肖國鋒，何娜萍

(中國能源建設集團廣東省電力設計研究院有限公司，廣東 廣州 510663)

近年來，直流輸電技術發(fā)展迅速，中國的超高壓和特高壓直流輸電技術發(fā)展走在世界前列。氣體絕緣金屬封閉輸電線路(gas insulated transmission line，GIL)具有傳輸容量大、損耗小、占地少、可靠性高、對環(huán)境影響小等顯著優(yōu)點，其在地下管廊中的應用越來越廣泛。GIL普遍采用SF6進行氣體絕緣[1-2]，當GIL管內(nèi)充注高壓SF6氣體時，存在由于設計、制造及安裝隱患等引發(fā)SF6氣體泄漏可能性[3-5]。

SF6是一種無色無味氣體，密度約為空氣的5倍，是典型的重質(zhì)氣體。地下管廊屬于封閉型地下構筑物，當GIL管發(fā)生事故破裂時，SF6氣體會大量泄漏，高濃度SF6氣體會造成人員窒息等安全事故發(fā)生[6]。當管廊SF6泄漏事故發(fā)生時，人體安全逃生方向判定、高濃度SF6泄漏區(qū)域設計控制即人體安全逃生距離設計等問題為人體安全逃生設計帶來一定挑戰(zhàn)。

圖1所示為具有6 km跨度、包含上腔和下腔的特高壓GIL盾構管廊，本文以此為例，研究惡劣泄漏條件下，管廊內(nèi)SF6泄漏擴散過程以及側(cè)吸、下腔通風系統(tǒng)開啟后，上、下腔通風系統(tǒng)對SF6吸收和排出的能力，并根據(jù)人體安全逃生要求對SF6泄漏通風系統(tǒng)進行相應設計及優(yōu)化。

圖1 特高壓盾構GIL管廊截面圖Fig.1 Cross section of UHV GIL shield tunnel

1 SF6泄漏事故通風系統(tǒng)及影響因素

1.1 SF6泄漏事故通風系統(tǒng)

本文特高壓GIL盾構管廊[7]包含上、下腔結(jié)構，其中上腔通風方案設計考慮GIL的發(fā)熱、巡視工況；側(cè)吸和下腔通風方案設計考慮泄漏氣體吸收和排放。管廊系統(tǒng)通風運行方案如圖2所示，在泄漏事故發(fā)生后，側(cè)吸、下腔風機系統(tǒng)開啟，建立SF6泄漏氣體吸收和排出條件。圖2中虛線箭頭示意側(cè)吸、下腔通風風機運行時的氣體運動方向，實線箭頭示意上腔通風系統(tǒng)運行時的氣體運動方向。

1.2 SF6泄漏事故主要影響因素

用于表征泄漏口大小的物理量，工程中普遍采用孔徑[7]的概念，本文引用該定義。GIL管內(nèi)充注高壓SF6，工作壓力基本介于0.4～0.5 MPa，本文設計確定為0.5 MPa。因此，具有初始壓力的SF6在泄漏口內(nèi)、外壓差的推動下，在泄漏位置邊界處將GIL管內(nèi)SF6的壓能迅速轉(zhuǎn)化為動能，獲得速度并在自身流動物性影響下，在管廊內(nèi)快速擴散。擴散受到管廊內(nèi)部結(jié)構及通風條件的影響，逐步向下游擴散，最終排出管廊?？偟膩砜?，泄漏氣體在管廊內(nèi)的擴散過程受泄漏源性質(zhì)、泄漏源初始壓力、泄漏量、有限空間內(nèi)風速風向、障礙物等的影響[8]。

圖2 特高壓盾構GIL管廊SF6泄漏事故通風運行方案Fig.2 Ventilation operation scheme for SF6 leakage accident in the UHV GIL shield tunnel

丁宗果[9]等人對水電站地下氣體絕緣金屬封閉開關(gas insulated metal closed switchgear，GIS)電纜層SF6泄漏擴散規(guī)律及通風設計進行了相關試驗與數(shù)值模擬，系統(tǒng)研究了電纜層內(nèi)SF6體積分數(shù)與排風量(試驗平均風速范圍為1.0～5.4 m/s)、排風口位置、泄漏量等因素的關系，得出以下結(jié)論：

a)正常泄漏時，SF6泄漏所產(chǎn)生的混合氣體對排風機的性能和功率的影響十分微小，可以忽略不計。

b)事故排風量越大，電纜層內(nèi)最大SF6體積分數(shù)越小，且衰減速度越快；當排風量達到一定程度后，繼續(xù)增大排風量，SF6體積分數(shù)降低幅度不再明顯。

c)通風模式下，SF6具有可完全排出系統(tǒng)外的排風設計條件，SF6體積分數(shù)降低到0所需時間隨排風量增大而遞減。

d)排風口位置對電纜層內(nèi)SF6體積分數(shù)的分布影響較大，排風口距離泄漏點位置越近，影響越大。

e)從防治SF6污染的通風效果和節(jié)約能源的角度考慮，存在較經(jīng)濟排風口和排風量設計的可能。

2 數(shù)值模型建立

2.1 三維數(shù)值計算模型建立

2.1.1 計算基本假設

為模擬SF6從GIL管泄漏口泄漏到空氣的過程及擴散過程，作如下計算假設：①SF6與空氣的混合物為理想氣體，符合理想氣體方程；②SF6泄漏速度由初始壓力、泄漏孔徑?jīng)Q定，過程中SF6不與管廊內(nèi)中的氣體發(fā)生化學反應；③SF6在泄漏過程中為湍流流動狀態(tài)；④通風方案設計時，取入口溫度為30 ℃，廊內(nèi)最大允許40 ℃限值，廊內(nèi)SF6流動物性參數(shù)取35 ℃平均定性溫度；⑤管廊截面形狀始終保持一致。

2.1.2 流動控制方程

對于本文所研究的SF6在空氣中的擴散流動問題，主要遵循質(zhì)量守恒定律、動量守恒定律、能量守恒定律和組分守恒定律，這4個規(guī)律相應的控制方程分別如下。

a)連續(xù)性方程。質(zhì)量守恒定律為單位時間內(nèi)，流體微元體表面流入質(zhì)量的總和等于微元體質(zhì)量的增量，由此可得流體連續(xù)性方程為

(1)

式中：ρ為密度；t為時間；u、v、w分別為速度矢量V在x、y、z方向上的分量。

b)動量方程。動量守恒定律為單位時間內(nèi)流體微元體動量的變化率為該微元體所受外界力之和，表達式為

(2)

式中：p為壓力；τ為黏性應力；F為體積力；下標表示平面方向。

c)能量方程。能量守恒定律為單位時間內(nèi)，流體微元體能量增量等于進入微元體的熱流量加上體積力和表面力對流體微元體所做的功，表達式為

(3)

式中：cp為比熱容；T為溫度；k為傳熱系數(shù)；ST為黏性耗散。

d)組分方程。組分守恒定律為單位時間系統(tǒng)內(nèi)某化學組分質(zhì)量變化等于該組分通過系統(tǒng)表面的凈流量及化學反應產(chǎn)生的該組分質(zhì)量之和。本文所研究內(nèi)容不包含氣體之間的化學反應，因此忽略化學反應一項。組分s的組分方程為

(4)

式中：cs為組分s的體積密度；Ds為擴散系數(shù)。

2.1.4 計算邊界條件假設

結(jié)合本文研究對象的特點及物理過程，計算中對模型的邊界進行如下設置：①管廊壁面采用wall邊界；②管廊進、出口采用速度或壓力邊界；③管廊內(nèi)空氣設置溫度、速度邊界條件；④SF6泄漏源采用初始壓力或速度邊界。

2.2 1D、3D擴散及流動數(shù)值模型計算對比

1D計算流體動力學(computational fluid dynamics，CFD)模擬具有計算速度快的特點，但對內(nèi)部結(jié)構的流動特性缺乏詳細解析；3D CFD模擬具有內(nèi)部流動特性解析精度高的優(yōu)點，但存在對于大跨度盾構管廊計算相對耗時的缺點。為實現(xiàn)千米級、大跨度特高壓盾構管廊SF6的擴散模擬，結(jié)合SF6擴散的時域特點，采用“1D+3D”CFD耦合模擬的思想，對泄漏口附近的復雜擴散區(qū)域進行詳細Fluent模擬，對擴散形態(tài)穩(wěn)定后，隨通風條件向下游推進段采用Flowmaster進行模擬，進而實現(xiàn)對6 km大跨度尺度下整體管廊SF6擴散的模擬。針對圖1中的特高壓盾構管廊結(jié)構，計算對比Flowmaster和Fluent在管廊壓降和泄漏源泄壓過程中壓力隨時間變化的相對誤差。計算條件分別見表1、表2和表3。

表1 SF6泄漏氣體在t=0時的狀態(tài)Tab.1 SF6 leakage gas state at t=0

表2 盾構管廊氣體在t=0時的狀態(tài)Tab.2 Gas state in the UHV shield tunnel at t=0

表3 盾構管廊流阻計算對比參數(shù)設置Tab.3 Parameter settings for flow resistance calculation

2.2.1 壓力平衡時間計算對比

利用Flowmaster元件庫相關元件設置表1、表2對應的邊界條件，獲得圖3所示的1D Flowmaster流動計算模型。利用3D CAD建模并完成網(wǎng)格剖分，設置相同的邊界條件，獲得圖4所示3D Fluent流動計算模型。

圖3 Flowmaster計算模型Fig.3 Flowmaster calculation model

圖4 Fluent計算模型Fig.4 Fluent calculation model

分別對圖3和圖4模型完成計算，獲得如圖5所示泄漏口出口壓力隨時間變化的結(jié)果。計算結(jié)果表明，對于盾構管廊，采用相同的邊界設置條件下，F(xiàn)lowmaster和Fluent獲得的計算結(jié)果高度一致。SF6泄漏源大氣壓力平衡時間對于管廊SF6泄漏事故的處理十分重要。Flowmaster完成模型單次計算所需時間為分鐘級別，F(xiàn)luent模型完成單次計算所需時間為小時級別，計算速度二者差別約為200倍。因此，充分利用Flowmaster的計算高效性，可快速獲得不同泄漏口直徑條件下的SF6泄漏源的大氣壓力平衡時間。

圖5 泄漏源壓力隨時間變化計算對比Fig.5 Calculation comparisons of leakage source pressure varying with time by using Fluent and Flowmaster

2.2.2 管廊流阻特性計算對比

分別對上述模型建立邊界條件(見表3)，當管廊壁面粗糙度為3 mm、風速為5 m/s時，F(xiàn)luent模型計算獲得管廊上層結(jié)構6 km的等效壓降為708 Pa，F(xiàn)lowmaster模型計算獲得管廊上層結(jié)構6 km的等效壓降為732 Pa，二者相對誤差為3.28%。

計算結(jié)果表明，無論對于泄壓時間還是管壓降計算，2個模型對于具有統(tǒng)計意義的參數(shù)能夠獲得較為一致的計算結(jié)果。更進一步地來說，對于大跨度盾構管廊泄漏模擬，采用“1D+3D”耦合分析模型在耦合界面處具有良好的壓力和質(zhì)量流量耦合條件，具備滿足“1D+3D”耦合分析的完備條件。

2.3 1D、3D耦合流動模型建立

采用數(shù)值模擬計算方法模擬SF6擴散[10-11]，建立如圖6所示的基于Flowmaster和Fluent的“1D+3D”耦合分析模型，用于計算泄漏發(fā)生后的擴散情況，并考慮側(cè)吸、下腔通風系統(tǒng)開啟后，SF6氣體的吸收和排出情況。

圖6 盾構管廊“1D+3D”耦合模型(全長6 km)Fig.6 “1D+3D” coupling model of shield tunnel (6 km length)

本設計中，取GIL管單個氣室長度為108 m，計算假設泄漏發(fā)生在GIL管廊中部，泄漏口位于管廊一側(cè)、距離上腔地面位置最近的GIL管氣室內(nèi)。SF6初始壓力為0.5 MPa，泄漏口水力直徑為125 mm，SF6初始氣溫為80 ℃。廊內(nèi)空氣取35 ℃。耦合分析模型中，用于3D Fluent模型計算的管廊長度為300 m，泄漏口位于該段管廊中部，即泄漏口距離3D模型兩側(cè)各150 m。由于管廊截面尺寸較大，空氣與SF6形成的混合氣體中SF6占比較小，SF6對整體通風流動阻力的影響較小，忽略坡度(設計小于2°)和管廊線型的影響，其余兩側(cè)管廊采用長度各為2 850 m直線管段，考慮單一空氣或混合氣體流動壓降的影響，并采用Flowmaster氣體元件進行建模。在1D、3D模型的流動邊界處，建立壓力及質(zhì)量流量等耦合邊界條件，上、下腔通風系統(tǒng)兩側(cè)取大氣邊界條件。

3 SF6安全濃度限值與通風建立時間計算

DL/T 639—2016《SF6電氣設備運行、試驗及檢修人員安全防護細則》及GB/Z 2.1—2019《工作場所有害因素職業(yè)接觸限制》規(guī)定，室內(nèi)六氟化硫氣體含量不得超過1 000 μL/L(質(zhì)量分數(shù)為5 000 mg/kg)，氧氣含量不應低于18%。如果氣體濃度超標，電氣設備檢修人員無法進入管廊中，應對相應故障進行快速有效處理。

影響下腔通風系統(tǒng)開啟時間的主要因素包括：SF6泄漏到報警裝置觸發(fā)所需時間、報警裝置觸發(fā)風機開啟的延遲時間、隧道風機達到額定轉(zhuǎn)速所需時間、流動建立所需壓差建立時間等。本文假設相關子過程完成時間計算建立在監(jiān)控點間距20 m、上腔風速為5 m/s的條件下。距離泄漏發(fā)生后下腔通風系統(tǒng)開啟各子過程時間分別為：報警觸發(fā)4 s，風機開啟延遲1 s，隧道風機開啟到平穩(wěn)所需時間為10 s，流動建立10 s。累計所有子過程時間，即當SF6開始泄漏到下腔風機建立下腔通風系統(tǒng)平穩(wěn)流動所需時間為15 s。

4 數(shù)值模擬結(jié)果分析與討論

SF6為重質(zhì)氣體，泄漏發(fā)生時，具有其自身的特點[12]。當SF6泄漏后，盾構管廊內(nèi)上腔通風系統(tǒng)始終保持運行通風是常見通風處理方法[13]，為加快泄漏氣體[14-15]排放，計算取設計允許最大風速5 m/s。以下針對此類通風運行模式，進行泄漏氣體擴散過程模擬。根據(jù)圖6建立全管廊“1D+3D”耦合模型[16-19]，計算條件設置同上述分析所設置條件，分別模擬下腔不同通風風速下[20]的泄漏擴散過程。

4.1 管廊下腔通風系統(tǒng)關閉時泄漏擴散模擬

泄漏發(fā)生后，若下腔管廊通風系統(tǒng)始終關閉，計算模型對應下腔風速設置為0，此時，SF6擴散運動形態(tài)及區(qū)域濃度分布計算結(jié)果如圖7、圖8所示。

圖7 泄漏t=14 s管廊SF6質(zhì)量分數(shù)分布(5 m/s通風風速)Fig.7 SF6 mass concentration distribution at t = 14 s and 5 m/s ventilation speed

圖8 泄漏t=115 s管廊SF6質(zhì)量分數(shù)分布(5 m/s通風風速)Fig.8 SF6 mass concentration distribution at t = 115 s and 5 m/s ventilation speed

圖7計算結(jié)果表明：泄漏事故發(fā)生14 s后，受泄漏初速度及迎面風速的共同影響，SF6從泄漏口沿背風面擴展到下游150 m左右位置，此時，無論下腔風機是否開啟，距離泄漏口150 m為理論最短控制區(qū)域。圖8計算結(jié)果表明：當管廊下腔通風系統(tǒng)始終不開啟時，SF6在通風作用下，逐步向管廊下游出口方向進行擴散，115 s后管廊上腔部分區(qū)域SF6體積分數(shù)下降到低于1 000 μL/L(質(zhì)量分數(shù)為5 000 mg/kg)的安全數(shù)值范圍內(nèi)。

由此可見，當且僅當工作人員距離泄漏口較近且能夠向迎風面撤離時，才可能取得安全撤離條件。由于泄漏發(fā)生前，無法確定泄漏發(fā)生位置，因此，GIL盾構管廊存在較高的泄漏事故發(fā)生后的人體安全撤離風險[21-22]。

4.2 泄漏15 s后擴散區(qū)域不擴大時的通風設計

考慮到泄漏發(fā)生后，下腔結(jié)構通風條件的完整建立需要一定時間，要取得擴散區(qū)域不向背風方向繼續(xù)下游擴散的技術條件為：15 s后，下腔通風條件建立后，能夠完全吸收已經(jīng)泄漏出的SF6氣體。故按此要求對SF6側(cè)吸風機數(shù)量、風量或風機選型進行設計。經(jīng)過反復計算，當管廊下腔平均風速不小于3 m/s時，能夠滿足該技術條件。圖9—圖11所示為不同時刻SF6高于安全限值的區(qū)域分布情況。

圖9 泄漏t=15 s管廊SF6質(zhì)量分數(shù)分布(5 m/s通風風速)Fig.9 SF6 mass concentration distribution at t = 15 s and 5 m/s ventilation speed

圖10 泄漏t=20 s管廊SF6質(zhì)量分數(shù)分布(5 m/s通風風速)Fig.10 SF6 mass concentration distribution at t=20 s and 5 m/s ventilation speed

圖11 泄漏t=55 s管廊SF6質(zhì)量分數(shù)分布(5 m/s通風風速)Fig.11 SF6 mass concentration distribution at t=55 s and 5 m/s ventilation speed

以上計算結(jié)果表明：當泄漏發(fā)生15 s后，側(cè)吸及下腔通風風機開啟后，泄漏區(qū)域SF6立即得到吸收，并不向下游進行擴散；55 s后，隨著SF6泄漏流量持續(xù)下降，SF6高濃度區(qū)域趨于穩(wěn)定收縮狀態(tài)。此時，側(cè)吸風機設計結(jié)果為：單個氣室108 m范圍內(nèi)，管廊雙側(cè)對稱布置側(cè)吸風機，間隔30 m布置1臺；側(cè)吸風機風量不低7 200 m3/h，全壓不小于300 Pa；6 km管長合計雙側(cè)共布置400臺側(cè)吸風機。

4.3 泄漏15 s后上腔通風系統(tǒng)關閉條件通風設計

當管廊上腔通風系統(tǒng)始終保持運行條件時，由于上腔風速對SF6有推動作用，增加了對側(cè)吸風機的配置需求。泄漏報警后，隨即關閉上腔通風系統(tǒng)，能夠降低對側(cè)吸風機的配置需求，故本節(jié)依此條件，對側(cè)吸風機進行優(yōu)化設計。計算條件同上述條件設置，忽略泄漏監(jiān)控點距離泄漏源的距離，并假設報警后，管廊上腔通風速度立即降低為0 m/s。

泄漏發(fā)生15 s后，側(cè)吸及下腔通風風機開啟、上腔通風立即關閉后，計算結(jié)果表明，泄漏區(qū)域SF6吸收能力較上腔通風系統(tǒng)保持開啟時顯著增強。圖12、圖13所示為相應計算結(jié)果。計算結(jié)果顯示，泄漏發(fā)生20 s后，體積分數(shù)高于1 000 μL/L(質(zhì)量分數(shù)為5 000 mg/kg)的區(qū)域快速收縮到距離泄漏口位置65 m范圍內(nèi)。

圖12 泄漏t=20 s管廊SF6質(zhì)量分數(shù)分布(0 m/s通風風速)Fig.12 SF6 mass concentration distribution at t=20 s and 0 m/s ventilation speed

圖13 泄漏t=55 s管廊SF6質(zhì)量分數(shù)分布(0 m/s通風風速)Fig.13 SF6 mass concentration distribution at t=55 s and 5 m/s ventilation speed

滿足上述計算結(jié)果的側(cè)吸風機設計結(jié)果為：單個氣室108 m范圍內(nèi)，管廊雙側(cè)對稱布置側(cè)吸風機，間隔30 m布置1臺；側(cè)吸風機風量不低于4 800 m3/h，全壓不小于300 Pa；6 km管長合計雙側(cè)共布置400臺側(cè)吸風機。

泄漏發(fā)生時，相較于上腔通風系統(tǒng)始終開啟條件下，泄漏報警后上腔通風系統(tǒng)立即關閉通風，側(cè)吸風機系統(tǒng)的風量需求降低38%，泄漏發(fā)生20 s后管廊內(nèi)SF6體積分數(shù)高于1 000 μL/L(質(zhì)量分數(shù)為5 000 mg/kg)的區(qū)域長度從135 m縮短到65 m，降低了52%。

5 結(jié)論

本文采用數(shù)值模擬技術研究了特高壓盾構管廊SF6泄漏數(shù)值模擬與通風系統(tǒng)優(yōu)化，主要結(jié)論如下：

a)建議通過側(cè)吸通風方式將SF6泄漏氣體從管廊上腔引導到下腔并通風排出，降低泄漏發(fā)生時存在的人體安全撤離風險系數(shù)；

b)側(cè)吸通風具體布置及通風量設計是影響SF6在管廊內(nèi)氣體濃度分布的重要因素；

c)采用具有上、下腔結(jié)構的盾構管廊結(jié)構，泄漏發(fā)生時，上腔通風始終保持開啟條件下，縮短側(cè)吸及下腔通風系統(tǒng)流動建立時間，設計合理的SF6側(cè)吸、排放通風方案有利于對管廊內(nèi)SF6高濃度區(qū)域進行控制；

d)泄漏發(fā)生后，上腔通風系統(tǒng)關閉更有利于進一步縮短人體安全撤離距離，同時能夠有效降低側(cè)吸風量設計需求。