較小，將其視為不可壓縮牛頓流體，并考慮重力場(chǎng)影響，其瞬態(tài)數(shù)學(xué)模型﹝包括質(zhì)量守恒方程、動(dòng)量守恒方程(納維斯托克方程)和能量守恒方程﹞描述如下[16]：

(3)

K=(μ+μT)(U+UT)-

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

1.3 熱場(chǎng)模型

預(yù)制艙艙體與外界環(huán)境直接接觸，艙體外殼與外界環(huán)境空氣之間存在熱交換,艙體內(nèi)壁與艙內(nèi)濕空氣之間存在熱交換，艙體內(nèi)部電氣設(shè)備在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中的損耗也會(huì)以散發(fā)熱量的形式與艙內(nèi)空氣及艙壁發(fā)生熱交換。由于在整個(gè)模型域內(nèi)同時(shí)存在固體和流體，選用“固體+流體傳熱”模型來(lái)對(duì)傳熱過(guò)程進(jìn)行模擬計(jì)算。其瞬態(tài)數(shù)學(xué)模型描述為[17-18]：

(10)

式中：Cp為定壓熱容，J/(kg·K)；q為熱流密度，W/m2；λ為導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K)；Q為熱源項(xiàng)；T為溫度，K。

1.4 濕度場(chǎng)模型

為充分模擬預(yù)制艙內(nèi)部水分的對(duì)流、擴(kuò)散及一定條件下艙內(nèi)設(shè)備表面及艙壁發(fā)生冷凝的具體過(guò)程，選用“空氣中的水分輸送”模型來(lái)對(duì)水汽傳輸過(guò)程進(jìn)行模擬計(jì)算。其瞬態(tài)數(shù)學(xué)模型描述為[19-20]：

(11)

(12)

cv=φwcsat.

(13)

式中：Mv為水蒸氣的摩爾質(zhì)量，kg/mol；φw為相對(duì)濕度；cv和csat分別為水蒸氣的濃度和飽和濃度，mol/m3；D為水蒸氣在空氣中的擴(kuò)散系數(shù)，m2/s；gw為蒸汽擴(kuò)散通量，kg/(m2·s)；Z為濕氣源項(xiàng)。式(11)從左至右分別為時(shí)變項(xiàng)、對(duì)流項(xiàng)、擴(kuò)散項(xiàng)及源項(xiàng)。

2 多物理場(chǎng)耦合仿真計(jì)算

2.1 網(wǎng)格剖分

艙體仿真幾何模型的網(wǎng)格疏密程度與計(jì)算資源的需求緊密相關(guān)，由于艙體內(nèi)部除固體外均為濕空氣域，將固體域以外的空間域網(wǎng)格校準(zhǔn)為細(xì)化的流體動(dòng)力學(xué)網(wǎng)格，選用自由四面體網(wǎng)格，總網(wǎng)格定點(diǎn)數(shù)目為96 826，網(wǎng)格數(shù)為552 114，具體網(wǎng)格部分細(xì)節(jié)設(shè)定如圖2所示。

2.2 邊界條件設(shè)定

采用“湍流，k-ε”模型來(lái)模擬艙體內(nèi)部的流場(chǎng)，使用“入口”邊界條件作為空調(diào)的進(jìn)風(fēng)口。依據(jù)設(shè)計(jì)圖紙，在圖2(a)頂棚處、圖2(b)左側(cè)艙壁處設(shè)置長(zhǎng)方形邊界，其出風(fēng)速度為1.5 m/s；左側(cè)艙體側(cè)壁上設(shè)置有3個(gè)通風(fēng)閥，分別為上部2個(gè)事故風(fēng)閥，下部1個(gè)通風(fēng)閥，使用“入口”邊界條件作為通風(fēng)閥的進(jìn)氣口，其進(jìn)氣速度為0.5 m/s；右側(cè)艙體側(cè)壁對(duì)應(yīng)設(shè)置有3個(gè)排風(fēng)機(jī)，分別為上部1個(gè)日常排風(fēng)機(jī)，下部2個(gè)事故風(fēng)機(jī)，使用“風(fēng)扇”邊界作為排風(fēng)機(jī)的排氣口，傳遞流量為0.05 m3/s。

圖2 幾何模型網(wǎng)格剖分圖

仿真中采用“固體+流體傳熱”模型來(lái)模擬艙體內(nèi)部的熱場(chǎng)，定義空氣域?yàn)椤皾窨諝狻保溆嗖糠志x為“固體”，艙體內(nèi)部環(huán)境溫度初始值設(shè)定為35 ℃。對(duì)應(yīng)空調(diào)出風(fēng)口及通風(fēng)閥進(jìn)氣口，使用“流入”邊界條件，設(shè)定空調(diào)出風(fēng)口的上游溫度值為16 ℃，通風(fēng)閥進(jìn)氣口處的溫度為環(huán)境溫度；使用“發(fā)熱源”邊界條件，將艙體內(nèi)的設(shè)備柜和GIS管道等效為發(fā)熱源[21]，熱耗率分別為設(shè)定為200 W(LCP柜)、100 W(智能柜)、500 W(GIS管道)；使用“熱通量”邊界條件，定義艙壁與環(huán)境空氣進(jìn)行熱交換的傳熱系數(shù)為2.5 W/(m2·K)[22]。

仿真中采用“空氣中的水分傳輸”模型來(lái)模擬艙體內(nèi)部的濕度場(chǎng)，艙體內(nèi)部環(huán)境初始相對(duì)濕度設(shè)定為80%，對(duì)應(yīng)空調(diào)出風(fēng)口及通風(fēng)閥進(jìn)氣口，使用“流入”邊界條件，設(shè)定空調(diào)出風(fēng)口的上游溫度值為16 ℃，上游相對(duì)濕度為60%，通風(fēng)閥進(jìn)氣口處為環(huán)境溫度和環(huán)境相對(duì)濕度；使用“潮濕表面”邊界條件，將艙體內(nèi)壁、地面和設(shè)備柜表面均設(shè)置為可在其表面發(fā)生蒸發(fā)或冷凝效應(yīng)，設(shè)定各表面的蒸發(fā)率因子為1 m/s，初始液態(tài)水濃度為0。

2.3 仿真計(jì)算流程

仿真計(jì)算流程如圖3所示。

圖3 多物理場(chǎng)耦合仿真計(jì)算流程

2.4 求解器設(shè)定

為改善模型收斂性，提高計(jì)算效率，將仿真過(guò)程分為壁距離初始化、穩(wěn)態(tài)計(jì)算和瞬態(tài)計(jì)算3個(gè)步驟，前2個(gè)步驟僅對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算與初始化，將流場(chǎng)的穩(wěn)態(tài)解作為瞬態(tài)計(jì)算的初始值，同時(shí)為避免出現(xiàn)初始值不一致的錯(cuò)誤，在空調(diào)出風(fēng)口速度及風(fēng)扇傳遞流量邊界條件設(shè)定處引入平滑處理后的階躍函數(shù)。

采用COMSOL所提供非線性求解方法中的向后差分公式(backward differentiation formula，BDF)求解所構(gòu)建多物理場(chǎng)模型中的時(shí)變項(xiàng)，同時(shí)將非線性求解器采用的求解時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)為自由。由于瞬態(tài)仿真設(shè)置的結(jié)果存儲(chǔ)步長(zhǎng)為1 min，故將非線性求解器的最大仿真步長(zhǎng)約束設(shè)定為0.5 min，以滿足容差限制。

3 仿真結(jié)果分析

3.1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析

幾何模型的網(wǎng)格剖分細(xì)化程度與所需計(jì)算資源成正比，為避免過(guò)度浪費(fèi)計(jì)算資源，選取GIS管道側(cè)壁表面相對(duì)濕度平均值進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析，如圖4所示。

圖4 不同網(wǎng)格數(shù)下GIS管道側(cè)壁表面相對(duì)濕度平均值與時(shí)間的關(guān)系

由圖4可知，選用粗化網(wǎng)格(網(wǎng)格數(shù)268 565)時(shí)，GIS管道側(cè)壁表面相對(duì)濕度平均值與細(xì)化網(wǎng)格(網(wǎng)格數(shù)552 114)、較細(xì)化網(wǎng)格(網(wǎng)格數(shù)1 646 544)之間誤差較大，最大誤差達(dá)0.034 2，不符合精度要求。細(xì)化網(wǎng)格與較細(xì)化網(wǎng)格下GIS管道側(cè)壁表面相對(duì)濕度平均值變化基本一致，最大誤差僅0.001 5，為避免過(guò)度消耗計(jì)算資源，選取細(xì)化網(wǎng)格即可在保證精度的同時(shí)加快求解速度。

3.2 溫度、濕度分布特點(diǎn)分析

選取南方地區(qū)典型高溫高濕日的凌晨5時(shí)和正午12時(shí)的GIS艙體內(nèi)部溫度等值面圖(圖5、圖6)進(jìn)行溫度分布特點(diǎn)分析。由圖5(a)、圖6(a)可知，除自身發(fā)熱的設(shè)備外，位于艙體側(cè)壁上的通風(fēng)閥進(jìn)氣口處溫度最高，這是由于通風(fēng)閥處開(kāi)啟時(shí)直接與外部環(huán)境進(jìn)行熱交換。高溫日全天時(shí)段平均高溫為34 ℃，相較于側(cè)掛式空調(diào)布置方案，頂棚式空調(diào)布置方案將通風(fēng)閥進(jìn)氣口處溫度降至28.16～29.13 ℃，低于采用側(cè)掛式空調(diào)布置方案時(shí)的29.37～30.4 ℃。由圖5(b)、圖6(b)可知，當(dāng)外部環(huán)境處于當(dāng)日最高溫時(shí)，艙內(nèi)溫度較凌晨時(shí)分平均上升3 ℃，此時(shí)頂棚式空調(diào)布置方案下通風(fēng)閥進(jìn)氣口處溫度控制在30.3～33.73 ℃，仍處于艙體正常運(yùn)行所要求的35 ℃以內(nèi)，而側(cè)掛式空調(diào)布置方案下通風(fēng)閥進(jìn)氣口處溫度為32.93～35.23 ℃，出現(xiàn)超出溫度限值的區(qū)域，存在運(yùn)行安全風(fēng)險(xiǎn)。不同空調(diào)布置方案下艙內(nèi)空氣域平均溫度見(jiàn)表1。

圖5 頂棚式空調(diào)布置方案溫度分布等值面圖

圖6 側(cè)掛式空調(diào)布置方案溫度分布等值面圖

由表1可知，頂棚式空調(diào)布置方案下艙內(nèi)空氣域溫度分布更均勻，在溫差較大的2個(gè)時(shí)間段，平均溫度的變化率為6.93%，然而側(cè)掛式空調(diào)布置方案下的艙內(nèi)平均溫度變化率為10.04%。2.2節(jié)的內(nèi)部熱源發(fā)熱量設(shè)定不同會(huì)影響到熱場(chǎng)分布，本文所設(shè)定的發(fā)熱量為一般工況；當(dāng)艙體處于高發(fā)熱量工況下時(shí)，選用與發(fā)熱工況相匹配的空調(diào)出風(fēng)量，采用本文所提空調(diào)布置方案仍可將溫度控制在限值內(nèi)。

表1 不同空調(diào)布置方案下艙內(nèi)空氣域平均溫度

類似地，選取高溫高濕日的凌晨5時(shí)及正午12時(shí)的預(yù)制艙艙體內(nèi)部相對(duì)濕度切面圖(圖7、圖8)進(jìn)行濕度分布特點(diǎn)分析。

由圖7(a)、圖8(a)可知，艙內(nèi)空氣域內(nèi)的上部相對(duì)濕度較高，這是由于通風(fēng)閥開(kāi)啟時(shí)，凌晨時(shí)段處于高濕時(shí)段，空氣中夾帶的水汽經(jīng)通風(fēng)閥進(jìn)氣口進(jìn)入艙內(nèi)，擴(kuò)散過(guò)程中由于GIS管道側(cè)壁面阻礙而在進(jìn)氣口附近形成相對(duì)濕度較高的區(qū)域。相較于側(cè)掛式空調(diào)布置方案，頂棚式空調(diào)布置方案由于在近通風(fēng)閥進(jìn)氣口處設(shè)置有出風(fēng)口，出風(fēng)口吹出的氣流與經(jīng)通風(fēng)閥進(jìn)入艙內(nèi)的空氣碰撞，導(dǎo)致GIS管道近通風(fēng)閥進(jìn)氣口位置的相對(duì)濕度增大，此時(shí)相對(duì)濕度最高值為0.75，未超出運(yùn)行艙體正常運(yùn)行所要求的相對(duì)濕度限值(0.75)。側(cè)掛式空調(diào)布置方案因不存在其他氣流影響，未出現(xiàn)GIS管道近通風(fēng)閥進(jìn)氣口位置的相對(duì)濕度增大的情況，而是在GIS管道的上方空氣域內(nèi)形成相對(duì)濕度較高的集中區(qū)域，最高值為0.79，超出相對(duì)濕度的限值，存在冷凝風(fēng)險(xiǎn)。由圖7(b)、圖8(b)可知，當(dāng)外界環(huán)境處于相對(duì)濕度較低的正午時(shí)段時(shí)，艙內(nèi)的相對(duì)濕度較凌晨時(shí)段平均回落0.085左右，此時(shí)2種空調(diào)布置方案均能將艙內(nèi)相對(duì)濕度控制在安全運(yùn)行限值內(nèi)，但在頂棚式空調(diào)布置方案下，艙體內(nèi)部的相對(duì)濕度分布更均勻。

圖7 頂棚式空調(diào)布置方案相對(duì)濕度分布切面圖

圖8 側(cè)掛式空調(diào)布置方案相對(duì)濕度分布切面圖

3.3 工程建議

運(yùn)行于高溫高濕環(huán)境下的預(yù)制艙式變電站艙體內(nèi)部包含多種復(fù)雜物理過(guò)程，艙內(nèi)溫度、濕度的分布特點(diǎn)與變化易受外界環(huán)境影響，外界環(huán)境溫度以艙體外殼為介質(zhì)，通過(guò)熱交換的形式改變艙內(nèi)溫度分布，進(jìn)而影響露點(diǎn)溫度；水汽則經(jīng)由通風(fēng)閥進(jìn)風(fēng)口進(jìn)入艙內(nèi)，影響艙內(nèi)含濕量，進(jìn)而影響相對(duì)濕度分布。艙體外部環(huán)境條件一旦發(fā)生改變，艙內(nèi)溫度、濕度分布也會(huì)隨之變化，若在建造方案設(shè)計(jì)階段未充分考慮該特性，環(huán)境條件的改變，會(huì)造成局部甚至大空間范圍的溫度、濕度控制困難。綜合以上分析，針對(duì)預(yù)制艙式變電站建造方案的設(shè)計(jì)和建設(shè)，提出以下工程建議：

a)在通風(fēng)閥進(jìn)氣口處加裝吸濕濾網(wǎng)，以降低通過(guò)通風(fēng)閥進(jìn)入艙內(nèi)空氣的含濕量；

b)配置除濕機(jī)時(shí)，應(yīng)將其放置于近通風(fēng)閥一側(cè)艙壁下方，以避免潮濕空氣在艙壁下方堆積，造成局部相對(duì)濕度過(guò)高；

c)采用頂棚式空調(diào)布置方案，通過(guò)頂棚式多風(fēng)道出風(fēng)，相較于側(cè)掛式空調(diào)布置方案，可提高控溫控濕的效率。

4 結(jié)論

本文通過(guò)建立全尺寸預(yù)制艙式變電站GIS艙多物理場(chǎng)耦合仿真模型，分析了高溫高濕環(huán)境下艙內(nèi)流-熱-濕多物理場(chǎng)耦合下的溫度、濕度分布特點(diǎn)，并分析不同空調(diào)布置方案對(duì)艙內(nèi)溫度、濕度分布特點(diǎn)的影響，結(jié)論如下：

a)預(yù)制艙艙內(nèi)溫度、濕度分布特點(diǎn)易受艙外環(huán)境影響，艙外環(huán)境影響艙內(nèi)溫度、濕度分布的主要介質(zhì)為艙體外殼及艙體側(cè)壁的通風(fēng)閥。當(dāng)外界環(huán)境處于高溫高濕狀態(tài)下時(shí)，外部熱量通過(guò)艙體外殼與艙內(nèi)環(huán)境發(fā)生熱交換，進(jìn)而影響艙內(nèi)溫度分布，外部潮濕空氣則在通風(fēng)閥開(kāi)啟時(shí)經(jīng)由進(jìn)氣口進(jìn)入艙內(nèi)，影響艙內(nèi)濕度分布。

b)采用頂棚式的空調(diào)布置方案可有效控制艙內(nèi)整個(gè)空氣域的溫度、濕度分布，且由仿真結(jié)果可知，相較于側(cè)掛式空調(diào)布置方案，可有效控制通風(fēng)閥進(jìn)氣口附近空氣域的溫度、濕度，未出現(xiàn)超出艙體安全運(yùn)行溫度、濕度限值的情況。

本文目前僅針對(duì)高溫高濕典型日環(huán)境下的艙內(nèi)溫度、濕度分布進(jìn)行研究，未涵蓋其他工況，所得結(jié)論僅適用于高溫高濕環(huán)境條件下的艙內(nèi)溫度、濕度分布的分析，當(dāng)出現(xiàn)極端高溫或高濕工況時(shí)，當(dāng)前結(jié)論及建議的適用性有待進(jìn)一步確認(rèn)。未來(lái)將針對(duì)多種工況條件下的艙內(nèi)溫度、濕度分布進(jìn)行研究分析，并有針對(duì)性地考慮加入除濕機(jī)等控濕設(shè)備，研究空調(diào)與除濕機(jī)等控溫控濕設(shè)備間的協(xié)調(diào)配合策略。