自然通風與熱泵協同治理超高層電梯豎井熱害噪音的新方法

淳 良 龔光彩 聶美清 方 曦 李高峰

(1 湖南大學土木工程學院 長沙 410012；2 中信和業投資有限公司 北京 100000)

隨著城市建設的發展，我國超高層建筑逐漸增多，電梯作為超高層建筑的垂直生命通道，其運行的安全性與穩定性至關重要。在北方地區，冬季煙囪效應產生的電梯運行故障問題比南方地區更為普遍，逐漸受到了諸多相關技術人員的關注。超高層建筑電梯井內的煙囪效應明顯，這將會在電梯門兩側產生較高的壓差，造成電梯門關閉困難。同時，這種煙囪效應會造成外部氣流通過電梯門或其他縫隙侵入電梯井內部，產生明顯的氣動噪音。這些問題可能會影響電梯的使用壽命和使用體驗。

國內外學者針對超高層電梯煙囪效應進行了細致的研究。張鵬等[1]發現在室外溫差較大的地區，電梯門會因電梯井道“煙囪效應”而難以關閉，通過可控力門機系統增加電梯關門力矩，同時在電梯門前設置棉布簾減小冷空氣入侵的方式維持電梯門的正常開閉。相關研究表明熱壓是產生煙囪效應的主要原因，通過對電梯井道進行冷卻可以有效減小煙囪效應[1-3]。盧彥羽等[3]對哈爾濱市某超高層建筑的門窗氣密性、建筑熱壓分布進行了測試，并分析了氣密性和建筑熱壓之間的關系。楊易等[4]利用多區域網格模型研究在超高層建筑煙囪效應及風壓聯合作用下電梯井的壓力分布規律；J.Lee等[5]利用室外冷空氣對豎井進行降溫，緩解煙囪效應，結果表明當沒有管道安裝位置的限制時，通過送冷空氣的方式可以有效的緩解煙囪效應；周晅毅等[6]模擬研究了超高層建筑煙囪效應的影響因素，結果表明提高建筑幕墻的氣密性等級、設置內部隔斷以及對電梯進行分段處理是解決該問題的有效方法。盧曉民等[7]研究了高層建筑煙囪效應對電梯門系統的影響，提出了通過增加建筑氣密性和改變電梯門力矩的方法來緩解煙囪效應。

M.Khoukhi等[8]研究了煙囪效應及風壓對建筑物內部壓力分布及空氣品質的影響。肖娟等[9]研究了超高層建筑電梯井內煙囪效應的改善措施，結果表明在電梯等候廳設置隔斷門可以有效解決由熱壓引起的電梯門超壓問題，同時也應該增強玻璃幕墻的氣密性。裴智超等[10]研究了隔斷測試對超高層建筑煙囪效應的改善效果，結果表明增加隔斷措施對改善嚴寒與寒冷地區超高層建筑煙囪效應效果顯著。T.Lim等[11]研究表明，在實際工程中僅提高電梯門的氣密性并不能有效的降低電梯門兩側的壓差，故無法解決電梯門關閉困難的問題。Xie Mengxiao等[12]也通過引入室外冷風的方式成功緩解了煙囪效應，同時建立了CFD與多區域耦合模型，對不同環境條件下冷卻系統風量進行了優化分析。Song D.等[13]研究發現即使增加了旋轉門、增加了大廳空氣流通阻力、增加了電梯門的氣密性，冬季依舊存在較強的煙囪效應。采用機械通風送入室外冷風的方式可以有效的消弱煙囪效應，通過優化送風方式可以提高冷卻效率。

上述研究表明，目前國內外采取緩解超高層建筑電梯井煙囪效應的措施主要包括被動式和主動式兩類[14]。被動式是通過增強建筑圍護結構的氣密性來實現的[15-16]，該方法在超高層玻璃幕墻建筑中實現難度較大。主動式方法是通過減小電梯井和室外環境溫差來實現的，目前公開文獻主要通過機械通風的方式向電梯井送入室外冷風，降低電梯井內的溫度[5,12-13,17]。此外，現有公開文獻尚未有研究超高層建筑在煙囪效應作用下的噪音治理問題。本文提出一種結合自然通風和熱泵技術的主動式超高層電梯豎井熱害噪音治理新方法，通過在電梯井內安裝多聯機冷卻系統，同時利用自然通風引入室外冷風，改善冬季超高層建筑電梯井的熱壓分布，同時實現對氣動噪音的治理。

1 工程簡介

中信大廈位于北京市商務中心核心區，建筑總面積為43.7萬m2，建筑高度為528 m。該建筑在冬季運行過程中，建筑內筒存在明顯的氣動噪音，嚴重影響大樓的正常運行，同時強烈的煙囪效應也造成電梯門常常無法正常的開啟和關閉。本文以電梯TA-01和TX-01所在電梯井為例研究調控電梯熱壓的具體方案，電梯井高度為514 m，具體截面尺寸如圖1所示。

圖1 北京中信大廈電梯井截面示意圖Fig.1 Elevator shaft section of Beijing Citic Building

2 基于CFD方法的分析

2.1 CFD基本控制方程

本文基于CFD技術研究超高層電梯井內的最大熱壓情況，所采用的計算流體模型的控制方程包括連續性方程、動量方程、能量方程、理想氣體物性方程。湍流模型為k-wSST模型。

連續性方程：

(1)

動量方程：

(2)

(3)

μeff=μ+μt

(4)

能量方程：

(5)

理想氣體狀態方程：

(6)

2.2 電梯門兩側壓差、電梯噪音與熱壓之間的映射關系

對某個超高豎井某個給定時刻(一般可指某個電梯井內與室外大氣密度差條件或空氣通路上某種密度沿程分布)，雖然密度是沿流程變化的，考慮到流速較小，故仍可近似為伯努利方程，可能的最不利管路為：門廳圍護結構通路+底層電梯門+頂層電梯門+其余部分空氣通道，具體如式(7)所示，該方程為熱壓分配的伯努利方程：

Δptotal=Δp1+Δp2+Δp3+Δp4+Δp5

(7)

上式可視為一個特殊的矢量方程，式中：Δp1可以現場實測，即門廳圍護結構壓差；Δp2為底部某最不利樓層(一般可為首層大堂)電梯門兩側壓差；Δp3為頂部某最不利樓層(一般為最高層)電梯門兩側壓差；Δp4為剩余部分通路上空氣流動阻力損失；Δp5為環境風壓作用；Δptotal、Δp1、Δp2、Δp3、Δp4、Δp5均受密度、氣溫及圍護結構流體通路的變化而變化，單位均為Pa。一般認為風壓對煙囪效應影響較小，但在冬季環境風速較大的地區，風壓可能也有不可忽略的影響，值得進一步討論。

實際上，由于電梯井與外界大氣被周圍房間所隔開，故電梯門兩側壓差并非電梯井相對外界環境的壓差。可以由電梯井相對于電梯前室的壓差沿電梯高程分布構造出一個相對中和面，但顯然這種中和面位置不一定會發生在電梯井的中部，而會隨密度條件變化而變化。現場實測時，很可能會出現Δp2≈Δp3；Δp1～Δp4均會受密度、溫度變化的影響且相互之間也存在影響。相對而言，Δp5大體上應該是最不敏感的。

Δp1、Δp2、Δp3相對敏感，故Δp1增大時，很容易使Δp2、Δp3變小，這就有助于控制噪音，但Δp2、Δp3二者數值大小可能近似相等，此時分析變得較為方便。隨著電梯井溫度的降低，空氣密度增加，可有效地降低Δp2、Δp3值。

通過建立電梯門兩側的壓差與計算熱壓之間的映射關系，可以很方便的通過調控計算熱壓實現對電梯門兩側的壓差的調控。圖2所示為室外溫度和計算熱壓及電梯門兩側壓差之間的關系，可以看出計算熱壓明顯高于電梯門兩側的壓差。圖3所示為計算熱壓與電梯門兩側壓差之間的關系，可以看出電梯門兩側的壓差和計算熱壓之間滿足二次函數的關系，通過函數擬合可以的到電梯門兩側的壓差與計算熱壓之間的關系。其中，電梯門兩側壓差通過實驗測量，計算熱壓通過式(8)計算。通過測量發現電梯噪音和電梯門兩側的壓差呈線性關系，如圖4所示。通過擬合可以得到電梯噪音和電梯門兩側壓差之間的關系。通過這些映射關系可以定量分析不同措施對電梯井熱壓和噪音的改善效果。在未采取措施之前，電梯井內溫度為24 ℃，室外溫度為-10 ℃，計算熱壓為773 Pa，電梯門兩側壓差為153.96 Pa，電梯井內噪音為73.74 dB。

圖2 電梯門兩側壓差、熱壓與室外溫度的關系Fig.2 The relationship between the pressure difference on both sides of the elevator door,thermal-driven pressure and outdoor temperature

圖3 電梯門兩側壓差與熱壓映射關系Fig.3 The pressure difference on both sides of elevator door versus thermal-driven pressure

圖4 噪音與電梯門兩側壓差的映射關系Fig.4 Noise versus the pressure difference on both sides of elevator door

Δp=(ρ1-ρ2)gh

(8)

式中：Δp為熱壓，Pa；ρ1為室外冷空氣的密度，kg/m3；ρ2為電梯井內熱空氣的密度，kg/m3；h為熱壓通風口之間的距離，m。

3 結果與討論

電梯嘯叫等噪音形成應是以熱壓作用為主，故應尋求合理的熱壓解決方案。分析可知電梯門兩側熱壓差主要是由于電梯井內溫度過高造成的，因此需要采取合理的措施來降低電梯井內空氣溫度，根據實際工程經驗及實際可操作性，初步考慮可以采用如下3個方案來降低電梯井內空氣溫度。

3.1 通過自然通風降低電梯井內熱壓

若將電梯井內上下位置均開孔，使其形成一個自然通風閉環，可以考慮充分利用室外自然通風對電梯井內的空氣進行降溫。為了研究電梯井不同開孔位置對電梯井內壓力的影響，模擬了開孔距離為10、100、200 m，開孔面積為1 m2條件下的熱壓變化情況。由于對電梯井開孔條件下井內溫度及壓力進行模擬時，需要設置電梯井不同開孔位置，不同開孔孔徑大小下流速入口邊界條件。因此，首先需要計算不同開孔位置條件下的流速。

自然通風是利用自然風動力和溫差的空氣循環動力進行通風，由自然通風形成過程可知，若建筑物外墻上的窗孔兩側存在壓力差，就會有空氣流通該窗孔形成自然通風，空氣流過窗孔時的阻力為：

(9)

式中：v為空氣流過窗孔時的流速，m/s；Δpc為窗孔兩側壓差，Pa；r為空氣密度，kg/m3；x為窗孔的局部阻力系數。

將式(9)進行變形，可以得到自然通風下空氣流速為：

(10)

式中：μ為窗孔的流量系數，其值的大小與窗孔構造有關，通常取0.65。

由此，進一步可以計算得到通過窗孔的自然通風量為：

(11)

式中：F為窗孔面積的大小，m2。

可以將計算得到的風速設置為后續CFD模擬的邊界條件。

圖5所示為開孔距離為10 m，開孔面積為1 m2，風量為2.12 m3/s時電梯井的溫度場分布。由圖5可知，在開孔位置附近區域的空氣溫度有一定程度降低，但電梯井內溫度基本維持在24 ℃不變。可計算出熱壓為752 Pa，根據所建立的映射關系可以得到電梯門兩側的壓差為152.99 Pa，噪音為73.59 dB。模擬結果表明此處開孔對電梯井內空氣的冷卻能力有限，該開孔方案理論上不具備降低熱壓的潛力，需要進一步探尋可行的開孔方案。

圖5 側壁開孔時電梯井內溫度分布(開孔距離:10 m)Fig.5 Temperature distribution in the elevator shaft when there are ventilation holes(distance between holes is 10 m)

圖6所示為開孔距離為100 m，開孔面積為1 m2時電梯井內溫度分布結果。由圖6可知，在開孔位置附件區域的空氣溫度明顯降低。可計算出熱壓為678 Pa，結合建立的映射關系，電梯門兩側的實際壓差為146 Pa，噪音為72.49 dB。此時電梯門兩側壓差有明顯下降，說明這種自然通風方案能有效降低熱壓。

圖6 側壁開孔時電梯井內溫度分布(開孔距離:100 m)Fig.6 Temperature distribution in the elevator shaft when there are ventilation holes (distance between holes is 100 m)

3.2 利用冷板降低電梯井內熱壓

圖7所示為中部安裝冷板時(冷板長為10 m，溫度為10 ℃)電梯井內溫度分布。由圖7可知，在冷板附近區域的空氣溫度有一定程度降低。此時，可計算熱壓為768.25 Pa，結合建立的映射關系，電梯門(廳門)兩側的壓差為153.78 Pa，噪音為73.71 dB。同時，可計算出此時冷板制冷量為14.9 kW。說明安裝冷板的方式冷卻效果較為有限，且制冷量較低，無法有效降低熱壓。此外，安裝冷板需要通入冷凍水，若冷板發生泄漏，可能對電梯造成嚴重損害。

圖7 中部安裝冷板時電梯井內溫度分布(冷板長：10 m)Fig.7 Temperature distribution in the elevator shaft when a cold plate is installed in the middle (the length of cold plate is 10 m)

3.3 利用多聯機冷卻降低電梯井內熱壓

多聯機安裝簡單，易于調節，可以很好的滿足各種不同情況電梯井冷卻降溫的需求。擬采用多聯機來冷卻電梯井內空氣，從而減小電梯門兩側壓差。圖8所示為多聯機冷卻方案示意圖，其中電梯井內有3塊混凝土橫梁，橫梁上可以安置多聯機室內機用于制冷，該方案相對于安裝冷板，施工更加簡單方便，且不會產生潛在的電梯運行安全隱患。此外，利用多聯機冷卻的同時，可以利用多聯機冷凝熱為室內供暖，承擔一部分冬季室內熱負荷。

圖8 多聯機冷卻方案Fig.8 VRV cooling solution

圖9所示為中部安裝制冷量為20 kW多聯機時電梯井內溫度分布。由圖9可知，在多聯機安裝位置附近區域的空氣溫度有一定程度降低。此時，可計算出熱壓為766 Pa，結合建立的映射關系，電梯門(廳門)兩側的壓差為153.70 Pa，噪音為73.7 dB。

圖9 多聯機制冷量為20 kW時電梯井溫度分布Fig.9 Temperature distribution of elevator shaft when VRV cooling capacity is 20 kW

圖10所示為中部安裝制冷量為50 kW多聯機時電梯井內溫度分布。由圖10可知，在多聯機安裝位置附近區域的空氣溫度有一定程度降低。此時，可計算出熱壓為755 Pa，結合建立的映射關系，電梯門(廳門)兩側的壓差為153.17 Pa，噪音為73.61 dB。

圖10 多聯機制冷量為50 kW時溫度分布Fig.10 Temperature distribution of elevator shaft when VRV cooling capacity is 50 kW

圖11所示為中部安裝制冷量為100 kW多聯機時電梯井內溫度分布。由圖11可知，在多聯機安裝位置附近區域的空氣溫度有一定程度降低。此時，可計算出熱壓為742 Pa，結合建立的映射關系，電梯門(廳門)兩側的壓差為152.39 Pa，噪音為73.49 dB。

圖11 多聯機制冷量為100 kW時電梯井溫度分布Fig.11 Temperature distribution of elevator shaft when VRV cooling capacity is 100 kW

上述關于多聯機冷卻降低電梯熱壓的計算結果表明，安裝多聯機后電梯井熱壓并未明顯降低，主要是因為多聯機無法使電梯井內的氣流產生明顯的對流作用，被冷卻的空氣主要集中在安裝多聯機附近的范圍。

3.4 多聯機和自然通風協同作用降低熱壓

圖12所示為中部安裝制冷量為20 kW多聯機且自然通風的開孔距離為100 m、自然通風量為6.69 m3/s時，電梯井內溫度分布。由圖12可知，電梯井內的空氣溫度有一定程度降低。此時，可計算熱壓為641 Pa，結合建立的映射關系，電梯門(廳門)兩側的壓差為140.43 Pa，噪音為71.62 dB。

圖12 20 kW多聯機和自然通風協同運行時電梯井溫度分布Fig.12 Temperature distribution of elevator shaft when 20 kW VRV and natural ventilation are operated in coordination

圖13所示為中部安裝制冷量為50 kW的多聯機且自然通風開孔間距為100 m、自然通風量為6.69 m3/s時，電梯井內溫度分布。由圖13可知，電梯井內的空氣溫度有一定程度降低。此時，可計算熱壓為620 Pa，結合建立的映射關系，電梯門(廳門)兩側的壓差為136.65 Pa，噪音為71.02 dB。

圖13 50 kW多聯機和自然通風協同運行時電梯井溫度分布Fig.13 Temperature distribution of elevator shaft when 50 kW VRV and natural ventilation are operated in coordination

圖14所示為中部安裝制冷量為100 kW的多聯機且自然通風開孔間距為100 m、自然通風量為6.69 m3/s時，電梯井內溫度分布。由圖14可知，電梯井內的空氣溫度有一定程度降低。此時，可計算熱壓為598 Pa，結合建立的映射關系，電梯門(廳門)兩側的壓差為132.22 Pa，噪音為70.32 dB。

圖14 100 kW多聯機和自然通風協同運行時電梯井溫度分布Fig.14 Temperature distribution of elevator shaft when 100 kW VRV and natural ventilation are operated in coordination

上述將多聯機和自然通風協同運行降低熱壓的方案明顯優于單獨采用多聯機以及單獨采用自然通風的方案，表1所示為各種方案降低熱壓的效果的對比。觀察表1可知，多聯機和自然通風協同運行降低熱壓的效果明顯優于它們單獨運行時降低熱壓的效果，主要是因為自然通風和多聯機協同運行可以更好是促進電梯井內空氣的冷卻與摻混，冷卻效率較高。

表1 不同冷卻方案降低電梯熱壓的效果對比Tab.1 Comparison of different cooling schemes to reduce the thermal pressure of elevators

3.5 實際應用情況測試

根據前文分析可知，利用自然通風送入冷風并配合多聯機冷卻可以有效降低熱壓。在實際工程應用中，送冷風和安裝多聯機的方式簡單可行，便于調控，且不會對電梯運行造成不利的影響。單純利用多聯機無法使冷卻的氣流和電梯井內的其他氣流發生摻混，造成冷卻效率較低；單純利用自然通風冷卻，大量的冷風流動可能會造成電梯井噪音增大。因此，在考慮工程實際情況的前提下，采取了送冷風和安裝多聯機兩者協同運行的方式來緩解煙囪效應，同時控制電梯井內的噪音。

在實際工程中，一層大廳冬季供熱以及電梯井內設備散熱均會對煙囪效應產生促進的作用；此外，理論分析僅考慮室外溫度為-10 ℃時的情況，為了保證改造后的系統具有較高的適應性，多聯機機組選型需要在計算結果的基礎上考慮一定的富余容量。結合前文的計算分析，對中信大廈電梯井安裝多聯機冷卻系統，其中VS電梯總裝機容量為100.5 kW，SH電梯總裝機容量為134 kW，運行過程中保持制冷系統半負荷運行，對應VS電梯和SH電梯的制冷量分別為50.3 kW和67 kW。此外，受到工程條件限制，結合實際情況，在30 m高的位置和272 m高的位置分別開0.36 m2的孔，利用自然通風的作用向電梯井內送入冷風，促進電梯井內氣流摻混，提高冷卻效率。最后，通過實驗測試評估該方案的實際效果。

圖15所示為安裝多聯機冷卻裝置前后SH-01～SH-06電梯井在第1層和第91層位置處的噪音變化，此時室外溫度為14 ℃，噪音測試過程中電梯門保持關閉，測點距離樓地面1.5 m，距離電梯門1 m。由圖15可知，安裝多聯機冷卻方案后，電梯井的噪音明顯降低。

圖15 安裝多聯機冷卻裝置前后電梯噪音的變化Fig.15 Noise in elevator shaft before and after utilizing VRV cooling device

圖16所示為采取不同的冷卻方案后SH電梯井電梯門兩側壓差及噪音的變化。測試過程中室外溫度為-2.7 ℃，且電梯位于電梯井底部。由圖16可知，未采取措施的時候首層電梯門兩側壓差為219.6 Pa；當僅送入室外冷風時，壓差降低至186.4 Pa，約降低33.2 Pa；當僅打開多聯機制冷時，壓差降至166 Pa，約降低53.6 Pa。同時打開多聯機并送入室外冷風，壓差降至137.4 Pa，約降低82.2 Pa。說明當采用自然通風協同多聯機的冷卻方案時，電梯門兩側的壓差比單獨采用自然通風冷卻方案時的壓差低49 Pa，比單獨采用多聯機冷卻方案時的壓差低20.4 Pa。上述結果也說明實際過程中多聯機單獨運行也能取得較好的降低熱壓的效果，主要是因為工程中電梯井不可能完全密封，部分室外冷空氣會侵入電梯井，促進電梯井內氣流混合，而且電梯轎廂運動也會促進電梯井內氣流混合，均會對采用多聯機冷卻降低電梯熱壓產生促進作用。

圖16 不同冷卻方案下電梯門兩側壓差及噪音的變化Fig.16 Pressure difference on both sides of elevator door and noise in elevator shaft under different cooling schemes

未采取措施的時候SH電梯首層處的噪音為73.1 dB；當僅利用自然通風引入室外冷風時，噪音為70.3 dB，比未采取任何措施時降低約2.8 dB；當僅打開多聯機制冷時，噪音為66.6 dB，比未采取任何措施時降低約6.5 dB。同時打開多聯機并利用自然通風引入室外冷風，噪音為68.2 dB，僅比不采取任何措施時降低4.9 dB。說明采用自然通風協同多聯機冷卻方案時的噪音比單獨采用自然通風冷卻方案時的噪音低2.1 dB，比單獨采用多聯機冷卻方案時的噪音高1.6 dB。上述實驗測試結果證明了采用多聯機冷卻以及送入室外冷風的方式均可以緩解煙囪效應，但送入室外冷風會增加電梯井內的噪音。這是因為送入冷風會造成電梯井內截面氣流流量增加，造成縫隙處產生更加明顯的噪音。因此，冷風風量不宜過大，宜將送冷風的方式與多聯機冷卻的方式進行整合優化，實現協同運行。

4 結論

本文通過CFD方法建立了某電梯門兩側壓差與計算熱壓、噪音與電梯門兩側壓差之間的映射關系，該映射關系便于定量計算分析各種不同措施對于改善煙囪效應的效果。分析了風量為2.12～6.68 m3/s的自然通風冷卻，冷板高度為10 m、溫度為10 ℃的輻射冷板冷卻，制冷量為20～100 kW的多聯機冷卻等不同的冷卻方案對電梯井煙囪效應的改善效果，提出了結合自然通風和熱泵技術的超高層電梯井熱害噪音治理新方法，并結合實驗測試結果驗證了該方法的可行性。得到如下結論：

1)采用自然通風與熱泵技術結合的方式可以有效控制超高層建筑電梯井內的熱壓，緩解煙囪效應，該方式可以在控制煙囪效應的同時不會產生強烈的氣動噪音。采用多聯機冷卻電梯井的同時，可以利用多聯機冷凝熱為室內供暖，承擔一部分建筑冬季熱負荷。這在工程上有利于提高用戶在使用電梯時的體驗，同時減少建筑能耗。

2)在實際工程中，當采用自然通風協同多聯機的冷卻方案時，電梯門兩側的壓差比單獨采用自然通風方案低49 Pa，比單獨采用多聯機冷卻方案低20.4 Pa。同時，采用自然通風協同多聯機冷卻方案時，噪音比單獨采用自然通風方案的噪音低2.1 dB，比單獨采用多聯機冷卻方案時的噪音高1.6 dB。采用多聯機制冷及自然通風的方式都可以緩解煙囪效應，但自然通風引入室外冷風會增加電梯井內的噪音。因此，自然通風的冷風風量不宜過大，宜將自然通風的方式與多聯機冷卻的方式進行整合優化，實現協同運行。

3)利用CFD方法結合映射關系建立的模型有助于計算出電梯井需要的制冷量，幫助多聯機制冷系統設計選型。實際工程中可以緩解煙囪效應，降低噪音。此外，基于CFD方法以及映射關系建立的自然通風模型有助于計算電梯井需要的冷風量，可指導設計自然通風方案。