易京凤 邓志辉

（西南交通大学机械工程学院 成都 610031）

0 引言

综合管廊是一种同时容纳多种市政管线（水、电、通信等），可以实现统一建设、统一管理的地下空间构筑物[1]。随着城市的发展，空间需求增大，对地下空间的合理开发与应用成为趋势，并且国家还推出相关政策文件，加速了综合管廊在各大城市的规划与修建[2]。又因为地下空间开发的不可逆性，以及地下空间规划的集约性要求，于是东部的一些大城市开始把以轨道交通为枢纽建设的地下综合体作为重点[3]。通过对城市核心区地下空间的特点、地下综合体的意义以及地下综合体实现的分析，程斌[4]指出将综合管廊纳入地下综合体的建设之中，于地下空间的规划具有重要意义；而陈曦寒[5]、林永清[6]、盛棋楸[7]等人则结合具体工程实例，讨论比较了综合管廊与轨道交通的多种结合方式，并建议在地铁区间位置考虑采用结构共建的大型盾构断面。以上，只是关于设计以及结构上的探讨，并未讨论结构共建后的相互传热影响。而综合管廊与地铁同属地下密闭空间，内部空气流动性差，且电缆舱存在缆线发热现象，为保障缆线的正常运行以及检修人员的人身安全，综合管廊内需设置通风系统用作余热排除以及人员的新风补给[8]。

因此本文采用Fluent 软件，对与地铁结构共建的综合管廊高压电缆舱室进行数值模拟，对在不同通风量、地铁一侧不同空气温度以及不同对流换热系数条件下的电缆舱室内部温度分布以及排热效率进行比较分析，为综合管廊与地铁结构共建时的通风设计提供参考。

1 高压电缆舱数值模拟

1.1 物理模型

以深圳某沿地铁线路共同建设综合管廊电缆舱室为依托，如图1 所示。参考相关专利[9]，研究其电缆舱室与地铁区间结构共断面，位于顶部位置，默认电缆舱室断面形式保持与原型一致。

图1 管廊截面图Fig.1 Section drawing of the utility tunnel

电缆舱室具体的结构参数如下：内径6m，壁厚350mm，材料为钢筋混凝土；通风区间长度定为200m，风口尺寸为1.5m×1.5m，位于其中一侧检修通道顶部；电缆呈品字型排布，共计纳入10回高压电缆，电缆具体参数见表1；电缆支架长600mm，除一二层电缆层间距为0.6m 外，其余皆为0.5m，底部支架距离底板距离为0.2m；两侧检修通道中心位置距离舱室中心面垂直距离为1m；底板厚度为250mm，钢筋混凝土结构。

表1 管廊内含管线参数Table 1 Pipeline parameters

1.2 数学模型

流体流动遵循三大基本守恒定律[10]：

（1）质量守恒方程

式中：ρ为气体密度；t 为时间；u、v、w 分别为x、y、z 方向上的速度分量。

（2）动量守恒方程

式中：ρ为气体密度；t 为时间；xi、xj为i、j方向上的坐标；ui、uj分别是流体速度在i、j 方向上的分量；p 为静压；τij为切应力矢量；gi为i 方向的重力分量；Fi为由阻力、其他项引起的其他能源项。

（3）能量守恒方程

式中：t为时间；T为温度；k为流体传热系数；ST为流体的内热源以及其他热源项；ρ为气体密度；cp为流体的定压比热。

为了验证整个系统的可行性,任意选取一个检测节点,在与节点同一高度水平距离0.2 m处放置标准的温度计和CO2测试仪。任意选取8个时间点,将本系统测得的8组数据与标准的温度计和CO2测试仪测得的数据进行对比分析。实验对比结果如表1及表2所示。

1.3 模型简化

采用DesignMolde 建立模型，为加快计算速度，并未建立围护结构以及内部管线的实体结构，通过边界条件的设定以及相应材料物性的确立来考虑其实体结构的相关影响。将8 回110kV 电缆、2 回220kV 高压电缆分别简化为直径220mm、260mm，200m 长的圆柱，共计10 根。进、排风口尺寸为1.5m×1.5m，位于两端。此外作如下假设：

（1）电缆舱围护结构组成材料为各向同性的均匀介质，且物性参数都保持不变设为常数；

（2）电缆运行处于稳定状态，发热量保持恒定；

（3）土壤温度沿轴向不发生变化。

简化后的模型如图2 所示。

图2 简化后模型图Fig.2 A simplified model

1.4 边界条件及求解设置

本文采用Fluent19.2 进行模拟计算。进风温度为深圳地区最热月月平均温度[11]，28.85℃，一个大气压；将110kV 和220kV 电缆表面设为恒热流边界条件，热流值依据电缆母线发热量计算法进行计算，分别为68.7W/m2和93.43W/m2，材料为交联聚乙烯；上壁面设为无滑移、恒壁温边界条件，壁面温度考虑多年运行热量堆积情况设置为30.5℃（恒温层温度24℃）[12]，材料为钢筋混凝土，壁厚350mm；共结构底板处设为第三类边界条件，具体参数见表2；进风口设为Velocity-inlet 边界，进风量依据排热量计算条件给定，见表2，通风口处湍流边界条件为K and Epsilon，计算公式见式（4）、（5）；排风口设为Outflow 边界；模型两端设为绝热边界条件[13,14]。相关材料物性参数见表3。湍流模型设置为Reliable k-epsilon 模型，Standard壁面函数，考虑浮升力影响；压力与速度离散方法为Simplec，除压力为标准外格式外，其余皆为二阶迎风格式，收敛标准为10-4、10-7。

表2 边界条件Table 2 boundary conditions

表3 各种材料主要物性参数Table 3 The main physical properties of various materials

式中，u 为断面平均速度；I 为湍流强度；l 为湍流尺度；Cμ为经验常数，0.09。

1.5 网格无关性验证

以不同网格尺寸对同一模型进行划分，网格数分别为：160 万、221 万、317 万、400 万以及600万，以600 万网格计算结果为标准，对比不同网格数模型在相同计算条件下，检修通道中心处高度1.8m 位置温度与基准温度的相对误差，结果如图3所示。

图3 网格无关性验证图Fig.3 Grid independence verification diagram

2 结果分析

2.1 地铁侧对流换热系数的影响

在进风风速为2.34m/s、3.12m/s、3.9m/s，隧道侧空气温度为311K（38℃）工况条件下，改变地铁侧的对流换热系数，研究其对地铁与管廊之间相互传热的影响以及管廊内的温度分布特性。

（1）共用底板结构传热分析

相较于地铁运行时的发热量[18]，综合管廊的发热量较少，所以结构共用处的传热量对综合管廊内部的热环境影响较大，故基于综合管廊总的散热量探究传热量比例，如图4 所示，由图可知，相互传热量占缆线总散热量的比例在3.98%~11.35%之间，与对流换热系数呈正相关关系，因为对流换热系数的增大，可以减小换热热阻，使热量传递变得容易；同样随着入口风速的增加，传热量占比也是在不断增长，最大值可达11.35%，可能引起管廊排风温度近1℃温升，原因是随着入口风速的增长，通风量增大引起管廊一侧对流换热系数的增加，且缆线散热量不变，舱室内部空气平均温度降低，底板结构两侧的温差增大，共同导致传热量增加。并且从图3 可以看出风速从3.12m/s 变到3.9m/s 相比于风速从2.34m/s 变到3.12m/s，期间传热量占比值的增长变缓，说明当进口风速大于某一临界值时，进风风速对结构共用处相互传热的影响变小；同样随着地铁侧对流换热系数的不断增大，其传热量比例变化值也在逐渐减小，这是因为共用结构处传热量的大小是由壁面两侧的对流换热系数以及结构本身特性共同决定的。

图4 传热量占比随地铁侧对流换热系数变化图Fig.4 The proportion of heat transfer changes with the Convective heat transfer coefficient

（2）温度分布特性

①以对流换热系数8W/m2·K，进风风速3.12m/s为例，取一侧检修通道中心X=4m 位置，做纵向断面温度分布云图，如图5 所示。由图5 可以看出随着纵向距离的不断增大，空气温度逐渐升高，这是因为在空气流向排风口的过程中，不断与缆线进行换热，使得温度升高，同时在空气密度差导致的浮升力影响下，热空气向上部位置偏移，又因为上壁面的冷却作用，导致近壁面空气温度降低，于是形成了如此的空气温度分布。温度分布曲线基本呈抛物线型，但是受底板附近处地铁侧传热影响，导致温度分布曲线发生逆向变化。

②以对流换热系数6W/m2·K、进风风速2.34m/s 为例，分析管廊横向断面温度分布，如图6 所示。从图6 可以发现截面右侧通道高温区域覆盖面积大于左侧通道，这是因为左侧通道与进、风口处在同一横向位置处，空气流动效果较好；因为热空气的一个浮升作用，舱室上部区域温度较高，但又因为顶部壁面的冷却作用，使得顶部位置近壁面处空气温度有所降低，截面上出现明显的温度分层现象，且主要在舱室后半段比较明显，因为前半段舱室整体温度保持在较低水平，缆线散热对通道温度分布影响较小。同时图5 进一步说明舱室整体温度随着纵向长度的增加而增大。

图5 检修通道中心面（X=4m）温度分布云图Fig.5 Cloud map of temperature distribution in the center surface of the access channel(X=4m)

图6 横向温度分布云图Fig.6 Cloud map of lateral temperature distribution

③温度分布均匀性分析

不仅仅是电缆运行对温度分布的均匀性存在要求，而且为保障检修人员的人身安全，管廊内部温度分布应该保持一定的均匀性，而地铁侧对流换热系数的变化，引起散入综合管廊内部的热量不断变化，通风散热量不断变化，故探究其对舱室内部温度分布均匀性的影响。现就Y=5m 到Y=195m 范围，沿纵向方向，每间隔5m 截取断面，共计39个断面，计算断面平均温度标准差，作图7；其值越小，说明舱室内部温度分布越均匀。由图7 可知，当进风风速较小时，地铁侧对流换热系数的变化对舱室内部空气温度分布均匀性的影响不显著，这是因为在小风速条件下，舱室整体温度较高，传热温差小，通过共用结构处散入的热量少，故对整个舱室内部的温度分布影响较小；反之，在较大风速条件下，不仅舱室内部共用结构处对流换热系数增大，而且舱室内部空气温度有所降低，传热温差大，若再增大地铁侧的对流换热系数，则会进一步增大共用结构处的传热量，进而影响舱室内部的温度分布均匀性。总的来说，舱室内部温度分布均匀性受通风影响较大，受地铁侧对流换热系数的影响不太明显。

图7 断面平均温度标准差Fig.7 Standard deviation of the average temperature of the cross-section

2.2 地铁侧空气温度变化的影响

在进风风速为2.34m/s、3.12m/s、3.9m/s，地铁侧的对流换热系数为6W/m2·K 工况条件下，改变地铁侧空气温度，研究其相互传热的影响以及对管廊内温度分布的影响。

记传热量占比为共结构底板处传热量与电缆舱缆线总散热量的百分比，其中负值表示传入地铁区间，正值表示传入电缆舱，如图8 所示。从图8可以看出随着地铁侧空气温度的增长，其通过共用结构处的传热方向以及传热量是不断变化的，且由于进风风速即通风量的不同，传热方向发生改变的铁侧空气温度不同，这是因为共用结构处电缆舱室侧的温度会随着通风量的大小发生相应地变化。

图8 传热量占比随地铁侧空气温度的变化Fig.8 The proportion of heat transfer changes with the air temperature on the subway side

随着地铁一侧空气温度的不断变化，电缆舱室内部的温度以及排风温度也逐渐变化，如图9、10所示；受共用结构处的传热影响，排风平均温度不断升高，且舱室内部的平均温度也逐渐升高。从图10 可知，要满足排风温度小于313K，至少需要按照缆线散热量的80%计算通风量，且在地铁侧空气温度高于311K 时，应当以缆线全热计算风量运行。

图9 舱室平均温度图Fig.9 Average cabin temperature graph

图10 排风平均温度图Fig.10 Exhaust air average temperature graph

从Y=5m 到Y=195m 间隔5m 截取39 个断面，计算这39 个断面平均温度标准差，结果如图11 所示，其值随着地铁侧空气温度的升高而增大，且在小风量条件下，变化越明显，这进一步说明地铁侧空气温度对电缆舱室内部的温度分布有较大影响。

图11 空气温度标准差随地铁侧空气温度变化图Fig.11 The standard deviation of air temperature varies with the air temperature on the subway side

2.3 影响因素显著性分析

利用SPSS 24.0，分析进风风速、地铁侧对流换热系数、地铁侧空气温度与电缆舱排风平均温度之间的显著性关系，结果如表4 所示。

表4 多因素方差分析结果Table 4 Multivariate ANOVA results

从表4 可知，进风风速的变化、共用结构处地铁侧空气温度的变化，对管廊的排风平均温度的影响极为显著，而共用结构处地铁侧对流换热系数的变化，相对于另外两个变量，其对管廊排风平均温度的影响不显著。故当综合管廊电缆舱室与地铁区间结构共建时，应当更多关注地铁区间的空气温度，当地铁区间空气温度较高时，建议增加电缆舱室通风量，以满足电缆舱室的排风要求。

3 结论与建议

（1）当综合管廊电缆舱室与地铁区间结构共建时，地铁区间的空气温度对电缆舱室排风温度影响显著，在舱室风量计算时可附加10%左右的余热量；

（2）可通过增加通风量，改善电缆舱室内部空气温度分布的均匀性；

（3）综合管廊电缆舱与地铁区间共用结构时，电缆舱室保持通风的情况下，对地铁区间热环境的影响较小，故从通风角度来说，两者结构共建是可行的。