冬季由于室内外温差大, 超高层建筑的烟囱效应比较显著, 可能导致电梯门两侧热压差过大而产生电梯门开关障碍等问题。随着我国超高层建筑数量的增多, 由烟囱效应引发的电梯门故障问题越来越受到人们的关注。

　　 目前, 国内外关于超高层建筑热压分布研究较少。Jo等^[1]对首尔的两栋高层住宅进行了现场实测和模拟研究, 分析了两栋建筑的热压系数和热压差分布特性;高甫生^[2]指出, 高层建筑中的烟囱效应与实际烟囱中的气流流动存在差别, 受围护结构的密闭性能和建筑内部隔断的影响较大;贾欢渝等^[3]利用CONTAMW软件模拟了千米建筑在冬季热压的分布情况。

　　 本文在利用CONTAMW软件模拟时对超高层建筑的内部构件提出了简化原则, 并对北方地区某栋超高层建筑的烟囱效应进行模拟。分析了电梯门两侧热压差随楼层分布的情况, 对影响电梯门两侧热压差分布的主要因素进行了分析。

　　 烟囱效应是在室内外温差形成的热压作用下产生的, 将室内外温差导致的空气密度不同而形成的压差称为热压差。高层建筑会存在一个既没有空气流入也没有空气流出的位置, 称之为中和面。在中和面处, 建筑室内外的热压差为零。对于高层建筑, 当冬季室内温度高于室外温度时, 室内空气密度较小, 室外空气密度较大, 室外冷空气会通过建筑较低楼层的门窗缝隙或其他孔洞进入室内。冷空气在室内被加热后, 温度升高、密度减小, 经由建筑的楼梯井、电梯井、管井等竖向通道向上流动而到达上部的建筑楼层;然后通过中和面以上建筑楼层的门窗缝隙和各种孔洞渗出。以上就是烟囱效应的作用过程。对于夏季室内温度低于室外温度的情况, 室内空气从中和面以下的低层部分渗出, 室外空气从中和面以上的高层部分渗入, 即出现反向烟囱效应。图1给出了烟囱效应与反向烟囱效应的示意图。

　　 由1.1节可知, 在外界环境和电梯等竖井之间流通的空气在水平方向上通过建筑外墙、门窗等多个建筑构件, 电梯竖井与外界环境之间的热压正是由这些建筑构件共同承担的。本小节所介绍的热压系数则是描述不同建筑构件两侧热压差的重要参数。

　　 美国供暖制冷和空调工程师协会 (AmericanSociety of Heating, Refrigeration and Air-conditioning Engineers) ^[4]给出了热压系数γ的计算公式:

　　 式中:P_a为建筑顶部与底部外墙两侧热压差绝对值之和, Pa;P_t为建筑顶部与底部电梯竖井与外界环境之间热压差的绝对值之和, Pa。

　　 Jo等^[1]基于Hayakawa和Togari^[5]所定义的热压系数公式给出了每层热压系数计算公式:

　　 热压系数越大, 建筑外墙分担的热压差就越大, 说明建筑外墙的气密性越好。

　　 电梯门、楼梯门等建筑构件所承担的热压差一方面取决于其所在建筑平面的布置情况, 另一方面取决于建筑构件自身的渗透特性。

　　 建筑构件的渗透特性有多种表达方式, 本文为了分析方便, 统一采取渗透面积来表示建筑构件的渗透特性。在渗透特性测量试验中, 控制建筑构件两侧的热压差 (例如在10~75Pa之间) , 测得该热压差下空气的体积流速, 从而根据下式可计算得到渗透面积:

　　 式中:L为构件的渗透面积, cm²或cm²/m²;Q_r为试验测得的体积流速, m³/ (m·h) 或m³/ (m²·h) ;ΔP_r为试验测得的热压差, Pa;C_d为流量系数;ρ为空气密度, kg/m³。

　　 通常ΔP_r和C_d有两组取值:当ΔP_r=4Pa时, C_d=1.0;当ΔP_r=10Pa时, C_d=0.6。

　　 本文在模拟烟囱效应过程中建筑构件渗透面积的取值见表1, 表中数值是在ΔP_r=10Pa, C_d=0.6试验条件下依据式 (3) 获得的。其中, 电梯门、楼梯门、普通门的渗透面积的取值参考了《建筑外门窗气密、水密、抗风压性能分级及检测方法》 (GB/T7106—2008) ^[6]4.1条, 外门窗、建筑幕墙的渗透面积的取值亦参考了《建筑幕墙》 (GB/T 21086—2007) ^[7]5.1.3条。

　　 本文对超高层建筑烟囱效应的模拟是基于多区域空气质量和通风分析软件CONTAMW进行的。软件CONTAMW利用质量、能量守恒等方程以及层 (level) 、区域 (zone) 、空气流通路径 (airflow path) 等概念, 将实际建筑简化为理想的建筑模型, 对整个建筑物的空气流动的传播情况进行模拟。

　　 在使用软件CONTAMW建模时, 本文做了以下几点的简化:1) 将不规则的建筑平面简化为规则的形状;2) 地下室外墙因与土壤连接, 阻断了地下室和外界之间的气体流通, 可以认为地下室外墙渗透面积为0cm²/m²;3) 建筑内部隔墙、楼板阻断了气体流通, 可认为其渗透面积为0cm²/m²;4) 将商业区的电动扶梯定义为楼梯单元, 可认为该楼梯单元门呈开启状态, 渗透面积取20 000cm²/m²;5) 将地下车库的车道定义成楼梯单元, 该楼梯单元门的渗透面积取20 000cm²/m²。

　　 寒冷地区冬天的室内外温差较大, 超高层建筑的烟囱效应问题尤为明显, 故本文选取了一栋位于我国东北地区的超高层建筑作为研究对象。该高层建筑高度为215m, 其中地上部分51层 (7层以上为塔楼, 7层及以下为裙房) , 地下部分3层。地下3层为地下车库, 地下2层~地上7层为商业区。图2给出了简化后的首层和标准层建筑平面示意图。

　　 该超高层建筑共有22部电梯, 其中电梯E19~E22为地下室到裙房的电梯, 共10层, 高度不大, 本文未将其作为研究对象。对其余电梯按电梯竖井的高度以及电梯门的设置情况分为以下4种类型:电梯E1~E3为一组, 这3部电梯的电梯井贯穿所有楼层, 并在每个楼层都设置电梯门;电梯E4~E9为一组, 这6部电梯的电梯井贯穿1~50层, 在1层以及31~50层设置电梯门;电梯E10~E15为一组, 这6部电梯的电梯井仅贯穿1~30层, 在1~30层设置电梯门;电梯E16~E18为一组, 这3部电梯的电梯井贯穿1~51层, 但只在1层以及51层设置电梯门。图3给出了上述4种类型电梯的电梯门沿楼层的分布情况。

　　 影响超高层建筑烟囱效应的因素主要有建筑构件的渗透特性、室内外温差、内部隔断以及分段电梯的设置情况等。本文研究的超高层建筑采用的幕墙与建筑外门窗的气密性等级均为1级, 其渗透面积取值见表1。由于该建筑处于东北寒冷地区, 冬季的室内外温差比夏季更大, 故这里仅考虑冬季的情况。经过对当地气候条件的分析, 室外温度取为-20℃, 室内温度及电梯竖井的温度均取为20℃。由于该建筑为超高层建筑综合体, 模拟了该建筑的地下室以及在地下2层~地上7层商业区分布的自动扶梯与建筑中庭, 设置首层外门为关闭状态, 并且不考虑电梯前室门和外立面风压作用的情况。

　　 图4给出了在2.2节参数条件下电梯门所承受热压差沿楼层的分布。

　　 由图4 (a) 可以看出, 电梯E1~E3的中和面在25层附近, 这也是该电梯井竖向的中间位置。在地下3~地上22层以及31~51层, 电梯门两侧的热压差较大, 最大达到137.9Pa。进一步分析可知, 6~22层以及31~51层的热压系数均低于0.5, 这意味着大部分的热压被电梯门承担, 导致电梯门两侧的热压差过大。

　　 由图4 (b) 可以看出, 电梯E4~E9在1层的电梯门承担了超过170Pa的热压差;电梯井的中和面在36层附近, 即电梯井的上端, 使得该电梯井在1层由烟囱效应产生的热压差很大。

　　 由图4 (c) 可以看出, 电梯E10~E15在1层电梯门两侧热压差为25.7Pa, 与电梯E1~E9在1层电梯门的热压差值相比较小, 这是因为E10~E15电梯井的高度仅是E1~E9电梯井高度的60%所致。电梯E10~E15在20~30层电梯门两侧热压差较大, 电梯E10~E15的电梯井在这些楼层的热压系数均低于0.4, 即电梯门承担了超过60%的热压差。

　　 电梯E16~E18仅在1层和51层设置电梯门。由图4 (d) 可以看出, 这3部电梯在1层和51层电梯门两侧热压差均超过100Pa, 这一方面是因为E16~E18的电梯井比较高, 使得1层和51层电梯井与外界之间的热压差很大;另一方面是因为建筑的外部围护结构承担的热压差较少, 其热压系数低于0.5, 电梯E16~E18的电梯门承担的热压差较多。

　　 同样以2.1节的超高层建筑为例, 本节针对室内外温差、建筑构件的渗透特性、内部隔断等因素进行分析, 来探讨这些主要因素对烟囱效应的影响, 以尝试对缓解烟囱效应措施实施效果进行定量分析。

　　 根据《建筑外门窗气密、水密、抗风压性能分级及检测方法》 (GB/T 7106—2008) ^[6]4.1条, 《建筑幕墙》 (GB/T 21086—2007) ^[7]5.1.3条, 本文共设计了19种模拟工况, 详见表2。表2中, 室外温度考虑了3种情况:冬季日平均气温-10℃, 冬季的最低气温-20℃, 夏季的最高气温35℃;电梯井温度考虑了5℃和20℃两种情况;建筑幕墙气密性考虑了表1中的4个等级;建筑外门窗根据表1将气密性分为8个等级;对于电梯前室门或隔断、地下室、建筑中庭或扶梯、首层外门开启和外立面风压, 均考虑了是和否两种情况。需要指出的是, 本文第2节所进行的超高层建筑烟囱效应模拟对应表2中的工况1。为了后续分析方便, 本文将工况1设定为标准工况。

　　 美国供暖制冷和空调工程师协会 (American Society of Heating, Refrigeration and Air-conditioning Engineers) ^[4]认为, 当电梯门热压差超过标准值25Pa时, 将引起电梯门的开闭故障。根据第2节的分析可知, 在标准工况下, 由于烟囱效应引起的热压差可能导致电梯不能正常开启。为了分析表2中各种因素对烟囱效应的影响, 图5给出了不同工况下电梯门两侧热压差绝对值最大值的变化情况。

　　 工况1~4的差别在于建筑幕墙的气密性等级, 等级越高, 说明建筑幕墙的气密性越好。由图5 (a) 可以看出, 随着建筑幕墙的气密性等级的提高, 电梯门两侧热压差绝对值最大值基本上呈线性下降的趋势。建筑幕墙的气密性等级每提高一级, 电梯门两侧热压差绝对值最大值最大能减小65%, 这说明建筑幕墙的气密性越好, 电梯门所承担的热压就越小。

　　 工况1与工况5~11的差别在于建筑外门窗的气密性等级。由图5 (b) 可以看出, 建筑外门窗的气密性等级的变化对电梯门两侧热压差绝对值最大值影响不大, 因为此时首层外门关闭, 且建筑外门的面积远小于建筑幕墙的, 这就导致了同样作为建筑外部围护构件的外门对电梯门两侧热压差的影响不如外幕墙明显。

　　 工况1与工况12~14的差别在于室外温度和电梯井温度的设置。由图5 (c) 可以看出, 在工况12~14下电梯门两侧热压差绝对值最大值与工况1相比均有不同程度的降低, 这表明电梯门两侧热压差的大小和电梯井与外界环境之间的温差密切相关。在工况1与工况12~14下, 电梯井与外界环境的温差绝对值分别为40, 30, 25, 15℃;温差绝对值每减小10℃, 电梯门两侧热压差绝对值最大值最大能减小70%。这说明电梯井与外界环境之间的温差绝对值越大, 电梯门两侧的热压差就越大。

　　 与工况1相比, 工况15在电梯E1~E18的前室都增加了前室门, 工况16则是没有模拟地下室, 工况17则在设计中去掉了地下2层~地上7层的自动扶梯, 工况18设置首层外门开启但未施加外部风压, 工况19设置首层外门开启并按表3在建筑外立面施加风压 (对应当地1年重现期风压) 。由图5 (d) 可知, 在工况1, 16, 17下, 电梯门两侧热压差绝对值最大值基本相同, 说明设置地下室与自动扶梯等构件与否对电梯门热压差绝对值最大值影响不大。相比工况1, 在工况15下, 电梯门两侧热压差绝对值最大值显著减小, 平均减小幅度达到88%。由此可见, 设置电梯前室门或隔断可以大幅度降低电梯门两侧热压差。相比工况1, 在工况18下, 电梯门两侧热压差绝对值最大值均有所增大, 平均增幅达到62%。这是因为首层外门完全开启, 首层外门渗透面积变大, 使得室内压强增大所致。工况19与工况18相比, 由于风压作用, 导致室内和井道内压强改变, 故电梯门两侧热压差绝对值最大值显著增加。

　　 从上面的分析可知, 采取提高建筑幕墙的气密性等级、减小电梯井与外界环境之间的温度差绝对值、设置电梯前室门等措施均可不同程度减小电梯门承担的热压差, 其中设置电梯前室门的效果尤为显著;开启首层外门将导致电梯门承担的热压差增大, 尤其是在外立面作用有风压的情况。

　　 对超高层建筑在竖向进行分段设计, 各段又包含各自的电梯分区, 在每段之间设置电梯转换层, 为此对原先的电梯设计进行了重新规划。图3中电梯E4~E18仍保持不变, 利用电梯E1, E2, E3的3条井道做分段处理并设置转换层后的各分段电梯的电梯门开闭状态如图6所示。

　　 图7为设置分段电梯后各楼层各水平构件承担热压差沿楼层分布的情况。图7中1~15层为低区电梯1的电梯门两侧的热压差, 16~30层为低区电梯2在16~30层的电梯门两侧的热压差, 31~40层为高区电梯1的电梯门两侧的热压差, 41~51层为高区电梯2在41~51层电梯门两侧的热压差。低区电梯2和转换电梯的电梯门两侧热压差在首层依旧很大, 分别为106.5Pa和70.3Pa, 只是在图7中并未显示。低区电梯1由于梯井位置低, 长度短, 同时受整栋建筑的电梯分布影响, 导致作用在低区电梯1电梯门两侧热压差远小于其他区段电梯的电梯门两侧的热压差。电梯门两侧热压差反映的是整个建筑布局的综合结果, 具体热压差分布特性可在后续研究中作进一步研究, 尤其是在实测中探究其规律。

　　 由图7和图4 (a) 对比知, 电梯门两侧热压差在1层和51层分别减小了93%和11%。采取分段设置电梯这种竖向阻隔的方法可使底部上升的气流被切断而无法直通上层, 这等于在竖向对热压进行分割, 从而削弱烟囱效应的作用强度。对于超高层建筑, 合理设置分段电梯也是一种有效的预防烟囱效应的手段。

　　 (1) 利用CONTAMW软件可以方便地模拟超高层建筑热压的分布情况。

　　 (2) 解决超高层建筑烟囱效应导致的电梯门无法正常开关的问题, 必须始于建筑规划设计阶段。

　　 (3) 从本文的分析可见, 提高建筑幕墙的气密性等级、设置内部隔断以及对电梯进行分段处理是解决该问题的有效方法。