蓋下動車檢查庫誘導通風系統(tǒng)設計參數研究

中鐵第四勘察設計院集團有限公司 田利偉華中科技大學 于靖華中鐵第四勘察設計院集團有限公司 郭 輝 郭旭暉

0 引言

現(xiàn)有檢查庫主要采用基于風壓和熱壓的天窗式自然通風方案或屋頂式機械通風方案，以解決庫內熱環(huán)境問題。對于有上蓋物業(yè)開發(fā)的蓋下動車檢查庫，由于縱深較長、高度受限且不具備頂部通風的條件，庫內通風和散熱需要重點關注。射流誘導通風作為一種無風管的通風技術，主要應用于公路、鐵路等隧道內及地下車庫類建筑的通風防排煙設計[1-3]。誘導通風系統(tǒng)由送風機、誘導風機(多臺)和排風機組成，系統(tǒng)流程為送風機提供清潔空氣，誘導風機將其與室內空氣進行混合，并沿預定方向流向排風口，由排風機排出。誘導通風系統(tǒng)的誘導風機作為獨立布置的設備，安裝在梁間，不占用層高，布置方式靈活。

目前誘導通風系統(tǒng)應用于動車檢查庫的通風效果尚未可知，且現(xiàn)有檢查庫通風效果評價指標較為單一，主要用速度分布和空氣齡特征進行評價[4-7]，尚未有庫內熱源強度相關結論。因此本文針對誘導通風系統(tǒng)，考慮庫內不同熱源強度，從溫度、速度、換氣效率及能量利用系數多方面綜合分析庫內熱環(huán)境分布，為工程設計提供技術依據。

1 庫內熱環(huán)境評價指標

工業(yè)建筑通風環(huán)境下相關評價指標的分析主要是為了評價勞動者受熱環(huán)境的影響程度，防止其遭受熱環(huán)境的危害，將高溫環(huán)境下的風險和損害降到最低。本文采用表1所示的較為成熟和普遍使用的評價指標對庫內熱環(huán)境進行評價。

表1 庫內熱環(huán)境評價指標

2 誘導通風系統(tǒng)設計原則及設計方案

誘導通風裝置的設計原則為“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”，進而確定誘導風機的設計方案和布置參數?；谏鲜?個控制參數即可確定單個射流的作用面積。在布置噴嘴時，應考慮因層高、縱向間距和室內熱源散熱產生的熱壓對安裝傾角的影響。

基于檢查庫平面功能布局和頂部網架結構，確定誘導風機安裝標高為8.00 m；誘導風機縱向間距根據檢查庫柱跨9.0 m、每2個柱跨布置一處的原則確定為18.0 m；誘導風機橫向間距根據檢查庫作業(yè)面布局確定，風機布置于相鄰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)域為模型區(qū)域，上下兩側均設置為對稱面，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

根據等溫自由射流理論，射流軸心速度的計算式為

(1)

射流橫斷面直徑計算式為

(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為送風口的湍流系數，取0.155；d0為送風口直徑或當量直徑，m；dx為射程x處射流直徑，m。

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

圖3 誘導送風單元模型

在庫內設置誘導送風系統(tǒng)的同時，兩側進出口每個門洞上部對應設置壁式送、排風機,風機選型風量參考文獻[5]的設計方案風量，取換氣次數為2 h-1，則總風量為47萬m3/h，風機安裝于門洞上方。

3 誘導通風時的庫內熱環(huán)境模擬分析

3.1 邊界條件及模擬工況的確定

理想的誘導通風系統(tǒng)是在檢查庫內形成穩(wěn)定的活塞流，一側室外空氣進入，另一側庫內熱量排出，根據檢查庫工程實際情況設置主干線，避免產生氣流死角。誘導通風系統(tǒng)在庫內產生的余壓會遠超庫外環(huán)境風速的影響，因此可忽略外部環(huán)境風速的影響，即環(huán)境風速設定為靜風狀態(tài)；現(xiàn)有檢查庫通風效果研究普遍不考慮庫內存在的發(fā)熱量，僅分析通風系統(tǒng)作用下庫內的氣流組織分布和空氣齡特征，因此誘導通風系統(tǒng)噴射角度僅根據安裝高度確定，不考慮熱壓對射流產生的向上浮升力的影響。本文根據庫內不同熱源和誘導通風系統(tǒng)不同出風角度，對庫內熱環(huán)境特征進行模擬分析。本文研究工程所在地通風室外計算溫度為32.3 ℃，對應的庫內各熱源及散熱強度如表2所示。

表2 庫內各熱源參數設置

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

表3 誘導通風模擬工況

針對上述5種模擬工況，進行檢查庫內部氣流組織模擬計算，采用多種熱環(huán)境評價指標，綜合分析誘導通風時的檢查庫熱環(huán)境分布特征。

3.2 模擬結果及分析

3.2.1工況1

工況1僅考慮車體表面+冷凝器+燈光的散熱，不考慮室內發(fā)熱量對氣流的影響。根據射流距離和誘導單元出風口高度設定出風角度，計算得誘導噴射角度為水平向下24°，模擬結果如圖4所示。

圖4 工況1流場模擬結果

模擬結果表明，由于庫內存在一定的熱源強度，底部氣流在熱壓作用下浮升至上部，導致底部區(qū)域成為負壓區(qū)，兩側室外區(qū)域空氣在負壓作用下通過兩端門洞下部進入庫內，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風口，上部為排風口，庫內無法形成良好的誘導送風氣流組織。

3.2.2工況2

在工況1的基礎上，將誘導送風單元噴射角度由24°增大至45°，進行誘導通風效果模擬計算，模擬結果如圖5、6所示。

圖5 工況2流場模擬結果

圖6 工況2誘導通風溫度場

模擬結果表明：增大誘導角度至45 ℃后，送風可以吹至地面處，檢查庫內形成了較好的誘導通風氣流組織，空氣由檢查庫一側進入，另一側排出，庫內縱向斷面平均風速為1.3 m/s；庫內平均溫度為34.7 ℃，庫內外溫差為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%；庫內溫度由進風側向排風側逐漸升高，兩側送排風溫差為4.4 ℃；機械送排風+誘導通風引起的總換氣次數達到8.14 h-1，其中誘導送風單元引起的換氣次數為6.27 h-1，邊墻風機引起的換氣次數為1.87 h-1；通風系統(tǒng)的能量利用系數為185%，平均空氣齡為164 s(理想平均空氣齡為221 s)，通風效果良好。

由于通風系統(tǒng)的能量利用系數只能反映余熱排出的迅速程度，無法體現(xiàn)庫內各層作業(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，并進一步分析列車表面溫度與列車空調冷凝器散熱對附近作業(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

對于工況2，由于列車空調冷凝器設置于車體底部兩側，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；整個檢查庫排風溫度為36.8 ℃。

綜合各開口處的進、排風量和進、排風溫度，計算得庫內熱源強度為110 W/m2，其內部熱源強度構成如表4所示。

表4 檢查庫內各主要熱源散熱量 W/m2

蓋下動車檢查分為一級檢查和二級檢查，其中一級檢查在夜間進行，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，則熱源強度為73 W/m2+10 W/m2=83 W/m2，假定50%供電檢查，則熱源強度可降低至73 W/m2÷2+10 W/m2=46.5 W/m2。二級檢查在日間進行，列車吸收太陽輻射，入庫后逐漸將熱量散至庫內，同時庫內采光條件較差，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，則熱源強度可降低至(27+73) W/m2÷2+10 W/m2=60 W/m2。綜上所述，對于蓋下動車檢查庫，其合理的庫內熱源強度在46.5～110 W/m2之間。

3.2.3工況3

工況3考慮日間二級檢查，根據上述熱源強度分析可知，庫內熱源強度為60 W/m2?；谠摕嵩磸姸冗M行模型邊界條件設置，并進行相應的庫內氣流組織模擬計算，此時，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。

模擬結果表明：庫內熱源強度由工況2的110 W/m2降低至60 W/m2時，平均干球溫度由34.7 ℃降低至34.1 ℃，庫內外溫差為1.8 ℃；3個高度作業(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；通風能量利用系數則由185%降低至144%。

3.2.4工況4

工況4考慮夜間一級檢查，根據上述熱源強度分析可知，庫內熱源強度為46.5 W/m2?；谠摕嵩磸姸冗M行模型邊界條件設置，并進行相應的庫內氣流組織模擬計算，此時，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

模擬結果表明：當庫內熱源強度為46.5 W/m2時，工作區(qū)平均干球溫度進一步降低至33.3 ℃，庫內外溫差為1 ℃；3個高度作業(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；通風能量利用系數為150%。

3.2.5工況5

工況5考慮庫內熱源強度為110 W/m2，列車空調冷凝器設置于頂部。基于該邊界條件進行相應的庫內氣流組織模擬計算，此時，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

模擬結果表明：列車空調冷凝器位于車頂時有利于熱量向頂部非工作區(qū)擴散，庫內平均干球溫度由工況2的34.7 ℃降至34.4 ℃；在推射風機的作用下，5.9 m高度作業(yè)面剩余的列車空調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；通風能量利用系數為209%。模擬結果與工況2基本相同，但溫度場分布相對于工況2更均勻。

4 結論

1) 通過對蓋下動車檢查庫內熱源特性進行分析，得到庫內可信的熱源強度范圍為46.5～110 W/m2。

2) 提出了誘導通風系統(tǒng)設計方案，其中，庫內單臺噴射誘導風機出口速度為17.8 m/s，風量為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，兩端嵌墻送排風系統(tǒng)換氣次數為1.87 h-1。

3) 在誘導通風系統(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，能量利用系數在144%～209%之間。

4) 以室外通風計算溫度32.3 ℃為例，當50%列車供電時，各作業(yè)面均可滿足溫度≤35 ℃的設計要求；當100%列車供電時，滿足設計要求的區(qū)域面積占比分別為45%、54%和59%；對于夜間一級檢查，由于庫外溫度低于室外通風計算溫度，因此庫內溫度可進一步降低。