本项目研究对象是位于广州市的某柔性直流换流站工程户内启动回路场。户内启动回路场建筑为立方体型，尺寸为长为146 m，宽为48.5 m，最大高度为24 m，最小高度为21 m。户内启动回路场的门、结构钢架和绝缘支架等简化处理。进风口为启动回路146 m长边处进口，进风面积为2 628 m²。排风口为在屋面设置的通风气楼，总气楼开口面积为648 m²，有效通风面积为583.2 m²。启动回路外形图如图1所示。

图  1  户内启动回路场外形图

Figure 1.  Outline drawing of indoor pre-insertion resistor circuit

户内启动回路场内安装的设备包括桥臂电抗器、断路器、隔离开关、避雷器、导体和金具等电力设施^［7］，其中热源主要包括桥臂电抗器、灯具以及导体。室内热源额定总散热量为1.720 3 MW，具体设备发热参数详见表1。对桥臂电抗器运行环境设计参数取值如表2所示。

根据上述要求，本文主要研究在自然通风条件下，桥臂电抗器周围空气温度长时间运行时应低于45 ℃，极端情况下应低于50 ℃。需要指出的是，本建筑属于整体式超大空间建筑，由于启动回路场净空较高，存在较大的温度梯度，上述温度控制要求为电抗器运行区域。桥臂电抗器安装高度为距地面6～11 m，故本次研究重点控制区域为离地面11.00 m高度范围内，排风口位置温度可以高于上述温度要求。

屋面通风器安装于建筑屋面，无需电力消耗，工作时又不产生噪声^［8］，可以十分显著地加强自然通风的效果。其作为一种主流的通风设备广泛应用于各类建筑中，尤其是大型钢结构厂房，维护方便^［9］。在大型空间建筑中一般采用条形屋面通风器，可按照外形分为流线型通风器与薄型通风器，如图2、图3所示。

图  2  流线型屋面通风器图

Figure 2.  Streamlined roof ventilator

图  3  薄型屋面通风器图

Figure 3.  Thin roof ventilator

通风器选型主要基于通风量要求、结构形式要求以及采光等建筑功能要求进行确定。本工程建筑体量大、发热量高，自然通风量巨大。通过对通风效果、室内温度场控制等因素的对比^［10］，选择合适的通风器类型及通风器位置。通风效果对比分析由CFD模拟计算完成。

为对比研究气楼类型、位置及尺寸对自然通风效果的影响，本研究对两种气楼设置形式进行了如下对比研究。其中气楼A代表薄型通风器，气楼B代表流线型通风器。

模拟工作的两种气楼设置形式分别为：气楼A：长宽高尺寸为120 m×30 m×7.5 m，位于启动回路和阀厅隔墙上方，有效通风高度7.5 m；气楼B：长宽高尺寸为180 m×30 m×26 m，相比气楼A长度增加了6 m，整体向电抗器正上方横向移动了6.5 m，有效通风高度11 m。

气楼模型图如图4所示，气楼上排风洞口对应图中黄色部分。

图  4  气楼模型示意图

Figure 4.  Diagrammatic sketch of models

图  4  气楼模型示意图

Figure 4.  Diagrammatic sketch of models

本文所研究的气流在控制场内的流动遵循三大物理定律，即质量守恒定律、动量守恒定律和能量守恒定律，同时遵循湍流脉动变化规律。相应的控制方程如下所示：

把流体（即启动回路场内的空气）看作连续介质。根据质量守恒定律，流入和流出控制体的质量流量之差，亦即净流入控制体的质量流量，必须等于控制体内质量随时间的变化率。由此可得式（1）流体连续性方程：

式中：

ρ ——密度（kg/m³）；

t ——时间（s）；

u ——速度矢量V在x方向上的分量（m/s）；

v ——速度矢量V在y方向上的分量（m/s）；

w ——速度矢量V在z方向上的分量（m/s）。

低速流动中，流体视为不可压缩，ρ视为一常量，则式（1）可以简化为：

动量守恒是指作用于控制体上所有外力的总和等于控制体中流体动量的变化率。式（2）为动量守恒方程：

能量守恒是指在单位时间内，控制体内流体的总能量对时间的变化率等于进入微元体的能量加上体积力和表面力对流体微元体所做的功。式（3）为能量守恒方程：

通常通风流动属于湍流。湍流具有随机脉动的特点，上述连续性方程、动量方程和能量方程无法求得有实际意义的统计平均参数，也无法得出湍流的全部细节^［11］。为了能详细地分析这些问题，可将湍流的脉动值与时均值结合，解得湍流控制方程，即湍流模型。标准k-ε模型是迄今为止在工程应用上最为广泛、积累经验最多的模型，也是CFD数值模拟软件经常应用的湍流描述模型。式（5）为标准k-ε两方程：

式中：

μt ——湍流粘度（m²/s）；

Cμ——经验常数，取0.09。

需要说明的是，标准k-ε模型的原型是针对二维不可压薄剪切湍流建立起来的，是已知高雷诺数的湍流计算模型。湍流在流动场壁面区域发展不充分，湍流脉动可能不如分子粘性对流动的影响大^［12］。因此，对近壁区必须采用如壁面函数法等特殊的处理方式。

本项目中，对于连续性方程可在整个场内取一个单位控制体，基于建立模型的坐标系，建立连续性方程，然后采用积分的方法计算至整个计算域^［13］。本项目中将流体视为不可压缩理想气体进行计算。对于动量方程（3）、能量方程（4）也采用同样的方法建立方程，然后以积分形式计算整个计算域。

用于FLUENT数值模拟计算的户内启动回路场物理模型如图5所示。

图  5  户内启动回路场流体仿真模型图

Figure 5.  Simulation model of indoor pre-insertion resistor circuit

两种不同通风气楼情况下，设定相同的模拟工况如下：

采用夏季空调室外计算干球温度34.2 ℃时，室内电抗器发热量为100%（即每台电抗器发热量为139.3 kW，室内总发热量为1.720 3 MW），屋顶外表面综合温度为43.8 ℃，阀厅与启动回路场隔墙温度为30 ℃，南墙外表面温度39 ℃，北墙外表面温度为34.2 ℃。

特征截面Y=10.9为桥臂电抗器在XZ平面的纵向中心截面，由图8可以看出场内存在较明显的温度分层，由地面到屋顶温度逐渐升高。同时可见进风口有冷空气从底部渗入，随着进深增加，温度逐渐升高，启动回路工作区域内温度分布有一定的不均匀性，整体表现为离热源越远温度越低。

图  6  户内启动回路场Y=10.9特征截面温度云图

Figure 6.  Sectional view of temperature while Y=10.9

图  6  户内启动回路场Y=10.9特征截面温度云图

Figure 6.  Sectional view of temperature while Y=10.9

图  7  距地面6 m电抗器周边温度分布图

Figure 7.  Temperature distribution around reactor while Z=6 m

图  8  距地面9 m电抗器周边温度分布图

Figure 8.  Temperature distribution around reactor while Z=9 m

如图6两种气楼方案的温度云图中可看出，气楼A稍不利于通风散热，气楼出口处温度最高可达46.3 ℃；调整气楼设置后，气楼B对通风散热更有利，气楼出口温度最高则降低到44.5 ℃。调整后整个启动回路空间内，整体温度降幅约2 ℃，散热效果有一定的提升。

观测电抗器周围不同高度的温度分布，得到电抗器周围不同高度平面上检测点的平均温度如图7~图9所示。

图  9  距地面11 m电抗器周边温度分布图

Figure 9.  Temperature distribution around reactor while Z=11 m

以上9个温度数据为不同高度水平面的电抗器周围的平均温度，反映了电抗器周围不同高度处空气的温度场分布情况。结果表明，在竖直方向上，随着高度的增加，电抗器周围温度呈上升趋势；在水平方向上，电抗器周围大部分测点空气温度随着与电抗器的距离增大而降低，但温度变化不大。其原因是电抗器与周围空气存在对流换热，且热空气会向上运动。电抗器运行区域内（地面高度11 m以下区域）最高温度点出现在高度为11 m处的距离电抗器1 m的地方，为38.776 ℃，满足电抗器的散热要求。

同样，取典型横断面空气速度场Y=10.9 m（电抗器中心断面）进行对比，气楼A的气楼出口处气体流速较低，出口处空气流速约为0.55 m/s；气楼B虽然出口处空气流速基本持平，但具备了更大的气体出口面积。整个启动回路空间内，通风量增大，散热效果有较明显的提升。速度分布图如图10所示。

图  10  户内启动回路场Y=10.9特征截面速度分布云图

Figure 10.  Sectional view of velocity while Y=10.9

图  10  户内启动回路场Y=10.9特征截面速度分布云图

Figure 10.  Sectional view of velocity while Y=10.9

图11为户内启动回路场在Y=10.9特征截面处不同通风气楼方案工况下室内空气的速度矢量图。从图中可看出室外空气由进风口端面进入室内启动回路后，室外进风首先沿地面横掠一定距离，部分气流遭遇阻挡（隔离开关）形成滞流区，电抗器周围气流受热上浮形成负压区，室外进风持续补充负压区气流，在电抗器与启动回路场隔墙之间形成部分循环对流，电抗器附近热空气持续受热带走电抗器热量，热气流冲击屋顶后向左右扩散，部分气流由气楼流出，另一部分则向进风口方向逆流而出。

图  11  户内启动回路场Y=10.9特征截面速度矢量图

Figure 11.  Sectional view of velocity vectors and streamlines while Y=10.9

图  11  户内启动回路场Y=10.9特征截面速度矢量图

Figure 11.  Sectional view of velocity vectors and streamlines while Y=10.9

图（a）中气楼改变前空气的流线轨迹显示，只有较少部分的空气直接流出了气楼A，大部分空气在启动回路空间内循环流动；图（b）显示气楼调整为B后，流出气楼的空气流线更多且流线更加密集，所以通风量增大，因此，气楼方案B（气楼向电抗器正上方平移）具有更佳的通风效果。

综上，气楼B通风效果更佳。从温度分布图可以看出，气楼B处最高温度为44.5 ℃，相比气楼A处的46.3 ℃更低；其启动回路整体温度也降低约2 ℃，降温幅度达4.4%。而从速度分布图则可看出，气楼B流出气楼的空气流线比气楼A的更加密集，所以相对应的通风量也更多，更有利于通风散热。

本文在夏季运行工况（空调室外计算温度34.2 ℃，室内总发热量1.720 3 MW）下，对户内启动回路场室内温度控制提出自然通风方案，并研究通风气楼的形式对室内通风气流场的影响效果。利用CFD软件对户内启动回路场进行温度场与速度场的模拟，得到了不同气楼形式下的模拟结果。得出结论如下：

1）为减少户内启动回路场对周边环境产生噪声影响，在设计通风空调方案时可优先考虑自然通风方式，以达到节能和环保要求。

2）自然通风具有可行性，能够排出启动回路场内产生的热量并满足内部控制区域整体温度不超过45 ℃的要求。

3）流线型气楼相较于薄型气楼具有更好的通风散热效果。相比于薄型气楼，流线型气楼可将户内直流场内部环境温度多降低约2 ℃。