基于CFD的無機(jī)房觀光電梯散熱研究

吳曉軍 尹 川 鄧 林 陳海林

（內(nèi)江市特種設(shè)備檢驗(yàn)所 內(nèi)江 641000）

近年來夏季氣溫屢創(chuàng)新高，我國連續(xù)多日發(fā)布高溫紅色預(yù)警，在炎熱的天氣中，無機(jī)房觀光電梯由于高溫?zé)岜Ｗo(hù)造成的故障率長期保持在高位。除部分特殊結(jié)構(gòu)的無機(jī)房電梯外，與一般電梯相比，無機(jī)房觀光電梯結(jié)構(gòu)的散熱情況具有特殊性：觀光電梯采用玻璃井道，受陽光直射時熱能直接輻射至井道內(nèi)，各部件溫度容易超過正常工作范圍；其驅(qū)動主機(jī)、控制柜等發(fā)熱部件均位于井道內(nèi)，進(jìn)一步提高了井道內(nèi)氣溫。

由于無機(jī)房觀光電梯頂部需要考慮防水，部分老舊電梯并未考慮井道內(nèi)頂部的通風(fēng)措施。結(jié)合夏季的實(shí)際情況，無機(jī)房觀光電梯井道內(nèi)是否采取了通風(fēng)措施，將會極大影響井道內(nèi)氣溫及各部件的溫度。以某無機(jī)房觀光電梯為例，在某日16 時，外界環(huán)境溫度為42.6 ℃時（見圖1），測得井道氣溫高達(dá)56.1 ℃（見圖2），制動器表面溫度高達(dá)73.8 ℃（見圖3）。

圖1 井道外部氣溫（42.6 ℃）

圖2 井道內(nèi)部氣溫（56.1 ℃）

圖3 井道內(nèi)制動器表面溫度（73.8 ℃）

CFD（計算流體學(xué)）方法通過計算機(jī)進(jìn)行數(shù)值分析并對流體力學(xué)問題進(jìn)行計算與仿真。常見的流體力學(xué)問題由于計算量大，在工程實(shí)踐中常通過計算機(jī)進(jìn) 行仿真分析，在對實(shí)際問題進(jìn)行分析時取得了良好的結(jié)果。本文采用SolidWorks 對井道結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模，分析了電梯各個主要發(fā)熱部件對井道氣溫的影響，并比較了是否采取通風(fēng)措施對井道氣溫的影響，討論了地方標(biāo)準(zhǔn)中對井道采取通風(fēng)措施的相關(guān)要求設(shè)置的合理性。

1 模型建立及分析

無機(jī)房觀光電梯井道內(nèi)熱效應(yīng)主要可分為以下幾個方面：來自陽光對井道內(nèi)空氣及電梯部件的直接熱輻射；控制柜、能耗電阻、驅(qū)動主機(jī)、制動器等部件在工作時發(fā)熱后通過對流加熱井道內(nèi)空氣；井道內(nèi)空氣作用在電梯各部件及井道壁的對流換熱作用。

為簡化模型及控制參數(shù)，本文將上述陽光輻射效應(yīng)簡化為與輻射能相等的恒定功率發(fā)熱元件的對流換熱效應(yīng)，并將制動器、能耗電阻、控制柜、驅(qū)動主機(jī)作為井道內(nèi)的發(fā)熱元件進(jìn)行分析。采用CFD 方法，通過建立穩(wěn)態(tài)、瞬態(tài)熱分析模型對井道在不同通風(fēng)條件下的情況進(jìn)行模擬，并分析其中存在的關(guān)系。

1.1 對流換熱系數(shù)

發(fā)熱部件與外界的熱量交換有輻射、對流、傳導(dǎo)3 種方式，在與空氣進(jìn)行熱量傳遞時主要通過對流換熱實(shí)現(xiàn)，根據(jù)牛頓冷卻公式[見式（1）]，選取合適的對流換熱系數(shù)，即可對對流換熱效應(yīng)進(jìn)行分析。

式中：

q——熱流密度；

h——對流換熱系數(shù)；

tw，tf——固、流體溫度。

研究表明，對于上述對流換熱系數(shù)的確定有理論分析法、試驗(yàn)測量法和數(shù)值計算法[1-2]。散熱體由于表面積、發(fā)熱功率、表面空氣流動情況均存在差異，大多數(shù)情況下現(xiàn)場不具備試驗(yàn)室測量條件，在工程實(shí)踐中多選用現(xiàn)場初始參數(shù)與工程軟件參數(shù)調(diào)節(jié)的方法進(jìn)行仿真試驗(yàn)。采用SolidWorks 建立整體模型，見圖4。電梯參數(shù)見表1。

表1 電梯部分結(jié)構(gòu)參數(shù)及初始條件

圖4 無機(jī)房觀光電梯井道頂部渲染圖

1.2 井道內(nèi)發(fā)熱部件分析

電梯在井道內(nèi)的主要發(fā)熱部件有制動器、能耗電阻、控制柜、驅(qū)動主機(jī)等，對這4 類發(fā)熱部件進(jìn)行初始設(shè)置，采用SolidWorks Simulation 軟件對單獨(dú)的部件進(jìn)行穩(wěn)態(tài)與瞬態(tài)分析可獲得其相應(yīng)的熱力參數(shù)。采用發(fā)熱功率、對流換熱系數(shù)作為可變邊界條件對上述部件的發(fā)熱情況進(jìn)行穩(wěn)態(tài)分析，可通過仿真計算獲得實(shí)際的表面換熱系數(shù)。以某無機(jī)房觀光電梯為例，其部件邊界條件見表2。

表2 各發(fā)熱部件邊界條件設(shè)置表

以塊式制動器為例對仿真結(jié)果進(jìn)行分析：當(dāng)制動器表面換熱系數(shù)取值為160 W/（℃·m2）時，探測模型中所示的制動器表面位置（見圖5，下稱該點(diǎn)為探測點(diǎn)），其溫度為73.6 ℃，與實(shí)際表面溫度73.8 ℃基本相符。

圖5 換熱系數(shù)為160 W/（℃·m2）時制動器表面溫度分布圖

對該模型進(jìn)行時間長度為4 h 的瞬態(tài)分析，在探測點(diǎn)處，溫度變化情況如圖6所示。

圖6 探測點(diǎn)處0～4 h 內(nèi)溫度變化曲線圖

由圖6 可見，在電梯制動器不間斷工作時，僅需約50 min（3 000 s）其表面溫度即可達(dá)到73.8 ℃左右。同理，采用上述方法對能耗電阻、控制柜、驅(qū)動主機(jī)的環(huán)境溫度、部件表面溫度、發(fā)熱功率、試驗(yàn)時間作為邊界條件（見表2）進(jìn)行分析，可通過仿真計算獲得實(shí)際的表面換熱系數(shù)。

常見的能耗電阻有波紋管與鋁熱電阻管等型式。以鋁熱電阻管為例，能耗電阻通過三層布置的鋁熱電阻管并聯(lián)組合而成。圖7、圖8 為簡化的單層鋁熱電阻管進(jìn)行穩(wěn)態(tài)分析的結(jié)果，探測點(diǎn)處收斂溫度為112.4 ℃，與實(shí)際部件表面溫度基本相符。

圖7 能耗電阻模型剖視圖

圖8 簡化能耗電阻探測點(diǎn)溫度

控制柜熱量來源于柜體內(nèi)的發(fā)熱部件，如變頻器、控制板、變壓器等，驅(qū)動主機(jī)熱量主要來源于內(nèi)部驅(qū)動線圈阻抗發(fā)熱，對其簡化后進(jìn)行分析（見圖9～圖12）。

圖9 控制柜模型

圖10 控制柜表面探測點(diǎn)溫度收斂至63.6 ℃

圖11 驅(qū)動主機(jī)模型

圖12 驅(qū)動主機(jī)探測點(diǎn)溫度收斂至65.9 ℃

對各部件的熱力仿真結(jié)果進(jìn)行分析，上述4 類熱源的表面換熱系數(shù)與收斂溫度范圍，見表3。

表3 不同換熱系數(shù)對收斂溫度的影響

經(jīng)試驗(yàn)及仿真分析，由表3 可見，該電梯各發(fā)熱部件的對流換熱系數(shù)取值，見表4。

表4 各發(fā)熱部件表面對流換熱系數(shù)取值

1.3 井道內(nèi)綜合熱分析

不考慮陽光輻射時，由于不存在外部熱源，可假設(shè)井道壁為絕熱壁面。單位時間內(nèi)，發(fā)熱部件與空氣對流產(chǎn)生的熱量被井道內(nèi)空氣吸收，根據(jù)熱量計算式（2）及熱功率與熱量換算式（3）：

式中：

E——發(fā)熱部件與空氣對流產(chǎn)生的熱量；

m——物體質(zhì)量；

c——比熱容；

P——各部件考慮對流換熱系數(shù)后的功率；

t——單位時間；

Δt——井道氣溫最終升高值與初始值之差。

將上述4 類熱源的發(fā)熱功率、對流換熱系數(shù)等參數(shù)加載至井道模型進(jìn)行瞬態(tài)分析發(fā)現(xiàn)：在初始條件下4 h（14 400 s）后，井道內(nèi)平均氣溫為43.9 ℃，僅升高1.3 ℃。圖13 為控制柜（含散熱電阻）、驅(qū)動主機(jī)（含制動器）附近及無發(fā)熱部件的井道內(nèi)熱力云圖。

圖13 各發(fā)熱部件及其附近井道熱力云圖

由上述分析可見，在不考慮陽光輻射時：1）井道內(nèi)溫度的升高來自上述4 類熱源。2）發(fā)熱部件的熱量能被周圍空氣穩(wěn)定吸收，但井道內(nèi)氣溫升高并不明顯，電梯自身部件的散熱不構(gòu)成井道氣溫升高的主要因素。3）在不考慮空氣強(qiáng)制對流作用時，井道內(nèi)發(fā)熱部件產(chǎn)生的熱量主要集中在井道頂部，井道其余部分幾乎不受影響。

夏季地面附近陽光輻射強(qiáng)度較大，每平方米熱輻射功率約在數(shù)十瓦至數(shù)百瓦之間，觀光電梯的玻璃井道每日有2～3 個面長時間受到陽光直射，且井道在垂直方向上受到的熱輻射條件幾乎相同。在不考慮遮擋及主動通風(fēng)的情況下，由于陽光輻射導(dǎo)致井道內(nèi)氣溫升高較快，且主要散熱方式為對流散熱。由于井道的玻璃壁對流換熱系數(shù)較低，導(dǎo)致熱量散失較慢，據(jù)統(tǒng)計，整體在與周圍環(huán)境達(dá)到換熱平衡時，各種不同結(jié)構(gòu)的觀光電梯井道內(nèi)氣溫較周圍環(huán)境溫度高約10～30 ℃。

2 井道流體分析

GB/T 7588.1—2020《電梯制造與安裝安全規(guī)范第1 部分：乘客電梯和載貨電梯》中E.3.2 條規(guī)定，對處于轎廂、井道中工作的人員應(yīng)考慮其舒適性與安全性[3]。與舒適性、安全性相關(guān)的因素包括：井道的環(huán)境溫度、陽光是否直接照射、井道內(nèi)空氣是否新鮮等。

自2020年起，四川省發(fā)布了《四川省既有住宅加裝電梯檢驗(yàn)規(guī)范（試行）》，其中要求：既有住宅加裝電梯時井道應(yīng)采取通風(fēng)措施。當(dāng)采取自然通風(fēng)時，其風(fēng)口應(yīng)分別設(shè)置在井道的頂部、下部，風(fēng)口面積應(yīng)不小于0.6 m2，風(fēng)口處應(yīng)設(shè)置采用金屬防蟲網(wǎng)的防雨百葉窗。

上述規(guī)定對井道內(nèi)、外空氣的交換提出了要求，在對電梯各部件設(shè)計時應(yīng)考慮溫度的影響。在電梯正常運(yùn)行時，井道內(nèi)外空氣交換的位置主要來自層門周邊間隙（包括層門與層門之間、層門與立柱之間）、電梯開關(guān)門運(yùn)動（開關(guān)門時層門與轎門之間間隙、轎廂與井道之間通風(fēng)孔）、井道其他固有開口。

2.1 風(fēng)量調(diào)整系數(shù)

當(dāng)電梯采用自然通風(fēng)且頂部、底部存在風(fēng)口時，風(fēng)口風(fēng)量與電梯運(yùn)行速度、轎廂體積、層門附近縫隙大小存在一定關(guān)系。電梯持續(xù)運(yùn)行時，井道內(nèi)空氣在一定時間內(nèi)會與外界自然環(huán)境中空氣發(fā)生完全交換，這種交換作用也使得井道內(nèi)外溫度達(dá)到平衡。

自然通風(fēng)狀態(tài)下，井道風(fēng)口空氣體積流量取決于風(fēng)口面積與電梯運(yùn)行速度，即：

式中：

Q——風(fēng)口空氣體積流量；

S1——轎廂運(yùn)行方向橫截面；

v——電梯速度。

顯然，理想條件下，井道內(nèi)空氣與外界自然環(huán)境發(fā)生完全交換所用的時間可用式（5）表示：

式中：

V1——井道體積；

V2——轎廂體積；

H——井道高度。

考慮到對重運(yùn)行方向與轎廂方向相反，電梯轎廂在井道內(nèi)為往復(fù)運(yùn)動且層門周邊存在間隙，上述式（4）、式（5）可引入風(fēng)量調(diào)整系數(shù)δ來表征風(fēng)口理論流量與實(shí)際流量的關(guān)系，式（4）、式（5）可化為式（6）：

經(jīng)試驗(yàn)可知δ取值范圍為0.3～0.5。以本模型為例，當(dāng)井道上、下部風(fēng)口面積均為0.6 m2時，由式（6）可得井道風(fēng)口體積流量取值為1.66～2.77 m3/s。

2.2 井道內(nèi)流體仿真

由于陽光輻射產(chǎn)生的熱能最終通過對流加熱井道內(nèi)空氣，且仿真時不易獲得云層系數(shù)等基本參數(shù)，為簡化條件，在本例中井道壁受到陽光輻射的熱功率采用Flow Simulation 利用對流熱效應(yīng)代替輻射效應(yīng)進(jìn)行仿真。建立內(nèi)流場模型，以玻璃井道壁作為計算域邊界，模擬井道壁在3 個方向受到陽光直射的狀態(tài)。將井道壁作為發(fā)熱部件進(jìn)行分析，圖14 為不同輻射功率與4 h 后井道內(nèi)平均氣溫曲線圖。

圖14 4 h 時井道平均氣溫與輻射功率曲線圖

圖中數(shù)據(jù)為仿真發(fā)熱功率，曲線為井道內(nèi)平均氣溫擬合值。陽光輻射熱功率經(jīng)計算約為9.5 kW，4 h后井道內(nèi)平均氣溫從42.6 ℃升溫至57.4 ℃。

在井道上、下部設(shè)置總面積為0.6 m2的風(fēng)口，并對模型進(jìn)行重建。轎廂上行時，井道內(nèi)空氣通過井道下部風(fēng)口進(jìn)入，由設(shè)置在上部的2 個大小相同的開口流出，流動跡線見圖15。

圖15 井道上部風(fēng)口流動跡線圖

由上述分析可見，在井道通風(fēng)條件良好時，井道內(nèi)平均氣溫在4 h 內(nèi)僅從42.6 ℃上升至44.5 ℃。實(shí)際上，本文中井道內(nèi)空氣體積約為95.2 m3，在電梯不間斷運(yùn)行的理想條件下風(fēng)口體積流量在1.66 m3/s 時，井道內(nèi)、外空氣完全交換所需時間僅需約1 min。

3 結(jié)束語

由上述分析可見，來自陽光的輻射熱效應(yīng)是引起夏季高溫天氣時井道溫度環(huán)境惡化的主要原因，采取合適的方法可大幅優(yōu)化井道內(nèi)的熱環(huán)境，如：對玻璃井道懸掛遮陽簾，可使得輻射熱量減少50%以上；增大風(fēng)口面積可使風(fēng)口附近的氣壓減小，進(jìn)而增大換熱效率。經(jīng)分析可知，風(fēng)口是井道內(nèi)陽光輻射熱量能否散發(fā)的關(guān)鍵因素，即使風(fēng)口較小、電梯速度較低，井道內(nèi)空氣仍能在數(shù)分鐘內(nèi)與外界發(fā)生完全交換從而降低井道氣溫。但對于部分運(yùn)行不頻繁的無機(jī)房觀光電梯而言，利用風(fēng)口進(jìn)行被動散熱效果不理想，宜加裝風(fēng)扇進(jìn)行強(qiáng)制散熱。

井道內(nèi)外的熱效應(yīng)是一個復(fù)雜的模型，本文側(cè)重分析井道內(nèi)熱量產(chǎn)生的原因及井道內(nèi)外熱量交換的最終效果，對于如轎廂與對重運(yùn)行時在井道內(nèi)可能產(chǎn)生阻礙空氣交換的湍流現(xiàn)象仍需進(jìn)行進(jìn)一步研究[4]，而轎廂、對重在運(yùn)行時的相互作用會對井道風(fēng)口的風(fēng)量大小有較為明顯的影響[5]，對于風(fēng)口的位置及形狀還需進(jìn)行更深層次的分析。

以此為邊界條件進(jìn)行瞬態(tài)分析，在初始條件下4 h（14 400 s）后，上述圖13中對應(yīng)的井道截面熱力云圖（控制柜、散熱電阻附近及井道氣溫，驅(qū)動主機(jī)、制動器附近及井道氣溫，無發(fā)熱部件處井道氣溫）見圖16。

圖16 各發(fā)熱部件及其附近井道熱力云圖