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風機安裝與維護
負壓風機機殼淺談高層建筑地下汽車庫通風排煙工程設計離心風機氣
摘要：目前大中型高層建筑都建有地下室，且大部分都作為防空地下室，應設有除塵濾毒室、進風機房、密閉通道、防毒通道、擴散室等人防口部房間，因此，防空地下室集中了水電、通風空調等設備專業大部分管線，特別是通風排煙管道，尺寸大、工程多，在工程設計中，有必要把平時通風管道兼作火災時該區的通風排煙管，以減少防空地下室上部空間占用及風管用量，因此合量的設計通風、排煙工程顯得非常重要。
關鍵詞：高層建筑；防空地下室；地下汽車庫；通風排煙；防火設計
本文結合筆者的實踐，工程介紹防空地下室平時用作地下汽車庫時的設計方法。
一、地下汽車庫排煙工程的劃分
按照我國現行的《高層民用建筑設計防火規范》（GB50045-95）（2005年版）（以下簡稱《高規》）第4.1.8條及《人民防空工程設計防火規范》（GB50098-98）（2001年版）（以下簡稱《人規》）第3.1.9條要求，高層建筑的防空地下室，平時用作地下汽車庫，其防火設計應按《汽車庫、修車庫、停車場設計防火規范》（GB50067-97）（以下簡稱《庫規》）的有關規定執行。而高層建筑下的防空地下室，其戰時功能大部分為二等人員掩蔽所。而設置機械排煙工程的地下汽車庫，其每個防煙分區的建筑面積不宜大于2000m2，且防煙分區不得跨越防火分區。因此，平時通風排煙工程劃分完全可以跟建筑防煙分區來結合考慮，這樣既有利于通風工程兼作排煙工程，又可以保證通風排煙風管按防護單元設置成獨立工程，不會出現通風排煙風管跨越防護單元現象。
二、地下汽車庫風量的計算
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按照我國現行的《汽車庫建筑設計規范》（JGJ100-98）（以下簡稱《汽規》）第6.3.4條“地下汽車庫宜設置獨立的送風、通風工程。其風量應按允許的廢氣標準量計算，且換氣次數每小時不應小于6次，……”及《全國民用建筑工程設計技術措施——暖通空調·動力》（2003年版）（以下簡稱《措施》）第4.4.2條之規定，如果地下汽車庫為單層停放，其通風量可按氣次數6次/h計算，當層高小于3m時，按實際高度計算換氣體積；當層高≥3m時，按3m高度計算換氣體積。如果地下汽車庫汽車全部或部分為雙層停放時，則按每輛車所需通風量計算。如商業建筑等汽車出入頻率較大時，可取每輛500m3/h；汽車出入頻率一般時，可取每輛400m3/h；住宅建筑等汽車出入頻率較小時，可取每輛300m3/h。
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按照《庫規》第8.2.4條之規定“排煙風機的排煙量應按換氣次數不小于6次/h計算確定�！倍藭r地下汽車庫計算換氣體積時無論層高多少均應以實際層高計算換氣體積。
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為防止地下汽車庫廢氣溢出，車庫內必須保持負壓。因此，送風量應小于通風量。除地下一層汽車庫設置機械通風（煙）工程的防火分區有直接通向室外的汽車疏散出口，可采用汽車坡道口作為自然送（補）風口外，其余均應設置送（補）風工程。當送（補）風通路的空氣阻力不大于50Pa時，可采用自然送（補）風方式，否則應采用機械送（補）風方式。機械送風量一般按5次/h計算，并不應小于機械排煙量的50%，且一般不宜大于排煙量的80%。
三、地下汽車庫通風方式
平時通風采用均勻通風，即地下汽車庫均勻設置通風管及通風口，平時通風用，火災時兼作排煙風管及排煙口，此通風方式比均勻，集中通風效果會好。但是通風口能否與排煙口一并設置呢？
由于煙氣密度較小，排煙口應布置在車庫上方，這一點沒有異議。但平時的通風情況如何呢？過去通常的說法是：汽車排出的一些有害物比空氣輕，另一些有害物比空氣重，所以通風口在車庫的上部和下部均應布置，且宜從上部排出風量的1/3，而從下部排出2/3，其根據是現行《汽規》第6.3.5條。但是只要認真考慮一下就會發現，此規范的規定對于地下汽車庫的通風不一定合適。
首先，汽車有害物的大部分，其中包括CO（一氧化碳）的98%～99%，CmHn（碳氫化合物）的55%～65%和NOx（氮氧化物）的98%～99%都是從尾氣散發出來的，而尾氣的排放溫度高達500℃～550℃，這樣高溫的排放氣流產生很大的浮力，很難設想尾氣會滯留在車庫下部。
其次，尚有1%～2%的CO和NOx以及25%的CmHn從曲軸箱排出，有10%～20%的CmHn從燃油工程排出，這兩部分排放物雖然溫度不像尾氣那么高，且NOx也比空氣密度大些，但應該注意往常被忽視的一點常識，那就是這些有害物是在發動機工作時才排放的，而發動機工作時汽車處于行駛狀態，車庫的氣流隨著車子進進出出處于強烈擾動與混合狀態，尾氣也處于汽車后部的渦流之中，很難想象排放物會沉積于車庫下方。而那些停穩放好的汽車，其發動機已經關閉，沒有什么有害物排出了。
再次，有實測數據可以證明，用通風換氣的辦法將汽車排出的CO稀釋到容許濃度時，NOx和CmHn遠遠低于它們相應的允許濃度。也就是說，只要保證CO濃度排放達標，其他有害物即使有一些分布不均勻，也有足夠的安全倍數保證將其通過通風帶走。
最后，高層建筑的地下汽車庫一般只為停放轎車，最多是面包車設計的。車庫凈高只有2.4～2.8m左右，這樣的高度，上下都布置風口，既不便于施工，也無太大必要，況且有時根本沒有空間允許車庫下部布置風口。
此外，如果進風工程采用誘導通風方式時，車庫內的氣流擾動及混合就更加充分，車庫下部已不可能有穩定的有害物質出現。
綜上所述，鑒于排放有害物的汽車屬于運動中的物體，而且包含大部分有害物的尾氣又是高溫射流，沒有理由認為有害物會穩定地停留在庫區下部。因此，建議車庫的日常通風全部由上方排出，即所有風口均可置于車庫上部，并在支管上裝設溫度超過280℃時能自行關閉的排煙防火閥，火災排煙風管工程與日常通風風管工程即可完全合一。
四、地下汽車庫風機及防火閥設置
實際工程設計中，往往根據計算出的風量及風壓來選擇風機型號。
1．如計算出通風量與排煙量相差不大或者相同時，平時通風和火災排煙時均使用同一臺高溫軸流風機，壓頭按管路阻力定，在風機出口或者風機房出口處設置280℃防火閥，當煙溫達280℃時，通過風機入口或者風機房入口280℃防火閥關閉聯動風機停止運行。
2．如計算出通風量與排煙量有較大差異時，通風排煙風機可選擇一臺雙速高溫軸流風機，平時為低速運行、火災時高速運行。在風機出口或者風機房出口處設置280℃防火閥，當煙溫達280℃時，通過風機出口或者風機房出口280℃防火閥關閉聯動風機停止運行。此時消防控制室應能聯動控制雙速風機的聯動轉換。雙速風機的風量及風壓均需要滿足通風及排煙工程時的要求。
3．如計算出通風量與排煙量有較大差異時，且雙速風機的風量及風壓不能滿足通風及排煙工程時的要求，此時可采用兩臺風機，平時通風時開啟一臺低噪混流風機，火災時排煙則開啟另外一臺高溫軸流風機。在通風機出口處設置70℃防火閥，在排煙機出口處設置280℃防火閥；火災時關閉通風機出口處設置的70℃防火閥及通風機，聯動開啟排煙風機及排煙機出口處設置的280℃防火閥，當煙溫達280℃時，通過排煙風機出口280℃防火閥關閉聯動排煙風機停止運行。由于平時僅開啟一臺通風機，另一臺排煙風機停止運行，應在每臺風機前管路上設止回閥，以免短路。此時消防控制室應能聯動控制兩臺風機的聯動轉換。
4．地下汽車庫機械進風工程的送（補）風機可選低噪軸流風機或者高溫軸流風機，此時送（補）風機入口設置70℃防火閥還是280℃防火閥呢？規范中并無明確規定。筆者認為具體設置哪種防火閥，要看是否當時設置了送（補）風機房。
如果當時設置了送風機房，該機房應采用耐火極限不小于2.00h的隔墻和耐火極限不小于1.50h的樓板與其他部位隔開。此時送（補）風機與著火區是隔開的，此時送（補）風機房入口處設置70℃防火閥即可，由于補風管內送入低溫的新風，防火閥不會很快熔斷，不影響排煙使用，只有在排煙風機前的280℃防火閥熔斷后，補風工程才能聯鎖停機。
如果當時未設置送（補）風機房，此時送（補）風機與著火區是連通的，送（補）風機本身受到煙火威脅，送風溫度極易達到70℃，此時關閉防火閥及送風機，而此時排煙溫度尚未達到280℃，這樣會造成還在排煙時卻已經沒有補風了，因此此時送風機出口處應設置280℃防火閥。為了避免造成排煙風機關閉而補風風機繼續運行的情況出現，應對補風機與排煙風機聯鎖控制，即排煙風機后的280℃防火閥關閉后，補風機后的280℃防火閥跟著一起關閉，排煙風機與補風機一起聯鎖關閉停止運行。
為了減少風機噪聲對車庫及其它房間的影響，應在排煙風機前后接能在280℃溫度下連續工作0.5h以上耐高溫材料制作的軟接頭及消聲器或者消聲靜壓箱。為了盡量少占上部空間應充分利用梁上部吊裝風機。
參考文獻：
[1]高層民用建筑設計防火規范（GB50045-95）[S]．2005．
[2]人民防空工程設計防火規范（GB50098-98）[S]．2001．
[3]汽車庫、修車庫、停車場設計防火規范（GB50067-97）[S]．
[4]人民防空地下室設計規范（GB50038-2005）[S]．
[5]汽車庫建筑設計規（JGJ100-98）[S]．
作者簡介：吳杰（1978－），男，江西人，供職于江西省人防工程設計科研院，研究方向：暖通空調與給排水。
摘要：在離心風機氣動設計中，通常認為設計流量對應的工況是最佳工況。針對這種觀點，對幾臺風機進行性能預估與實測對比數據發現很多風機最佳工況點偏離氣動設計的設計流量，其偏離方向和大小與比轉速有關。分析原因后提出，對于不同比轉速選擇不同于用戶提出的設計流量，利用預估并優化變工況性能，就能保證用戶設計工況性能良好，又明顯改善變工況性能。
關鍵詞：離心風機；氣動力設計；設計流量；比轉速
引言
離心風機氣動設計時一般均按用戶提出設計工況的參數如流量、全壓、葉輪直徑、轉速和工作溫度等進行設計，并設法使設計工況效率最高。氣動設計本身既不能預估設計工況性能，更不能預估變工況性能。有了現代設計方法和整機流場數值模擬技術后[1-3]，通常也只對用戶提出的設計工況進行優化，并預估設計工況性能，如達到要求，就做樣機試驗。后來又發展了變工況性能預估技術[4]。近來，清華航院流體聲學實驗室收集多個不同比轉速風機的性能實測數據和變工況性能預估，發現很多這樣設計的樣機性能，最佳工況點偏離氣動設計的設計流量，其偏離方向和大小與比轉速有關。小比轉速風機的最佳工況流量大于原設計工況[5-6]；中比轉速風機的最佳工況與原設計工況接近，大比轉速風機的最佳工況流量小于原設計工況。而且這種偏離大小，直接和比轉速離中等比轉速的差別有關，差別越大，偏離越大。本文針對這種情況進行分析，并提出選擇流量的氣動設計方法，其核心思想是合適的選擇不同于用戶提出的設計流量和全壓進行氣動設計，再利用數值預估風機性能技術，優化用戶設計工況性能為主，兼顧變工況性能，盡量使就用戶設計工況性能接近或達到最佳的同時，又兼顧良好的變工況性能。
1氣動設計需用選擇設計流量
離心風機氣動設計的核心內容是設計葉輪，根據用戶提出的設計流量和全壓的要求，選擇一些經驗的結構參數如進口加速系數、進口角及葉輪進出口寬度比等進行設計。傳統的氣動設計主要采用2個公式[2]，一是式（1）的連續方程，可確定葉輪進口直徑d1，另一個是葉輪機械做功的歐拉方程（又稱全壓公式或能量方程），可確定葉片的出口角β2j，見式（2）。
式中，Q，H分別為流量系數和全壓系數，ε，β1j，ψ，μ和i分別為葉輪進口加速系數、幾何進口角、進口充滿系數、有限葉片修正系數和進口沖角，ηi為葉輪流動效率，d2，b2，β2j分別為葉輪出口直徑、寬度、出口幾何角。注意：這種設計方法中如果采用用戶的設計流量和全壓后，葉片出口角和葉輪進口直徑基本上就確定了，其它結構參數選擇對它的影響是較小的，特別是出口角，幾乎沒有什么影響。傳統的氣動設計是采用二維、理想、均勻流假定及進口速度三角形無預旋假定，并采用一些憑經驗選定的系數，如ψ，ηi，i，μ（顯然是無法預先正確給定的）等，這樣得到的全壓性能是無法保證的，也無法預估設計工況效率和變工況性能。在現代離心風機氣動設計中[1]，不斷進行結構參數變化的氣動設計，應用整機三維粘性流動數值模擬技術進行性能預估和優化，直至預估的設計工況性能達到用戶要求，而且也可預估其變工況性能。但是請注意：在所有氣動設計中，由于設計流量和全壓都是按用戶要求不變的，所以結構參數優化時，葉輪進口直徑變化較小，葉片出口角幾乎沒有變化，而這2個參數又是對風機性能影響很重要的參數。因而這種現代設計方法只能保證用戶要求的設計流量有很好的預估效率和全壓，卻不能保證它是整個變工況中有最佳的效率，因而它的變工況的性能也就改變了。例如，最佳效率工況點流量比用戶要求的設計流量低，則風機的小流量性能改善，大流量性能變差。相反，最佳工況點流量比用戶要求的設計流量高，大流量性能就好，小流量性能就差。如果增加設計變量，采用選擇流量和全壓設計，就增加了葉片出口角和葉輪進口直徑2個優化參數，就有可能優化原用戶要求的設計流量性能的同時，又能兼顧變工況性能，并使其設計工況的效率是或接近變工況性能中的最佳效率。
2常規設計的設計工況和最佳效率點的性能比較
令用戶設計流量和全壓為Quser和Huser，用戶設計流量的效率和全壓預估值為ηuserpre和Husepre，預估最佳效率點的效率、流量和全壓為ηmaxpre和Qmaxpret和Hmaxpre，用戶設計流量的效率和全壓實測值為ηuserexp和Huserexp效率實測最佳效率點的效率、流量和全壓為ηmaxexp和Qmaxexp和Hmaxexp。近來整理資料得到，如按用戶提出的設計要求進行氣動設計，得到的設計工況和最佳效率工況的性能比較見表1，可以看到設計工況的流量不一定是最佳效率點的流量，具體分析如下：
（1）7-09的預估和試驗的最大效率點流量均為2100m3/h，比設計流量1500m3/h大40%；7-18a預估和試驗最大效率點流量分別為3850m3/h和3820m3/h，比設計流量2950m3/h分別大31%和30%；7-22預估和試驗的最大效率點流量分別為4600m3/h和4500m3/h，比設計流量4200m3/h分別大9.5%和7.1%；7-27預估和試驗的最大效率點的流量分別為7600m3/h和7500m3/h，比設計流量7200m3/h分別大4.2%和5.6%；這類比轉速小于或等于27的風機，稱它們為小比轉速風機，其預估和實測的最大效率點流量非常接近，均大于設計流量；而且比轉速越小，這種偏離越大。
（2）7-35a限于當時條件，沒有數值預估最大效率點的流量，只有實測最大效率點的流量是11900，比設計流量12000m3/h小0.8%；7-35b的預估和試驗的最大效率點的流量均為3870m3/h，比設計流量3800m3/h大1.8%；6-44的預估和試驗的最大效率點的流量分別為10700m3/h和11500m3/h，它們分別比設計流量11000m3/h小2.7%和大4.5%；5-44的預估和試驗的最大效率點的流量分別為6650m3/h和6750m3/h，它們分別比設計流量6920m3/h小3.9%和2.5%；7-45的預估和試驗的最大效率點的流量分別為12000m3/h和11400m3/h，它們分別比設計流量11500m3/h大4.3%和小0.1%；這類的比轉速從35-45的風機，為中比轉速風機，其預估和實測最大效率點流量均很接近設計流量，一般差別小于3%，最大也只有4.5%。
�。�3）5-55的預估和試驗的最大效率點的流量分別為17400m3/h和18000m3/h，它們比設計流量20000m3/h分別小12%和10%；4-73的預估和試驗的最大效率點的流量分別為23000m3/h和22150m3/h，它們比設計流量24650m3/h分別小7%和10%；這類的比轉速大于55的風機，為大比轉速風機，其預估和實測的最大效率點流量均小于設計流量；而且總的趨勢也是比轉速越大，偏離越大，見表2的3-108的選擇流量設計。
需要另外指出：（1） 這里比轉速的劃分，只是根據我們設計的數據，不夠全面，還有一些斷層，如比轉速在27-35和45-55，應該分別屬于中或小和中或大比轉速之間，還有待今后補充和完善。（2） 由于預估和實測的最大效率點流量相當接近，所以實際上在設計階段就可從變工況性能數值預估中得到最大效率點流量是否和用戶設計流量吻合或偏離，以及偏離多大，因而也就知道它屬于哪一類比轉速風機。（3） 最近設計的特大比轉速3-108風機，設計時考慮到，如按流量設計，最大效率點流量會遠小于設計流量，而必須選擇設計流量設計，才能保證最大效率點流量接近設計流量，所以關于3-108只能采用選擇流量設計的數據，見表2。
3 選擇設計流量可以減少最佳效率流量和用戶設計流量偏離的原因
設計流量改為合理選擇的流量，在氣動設計中就是改變Q，相應地也要改變設計全壓H，由式（1）和式（2）看到它會影響葉輪進口直徑d1和葉片出口角β2j，如按用戶設計流量和全壓設計，優化時雖然有很多結構參數可以選擇優化，但是這兩個量d1、β2j是沒有作為優化量來優化的。這樣采用選擇流量設計就多了兩個優化變量，而且它們直接和流量及全壓值相關，所以就有可能來調節最佳效率點位置。
對于中等比轉速風機，采用用戶設計流量得到的進口直徑和葉輪出口角是適合設計工況，這樣的進口直徑能基本保證用戶設計流量暢通，葉輪中流動損失最小，流動效率很高，進風口損失也�。贿@樣得到葉輪出口角引起的蝸殼損失也合理，于是風機運行接近最大效率工況，也就是用戶設計流量和最大效率點流量相近，所以對于中等比轉速，采用用戶設計流量設計是合理的。對于大比轉速風機，最大的特點是流量大，對于4-73和3-108設計中，如按用戶設計流量設計，得到的進口直徑偏小，葉片出口角偏大，結果是設計工況進風口損失大，而且大流量通過小的進口進入葉輪，葉輪效率低，出口角偏大，使得進入蝸殼的氣流絕對角增大，使蝸殼損失增大；對于小流量區，隨著流量的減少，進口直徑小和出口角大引起的矛盾均減少，而且流量越小，性能越來越好，到某一個小流量工況，風機效率最高，這就是最佳效率的流量，而且隨著比轉速增大，它偏離用戶設計流量越遠；對于大流量區，隨著工況流量增大，進風口直徑偏小和出口角偏大引起的矛盾越來越大，進風口和蝸殼損失急劇增大，葉輪效率也隨著下降，于是大流量工況性能急劇下降。如采用選擇流量設計，提高設計流量同時必然會降低設計全壓，就使進口直徑增大，出口角縮小，原來的矛盾直接得到解決，不僅可提高用戶設計工況的效率，使它接近最佳效率，也可改善大流量性能。對于小比轉速風機，上述分析反之也然。
采用選擇流量設計需要注意：（1）優化性能的目標仍然是用戶設計流量的性能，同時適當兼顧變工況性能；（2）選擇設計流量和用
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關鍵詞：高層建筑；防空地下室；地下汽車庫；通風排煙；防火設計
本文結合筆者的實踐，工程介紹防空地下室平時用作地下汽車庫時的設計方法。
一、地下汽車庫排煙工程的劃分
按照我國現行的《高層民用建筑設計防火規范》（GB50045-95）（2005年版）（以下簡稱《高規》）第4.1.8條及《人民防空工程設計防火規范》（GB50098-98）（2001年版）（以下簡稱《人規》）第3.1.9條要求，高層建筑的防空地下室，平時用作地下汽車庫，其防火設計應按《汽車庫、修車庫、停車場設計防火規范》（GB50067-97）（以下簡稱《庫規》）的有關規定執行。而高層建筑下的防空地下室，其戰時功能大部分為二等人員掩蔽所。而設置機械排煙工程的地下汽車庫，其每個防煙分區的建筑面積不宜大于2000m2，且防煙分區不得跨越防火分區。因此，平時通風排煙工程劃分完全可以跟建筑防煙分區來結合考慮，這樣既有利于通風工程兼作排煙工程，又可以保證通風排煙風管按防護單元設置成獨立工程，不會出現通風排煙風管跨越防護單元現象。
二、地下汽車庫風量的計算
�。ㄒ唬┩L量
按照我國現行的《汽車庫建筑設計規范》（JGJ100-98）（以下簡稱《汽規》）第6.3.4條“地下汽車庫宜設置獨立的送風、通風工程。其風量應按允許的廢氣標準量計算，且換氣次數每小時不應小于6次，……”及《全國民用建筑工程設計技術措施——暖通空調·動力》（2003年版）（以下簡稱《措施》）第4.4.2條之規定，如果地下汽車庫為單層停放，其通風量可按氣次數6次/h計算，當層高小于3m時，按實際高度計算換氣體積；當層高≥3m時，按3m高度計算換氣體積。如果地下汽車庫汽車全部或部分為雙層停放時，則按每輛車所需通風量計算。如商業建筑等汽車出入頻率較大時，可取每輛500m3/h；汽車出入頻率一般時，可取每輛400m3/h；住宅建筑等汽車出入頻率較小時，可取每輛300m3/h。
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按照《庫規》第8.2.4條之規定“排煙風機的排煙量應按換氣次數不小于6次/h計算確定�！倍藭r地下汽車庫計算換氣體積時無論層高多少均應以實際層高計算換氣體積。
�。ㄈ┧惋L量
為防止地下汽車庫廢氣溢出，車庫內必須保持負壓。因此，送風量應小于通風量。除地下一層汽車庫設置機械通風（煙）工程的防火分區有直接通向室外的汽車疏散出口，可采用汽車坡道口作為自然送（補）風口外，其余均應設置送（補）風工程。當送（補）風通路的空氣阻力不大于50Pa時，可采用自然送（補）風方式，否則應采用機械送（補）風方式。機械送風量一般按5次/h計算，并不應小于機械排煙量的50%，且一般不宜大于排煙量的80%。
三、地下汽車庫通風方式
平時通風采用均勻通風，即地下汽車庫均勻設置通風管及通風口，平時通風用，火災時兼作排煙風管及排煙口，此通風方式比均勻，集中通風效果會好。但是通風口能否與排煙口一并設置呢？
由于煙氣密度較小，排煙口應布置在車庫上方，這一點沒有異議。但平時的通風情況如何呢？過去通常的說法是：汽車排出的一些有害物比空氣輕，另一些有害物比空氣重，所以通風口在車庫的上部和下部均應布置，且宜從上部排出風量的1/3，而從下部排出2/3，其根據是現行《汽規》第6.3.5條。但是只要認真考慮一下就會發現，此規范的規定對于地下汽車庫的通風不一定合適。
首先，汽車有害物的大部分，其中包括CO（一氧化碳）的98%～99%，CmHn（碳氫化合物）的55%～65%和NOx（氮氧化物）的98%～99%都是從尾氣散發出來的，而尾氣的排放溫度高達500℃～550℃，這樣高溫的排放氣流產生很大的浮力，很難設想尾氣會滯留在車庫下部。
其次，尚有1%～2%的CO和NOx以及25%的CmHn從曲軸箱排出，有10%～20%的CmHn從燃油工程排出，這兩部分排放物雖然溫度不像尾氣那么高，且NOx也比空氣密度大些，但應該注意往常被忽視的一點常識，那就是這些有害物是在發動機工作時才排放的，而發動機工作時汽車處于行駛狀態，車庫的氣流隨著車子進進出出處于強烈擾動與混合狀態，尾氣也處于汽車后部的渦流之中，很難想象排放物會沉積于車庫下方。而那些停穩放好的汽車，其發動機已經關閉，沒有什么有害物排出了。
再次，有實測數據可以證明，用通風換氣的辦法將汽車排出的CO稀釋到容許濃度時，NOx和CmHn遠遠低于它們相應的允許濃度。也就是說，只要保證CO濃度排放達標，其他有害物即使有一些分布不均勻，也有足夠的安全倍數保證將其通過通風帶走。
最后，高層建筑的地下汽車庫一般只為停放轎車，最多是面包車設計的。車庫凈高只有2.4～2.8m左右，這樣的高度，上下都布置風口，既不便于施工，也無太大必要，況且有時根本沒有空間允許車庫下部布置風口。
此外，如果進風工程采用誘導通風方式時，車庫內的氣流擾動及混合就更加充分，車庫下部已不可能有穩定的有害物質出現。
綜上所述，鑒于排放有害物的汽車屬于運動中的物體，而且包含大部分有害物的尾氣又是高溫射流，沒有理由認為有害物會穩定地停留在庫區下部。因此，建議車庫的日常通風全部由上方排出，即所有風口均可置于車庫上部，并在支管上裝設溫度超過280℃時能自行關閉的排煙防火閥，火災排煙風管工程與日常通風風管工程即可完全合一。
四、地下汽車庫風機及防火閥設置
實際工程設計中，往往根據計算出的風量及風壓來選擇風機型號。
1．如計算出通風量與排煙量相差不大或者相同時，平時通風和火災排煙時均使用同一臺高溫軸流風機，壓頭按管路阻力定，在風機出口或者風機房出口處設置280℃防火閥，當煙溫達280℃時，通過風機入口或者風機房入口280℃防火閥關閉聯動風機停止運行。
2．如計算出通風量與排煙量有較大差異時，通風排煙風機可選擇一臺雙速高溫軸流風機，平時為低速運行、火災時高速運行。在風機出口或者風機房出口處設置280℃防火閥，當煙溫達280℃時，通過風機出口或者風機房出口280℃防火閥關閉聯動風機停止運行。此時消防控制室應能聯動控制雙速風機的聯動轉換。雙速風機的風量及風壓均需要滿足通風及排煙工程時的要求。
3．如計算出通風量與排煙量有較大差異時，且雙速風機的風量及風壓不能滿足通風及排煙工程時的要求，此時可采用兩臺風機，平時通風時開啟一臺低噪混流風機，火災時排煙則開啟另外一臺高溫軸流風機。在通風機出口處設置70℃防火閥，在排煙機出口處設置280℃防火閥；火災時關閉通風機出口處設置的70℃防火閥及通風機，聯動開啟排煙風機及排煙機出口處設置的280℃防火閥，當煙溫達280℃時，通過排煙風機出口280℃防火閥關閉聯動排煙風機停止運行。由于平時僅開啟一臺通風機，另一臺排煙風機停止運行，應在每臺風機前管路上設止回閥，以免短路。此時消防控制室應能聯動控制兩臺風機的聯動轉換。
4．地下汽車庫機械進風工程的送（補）風機可選低噪軸流風機或者高溫軸流風機，此時送（補）風機入口設置70℃防火閥還是280℃防火閥呢？規范中并無明確規定。筆者認為具體設置哪種防火閥，要看是否當時設置了送（補）風機房。
如果當時設置了送風機房，該機房應采用耐火極限不小于2.00h的隔墻和耐火極限不小于1.50h的樓板與其他部位隔開。此時送（補）風機與著火區是隔開的，此時送（補）風機房入口處設置70℃防火閥即可，由于補風管內送入低溫的新風，防火閥不會很快熔斷，不影響排煙使用，只有在排煙風機前的280℃防火閥熔斷后，補風工程才能聯鎖停機。
如果當時未設置送（補）風機房，此時送（補）風機與著火區是連通的，送（補）風機本身受到煙火威脅，送風溫度極易達到70℃，此時關閉防火閥及送風機，而此時排煙溫度尚未達到280℃，這樣會造成還在排煙時卻已經沒有補風了，因此此時送風機出口處應設置280℃防火閥。為了避免造成排煙風機關閉而補風風機繼續運行的情況出現，應對補風機與排煙風機聯鎖控制，即排煙風機后的280℃防火閥關閉后，補風機后的280℃防火閥跟著一起關閉，排煙風機與補風機一起聯鎖關閉停止運行。
為了減少風機噪聲對車庫及其它房間的影響，應在排煙風機前后接能在280℃溫度下連續工作0.5h以上耐高溫材料制作的軟接頭及消聲器或者消聲靜壓箱。為了盡量少占上部空間應充分利用梁上部吊裝風機。
參考文獻：
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[3]汽車庫、修車庫、停車場設計防火規范（GB50067-97）[S]．
[4]人民防空地下室設計規范（GB50038-2005）[S]．
[5]汽車庫建筑設計規（JGJ100-98）[S]．
作者簡介：吳杰（1978－），男，江西人，供職于江西省人防工程設計科研院，研究方向：暖通空調與給排水。
摘要：在離心風機氣動設計中，通常認為設計流量對應的工況是最佳工況。針對這種觀點，對幾臺風機進行性能預估與實測對比數據發現很多風機最佳工況點偏離氣動設計的設計流量，其偏離方向和大小與比轉速有關。分析原因后提出，對于不同比轉速選擇不同于用戶提出的設計流量，利用預估并優化變工況性能，就能保證用戶設計工況性能良好，又明顯改善變工況性能。
關鍵詞：離心風機；氣動力設計；設計流量；比轉速
引言
離心風機氣動設計時一般均按用戶提出設計工況的參數如流量、全壓、葉輪直徑、轉速和工作溫度等進行設計，并設法使設計工況效率最高。氣動設計本身既不能預估設計工況性能，更不能預估變工況性能。有了現代設計方法和整機流場數值模擬技術后[1-3]，通常也只對用戶提出的設計工況進行優化，并預估設計工況性能，如達到要求，就做樣機試驗。后來又發展了變工況性能預估技術[4]。近來，清華航院流體聲學實驗室收集多個不同比轉速風機的性能實測數據和變工況性能預估，發現很多這樣設計的樣機性能，最佳工況點偏離氣動設計的設計流量，其偏離方向和大小與比轉速有關。小比轉速風機的最佳工況流量大于原設計工況[5-6]；中比轉速風機的最佳工況與原設計工況接近，大比轉速風機的最佳工況流量小于原設計工況。而且這種偏離大小，直接和比轉速離中等比轉速的差別有關，差別越大，偏離越大。本文針對這種情況進行分析，并提出選擇流量的氣動設計方法，其核心思想是合適的選擇不同于用戶提出的設計流量和全壓進行氣動設計，再利用數值預估風機性能技術，優化用戶設計工況性能為主，兼顧變工況性能，盡量使就用戶設計工況性能接近或達到最佳的同時，又兼顧良好的變工況性能。
1氣動設計需用選擇設計流量
離心風機氣動設計的核心內容是設計葉輪，根據用戶提出的設計流量和全壓的要求，選擇一些經驗的結構參數如進口加速系數、進口角及葉輪進出口寬度比等進行設計。傳統的氣動設計主要采用2個公式[2]，一是式（1）的連續方程，可確定葉輪進口直徑d1，另一個是葉輪機械做功的歐拉方程（又稱全壓公式或能量方程），可確定葉片的出口角β2j，見式（2）。
式中，Q，H分別為流量系數和全壓系數，ε，β1j，ψ，μ和i分別為葉輪進口加速系數、幾何進口角、進口充滿系數、有限葉片修正系數和進口沖角，ηi為葉輪流動效率，d2，b2，β2j分別為葉輪出口直徑、寬度、出口幾何角。注意：這種設計方法中如果采用用戶的設計流量和全壓后，葉片出口角和葉輪進口直徑基本上就確定了，其它結構參數選擇對它的影響是較小的，特別是出口角，幾乎沒有什么影響。傳統的氣動設計是采用二維、理想、均勻流假定及進口速度三角形無預旋假定，并采用一些憑經驗選定的系數，如ψ，ηi，i，μ（顯然是無法預先正確給定的）等，這樣得到的全壓性能是無法保證的，也無法預估設計工況效率和變工況性能。在現代離心風機氣動設計中[1]，不斷進行結構參數變化的氣動設計，應用整機三維粘性流動數值模擬技術進行性能預估和優化，直至預估的設計工況性能達到用戶要求，而且也可預估其變工況性能。但是請注意：在所有氣動設計中，由于設計流量和全壓都是按用戶要求不變的，所以結構參數優化時，葉輪進口直徑變化較小，葉片出口角幾乎沒有變化，而這2個參數又是對風機性能影響很重要的參數。因而這種現代設計方法只能保證用戶要求的設計流量有很好的預估效率和全壓，卻不能保證它是整個變工況中有最佳的效率，因而它的變工況的性能也就改變了。例如，最佳效率工況點流量比用戶要求的設計流量低，則風機的小流量性能改善，大流量性能變差。相反，最佳工況點流量比用戶要求的設計流量高，大流量性能就好，小流量性能就差。如果增加設計變量，采用選擇流量和全壓設計，就增加了葉片出口角和葉輪進口直徑2個優化參數，就有可能優化原用戶要求的設計流量性能的同時，又能兼顧變工況性能，并使其設計工況的效率是或接近變工況性能中的最佳效率。
2常規設計的設計工況和最佳效率點的性能比較
令用戶設計流量和全壓為Quser和Huser，用戶設計流量的效率和全壓預估值為ηuserpre和Husepre，預估最佳效率點的效率、流量和全壓為ηmaxpre和Qmaxpret和Hmaxpre，用戶設計流量的效率和全壓實測值為ηuserexp和Huserexp效率實測最佳效率點的效率、流量和全壓為ηmaxexp和Qmaxexp和Hmaxexp。近來整理資料得到，如按用戶提出的設計要求進行氣動設計，得到的設計工況和最佳效率工況的性能比較見表1，可以看到設計工況的流量不一定是最佳效率點的流量，具體分析如下：
（1）7-09的預估和試驗的最大效率點流量均為2100m3/h，比設計流量1500m3/h大40%；7-18a預估和試驗最大效率點流量分別為3850m3/h和3820m3/h，比設計流量2950m3/h分別大31%和30%；7-22預估和試驗的最大效率點流量分別為4600m3/h和4500m3/h，比設計流量4200m3/h分別大9.5%和7.1%；7-27預估和試驗的最大效率點的流量分別為7600m3/h和7500m3/h，比設計流量7200m3/h分別大4.2%和5.6%；這類比轉速小于或等于27的風機，稱它們為小比轉速風機，其預估和實測的最大效率點流量非常接近，均大于設計流量；而且比轉速越小，這種偏離越大。
（2）7-35a限于當時條件，沒有數值預估最大效率點的流量，只有實測最大效率點的流量是11900，比設計流量12000m3/h小0.8%；7-35b的預估和試驗的最大效率點的流量均為3870m3/h，比設計流量3800m3/h大1.8%；6-44的預估和試驗的最大效率點的流量分別為10700m3/h和11500m3/h，它們分別比設計流量11000m3/h小2.7%和大4.5%；5-44的預估和試驗的最大效率點的流量分別為6650m3/h和6750m3/h，它們分別比設計流量6920m3/h小3.9%和2.5%；7-45的預估和試驗的最大效率點的流量分別為12000m3/h和11400m3/h，它們分別比設計流量11500m3/h大4.3%和小0.1%；這類的比轉速從35-45的風機，為中比轉速風機，其預估和實測最大效率點流量均很接近設計流量，一般差別小于3%，最大也只有4.5%。
�。�3）5-55的預估和試驗的最大效率點的流量分別為17400m3/h和18000m3/h，它們比設計流量20000m3/h分別小12%和10%；4-73的預估和試驗的最大效率點的流量分別為23000m3/h和22150m3/h，它們比設計流量24650m3/h分別小7%和10%；這類的比轉速大于55的風機，為大比轉速風機，其預估和實測的最大效率點流量均小于設計流量；而且總的趨勢也是比轉速越大，偏離越大，見表2的3-108的選擇流量設計。
需要另外指出：（1） 這里比轉速的劃分，只是根據我們設計的數據，不夠全面，還有一些斷層，如比轉速在27-35和45-55，應該分別屬于中或小和中或大比轉速之間，還有待今后補充和完善。（2） 由于預估和實測的最大效率點流量相當接近，所以實際上在設計階段就可從變工況性能數值預估中得到最大效率點流量是否和用戶設計流量吻合或偏離，以及偏離多大，因而也就知道它屬于哪一類比轉速風機。（3） 最近設計的特大比轉速3-108風機，設計時考慮到，如按流量設計，最大效率點流量會遠小于設計流量，而必須選擇設計流量設計，才能保證最大效率點流量接近設計流量，所以關于3-108只能采用選擇流量設計的數據，見表2。
3 選擇設計流量可以減少最佳效率流量和用戶設計流量偏離的原因
設計流量改為合理選擇的流量，在氣動設計中就是改變Q，相應地也要改變設計全壓H，由式（1）和式（2）看到它會影響葉輪進口直徑d1和葉片出口角β2j，如按用戶設計流量和全壓設計，優化時雖然有很多結構參數可以選擇優化，但是這兩個量d1、β2j是沒有作為優化量來優化的。這樣采用選擇流量設計就多了兩個優化變量，而且它們直接和流量及全壓值相關，所以就有可能來調節最佳效率點位置。
對于中等比轉速風機，采用用戶設計流量得到的進口直徑和葉輪出口角是適合設計工況，這樣的進口直徑能基本保證用戶設計流量暢通，葉輪中流動損失最小，流動效率很高，進風口損失也�。贿@樣得到葉輪出口角引起的蝸殼損失也合理，于是風機運行接近最大效率工況，也就是用戶設計流量和最大效率點流量相近，所以對于中等比轉速，采用用戶設計流量設計是合理的。對于大比轉速風機，最大的特點是流量大，對于4-73和3-108設計中，如按用戶設計流量設計，得到的進口直徑偏小，葉片出口角偏大，結果是設計工況進風口損失大，而且大流量通過小的進口進入葉輪，葉輪效率低，出口角偏大，使得進入蝸殼的氣流絕對角增大，使蝸殼損失增大；對于小流量區，隨著流量的減少，進口直徑小和出口角大引起的矛盾均減少，而且流量越小，性能越來越好，到某一個小流量工況，風機效率最高，這就是最佳效率的流量，而且隨著比轉速增大，它偏離用戶設計流量越遠；對于大流量區，隨著工況流量增大，進風口直徑偏小和出口角偏大引起的矛盾越來越大，進風口和蝸殼損失急劇增大，葉輪效率也隨著下降，于是大流量工況性能急劇下降。如采用選擇流量設計，提高設計流量同時必然會降低設計全壓，就使進口直徑增大，出口角縮小，原來的矛盾直接得到解決，不僅可提高用戶設計工況的效率，使它接近最佳效率，也可改善大流量性能。對于小比轉速風機，上述分析反之也然。
采用選擇流量設計需要注意：（1）優化性能的目標仍然是用戶設計流量的性能，同時適當兼顧變工況性能；（2）選擇設計流量和用
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