基于CFD的无机房观光电梯散热研究

吴晓军 尹 川 邓 林 陈海林

（内江市特种设备检验所 内江 641000）

近年来夏季气温屡创新高，我国连续多日发布高温红色预警，在炎热的天气中，无机房观光电梯由于高温热保护造成的故障率长期保持在高位。除部分特殊结构的无机房电梯外，与一般电梯相比，无机房观光电梯结构的散热情况具有特殊性：观光电梯采用玻璃井道，受阳光直射时热能直接辐射至井道内，各部件温度容易超过正常工作范围；其驱动主机、控制柜等发热部件均位于井道内，进一步提高了井道内气温。

由于无机房观光电梯顶部需要考虑防水，部分老旧电梯并未考虑井道内顶部的通风措施。结合夏季的实际情况，无机房观光电梯井道内是否采取了通风措施，将会极大影响井道内气温及各部件的温度。以某无机房观光电梯为例，在某日16 时，外界环境温度为42.6 ℃时（见图1），测得井道气温高达56.1 ℃（见图2），制动器表面温度高达73.8 ℃（见图3）。

图1 井道外部气温（42.6 ℃）

图2 井道内部气温（56.1 ℃）

图3 井道内制动器表面温度（73.8 ℃）

CFD（计算流体学）方法通过计算机进行数值分析并对流体力学问题进行计算与仿真。常见的流体力学问题由于计算量大，在工程实践中常通过计算机进 行仿真分析，在对实际问题进行分析时取得了良好的结果。本文采用SolidWorks 对井道结构进行建模，分析了电梯各个主要发热部件对井道气温的影响，并比较了是否采取通风措施对井道气温的影响，讨论了地方标准中对井道采取通风措施的相关要求设置的合理性。

1 模型建立及分析

无机房观光电梯井道内热效应主要可分为以下几个方面：来自阳光对井道内空气及电梯部件的直接热辐射；控制柜、能耗电阻、驱动主机、制动器等部件在工作时发热后通过对流加热井道内空气；井道内空气作用在电梯各部件及井道壁的对流换热作用。

为简化模型及控制参数，本文将上述阳光辐射效应简化为与辐射能相等的恒定功率发热元件的对流换热效应，并将制动器、能耗电阻、控制柜、驱动主机作为井道内的发热元件进行分析。采用CFD 方法，通过建立稳态、瞬态热分析模型对井道在不同通风条件下的情况进行模拟，并分析其中存在的关系。

1.1 对流换热系数

发热部件与外界的热量交换有辐射、对流、传导3 种方式，在与空气进行热量传递时主要通过对流换热实现，根据牛顿冷却公式[见式（1）]，选取合适的对流换热系数，即可对对流换热效应进行分析。

式中：

q——热流密度；

h——对流换热系数；

tw，tf——固、流体温度。

研究表明，对于上述对流换热系数的确定有理论分析法、试验测量法和数值计算法[1-2]。散热体由于表面积、发热功率、表面空气流动情况均存在差异，大多数情况下现场不具备试验室测量条件，在工程实践中多选用现场初始参数与工程软件参数调节的方法进行仿真试验。采用SolidWorks 建立整体模型，见图4。电梯参数见表1。

表1 电梯部分结构参数及初始条件

图4 无机房观光电梯井道顶部渲染图

1.2 井道内发热部件分析

电梯在井道内的主要发热部件有制动器、能耗电阻、控制柜、驱动主机等，对这4 类发热部件进行初始设置，采用SolidWorks Simulation 软件对单独的部件进行稳态与瞬态分析可获得其相应的热力参数。采用发热功率、对流换热系数作为可变边界条件对上述部件的发热情况进行稳态分析，可通过仿真计算获得实际的表面换热系数。以某无机房观光电梯为例，其部件边界条件见表2。

表2 各发热部件边界条件设置表

以块式制动器为例对仿真结果进行分析：当制动器表面换热系数取值为160 W/（℃·m2）时，探测模型中所示的制动器表面位置（见图5，下称该点为探测点），其温度为73.6 ℃，与实际表面温度73.8 ℃基本相符。

图5 换热系数为160 W/（℃·m2）时制动器表面温度分布图

对该模型进行时间长度为4 h 的瞬态分析，在探测点处，温度变化情况如图6所示。

图6 探测点处0～4 h 内温度变化曲线图

由图6 可见，在电梯制动器不间断工作时，仅需约50 min（3 000 s）其表面温度即可达到73.8 ℃左右。同理，采用上述方法对能耗电阻、控制柜、驱动主机的环境温度、部件表面温度、发热功率、试验时间作为边界条件（见表2）进行分析，可通过仿真计算获得实际的表面换热系数。

常见的能耗电阻有波纹管与铝热电阻管等型式。以铝热电阻管为例，能耗电阻通过三层布置的铝热电阻管并联组合而成。图7、图8 为简化的单层铝热电阻管进行稳态分析的结果，探测点处收敛温度为112.4 ℃，与实际部件表面温度基本相符。

图7 能耗电阻模型剖视图

图8 简化能耗电阻探测点温度

控制柜热量来源于柜体内的发热部件，如变频器、控制板、变压器等，驱动主机热量主要来源于内部驱动线圈阻抗发热，对其简化后进行分析（见图9～图12）。

图9 控制柜模型

图10 控制柜表面探测点温度收敛至63.6 ℃

图11 驱动主机模型

图12 驱动主机探测点温度收敛至65.9 ℃

对各部件的热力仿真结果进行分析，上述4 类热源的表面换热系数与收敛温度范围，见表3。

表3 不同换热系数对收敛温度的影响

经试验及仿真分析，由表3 可见，该电梯各发热部件的对流换热系数取值，见表4。

表4 各发热部件表面对流换热系数取值

1.3 井道内综合热分析

不考虑阳光辐射时，由于不存在外部热源，可假设井道壁为绝热壁面。单位时间内，发热部件与空气对流产生的热量被井道内空气吸收，根据热量计算式（2）及热功率与热量换算式（3）：

式中：

E——发热部件与空气对流产生的热量；

m——物体质量；

c——比热容；

P——各部件考虑对流换热系数后的功率；

t——单位时间；

Δt——井道气温最终升高值与初始值之差。

将上述4 类热源的发热功率、对流换热系数等参数加载至井道模型进行瞬态分析发现：在初始条件下4 h（14 400 s）后，井道内平均气温为43.9 ℃，仅升高1.3 ℃。图13 为控制柜（含散热电阻）、驱动主机（含制动器）附近及无发热部件的井道内热力云图。

图13 各发热部件及其附近井道热力云图

由上述分析可见，在不考虑阳光辐射时：1）井道内温度的升高来自上述4 类热源。2）发热部件的热量能被周围空气稳定吸收，但井道内气温升高并不明显，电梯自身部件的散热不构成井道气温升高的主要因素。3）在不考虑空气强制对流作用时，井道内发热部件产生的热量主要集中在井道顶部，井道其余部分几乎不受影响。

夏季地面附近阳光辐射强度较大，每平方米热辐射功率约在数十瓦至数百瓦之间，观光电梯的玻璃井道每日有2～3 个面长时间受到阳光直射，且井道在垂直方向上受到的热辐射条件几乎相同。在不考虑遮挡及主动通风的情况下，由于阳光辐射导致井道内气温升高较快，且主要散热方式为对流散热。由于井道的玻璃壁对流换热系数较低，导致热量散失较慢，据统计，整体在与周围环境达到换热平衡时，各种不同结构的观光电梯井道内气温较周围环境温度高约10～30 ℃。

2 井道流体分析

GB/T 7588.1—2020《电梯制造与安装安全规范第1 部分：乘客电梯和载货电梯》中E.3.2 条规定，对处于轿厢、井道中工作的人员应考虑其舒适性与安全性[3]。与舒适性、安全性相关的因素包括：井道的环境温度、阳光是否直接照射、井道内空气是否新鲜等。

自2020年起，四川省发布了《四川省既有住宅加装电梯检验规范（试行）》，其中要求：既有住宅加装电梯时井道应采取通风措施。当采取自然通风时，其风口应分别设置在井道的顶部、下部，风口面积应不小于0.6 m2，风口处应设置采用金属防虫网的防雨百叶窗。

上述规定对井道内、外空气的交换提出了要求，在对电梯各部件设计时应考虑温度的影响。在电梯正常运行时，井道内外空气交换的位置主要来自层门周边间隙（包括层门与层门之间、层门与立柱之间）、电梯开关门运动（开关门时层门与轿门之间间隙、轿厢与井道之间通风孔）、井道其他固有开口。

2.1 风量调整系数

当电梯采用自然通风且顶部、底部存在风口时，风口风量与电梯运行速度、轿厢体积、层门附近缝隙大小存在一定关系。电梯持续运行时，井道内空气在一定时间内会与外界自然环境中空气发生完全交换，这种交换作用也使得井道内外温度达到平衡。

自然通风状态下，井道风口空气体积流量取决于风口面积与电梯运行速度，即：

式中：

Q——风口空气体积流量；

S1——轿厢运行方向横截面；

v——电梯速度。

显然，理想条件下，井道内空气与外界自然环境发生完全交换所用的时间可用式（5）表示：

式中：

V1——井道体积；

V2——轿厢体积；

H——井道高度。

考虑到对重运行方向与轿厢方向相反，电梯轿厢在井道内为往复运动且层门周边存在间隙，上述式（4）、式（5）可引入风量调整系数δ来表征风口理论流量与实际流量的关系，式（4）、式（5）可化为式（6）：

经试验可知δ取值范围为0.3～0.5。以本模型为例，当井道上、下部风口面积均为0.6 m2时，由式（6）可得井道风口体积流量取值为1.66～2.77 m3/s。

2.2 井道内流体仿真

由于阳光辐射产生的热能最终通过对流加热井道内空气，且仿真时不易获得云层系数等基本参数，为简化条件，在本例中井道壁受到阳光辐射的热功率采用Flow Simulation 利用对流热效应代替辐射效应进行仿真。建立内流场模型，以玻璃井道壁作为计算域边界，模拟井道壁在3 个方向受到阳光直射的状态。将井道壁作为发热部件进行分析，图14 为不同辐射功率与4 h 后井道内平均气温曲线图。

图14 4 h 时井道平均气温与辐射功率曲线图

图中数据为仿真发热功率，曲线为井道内平均气温拟合值。阳光辐射热功率经计算约为9.5 kW，4 h后井道内平均气温从42.6 ℃升温至57.4 ℃。

在井道上、下部设置总面积为0.6 m2的风口，并对模型进行重建。轿厢上行时，井道内空气通过井道下部风口进入，由设置在上部的2 个大小相同的开口流出，流动迹线见图15。

图15 井道上部风口流动迹线图

由上述分析可见，在井道通风条件良好时，井道内平均气温在4 h 内仅从42.6 ℃上升至44.5 ℃。实际上，本文中井道内空气体积约为95.2 m3，在电梯不间断运行的理想条件下风口体积流量在1.66 m3/s 时，井道内、外空气完全交换所需时间仅需约1 min。

3 结束语

由上述分析可见，来自阳光的辐射热效应是引起夏季高温天气时井道温度环境恶化的主要原因，采取合适的方法可大幅优化井道内的热环境，如：对玻璃井道悬挂遮阳帘，可使得辐射热量减少50%以上；增大风口面积可使风口附近的气压减小，进而增大换热效率。经分析可知，风口是井道内阳光辐射热量能否散发的关键因素，即使风口较小、电梯速度较低，井道内空气仍能在数分钟内与外界发生完全交换从而降低井道气温。但对于部分运行不频繁的无机房观光电梯而言，利用风口进行被动散热效果不理想，宜加装风扇进行强制散热。

井道内外的热效应是一个复杂的模型，本文侧重分析井道内热量产生的原因及井道内外热量交换的最终效果，对于如轿厢与对重运行时在井道内可能产生阻碍空气交换的湍流现象仍需进行进一步研究[4]，而轿厢、对重在运行时的相互作用会对井道风口的风量大小有较为明显的影响[5]，对于风口的位置及形状还需进行更深层次的分析。

以此为边界条件进行瞬态分析，在初始条件下4 h（14 400 s）后，上述图13中对应的井道截面热力云图（控制柜、散热电阻附近及井道气温，驱动主机、制动器附近及井道气温，无发热部件处井道气温）见图16。

图16 各发热部件及其附近井道热力云图