王 沛,王坤坤,許 昌,劉德有, 周 領(lǐng)

(1.河海大學能源與電氣學院,江蘇 南京 210098; 2.河海大學水利水電學院,江蘇 南京 210098)

近20年來地下水電站得到了迅速的發(fā)展,縱觀世界,已建或擬建的大型水電站大多選擇了地下形式。我國上世紀80年代后建設(shè)的壩高超過150 m的34座水電站中,有22座采用地下廠房;壩高超過200 m的水電站,采用地下廠房布置的占9成,裝機容量都在百萬kW以上[1]。廠房溫濕度調(diào)控不當,極易使得設(shè)備、管道以及墻壁表面上產(chǎn)生凝水,形成嚴重的熱、濕環(huán)境問題[2]。目前國內(nèi)大多數(shù)水電站地下廠房未能在運行期完全達到規(guī)定的通風空調(diào)設(shè)計標準,廠房內(nèi)溫濕度控制困難,對機電設(shè)備的正常運行和人員的身心健康極為不利,因此地下電站廠房熱濕問題受到持續(xù)關(guān)注。

水電站地下廠房發(fā)電機層的高度、寬度一般在幾十米,長度可達幾百米,屬于典型的大空間建筑[3]。發(fā)電機層位于主廠房最上層,是電站運行的主要場所,也是主廠房空氣循環(huán)的發(fā)起層,發(fā)電機層內(nèi)分布勵磁系統(tǒng)、機組LCU控制單元、調(diào)速器電氣控制柜等機電設(shè)備,熱源較多,氣流組織較復雜。因此對發(fā)電機層的通風氣流的研究對于改善運行熱、濕環(huán)境,保護工作人員的健康以及確保發(fā)電設(shè)備、設(shè)施的安全運轉(zhuǎn)具有重要的工程實用價值[4-5]。

國內(nèi)外學者對地下水電站廠房氣流組織的研究已作了不少探索性的工作,研究方法主要有基于相似理論的模型試驗和基于CFD技術(shù)的三維數(shù)值模擬[6]。如上海國際體操體育場通過對冬、夏季節(jié)的室內(nèi)外溫度的現(xiàn)場測試,得到大空間內(nèi)的市內(nèi)外溫度場[7];陳言桂[8]根據(jù)相似理論,采用熱量阿基米德數(shù)作為相似準則,按各種相似比例完成瑯琊山水電站模型本體結(jié)構(gòu)、模擬熱源系統(tǒng)及模型送排風系統(tǒng)的設(shè)計和配置,測定不同氣流組織下發(fā)電機層工作區(qū)的溫度場和速度場,通過數(shù)據(jù)分析得出溫度和速度的分布規(guī)律;楊曉峰[9]參照國內(nèi)外地下電站的通風模型試驗,對仙游抽水蓄能電站建立比例為1∶50的幾何模型,并對主廠房內(nèi)中間層、水輪機層、蝸殼層等設(shè)備層及母線洞工作區(qū)溫度場進行了測定,研究了在不同送風速度、不同熱源強度下夾墻機械通風對各層及機械排風對母線洞工作區(qū)溫度場的影響;李安桂等[10]通過建立呼和浩特地下抽水蓄能電站發(fā)電機層通風模型,研究了大空間上送下排機械送排風氣流組織分布規(guī)律,為相關(guān)電站地下廠房復雜氣流的優(yōu)化設(shè)計提供了參考依據(jù)。

圖1 發(fā)電機層示意圖

溫建軍[11]以云南景洪水電站為背景,利用CFD技術(shù)研究了各種工況下空氣流經(jīng)壩體廊道后空氣溫度的變化規(guī)律,分析了室外空氣溫度、空氣流速等因素對壩體廊道換熱效應(yīng)的影響,對節(jié)能降耗、改善水電站廠房環(huán)境和提高能量利用效率具有建設(shè)性意義。Hargreaves等[12]分別對半封閉地下空間和封閉地下空間內(nèi)通風流場進行了數(shù)值模擬研究,為通風設(shè)計提供了相關(guān)理論指導。Yu等[13]在壁面絕熱等假設(shè)條件下提出無壓尾水洞通風系統(tǒng)熱濕交換的改進模型。該模型與現(xiàn)場測試數(shù)據(jù)符合度較好,對無壓尾水洞熱濕交換特性的預測比簡化模型更精確。為分析焊接過程中焊件溫度場隨焊接熱源移動變化情況,采用ANSYS 命令流編制參數(shù)化程序能夠較好地模擬實際焊接過程中的熱源移動情況[14]。楊益[15]對廣東省地下廠房熱濕環(huán)境的及時控制進行了探討,早期廣東的地下廠房沒有任何除濕措施,全以通風為主,目前空氣的減濕一般有通風減濕、加熱減濕、冷卻減濕等。張西良等[16]通過 Fluent 軟件數(shù)值模擬空氣凈化機內(nèi)部氣流,分析了進口風速在 1～5 m/s變化過程中,不同高度(0.05 m,0.10 m,0.15 m)截面上的壓力場和速度場變化。

數(shù)值方法相對于模型試驗成本低,可展開精確仿真,對廠房內(nèi)局部空間的溫、濕度及速度場進行優(yōu)化,改善局部通風環(huán)境[17-18]。本文擬以宜興抽水蓄能電站為例,對發(fā)電機層,采用現(xiàn)場試驗和CFD模型模擬相結(jié)合的方法,考慮發(fā)電機層氣流組織方案和發(fā)電機局部散熱方式,依次分析送風速度、發(fā)電機組發(fā)熱量以及發(fā)電機排風方式對發(fā)電機層溫度場和速度場的影響,在保證工作區(qū)設(shè)計使用要求的前提下,對氣流組織進行優(yōu)化。

1 研究方法

1.1 現(xiàn)場試驗

為了驗證宜興抽水蓄能電站廠房內(nèi)溫、濕度及風速等設(shè)計指標和空氣流程的合理性[19],提出有效改善廠房內(nèi)空氣環(huán)境的方案,并驗證CFD模型的精確性,于2016年12月至2017年10月對宜興抽水蓄能電站發(fā)電機層的空氣溫、濕度、風速、空氣質(zhì)量以及噪聲等數(shù)據(jù)進行了測量[20-21]。

發(fā)電機層與安裝間相通,空間較大,地面與發(fā)電機蓋板平齊,開闊平坦,空氣的循環(huán)流程相對比較簡單,測試時在安裝間設(shè)置單獨測點,其他測點布置在蓋板之間及靠近廠房上游壁面處,測點布置如圖1所示(圖中1～8為通風口測點，A～G為空氣環(huán)境質(zhì)量測點)?？紤]到發(fā)電機層底部空氣流速較低,廠房內(nèi)風速測量采用熱線風速傳感器。測試包括4臺機組部分開啟以及全停等工況,部分測試結(jié)果如表1及圖2所示。測試結(jié)果表明,由于夏季進廠空氣處于高溫高濕狀態(tài),溫、濕度均已接近規(guī)范中規(guī)定上限[14],廠房環(huán)境有進一步優(yōu)化的空間。

表1 各參數(shù)測量結(jié)果

圖2 發(fā)電機溫、濕度隨月份變化

1.2 物理模型及簡化

按發(fā)電機層內(nèi)設(shè)備實物等比建模(如圖1所示)。建立模型時以底面、下游壁面和安裝間側(cè)壁面的交點為坐標原點,以底面和下游壁面所交直線為x軸,副廠房方向為正,以底面和安裝間場側(cè)壁面所交直線為y軸,上游方向為正,以下游壁面和安裝間場壁面所交直線為z軸,拱頂方向為正。忽略安裝間場頂部橋機、廠房頂部桁架等部件,頂部設(shè)置兩排進風口,頂部照明設(shè)備簡化為4個尺寸為140.3 m×1.5 m的帶狀熱源,上下游壁面共設(shè)有20 個尺寸為1.5 m×0.5 m的排風口。同時考慮1、2號機組與3、4號機組之間設(shè)置兩個樓梯通道,忽略吊物孔開閉對層間氣流的影響。

廠房發(fā)電機層主要熱源為發(fā)電機的機殼冷卻風與蓋板散熱,該電站采用GE機組,額定功率25 MW,勵磁風冷排熱的風路為機罩頂部進氣,側(cè)斜45°排風,機罩額定工況溫度為40℃。發(fā)電機層的另一個主要熱源為上下游靠近壁面處的機旁控制盤管柜,根據(jù)設(shè)計數(shù)據(jù)將發(fā)熱量作為均勻分布的體積熱源。

以往研究多未細致考慮廠房內(nèi)熱、濕量的輸運,特別是大截面空間內(nèi)自然對流以及發(fā)電機本體與廠房壁面間的輻射傳熱。實際上,當溫度不高(50℃以下)且需同時考慮空間內(nèi)自然對流的傳熱過程,特別是在考慮建筑物溫控時,需將輻射傳熱考慮在內(nèi),為此根據(jù)發(fā)電機頂部勵磁等細部結(jié)構(gòu),將發(fā)電機層內(nèi)設(shè)備模型簡化(圖3)。由于發(fā)電機層圍護結(jié)構(gòu)為大理石壁面,有較好的隔濕能力,因此不考慮其散濕,圍巖為絕熱壁面,邊界條件設(shè)置為Wall。對空氣浮升力的描述采用Bossinesq假設(shè)。除濕機實物采用等比建模,除濕系統(tǒng)屬于循環(huán)式系統(tǒng),送、回風口邊界條件均設(shè)置為Velocity-Inlet。

圖3 發(fā)電機層主要設(shè)備示意圖

1.3 流動與傳熱模型

連續(xù)方程:

·(ρu)=0

(1)

式中:ρ為流體的密度;u流體的速度矢量。

動量方程:

(2)

式中:gi為重力加速度在第i方向上的分量;β為熱膨脹系數(shù);T為流體溫度;Tref為流體的工作溫度;P為壓強;ν為運動黏性系數(shù);ρ為流體密度。

能量方程:

u·

(3)

式中:cp為比熱容;Pr為湍動Prandtl數(shù),Pr=0.85;μ為動力黏性系數(shù);μt為湍流黏性系數(shù);λf為擴散系數(shù)。

發(fā)電機層空氣流動均處于湍流區(qū),因此本文在計算過程中選擇雷諾時均法的k-ε兩方程模型。

湍動能k方程:

2k+Gk-ρε

(4)

湍動能耗散率ε方程:

(5)

μt可表示為k和ε的函數(shù):

(6)

式中經(jīng)驗常數(shù)取值如下:C1ε=1.44,C2ε=1.92,C1ε=0.99,σk=0.85,σε=0.85[13]。

為了模擬發(fā)電機層溫度和濕度分布,考慮熱傳遞與濕傳遞之間的耦合作用,需要運用組分運輸方程。

組分質(zhì)量守恒方程:

·(ρucw)=·(Dw(ρcw))

(7)

式中:cw為濕空氣中水蒸汽的體積濃度;Dw為組分的擴散系數(shù)。主機與圍巖間的輻射傳熱采用表面封閉系統(tǒng)的凈輻射模型(NRM),該輻射模型適用于所有光學深度問題:

(8)

式中:qr,i為i表面凈輻射換熱量;εi為發(fā)射率;Ji為有效輻射；Hi為投入輻射；Eb,i為黑體輻射。

黑體輻射計算公式為

Eb,i=σTi4

(9)

式中：σ為黑體輻射常數(shù),取5.67×10-8W/(m2·K4);Ti為i表面溫度。

投入輻射Hi:

(10)

任意兩表面i,j之間的角系數(shù)的積分式:

(11)

式中:A為面積;i,j分別為1-N之間任意兩表面;θ為輻射方向與表面法線方向的夾角;r為兩點之間的距離。將式(11)和(12)代入(10)有:

(12)

式中：δij為克羅內(nèi)克算子。

令aij為

(13)

則有:aJ=E

(14)

2 結(jié)果和討論

2.1 模型驗證

以2017年夏季某日的一組數(shù)據(jù)分析。此時副廠房上游側(cè)空調(diào)機組開啟,拱頂送風流量1.8×105m3/h,送風溫度295 K,1、3、4發(fā)電機組發(fā)電?，F(xiàn)場測試結(jié)果及模擬結(jié)果如圖4、5所示。由圖可見,現(xiàn)場測試結(jié)果及模擬結(jié)果吻合度較高,但存在一定的偏差。這是由于本文的數(shù)值模型進行了簡化,與試驗條件不完全相符,同時試驗的測量儀器存在一定精度誤差,從而導致模擬結(jié)果與試測數(shù)據(jù)之間存在一定的偏差。

2.2 數(shù)值模擬

發(fā)電機層內(nèi)部氣流組織,由拱頂送風主導。室外風由交通洞經(jīng)施工支洞和進風豎井連接主廠房上方的空調(diào)機組入口,副廠房空調(diào)入口直接連接通風兼安全洞;濕空氣經(jīng)處理后由拱頂?shù)膬蓷l平行風管以射流方式送入發(fā)電機層。底部發(fā)電機等散熱設(shè)備表面與周圍空氣之間存在溫差,形成自然對流,發(fā)電機勵磁散熱通過機罩內(nèi)的射流風機排出,此外,底部上下游各有8個和12個排風口向其他層供風。選取發(fā)電機層中幾個具有代表性的截面(x=5.23 m,x=77.8 m,x=112.35 m,y=1.2 m,y=4 m,z=0.68 m,z=1.7 m)對其溫、濕度及速度分布進行分析。

圖4 發(fā)電機層上下游側(cè)測點的模擬與實測值對比

圖5 發(fā)電機層工作區(qū)測點的模擬與實測值對比

2.2.1典型縱剖面的數(shù)值模擬結(jié)果與分析

圖6 x=5.23 m yOz平面分布云圖

x=5.23 m截面位于安裝間內(nèi),通過安裝間西側(cè)壁面的第一個送風口中心線截面,可反映送風氣流、頂部照明對發(fā)電機層內(nèi)氣流的影響,其溫濕度及速度場的分布如圖6所示。由圖6(a)可見,送風溫度為295 K,頂部照明附近溫度較高,安裝間下游側(cè)溫度略高于上游側(cè)。這是由于機組段熱源中心偏向下游側(cè),安裝間段受機組段自然對流影響。由圖6(b)可見,安裝間大部分區(qū)域濕度較高(65%～74%),送風濕度約80%,熱源附近空氣濕度較低約60%,下游側(cè)濕度略低于上游側(cè)。這是由于熱源附近及安裝間下游側(cè)溫度略高,送風氣流與熱自然對流進行質(zhì)量交換,空氣相對濕度顯著減小。由圖6(c)可見,送風射流進入室內(nèi)后,不斷卷吸附近空氣并與其摻混,射流面積不斷擴大,斷面平均速度逐漸降低,與地面相撞,轉(zhuǎn)為水平流動,由于此時氣流流速已經(jīng)較低(0～1 m/s),水平風速的分布特征變得雜亂,不再遵守單股射流水平風速的分布規(guī)律。在射流兩側(cè)由于圍巖、廠房內(nèi)設(shè)備及自然對流的約束,各形成兩個渦流,使得氣流充分混合,整個發(fā)電機層底部工作區(qū)的風速較低,在1 m/s以下。

x=77.8 m截面是通過3號機中心線及下游側(cè)排風口縱截面,包含發(fā)電機及各機柜剖面,可清晰反映頂部照明、發(fā)電機及機柜對該層氣流的影響,其溫度分布云圖及流線圖如圖7所示。由圖可見,機殼、控制柜等熱源設(shè)備周圍空氣的溫度顯著高于廠房空間內(nèi)平均溫度。送風口之間的氣流則受廠房中部自然對流影響明顯,自下而上,最后到達拱頂送風口被射流卷吸。此外,部分氣流被冷卻風機吸入,由機罩頂部進入發(fā)電機,最后氣流經(jīng)排風口排出。

圖7 x=77.8 m yOz平面的溫度分布云圖和流線

x=112.35 m截面是通過樓梯口中心線及上下游圍巖壁面排風口的縱截面,其溫度分布云圖及流線圖如圖8所示。由圖可見,送風口冷射流在下降過程中不斷地卷吸熱氣流在熱氣流兩側(cè)形成兩個漩渦,兩種氣流在運動過程中溫度、速度不斷發(fā)生變化,最后氣流經(jīng)排風口及樓梯口排出。

y=1.2 m截面是過下游側(cè)機柜平面的縱截面,包含各控制柜縱剖面,反映各控制柜的散熱對其上方氣流的影響,其溫濕度及速度云圖如圖9所示。由9(a)可見,機柜周圍及頂部照明附近空氣溫度較高,機組段縱向溫度自下而上逐漸降低再升高,安裝間段溫度比機組段溫度低約3 K。這是因為安裝間區(qū)域較為空曠,除頂部照明發(fā)熱外不存在其他熱源,而機組段底部布置發(fā)電機蓋板、各機柜等發(fā)熱設(shè)備,頂部布置照明發(fā)熱設(shè)備,熱源周圍空氣溫度有所升高。由9(b)可見,安裝間段相對濕度大于機組段,機柜及頂部照明附近空氣濕度較小約65%。濕度變化機理同圖6(b)。由9(c)可見,此截面氣流速度較小(0.05～0.6 m/s),且機柜周圍氣流速度由于自然對流的影響,流速有所增加。

圖9 y=1.2 m xOz平面分布云圖

圖10 y=4 m xOz平面分布云圖

y=4 m截面為過下游側(cè)送風口的縱截面,此截面反映送風氣流對發(fā)電機層內(nèi)溫、濕度及速度場的影響,其溫、濕度及速度分布如圖10所示。由圖10(a)可見,入口正下方的溫度比進風口之間區(qū)域的溫度低,隨著高度的降低,送風口正下方的溫度逐漸升高。由圖10(b)可見,此截面上空氣相對濕度分布受到頂部送風的影響,送風口相對濕度較大,安裝間段相對濕度達到75%高于機組段,且進風口之間的相對濕度偏低。這是由于機組段送風冷射流與熱自然對流進行質(zhì)量交換,空氣相對濕度顯著減小,安裝間段除頂部照明外無其他熱源,因而相對濕度較高。由圖10(c)可見,進風口處的氣流速較大約3 m/s,在兩個進風口之間的區(qū)域里,氣流速度很小,基本不受進風口的氣流所影響。隨著高度的降低,送風的面積不斷擴大,風速降低,在距地面1.7 m高度處,氣流速度基本已經(jīng)降到0.6 m/s左右。這是由于送風進入廠房后,送風邊界與周圍空氣不斷進行動量交換,周圍的空氣不斷被卷入,送風氣流屬于非等溫自由射流,送風邊界與周圍空氣進行熱量交換,因密度不同受浮力影響,使送風在到達地面過程中軸線發(fā)生了彎曲。

2.2.2典型橫剖面的數(shù)值模擬結(jié)果與分析

截取發(fā)電機層中幾個具有代表性的橫截面,對這些截面的溫、濕度及速度分布進行分析。z=0.68 m截面是過發(fā)電機散熱口中心橫截面,此截面包含發(fā)電機及各機柜剖面,可反映發(fā)電機熱源及其散熱口以及各機柜對發(fā)電機層氣流的影響,其溫、濕度及速度分布云圖由圖11所示。由圖11(a)可見,2號機周圍空氣溫度較低,發(fā)電機散熱口溫度較高約310 K。由圖11(b)可見,發(fā)電機層下游側(cè)空氣相對濕度偏低,熱源周圍空氣相對濕度60%左右,發(fā)電機散熱口處空氣相對濕度50%左右。這是由于發(fā)電機層下游側(cè)發(fā)熱量大,發(fā)電機散熱口空氣溫度高。由圖11(c)可見,發(fā)電機散熱口的熱射流在機械力的作用下運動,風速約為1 m/s。

圖11 z=0.68 xOy平面分布云圖

z=1.7 m截面是距離地面1.7 m高度的橫截面,此截面位于人體呼吸的平均高度,其溫度、速度分布情況對人體的舒適度有重要影響[23], 其溫度與速度分布如圖12所示。由圖12(a)可見,該高度溫度在296～301 K之間,從安裝間開始,沿1～4號機方向上整體呈升高趨勢。安裝間工作區(qū)域的平均溫度296.5 K,溫度分布較均勻,機組段溫度分布差異性較大,平均溫度298.0 K,具有不均勻性。這是發(fā)電機組區(qū)域熱源較為集中,冷射流遇到地板轉(zhuǎn)為水平氣流后,先經(jīng)過發(fā)電機熱源而后進入工作區(qū),將熱源部分熱量帶入工作區(qū)。工作區(qū)上游側(cè)平均溫度297.4 K,下游側(cè)平均溫度297.9 K,下游側(cè)比上游側(cè)溫度高約0.5 K,這是因為該電站主機中心偏向下游側(cè)1.5 m,且發(fā)電機層下游側(cè)布置了更多的機柜,熱量大于上游側(cè)。由圖12(b)可見,工作區(qū)大部分氣流速度在0.2～0.7 m/s之間,進風口正下方對應(yīng)的氣流速度比周圍的氣流速度稍大約為0.6 m/s左右,部分區(qū)域速度低0.1 m/s,是因為該區(qū)域受冷射流和熱自然對流影響微弱。

圖12 z=1.7的xOy平面分布云圖

2.3 氣流組織評價

空間內(nèi)的氣流組織直接影響通風空調(diào)的舒適性和節(jié)能性。目前對氣流組織的評價標準主要是從舒適性和經(jīng)濟性兩個方面開展[24-26]。常用到的評價指標有不均勻系數(shù)、ADPI指標以及能量利用系數(shù)η[24]。目前針對水電站高大廠房的氣流組織較少采用這一指標進行評價。為此本文擬考察以上幾個指標以對氣流組織方式進行優(yōu)化,從而在滿足水電行業(yè)標準的前提下,進一步提高人體的舒適感,同時達到節(jié)能的目的。采用能量利用系數(shù)η來評價溫度分布是否合理,其定義式[27]如下

(15)

式中：To為送風溫度;Tp為排風溫度;Tn為工作區(qū)平均溫度。

送風溫度一定,工作區(qū)溫度越低或排風口溫度越高,能量利用系數(shù)越大。

不均勻系數(shù)是對工作區(qū)域溫度、速度分布均勻程度的評價指標,定義無量綱溫度、速度不均勻系數(shù)為[28]

(16)

(17)

2.4 拱頂進風風速的影響

圖13為送風速度u對能量利用效率η的影響。由圖13可見,u在1～4 m/s范圍內(nèi)時,η隨u的增大迅速減小,此后η隨u的增大而緩慢減小逐漸趨向于1且大于1。這是由于發(fā)電機層內(nèi)送風冷射流與熱浮升氣流方向相反,送風冷射流對熱浮升氣流造成干擾,將熱空氣“吹散”至工作區(qū)并經(jīng)排風口排出。u在1～4 m/s范圍內(nèi)時,工作區(qū)溫度降低幅度低于排風口溫度降低幅度,η明顯降低;u>4m/s時,熱自然對流嚴重被抑制,尚未完全發(fā)展即被送風射流將熱量帶走,整場溫度明顯降低,排風口溫度接近于工作區(qū)溫度,η趨近于1。冷氣流排出前與工作區(qū)氣體進行熱交換,排風口溫度高于工作區(qū)平均溫度,從而η大于1。

圖13 不同送風速度下η、kT、ku變化

u在1～2 m/s范圍內(nèi)時,ku較大,這是由于送風速度較小,工作區(qū)風速主要受發(fā)電機散熱口熱射流以及熱自然對流影響,熱源設(shè)備分布不均,因此ku較大;u>2 m/s時,送風射流主導工作區(qū)氣流組織,送風口布置均勻,因此在相同熱源強度下,隨著u的增大,速度分布的均勻性有所增強,且保持在0.5左右。此外,由圖可見,kT隨送風速度增加而減小,但變化非常有限。kT變化機理同u>2 m/s時ku變化機理。

2.5 發(fā)電機組運行工況的影響

抽水蓄能電站為滿足調(diào)峰調(diào)頻需求,通常根據(jù)電網(wǎng)調(diào)度指令快速啟停,根據(jù)各機組的運行維護狀態(tài)有不同的運行組合,不同機組啟停對發(fā)電機層、蝸殼、水輪機等各層廠房內(nèi)熱濕環(huán)境將產(chǎn)生影響。為此,對該電站2016年12月—2017年10月期間多種機組啟停組合進行了實測,并與數(shù)值模擬進行對比,給出發(fā)電機工況變化對η、kT、ku的影響。

圖14為6組發(fā)電機運行工況(表2)下工作區(qū)平均溫濕度實測值與模擬值對比。由圖14可見,不同發(fā)電機運行工況下溫濕度模擬值與實測值的相對誤差在5%以內(nèi),從而可充分說明該模型可較好地反映該層氣流組織。

圖14 不同工況下溫、濕度模擬值與實測值的對比

圖15 發(fā)電機工況變化時各高程截面溫度場的變化

圖15為發(fā)電機不同組合工況下各高程截面溫度場的變化。由圖15可見,各高程截面溫度基本隨機組開啟臺數(shù)線性變化,且高程越小斜率越大,增開一臺發(fā)電機組,整場溫度上升約0.4 K。這是由于隨著發(fā)電機工作臺數(shù)的增加,發(fā)電機上方熱浮升射流增強,對溫度場影響增大,發(fā)電機表面熱浮升射流在發(fā)展過程中與周圍空氣進行熱量交換,隨著高程的增大對溫度場的影響逐漸減小。

表2為不同發(fā)電機工況組合的kT、ku和η。由表2可見,η隨著發(fā)電機發(fā)熱量的增大而減小。這是由于隨著發(fā)電機發(fā)熱量的增大,工作區(qū)溫度升高幅度大于排風口溫度升高幅度,排風溫度逐漸接近于工作區(qū)溫度,能量利用效率降低。kT、ku隨發(fā)電機發(fā)熱量的增大稍有增大,這是由于發(fā)電機設(shè)備模擬成集中熱源,熱源周圍溫度有所升高,只對局部溫度場分布有影響。隨著發(fā)電機發(fā)熱量的增大,發(fā)電機周圍熱氣流增強,流場均勻性逐漸被熱氣流的上升運動破壞,越是靠近熱源的地方擾動越強烈。同時,發(fā)電機發(fā)熱量相同時,開啟不同的機組η、kT、ku略有差異,這是由于發(fā)電機層一側(cè)有安裝場,發(fā)電機層結(jié)構(gòu)非對稱。

表2 不同發(fā)電機工況組合的kT、ku和η

2.6 發(fā)電機排風方式的影響

圖16 3種發(fā)電機排熱方式

考察發(fā)電機排熱方式(圖16)的影響，圖17和表3為發(fā)電機排熱方式對該層溫度場的影響。由圖17可見,發(fā)電機上排熱時,隨著高度的增大,溫度逐漸升高。這是由于機械排風與熱自然對流方向一致,使熱自然對流向上發(fā)展更充分。無機械排熱時,發(fā)電機散熱主要依靠自然對流,自然對流向上發(fā)展,導致z=2 m高程平面溫度較高。發(fā)電機側(cè)排熱時,熱射流直接流向排風口,導致該層平均溫度較低。

圖17 發(fā)電機排熱方式變化時溫度場的對比

表3 發(fā)電機不同排熱方式的kT、ku和η

由表3可見,發(fā)電機上排熱時,η最大。這是由于上排熱時作區(qū)平均溫度降低,因而溫度效率大。無機械排風時,kT最大。這是由于無風機時,發(fā)電機散熱不充分,局部溫度較高。側(cè)排熱時,ku最大。這是由于側(cè)排熱時,散熱口風速較大,熱射流流向工作區(qū),工作區(qū)局部風速較大。

3 結(jié) 論

a. 送風射流進入室內(nèi)后,不斷與周圍空氣進行熱對流,在圍護結(jié)構(gòu)的約束下,射流與自然對流形成兩個渦流。送風口之間的氣流則受廠房中部自然對流影響明顯,自下而上,最后到達拱頂送風口被射流卷吸。發(fā)電機層機殼、控制柜等熱源設(shè)備周圍空氣的溫度高于廠房空間內(nèi)平均溫度,濕度低于廠房內(nèi)平均濕度,熱源周圍氣流速度由于自然對流的影響,流速有所增加。

b. 主廠房發(fā)電機層機電設(shè)備布置緊湊,但分布不均。安裝間發(fā)熱量甚微,溫濕度分布較均勻,平均溫度為296.5 K,相對濕度高達75%,機組段平均溫度為300 K,相對濕度70%,且受熱源影響溫濕度分布不均勻,下游側(cè)熱量顯著大于上游側(cè)。同時此區(qū)域有明顯“潮悶”感,建議在機組段增設(shè)除濕設(shè)備。

c.η隨發(fā)電機發(fā)熱量增大而減小,kT、ku隨發(fā)電機發(fā)熱量的增大稍有增大。對不同工況發(fā)電機層通風質(zhì)量評估,提出最優(yōu)的運行組合方案:一臺機工作工況下,開啟4號機;兩臺機工作工況下,開啟3、4號機;三臺機工作工況下,開啟2、3、4號機。

d. 發(fā)電機上排熱時,η最大;無機械排風時,kT最大;側(cè)排熱時,ku最大,因此建議將發(fā)電機排風方式改為上排風。