地铁车站弱电设备间设备发热量确定方法

王 艳 篮 杰 李国栋 王海涛

(1.中原工学院,郑州;2.中铁第四勘察设计院集团有限公司,武汉;3.河南工业大学,郑州)

0 引言

空调系统能耗占地铁车站总能耗的比例较大[1]。地铁车站利用空调系统为地铁运营提供健康舒适的空气环境,并为地铁设备安全运行提供适宜的空气环境。地铁车站空调系统优化设计是降低空调系统建设成本和空调系统节能减排的主要技术措施。地铁电气设备发热量导致的空调负荷占地铁车站设备间空调总负荷的比例最大[2]。地铁车站空调系统设计需要准确的地铁设备发热量数据,然而目前仍缺少准确可靠的地铁设备发热量数据和计算分析方法[3-4]。根据设备发热量估计数据确定地铁车站设备空调负荷,会引起空调设计负荷偏大,导致空调系统能源浪费和建设成本增加。

地铁车站弱电设备间一般要求室内气温不超过27 ℃,且要求室内空气相对湿度范围为40%～60%。现有研究发现,地铁车站设备管理间空调系统设计负荷经常大于实际负荷[5],地铁设备间设备发热量设计值有较大的优化空间[6],设备间湿负荷主要来源于设备间渗透风[7-8],设备功率是确定设备发热量的重要技术参数。虽然现有研究已经对设备发热量和设备间空调负荷进行了实测和理论分析研究[9],但是地铁设备间设备发热量确定结果缺少准确性验证,且没有深入分析影响设备发热量和空调负荷的主要影响因素[10]。因此,本文提出了一种地铁车站设备间设备发热量确定新方法,利用弱电设备发热量实测数据与模型预测数据相互验证,可以有效提高弱电设备发热量确定结果的准确性。结合实际地铁车站的数据,研究了室内气温、地铁是否运营、安装设备额定功率、地铁车站类型和设备房间面积等因素对弱电设备间设备发热量和空调负荷的影响,从而为地铁车站弱电设备间空调负荷的设计提供参考。

1 地铁车站弱电设备发热量确定方法

1.1 弱电设备间设备发热量确定方法概述

该方法根据实测弱电设备间送回风比焓、温湿度和风量,利用焓差原理计算地铁车站弱电设备间余热负荷;根据设备外表面温度、热流密度和空气温度等实测数据,通过分析弱电设备间余热负荷的构成确定弱电设备发热量。同时,根据设备表面温度、空气温度、建筑围护结构内表面温度等实测数据和弱电设备功率等设计数据,采用建立的弱电设备发热量预测模型[11]计算确定弱电设备发热量。最后,通过对比基于焓差原理法的弱电设备发热量实测数据和弱电设备发热量模型预测数据,确定地铁车站弱电设备间设备发热量,可以有效保证弱电设备间设备发热量确定结果的准确性。

1.2 基于焓差原理的弱电设备间设备发热量实测方法

注：Lsa和Lra分别为设备间送风量和回风量,m3/h;ρsa和ρra分别为设备间送风密度和回风密度,kg/m3;hsa和hra分别为设备间送风比焓和回风比焓,J/kg。图1 空调房间热平衡原理图

地铁车站弱电设备间余热负荷计算式为

Q=Qwa+Qia+Qhu+Qeq+Qli

(1)

弱电设备间余热负荷可以根据测量的送风热量和回风热量计算得到(空气焓差法)。式(2)为利用焓差原理计算地铁车站弱电设备管理用房余热负荷的计算公式。

Q=Lraρrahra-Lsaρsahsa

(2)

弱电设备间围护结构余热可以根据测量的围护结构内表面热流密度计算确定,围护结构余热可以利用式(3)计算确定。

Qwa=qinAwa

(3)

式中qin为设备间围护结构内表面热流密度,W/m2;Awa为围护结构内表面面积,m2。

渗透风余热是指地铁活塞风效应使室外高温空气进入设备间形成的空调余热负荷。渗透风余热可以根据测量的送风量、回风量、室内空气比焓和室外轨行区空气比焓计算确定。渗透风余热可以利用式(4)计算确定。需要指出的是,用式(4)计算的渗透风量与真实渗透风量可能有一定的差异,主要原因是地铁列车进出车站带来的“活塞风”会产生较大的波动,活塞风引起的渗透风量与房间缝隙及位置、活塞风强弱密切相关。

Qia=(Lraρra-Lsaρsa)(ho-hra)

(4)

式中ho为室外轨行区空气比焓,J/kg。

1.3 地铁车站弱电设备间设备发热量预测模型

弱电设备通过传导、对流和辐射的传热方式与室内空气、室内物体和建筑围护结构进行换热。式(5)～(9)为地铁车站弱电设备间设备发热量数学模型,可以利用传递函数式(10)求解设备发热量数学模型[11],计算确定地铁车站弱电设备间设备实时发热量。

Qeq=Qeq,cv+Qeq,ra+Qeq,cd

(5)

(6)

(7)

Qeq,cd=KsAc(Teq-Tss)

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(8)

(9)

(10)

式(5)～(10)中Qeq,cv为弱电设备对流散热量,W;Qeq,ra为弱电设备辐射散热量,W;Qeq,cd为弱电设备热传导散热量,W;cpa为空气的比定压热容,J/(kg·K);ρa为空气密度,kg/m3;vf为冷却风扇产生的空气流量,m3/s;Tf为冷却风扇产生的气流的温度,K;Ta为室内空气温度,K;N为弱电设备数量;h为设备外表面对流换热系数,W/(m2·K);Aeq,i为第i个设备外表面面积,m2;Teq,i为第i个设备外表面温度,K;σ为黑体辐射常数,取5.67×10-8W/(m2·K4);εe为设备表面发射率,取0.65;εw为房间围护结构内表面发射率;Tw为房间围护结构内表面温度,K;Ae为设备外表面面积,m2;Aw为房间围护结构内表面面积,m2;Ks为弱电设备与周围固体的传热系数,W/(m2·K);Ac为弱电设备与周围固体传热的热传导面积,m2;Teq为弱电设备外表面温度,K;Tss为弱电设备周围固体的外表面温度,K;β为地铁弱电设备排热风机动能和显示屏光能的等效系数;P为设备功率,W;cp为弱电设备的比定压热容,J/(kg·K);m为弱电设备的质量,kg;T为温度,K;τ为时间,s,在本研究中时间步长为300 s(5 min);G(s)为传递函数,其中s为传递因子;a0～a5、b0～b4为传递系数,根据文献[11]确定。

2 地铁车站弱电设备发热量确定结果和影响因素分析

本研究选取郑州地区的地铁车站A、B、C作为测试车站,测量和确定地铁弱电设备间的逐时空调负荷和设备发热量。A车站是信号集中车站,B、C车站是信号非集中车站。利用式(2)焓差原理计算地铁车站弱电设备间的余热负荷,根据式(1)计算确定弱电设备发热量。利用式(5)～(9)预测弱电设备发热量,对比弱电设备发热量预测模型预测结果和实测结果,保证弱电设备发热量确定结果的准确性,研究室内气温、地铁是否运营、设备额定功率和车站类型等因素对空调负荷和设备发热量的影响。测量时间为2021年7月19日至10月25日,测量仪器仪表包括：风量罩(精度±12 m3/h)、空气比焓传感器(精度±1 J/kg)、空气温度传感器(精度±0.1 ℃)、空气湿度传感器(精度±3%)、热流计(精度±0.1 W/m2)、热电偶(精度±0.2 ℃)和风速仪(精度±0.04 m/s)。弱电设备测试房间包括通信设备间、信号设备间、AFC(自动售检票系统)设备间及电源室、综合监控设备间、民用通信设备间、警用通信设备间、电源整合设备间和屏蔽门控制设备间等设备房间。

2.1 室内气温对弱电设备间设备发热量的影响

研究室内气温对弱电设备间空调负荷和设备发热量的影响有助于确定设备间设计温度和设计送风量。本研究考虑的弱电设备间类型和数量较多,无法给出全部测量和研究结果,因此本文仅给出了A车站通信设备间的测试和研究结果,选择该设备间的原因是设备发热量受室内气温影响较大,便于分析和研究室内气温对弱电设备间设备发热量的影响。室内气温对其余弱电设备间的影响与该设备间相似。图2显示了A车站通信设备间的实测送回风温度。送风温度为18.3～27.4 ℃,平均送风温度为21.72 ℃,送风温度波动较大;回风温度为21.9～27.6 ℃,平均回风温度为24.1 ℃,回风温度波动也较大。夜间地铁停止运营期间空调制冷设备不运行,通信设备间送风温度较高;白天地铁运营期间空调制冷设备正常运行,通信设备间送风温度较低。

图2 A车站通信设备间实测送回风温度

图3显示了A车站通信设备间设备外表面和围护结构内表面实测温度。5个设备外表面测点分别布置在5个不同的设备上,测点位置由测试人员根据设备具体情况随机确定。不同设备外表面温度差异性较大,最高温度为45.14 ℃,出现在空调制冷设备停止运行期间;设备外表面最低温度为23.32 ℃,出现在回风温度最低时。室内气温对设备外表面和围护结构内表面温度均有一定影响。设备外表面相同位置处的温度波动不大,回风温度大幅升降及波动会引起设备外表面温度和围护结构内表面温度的小幅升降及波动。

图3 A车站通信设备间设备和围护结构表面实测温度

图4显示了A车站通信设备间设备外表面(设备外表面测点1处)和围护结构内表面实测热流密度。设备外表面热流密度相对比较稳定,回风温度的大幅度升高基本没有引起设备外表面热流密度的显著变化。空调制冷设备运行期间围护结构内表面热流密度相对比较稳定,存在热流密度值的小幅度波动;空调制冷设备停止运行期间设备间外部空气温度升高,引起围护结构内表面热流密度显著增大。因此,室内气温变化对设备外表面热流密度的影响较小,对围护结构内表面热流密度影响较大。

图4 A车站通信设备间设备和围护结构表面实测热流密度

图5显示了A车站通信设备间实测逐时全热负荷、围护结构余热、渗透风余热、设备发热量和设计负荷。实测的逐时全热负荷为6.06～11.44 kW,平均为9.39 kW,远小于设计负荷24.50 kW。实测的逐时围护结构余热为1.43～2.13 kW,平均为1.74 kW。实测的逐时渗透风余热为-0.05～0.74 kW,平均为0.38 kW。实测的逐时设备发热量为5.01～9.14 kW,平均设备发热量为7.77 kW。模型计算的逐时设备发热量与实测的逐时设备发热量吻合很好,最大偏差为0.89 kW,最大相对误差为10.2%,表明实测的逐时设备发热量具有较高的准确性和可靠性。设备发热量占通信设备间空调余热的74.74%～85.78%,设备发热量占通信设备间空调余热的比例较大。围护结构余热占通信设备间空调余热的14.22%～23.70%。渗透风余热占通信设备间空调余热的-0.50%～7.21%。全热负荷明显大于显热负荷,表明该设备间存在较大的湿负荷,A车站是新建车站,弱电设备间围护结构湿度较大,且地铁活塞风也会使该弱电设备间存在较大的渗透风量,渗透风的湿度偏大,两者综合作用导致该设备间的全热负荷明显大于显热负荷。地铁停止运营期间实测的渗透风量较小,实测的全热负荷仍然大于实测的显热负荷,说明潮湿的围护结构是该通信设备间湿负荷的主要来源。测试时热流计测量的是测量点总的传热速率,包括测量点的辐射换热、对流换热和传导换热。该通信设备间的湿负荷占比较大,因此房间空调余热负荷是指空调房间的全热负荷,显热负荷在本研究中只起到参考作用,因此本文没有给出该通信设备间的显热负荷。

图5 A车站通信设备间逐时全热负荷、围护结构余热、渗透风余热、设备发热量和设计负荷

2.2 地铁是否运营对弱电设备发热量的影响

在A车站民用通信设备间开展了地铁运营对弱电设备间逐时空调余热影响的试验测试研究。选择该设备间的原因是设备发热量受地铁是否运营影响较大,设备发热量变化基本可以不考虑其他因素的影响,室内气温对其余弱电设备间的影响与该设备间相似。图6显示了A车站民用通信设备间实测送回风温度。送风温度为19.4～21.4 ℃,送风温度波动较小;回风温度为24.9～25.9 ℃,回风温度很稳定,波动也较小。

图6 A车站民用通信设备间实测送回风温度

图7显示了A车站民用通信设备间设备外表面实测温度和围护结构内表面实测温度。5个设备外表面测点分别布置在5个不同的设备上,测点位置由测试人员根据设备具体情况随机确定。不同设备外表面温度差异性较大,送回风温度的小幅波动没有引起设备外表面温度和围护结构内表面温度的显著变化。

图7 A车站民用通信设备间设备和围护结构表面实测温度

图8显示了A车站民用通信设备间设备外表面实测热流密度和围护结构内表面实测热流密度。设备外表面温度较高(设备外表面1处)引起设备外表面热流密度相对较大,围护结构内表面温度较低导致围护结构内表面热流密度相对较小;设备外表面热流密度波动幅度大于围护结构内表面热流密度波动幅度;地铁运营期间的设备外表面热流密度均值略大于地铁停止运营期间的均值;由于送回风温度和风量没有显著变化,围护结构内表面热流密度没有显著变化。以上情况表明地铁是否运营对民用通信设备间设备发热量有较大的影响。究其原因是民用通信设备间是设置中国移动、联通、电信等机柜的专用弱电设备间,地铁运营时乘客的通信和上网活动会增加弱电设备的发热量,非运营期间则几乎没有乘客的通信和上网活动,因此民用通信设备间设备发热量受地铁是否运营的影响较大。另外,分析图5可知,通信设备间的设备发热量较小值也出现在地铁停止运营期间,表明其他弱电设备间也有相似的弱电设备发热量规律。

图8 A车站民用通信设备间设备和围护结构表面实测热流密度

图9显示了A车站民用通信设备间实测逐时全热负荷、围护结构余热、渗透风余热、设备发热量和设计负荷。实测的逐时全热负荷为15.17～18.58 kW,平均全热负荷为17.37 kW,远小于设计负荷34.7 kW;实测的逐时围护结构余热为2.2～2.6 kW,平均围护结构余热为2.5 kW;实测的逐时设备发热量为12.58～16.02 kW,平均设备发热量为14.85 kW;模型计算的逐时设备发热量与实测的逐时设备发热量吻合很好,最大偏差为0.8 kW,最大相对误差为9.1%,表明模型计算的逐时设备发热量具有较高的准确性和可靠性;试验测试期间A车站民用通信设备间围护结构余热和渗透风余热变化均很小,因此计算设备发热量变化时基本可以不考虑围护结构余热和渗透风余热变化的影响。A车站民用通信设备间的测试结果表明：地铁运营期间设备发热量大于非运营期间设备发热量,地铁非运营期间设备发热量最大减小幅度为21.62%;地铁运营期间全热负荷大于非运营期间全热负荷,地铁非运营期间全热负荷最大减小幅度为18.35%。因此,地铁是否运营对民用通信设备间空调余热和设备发热量有较大的影响。

图9 A车站民用通信设备间逐时全热负荷、围护结构余热、渗透风余热、设备发热量和设计负荷

2.3 设备额定功率对弱电设备发热量的影响

选择A、B、C车站的综合监控设备间进行设备额定功率对弱电设备间逐时空调余热影响的试验测试研究。其他弱电设备间的研究结果与综合监控设备间相似。A车站是通信信号集中的普通地铁地下车站,综合监控设备间建筑面积为31.87 m2,设备额定功率为6.2 kW。B车站是通信信号非集中的地铁换乘车站,综合监控设备间建筑面积为31.08 m2,设备额定功率为4.9 kW。C车站是层高较大、具有夹层的通信信号非集中的地铁车站,综合监控设备间建筑面积为47.88 m2,设备额定功率为5.3 kW。

图10显示了A、B、C车站综合监控设备间的实测全热负荷和设备发热量。经与模型计算的逐时设备发热量对比和验证,实测的逐时设备发热量具有较高的准确性和可靠性。设备发热量占综合监控设备间全热负荷的65.21%～93.73%,地铁运营期间设备发热量大于非运营期间的设备发热量,运营期间全热负荷大于非运营期间全热负荷。3个地铁车站的综合监控设备间全热负荷和设备发热量峰值的大小顺序为A车站(设备发热量峰值6.58 kW)>C车站(设备发热量峰值4.82 kW)>B车站(设备发热量峰值4.16 kW)。设备发热量峰值与设备额定功率密切相关,设备发热量峰值受建筑面积和地铁地下车站类型的影响不大。因此,应将设备额定功率作为确定弱电设备间设备发热量和全热负荷的重要依据。

图10 综合监控设备间实测全热负荷和设备发热量

3 结论

针对地铁空调负荷设计缺少准确可靠的设备发热量数据问题,本文提出了一种地铁车站弱电设备间设备发热量确定新方法,该方法利用弱电设备发热量实测结果和发热量预测模型预测结果确定地铁车站弱电设备间设备发热量,预测模型预测结果和实测结果可以相互验证,可以有效提高弱电设备发热量确定结果的准确性。研究了室内气温、地铁是否运营、设备额定功率和车站类型等因素对弱电设备间空调负荷和设备发热量的影响。主要研究结论如下：

1) 提出的地铁车站弱电设备间设备发热量确定方法可以有效提高设备发热量确定结果的准确性。

2) 室内气温对设备外表面和围护结构内表面温度及围护结构内表面热流密度有较大影响,对设备外表面热流密度有较小的影响。

3) 地铁是否运营对地铁车站弱电设备间空调余热和设备发热量有较大影响,地铁运营期间弱电设备间设备发热量大于非运营期间设备发热量。

4) 地铁车站弱电设备间设备发热量峰值与安装设备的额定功率密切相关,设备发热量峰值受建筑面积和地铁地下车站类型的影响不大。