中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司 田利偉華中科技大學(xué) 于靖華中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司 郭 輝 郭旭暉

0 引言

現(xiàn)有檢查庫主要采用基于風(fēng)壓和熱壓的天窗式自然通風(fēng)方案或屋頂式機(jī)械通風(fēng)方案，以解決庫內(nèi)熱環(huán)境問題。對(duì)于有上蓋物業(yè)開發(fā)的蓋下動(dòng)車檢查庫，由于縱深較長、高度受限且不具備頂部通風(fēng)的條件，庫內(nèi)通風(fēng)和散熱需要重點(diǎn)關(guān)注。射流誘導(dǎo)通風(fēng)作為一種無風(fēng)管的通風(fēng)技術(shù)，主要應(yīng)用于公路、鐵路等隧道內(nèi)及地下車庫類建筑的通風(fēng)防排煙設(shè)計(jì)[1-3]。誘導(dǎo)通風(fēng)系統(tǒng)由送風(fēng)機(jī)、誘導(dǎo)風(fēng)機(jī)(多臺(tái))和排風(fēng)機(jī)組成，系統(tǒng)流程為送風(fēng)機(jī)提供清潔空氣，誘導(dǎo)風(fēng)機(jī)將其與室內(nèi)空氣進(jìn)行混合，并沿預(yù)定方向流向排風(fēng)口，由排風(fēng)機(jī)排出。誘導(dǎo)通風(fēng)系統(tǒng)的誘導(dǎo)風(fēng)機(jī)作為獨(dú)立布置的設(shè)備，安裝在梁間，不占用層高，布置方式靈活。

目前誘導(dǎo)通風(fēng)系統(tǒng)應(yīng)用于動(dòng)車檢查庫的通風(fēng)效果尚未可知，且現(xiàn)有檢查庫通風(fēng)效果評(píng)價(jià)指標(biāo)較為單一，主要用速度分布和空氣齡特征進(jìn)行評(píng)價(jià)[4-7]，尚未有庫內(nèi)熱源強(qiáng)度相關(guān)結(jié)論。因此本文針對(duì)誘導(dǎo)通風(fēng)系統(tǒng)，考慮庫內(nèi)不同熱源強(qiáng)度，從溫度、速度、換氣效率及能量利用系數(shù)多方面綜合分析庫內(nèi)熱環(huán)境分布，為工程設(shè)計(jì)提供技術(shù)依據(jù)。

1 庫內(nèi)熱環(huán)境評(píng)價(jià)指標(biāo)

工業(yè)建筑通風(fēng)環(huán)境下相關(guān)評(píng)價(jià)指標(biāo)的分析主要是為了評(píng)價(jià)勞動(dòng)者受熱環(huán)境的影響程度，防止其遭受熱環(huán)境的危害，將高溫環(huán)境下的風(fēng)險(xiǎn)和損害降到最低。本文采用表1所示的較為成熟和普遍使用的評(píng)價(jià)指標(biāo)對(duì)庫內(nèi)熱環(huán)境進(jìn)行評(píng)價(jià)。

表1 庫內(nèi)熱環(huán)境評(píng)價(jià)指標(biāo)

2 誘導(dǎo)通風(fēng)系統(tǒng)設(shè)計(jì)原則及設(shè)計(jì)方案

誘導(dǎo)通風(fēng)裝置的設(shè)計(jì)原則為“以允許的射流最小邊界速度來確定作用寬度，以允許的最小核心速度來確定射流接力長度”，進(jìn)而確定誘導(dǎo)風(fēng)機(jī)的設(shè)計(jì)方案和布置參數(shù)?；谏鲜?個(gè)控制參數(shù)即可確定單個(gè)射流的作用面積。在布置噴嘴時(shí)，應(yīng)考慮因?qū)痈摺⒖v向間距和室內(nèi)熱源散熱產(chǎn)生的熱壓對(duì)安裝傾角的影響。

基于檢查庫平面功能布局和頂部網(wǎng)架結(jié)構(gòu)，確定誘導(dǎo)風(fēng)機(jī)安裝標(biāo)高為8.00 m；誘導(dǎo)風(fēng)機(jī)縱向間距根據(jù)檢查庫柱跨9.0 m、每2個(gè)柱跨布置一處的原則確定為18.0 m；誘導(dǎo)風(fēng)機(jī)橫向間距根據(jù)檢查庫作業(yè)面布局確定，風(fēng)機(jī)布置于相鄰2列檢查作業(yè)面之間，橫向間距為19.0 m。綜上所述，確定圖1所示區(qū)域?yàn)槟Ｐ蛥^(qū)域，上下兩側(cè)均設(shè)置為對(duì)稱面，建立如圖2所示的CFD模型。

圖1 檢查庫平面布局及模型區(qū)域

圖2 模擬區(qū)域CFD三維模型

根據(jù)等溫自由射流理論，射流軸心速度的計(jì)算式為

(1)

射流橫斷面直徑計(jì)算式為

(2)

式(1)、(2)中vx為射程x處射流軸心速度，m/s；v0為射流出口速度，m/s；α為送風(fēng)口的湍流系數(shù)，取0.155；d0為送風(fēng)口直徑或當(dāng)量直徑，m；dx為射程x處射流直徑，m。

其中，誘導(dǎo)送風(fēng)單元安裝間距為18.0 m，風(fēng)口尺寸為1 000 mm×200 mm，最遠(yuǎn)端軸心速度控制在1.0 m/s，計(jì)算得射流出口速度為17.8 m/s，風(fēng)量為12 800 m3/h，射流橫斷面寬度為19.3 m，與誘導(dǎo)送風(fēng)單元橫向布置間距19.0 m近似一致。誘導(dǎo)送風(fēng)單元模型如圖3所示。

圖3 誘導(dǎo)送風(fēng)單元模型

在庫內(nèi)設(shè)置誘導(dǎo)送風(fēng)系統(tǒng)的同時(shí)，兩側(cè)進(jìn)出口每個(gè)門洞上部對(duì)應(yīng)設(shè)置壁式送、排風(fēng)機(jī),風(fēng)機(jī)選型風(fēng)量參考文獻(xiàn)[5]的設(shè)計(jì)方案風(fēng)量，取換氣次數(shù)為2 h-1，則總風(fēng)量為47萬m3/h，風(fēng)機(jī)安裝于門洞上方。

3 誘導(dǎo)通風(fēng)時(shí)的庫內(nèi)熱環(huán)境模擬分析

3.1 邊界條件及模擬工況的確定

理想的誘導(dǎo)通風(fēng)系統(tǒng)是在檢查庫內(nèi)形成穩(wěn)定的活塞流，一側(cè)室外空氣進(jìn)入，另一側(cè)庫內(nèi)熱量排出，根據(jù)檢查庫工程實(shí)際情況設(shè)置主干線，避免產(chǎn)生氣流死角。誘導(dǎo)通風(fēng)系統(tǒng)在庫內(nèi)產(chǎn)生的余壓會(huì)遠(yuǎn)超庫外環(huán)境風(fēng)速的影響，因此可忽略外部環(huán)境風(fēng)速的影響，即環(huán)境風(fēng)速設(shè)定為靜風(fēng)狀態(tài)；現(xiàn)有檢查庫通風(fēng)效果研究普遍不考慮庫內(nèi)存在的發(fā)熱量，僅分析通風(fēng)系統(tǒng)作用下庫內(nèi)的氣流組織分布和空氣齡特征，因此誘導(dǎo)通風(fēng)系統(tǒng)噴射角度僅根據(jù)安裝高度確定，不考慮熱壓對(duì)射流產(chǎn)生的向上浮升力的影響。本文根據(jù)庫內(nèi)不同熱源和誘導(dǎo)通風(fēng)系統(tǒng)不同出風(fēng)角度，對(duì)庫內(nèi)熱環(huán)境特征進(jìn)行模擬分析。本文研究工程所在地通風(fēng)室外計(jì)算溫度為32.3 ℃，對(duì)應(yīng)的庫內(nèi)各熱源及散熱強(qiáng)度如表2所示。

表2 庫內(nèi)各熱源參數(shù)設(shè)置

列車供電主要用于車上電氣設(shè)備故障檢查和列車空調(diào)系統(tǒng)運(yùn)行檢測，列車空調(diào)耗電占絕大部分，即列車供電功率近似為列車空調(diào)用電功率。單輛列車檢查總時(shí)長為90 min，其中通電時(shí)長為40 min。因此，考慮供電列車數(shù)量為50%和100% 2種情況，此外，列車空調(diào)冷凝器散熱位置有車底兩側(cè)和車頂2種情況?；谝陨峡紤]，構(gòu)建如表3所示的5種模擬工況。

表3 誘導(dǎo)通風(fēng)模擬工況

針對(duì)上述5種模擬工況，進(jìn)行檢查庫內(nèi)部氣流組織模擬計(jì)算，采用多種熱環(huán)境評(píng)價(jià)指標(biāo)，綜合分析誘導(dǎo)通風(fēng)時(shí)的檢查庫熱環(huán)境分布特征。

3.2 模擬結(jié)果及分析

3.2.1工況1

工況1僅考慮車體表面+冷凝器+燈光的散熱，不考慮室內(nèi)發(fā)熱量對(duì)氣流的影響。根據(jù)射流距離和誘導(dǎo)單元出風(fēng)口高度設(shè)定出風(fēng)角度，計(jì)算得誘導(dǎo)噴射角度為水平向下24°，模擬結(jié)果如圖4所示。

圖4 工況1流場模擬結(jié)果

模擬結(jié)果表明，由于庫內(nèi)存在一定的熱源強(qiáng)度，底部氣流在熱壓作用下浮升至上部，導(dǎo)致底部區(qū)域成為負(fù)壓區(qū)，兩側(cè)室外區(qū)域空氣在負(fù)壓作用下通過兩端門洞下部進(jìn)入庫內(nèi)，熱空氣則通過門洞上部排至庫外，因此，檢查庫兩端外門開口下部均為進(jìn)風(fēng)口，上部為排風(fēng)口，庫內(nèi)無法形成良好的誘導(dǎo)送風(fēng)氣流組織。

3.2.2工況2

在工況1的基礎(chǔ)上，將誘導(dǎo)送風(fēng)單元噴射角度由24°增大至45°，進(jìn)行誘導(dǎo)通風(fēng)效果模擬計(jì)算，模擬結(jié)果如圖5、6所示。

圖5 工況2流場模擬結(jié)果

圖6 工況2誘導(dǎo)通風(fēng)溫度場

模擬結(jié)果表明：增大誘導(dǎo)角度至45 ℃后，送風(fēng)可以吹至地面處，檢查庫內(nèi)形成了較好的誘導(dǎo)通風(fēng)氣流組織，空氣由檢查庫一側(cè)進(jìn)入，另一側(cè)排出，庫內(nèi)縱向斷面平均風(fēng)速為1.3 m/s；庫內(nèi)平均溫度為34.7 ℃，庫內(nèi)外溫差為2.4 ℃，平均濕球黑球溫度為31.0 ℃；1.1 m高度作業(yè)面平均溫度為35.3 ℃，3.3 m和5.9 m高度作業(yè)面平均溫度分別為34.8、34.6 ℃，3個(gè)作業(yè)面溫度低于等于35 ℃的區(qū)域面積占比分別為45%、54%和59%；庫內(nèi)溫度由進(jìn)風(fēng)側(cè)向排風(fēng)側(cè)逐漸升高，兩側(cè)送排風(fēng)溫差為4.4 ℃；機(jī)械送排風(fēng)+誘導(dǎo)通風(fēng)引起的總換氣次數(shù)達(dá)到8.14 h-1，其中誘導(dǎo)送風(fēng)單元引起的換氣次數(shù)為6.27 h-1，邊墻風(fēng)機(jī)引起的換氣次數(shù)為1.87 h-1；通風(fēng)系統(tǒng)的能量利用系數(shù)為185%，平均空氣齡為164 s(理想平均空氣齡為221 s)，通風(fēng)效果良好。

由于通風(fēng)系統(tǒng)的能量利用系數(shù)只能反映余熱排出的迅速程度，無法體現(xiàn)庫內(nèi)各層作業(yè)面沿長度方向的溫度分布情況，在此以距車體水平距離0.5 m為例，給出庫內(nèi)各作業(yè)面沿檢查庫縱向的溫度分布特征，如圖7所示，并進(jìn)一步分析列車表面溫度與列車空調(diào)冷凝器散熱對(duì)附近作業(yè)人員的影響。

圖7 工況2距車體0.5 m處各作業(yè)面沿氣流方向溫度分布

對(duì)于工況2，由于列車空調(diào)冷凝器設(shè)置于車體底部兩側(cè)，距列車水平距離0.5 m處1.1 m高度檢查作業(yè)面處于冷凝器排熱區(qū)域，同一位置溫度比其他作業(yè)面高約2.7 ℃；以8節(jié)編組列車為例，距車體0.5 m處1.1 m高度作業(yè)面溫度在32.3～39.3 ℃之間，3.3 m和5.9 m高度作業(yè)面溫度在32.3～36.7 ℃之間；整個(gè)檢查庫排風(fēng)溫度為36.8 ℃。

綜合各開口處的進(jìn)、排風(fēng)量和進(jìn)、排風(fēng)溫度，計(jì)算得庫內(nèi)熱源強(qiáng)度為110 W/m2，其內(nèi)部熱源強(qiáng)度構(gòu)成如表4所示。

表4 檢查庫內(nèi)各主要熱源散熱量 W/m2

蓋下動(dòng)車檢查分為一級(jí)檢查和二級(jí)檢查，其中一級(jí)檢查在夜間進(jìn)行，不存在太陽輻射引起的車體表面散熱，假定100%列車供電檢查，則熱源強(qiáng)度為73 W/m2+10 W/m2=83 W/m2，假定50%供電檢查，則熱源強(qiáng)度可降低至73 W/m2÷2+10 W/m2=46.5 W/m2。二級(jí)檢查在日間進(jìn)行，列車吸收太陽輻射，入庫后逐漸將熱量散至庫內(nèi)，同時(shí)庫內(nèi)采光條件較差，燈具需全天開啟，假定100%列車供電檢查，則熱源強(qiáng)度為27 W/m2+73 W/m2+10 W/m2=110 W/m2，假定50%供電檢查，則熱源強(qiáng)度可降低至(27+73) W/m2÷2+10 W/m2=60 W/m2。綜上所述，對(duì)于蓋下動(dòng)車檢查庫，其合理的庫內(nèi)熱源強(qiáng)度在46.5～110 W/m2之間。

3.2.3工況3

工況3考慮日間二級(jí)檢查，根據(jù)上述熱源強(qiáng)度分析可知，庫內(nèi)熱源強(qiáng)度為60 W/m2?；谠摕嵩磸?qiáng)度進(jìn)行模型邊界條件設(shè)置，并進(jìn)行相應(yīng)的庫內(nèi)氣流組織模擬計(jì)算，此時(shí)，距車體水平距離0.5 m處各作業(yè)面沿檢查庫縱向的溫度分布特征如圖8所示。

模擬結(jié)果表明：庫內(nèi)熱源強(qiáng)度由工況2的110 W/m2降低至60 W/m2時(shí)，平均干球溫度由34.7 ℃降低至34.1 ℃，庫內(nèi)外溫差為1.8 ℃；3個(gè)高度作業(yè)面的溫度分布較為均勻，距車體0.5 m的各作業(yè)面溫度均在32.3～34.9 ℃之間；濕球黑球溫度在30.7～31.1 ℃之間；通風(fēng)能量利用系數(shù)則由185%降低至144%。

3.2.4工況4

工況4考慮夜間一級(jí)檢查，根據(jù)上述熱源強(qiáng)度分析可知，庫內(nèi)熱源強(qiáng)度為46.5 W/m2。基于該熱源強(qiáng)度進(jìn)行模型邊界條件設(shè)置，并進(jìn)行相應(yīng)的庫內(nèi)氣流組織模擬計(jì)算，此時(shí)，距車體水平距離0.5 m處各作業(yè)面沿檢查庫縱向的溫度分布特征如圖9所示。

圖9 工況4距車體0.5 m處各作業(yè)面沿氣流方向溫度分布

模擬結(jié)果表明：當(dāng)庫內(nèi)熱源強(qiáng)度為46.5 W/m2時(shí)，工作區(qū)平均干球溫度進(jìn)一步降低至33.3 ℃，庫內(nèi)外溫差為1 ℃；3個(gè)高度作業(yè)面的溫度分布較為均勻，距車體0.5 m的各作業(yè)面溫度在32.3～33.8 ℃之間，與庫外空氣溫差為0～1.5 ℃；各作業(yè)面濕球黑球溫度維持在30.0～30.5 ℃之間；通風(fēng)能量利用系數(shù)為150%。

3.2.5工況5

工況5考慮庫內(nèi)熱源強(qiáng)度為110 W/m2，列車空調(diào)冷凝器設(shè)置于頂部?；谠撨吔鐥l件進(jìn)行相應(yīng)的庫內(nèi)氣流組織模擬計(jì)算，此時(shí)，距車體水平距離0.5 m處各作業(yè)面沿檢查庫縱向的溫度分布特征如圖10所示。

圖10 工況5距車體0.5 m處各作業(yè)面沿氣流方向溫度分布

模擬結(jié)果表明：列車空調(diào)冷凝器位于車頂時(shí)有利于熱量向頂部非工作區(qū)擴(kuò)散，庫內(nèi)平均干球溫度由工況2的34.7 ℃降至34.4 ℃；在推射風(fēng)機(jī)的作用下，5.9 m高度作業(yè)面剩余的列車空調(diào)冷凝器熱量均勻分散在底層各作業(yè)面，同一位置各作業(yè)面的溫度均在32.3～36.7 ℃之間，濕球黑球溫度在30.9～31.2 ℃之間；通風(fēng)能量利用系數(shù)為209%。模擬結(jié)果與工況2基本相同，但溫度場分布相對(duì)于工況2更均勻。

4 結(jié)論

1) 通過對(duì)蓋下動(dòng)車檢查庫內(nèi)熱源特性進(jìn)行分析，得到庫內(nèi)可信的熱源強(qiáng)度范圍為46.5～110 W/m2。

2) 提出了誘導(dǎo)通風(fēng)系統(tǒng)設(shè)計(jì)方案，其中，庫內(nèi)單臺(tái)噴射誘導(dǎo)風(fēng)機(jī)出口速度為17.8 m/s，風(fēng)量為12 800 m3/h，射流角度為45°，縱向間距為18.0 m，橫向間距為19.0 m，兩端嵌墻送排風(fēng)系統(tǒng)換氣次數(shù)為1.87 h-1。

3) 在誘導(dǎo)通風(fēng)系統(tǒng)作用下，作業(yè)區(qū)形成了沿軌道方向的近似活塞流，各作業(yè)面均處于通風(fēng)的“短路”區(qū)域，因此工作區(qū)平均空氣齡均明顯低于檢查庫整體理想平均空氣齡，能量利用系數(shù)在144%～209%之間。

4) 以室外通風(fēng)計(jì)算溫度32.3 ℃為例，當(dāng)50%列車供電時(shí)，各作業(yè)面均可滿足溫度≤35 ℃的設(shè)計(jì)要求；當(dāng)100%列車供電時(shí)，滿足設(shè)計(jì)要求的區(qū)域面積占比分別為45%、54%和59%；對(duì)于夜間一級(jí)檢查，由于庫外溫度低于室外通風(fēng)計(jì)算溫度，因此庫內(nèi)溫度可進(jìn)一步降低。