送风范文10篇

送风范文篇1

关键字：正压送风消防电梯前室防烟楼梯间

1、问题提出

1.1《高规》[1]第8.3.2条“高层建筑的防烟楼梯间及前室、合用前室和消防电梯前室的机械加压送风量应由计算确定，或按表8.3.2-1至表8.3.2-4的规定确定。当计算和本表不一致时，应按两者中较大值确定。”该条条文说明明确指出“采用机械加压送风时，由于建筑有各种不同条件，如开门数量、风速不同，满足机械加压送风条件亦不同，宜首先进行计算，但计算的加压送风量不能小于本规范表8.3.2-1～8.3.2-4的要求。”因是“宜”首先进行计算，现在大部分设计人员为避免繁杂的计算，在机械加压送风（以下简称正压送风）设计时不是首先进行计算，而是直接套用《高规》表8.3.2-1至表8.3.2-4的规定值，结果使许多工程的正压送风量偏小。

1.2选用不同送风量计算公式所引起的误差

1.2.1《高规》在门缝漏风量计算时选用压差法计算公式：

L=0.827×A×ΔP1/2×1.25=1.03375×A×ΔP1/2（1）

式中L—正压漏风量，m3/s；0.827—漏风系数；A—总有效漏风面积，m2；ΔP—压力差，Pa；1.25—不严密处附加系数。

《高规》在通过门洞风量计算时选用流速法计算公式：

Q=F×W×m（2）

式中Q—正压风量，m3/s；W—门洞断面风速，m/s；F—每档开启门的几何断面积，m2；m—同时开启门的数量。

1.2.2文献[2]在门缝漏风量计算时选用计算公式：

L''''=α''''×A×（2×ΔP/ρ）1/2

=0.6×A×（2×ΔP/1.2）1/2=0.7746×A×ΔP1/2（3）

式中L''''—文献[2]的正压漏风量；α''''—流量系数，一般取α''''=0.6～0.7；ρ—气体密度，1.2kg/m3；其它符号同前。

文献[2]在通过单个门洞风量计算时选用计算公式：

Q''''=F''''×W

式中对双扇门，同时开门的楼层数或并列的门数≥2时F''''=0.5×门宽×门高。

因此对文献[2]来讲，大多数状况下：

Q''''=0.5×F×W×m（4）

式中Q''''—文献[2]的正压送风量，m3/s；其它符号同前。

以上二项和剩安全系数1.25得文献[2]总正压送风量。

1.2.3文献[3]在正压送风量计算时选用计算公式：

Q''''''''=Fj×W

式中Q''''''''—文献[3]的正压风量，m3/s；Fj—明显气流通路的总计算流通面积，m2；其它符号同前。

计算结果剩安全系数1.25得文献[3]的总正压送风量。

因此文献[3]的正压送风量Q''''''''是总计算流通面积Fj和风速W的函数，计算时并未涉及到ΔP值。

1.2.4选用不同送风量计算公式所引起的误差

从公式（1）、（3）可以得出，当计算门缝漏风量时：

L∶L''''=1.03375∶0.7746=1∶0.75

从公式（2）、（4）、（5）可以得出，当计算通过同一门洞的正压风量时：

Q∶Q''''∶QQ''''''''=1∶0.5∶1

笔者采用文献[2][3]的计算公式对某一防烟楼梯间底层有直接对外开门的25层楼，按防烟楼梯间50Pa、合用前室25Pa分别正压送风、防火门为2m×1.6m（其门缝宽3mm）、电梯门为2m×1.8m（其门缝6mm）、同时开门的层数m=3、一部电梯、电梯井顶部有一0.1m2的排气孔、火灾时3层合用前室的送风口开启，依据文献[2][3]的计算公式分别计算其正压送风量，结果列在表一中。

可以看出：《高规》因没有考虑防烟楼梯间底层有直接对外开的门，防烟楼梯间和合用前室的正压送风量值偏小；当计算条件相近的情况下，按文献[2]计算的防烟楼梯间正压送风量比按文献[3]计算的结果约小40%，合用前室送风量约小30%.

还应该指出：文献[2]正压送风量的上下限是由于通过门洞最低风速取值为0.7～1.2m/s不同所致；文献[3]的正压送风量是防烟楼梯间和合用前室分别正压送风，当防烟楼梯间至前室的门（简称一道门）关闭、通过开启的前室至走道的门（简称二道门）的最低风速为0.5m/s，当一、二道门均开启、通过任一道门的最低风速为0.7m/s时计算所得结果；而《高规》正压送风量的上下限是按层数、风道材料、防火门漏风量等因素确定的。而且文献[2]正压送风量的上限，采用了1.2m/s最低风速，这在实际的工程计算中很少用到。因此正确地选用正压送风量计算公式是非常必要的。

2、正压送风量计算的基础理论

文献[2][3]为高层民用建筑正压送风量计算计算机编程进行了很好的探讨和研究，借助计算机使大量繁杂的正压送风量计算变的简单。本文在正压送风量计算时引入最小余压[4]慨念，即当一道门或二道门开启时，为保证通过门洞最小风速，门前仍保持最小余压Pmin.这样计算的结果更接近工程实际情况。

2.1几个主要计算公式

a）通过门缝漏风量的计算公式同（1）；

b）通过开启门的风量计算公式同（2）；

c）并联气流通路的面积A并

（6）

式中A并—并联气流通路的总面积，m2；Ai—并联气流支路的面积，m2.

d）串联气流通路的面积A串

（7）

式中A串—串联气流通路的总面积，m2；Aj—串联气流支路的面积，m2.

e）并联和串联混合漏风通路的综合流通面积Az

当气流通过并联和串联混合漏风通路时，应计算并联和串联空气通路的综合流通面积Az.

2.2通过门洞的风速W

综合文献[2][3][5]通过门洞的风速W按如下取值：

a）对防烟楼梯间及其前室分别正压送风时：当一道门关、二道门开时，通过开门门洞风速为W1=0.5m/s；当一、二道门同时开启时，要求通过任一门洞处的风速为W2=0.7m/s；

b）当仅对防烟楼梯间或前室正压送风时，通过开门门洞的风速W3=0.75/s；

c）当对消防电梯前室正压送风时，通过开启门洞的风速W4=0.5/s.

2.3最小余压Pmin

考虑到最小余压是个十分复杂的数值，本文在正压送风量计算时采用与最小风速0.7～1.2m/s相对应的中间值6Pa为最小余压Pmin=6Pa.

3、防烟楼梯间及其前室、合用前室分别加压送风的正压送风量计算方法

3.1六种常见的防烟楼梯间及其前室、合用前室分别加压送风状况。

各种状况下：当一道门均关、m层二道门开时，合用前室的送风量最大；当m层的一道门和二道门均开时，防烟楼梯间的送风量最大。本文分别以合用前室、防烟楼梯间的最大送风量为它们的最不利开门条件下的正压送风量（简称最不利正压送风量）。

3.2防烟楼梯间及其前室、合用前室分别加压送风的最不利正压送风量计算方法，如表四。

现以表四序号1中的图一（对应表三序号1的状况）为例，防烟楼梯间底层及其合用前室底层无直接对外开的门，防烟楼梯间及其合用前室的送风口均开启时，分别分析合用前室、防烟楼梯间的最不利正压送风量计算方法。

3.2.1合用前室最不利正压送风量Q合前

合用前室最不利正压送风量，发生在一道门均关、m层的二道门开时。

a）通过电梯门缝的气流通路

式中箭头为串联关系，方括号为并联关系；N—电梯数量；n—系统楼层数；m—同时开门的层数，当n<20时m=2，当n≥20时m=3；Ad—电梯门缝面积；Ap—电梯井顶通气孔面积；F2—二道门面积（门宽×门高）；kf—气流分配系数。

b）电梯井综合流通面积Az（1）

Kf=Ad/（A1+Ad）

式中Aa（1）—串联支路综合流通面积，m2；Az（1）—状况1的电梯井综合流通面积，m2；A1—一道门门缝积，m2；其它符号同前。

c）每个关门合用前室送风量

Q关=L2+L3（1）-L1（1），m/s

L1（1）=α×A1×（P1-P2）1/2L2=α×A2×P21/2

L3（1）=α×Az（1）×P21/2/（n-m）

式中α=1.03375；L2—通过二道门门缝，从关门合用前室漏到走道的漏风量，m3/s；L3（1）—通过电梯门缝，从关门合用前室漏到电梯井的漏风量，m3/s；L1（1）—通过一道门门缝从防烟楼梯间漏到关门合用前室的漏风量，m3/s；A1—一道门的门缝面积，m2；A2—二道门的门缝面积，m2；P1—防烟楼梯间余压，50Pa；P2—合用前室余压，25Pa；n—正压送风系统负担楼层数；其它符号同前。

d）每个开门合用前室送风量

Q开=Q21-L11-L31（1），m/s

Q21=W1×F2W1=0.5m/sL11=α×A1×（P1-Pmin）1/2

式中Q21—通过开启的二道门，从开门合用前室流入走道的风量，m3/s；L11—通过一道门门缝，从余压50Pa的防烟楼梯间漏到保持最小余压Pmin的开门合用前室漏风量，m3/s；L31（1）—通过电梯门缝、电梯井，从余压25Pa的关门合用前室漏到保持最小余压Pmin的开门合用前室漏风量，m3/s；Pmin—最小余压，6Pa；其它符号同前。

e）合用前室最不利正压送风量

Q合前=m×Q开+（n-m）×Q关，m/s

3.2.2防烟楼梯间最不利正压送风量Q楼梯

防烟楼梯间最不利正压送风量，发生在m层一道门、二道门均开时。

Lt1（1）=α×A1×（P2-Pmin）1/2Qt1=W2×F1W2=0.7m/s

Q楼梯=m×Qt1-（n-m）×Lt1（1）

式中Lt1（1）—通过一道门门缝，从余压25Pa的关门合用前室漏到保持最小余压Pmin的防烟楼梯间的漏风量，m3/s；Qt1—通过开门合用前室的一道门风量，m3/s；其它符号同前。

3.2.3对应表三序号2～6的状况，因篇幅所限不多赘述，它们的计算方法对应地列在表四的序号2～6中。当没有电梯N=0时，即为前室。对应于表四序号1～6防烟楼梯间及其前室、合用前室的最不利正压送风量计算方法，笔者编计算机计算程序，其部分计算结果（剩安全系数1.25，流量单位转换为m3/h）对应地列在表八的序号1～6中。

4、防烟楼梯间自然排烟，前室、合用前室的最不利正压送风量计算方法

防烟楼梯间自然排烟，前室、合用前室的最不利正压送风量计算方法列在表五中。其部分计算结果列在表九中。

5、防烟楼梯间（前室不送风）最不利正压送风量计算方法

防烟楼梯间（前室不送风）最不利正压送风量计算方法列在表六中。其部分计算结果列在表十中。本文在防烟楼梯间最不利正压送风量计算时，将关门前室内余压取0Pa，这样正压送风量的计算值更安全。

6、消防电梯前室的最不利正压送风量计算方法

消防电梯前室的最不利正压送风量计算方法列在表七中。其部分计算结果列在表十一中。

7、结束语

综合表八～十一的正压送风量计算值，可以看出必须对高层建筑不同的开门状况、门的数量、风速、门和门缝的几何尺寸及电梯数量等困素进行认真工程计算。

a）认真地选用高层建筑正压送风量计算公式和计算是非常必要的。不能简单地套用一个公式，还应对影响正压送风量的诸因素进行综合分析比较，选用正确的计算方法。在计算门缝的漏风量、通过开启门洞的风量时宜选用《高规》推荐的公式（1）、（2），并要正确地分析气流通路，计算气流的综合流通面积。

b）高层建筑的防烟楼梯间及前室、合用前室和消防电梯前室的正压送风量，在防火门尺寸、前室电梯数量相同的条件下，受门洞的风速、门缝宽度影响极大。

c）高层建筑的防烟楼梯间及前室、合用前室和消防电梯前室的正压送风量达不到《高规》第8.3.2条要求，不仅应从施工质量上找原因，还应从正压送风量的理论计算进行分析。

d）在正压送风量计算时引入最小余压慨念，可以使计算结果更接近工程的实际情况。

参考文献

1GB50045—95高层民用建筑设计防火规范（2001年版）

2陈通宝。高层建筑防烟楼梯间和前室加压送风计算公式的推导和应用。暖通空调。1998，28（5）：9-12

3杜红。正压送风量的一种计算方法。暖通空调。1996，26（3）：30-34

送风范文篇2

关键词置换通风，混合送风，节能

AbstractBasedonthedesignandoperationcharacteristicsofdisplacementventilationandmixingairsupply,bymeansofDeSTtool,analysesoperationstatusofdisplacementventilationandmixingairsupplyinanofficebuildinginBeijingincoolairsupplyseasonrespectively.Discussesthehourlyenergyconsumptionofoperationofdisplacementventilationandmixingairsupplyunderfixedairvolumeadvariantairvolumeandthecharacteristicsoffreshairutilizationoutdoor.Resultsshowthatdisplacementventilationcansavemorethan10%ofoperationcostcomparedtomixingairsupply.

Keywordsdisplacementventilation,mixingventilation,energysaving

0引言

随着办公自动化设备的开发与利用，新型办公楼室内布局的变化以及智能化建筑的出现，置换通风空调方式以其自身在热环境、空气品质等方面的优点及在施工运行中的灵活性及经济性，历外办公建筑中的应用日趋广泛[1]。目前，置换通风在国内的研究及应用亦已起步。

置换通风形式不同于传统的混合通风形式。置换通风空间分上区和下区，下区的气流为置换气流，空气品质明显优于混合式通风。与混合通风相比[2～4]，置换通风还有通风效率高、工作区负荷低、室内垂直温度分层明显等特点，但它是否节能学术界沿有争议。因为尽管工作区负荷低可相对提高置换通风的送风温度，扩大室外新风的利用率，使冷水温度相应提高，从而降低AHU负荷并提高制冷机的COP；但基于控制工作区温度梯度的要求以及AHU回风温度显著升高的现实情况，亦有可能增加AHU负荷。Seppanen（1989年）对美国的办公建筑做了置换通风和混合送风的能耗比较[5]，就美国4个典型的气候带、两种典型的通风控制策略（VAV，CAV）、带有不同热回收部件的AHU系统等方面作了研究，内区平均冷负荷14W/m2，最大冷负荷负荷24W/m2,外区负荷约120W/m2。研究发现：置换通风的能耗很大程度上取决于控制策略和空调箱系统。一个带有热回收器、采用VAV控制的置换通风系统的能耗和混合通风系统的能耗几乎一样。Zhivov（1998年）比较了不同气候下美国一餐厅使用置换通风和混合送风的能耗[6]。考虑了两种室外空气的控制策略：定室外空气量、变室外空气量，结果发现：当定室外空气量时，置换通风节省12%～18%的能量；当变室外空气量时，置换通风节省16%～26%的能量。陈清焰等考察了美国5种典型气候条件下办公室、教室、工业厂房使用置换通风的能耗情况[4]，结果发现：与混合通风相比，置换通风系统可能消耗更多的风机能量、较少的制冷机和锅炉的能量。置换通风的总体能耗稍微小于混合通风。国内有学者曾作过上送风与下送风方式的耗冷量比较[7]，但只是基于定性分析，并没有进行逐时计算，也缺乏对不同空调系统运行模式的全面讨论。为此本文拟通过计算机逐时模拟，对此问题进行更为深入的探讨。

1研究方法

研究对象为北京某写字楼一标准办公楼层。如图1所示。室内空调设计温度为24±2℃，相对湿度为50%±10%。建筑外墙为370mm保温砖墙，屋顶采用加气混凝土保温屋面。夏季办公室内设备负荷为20W/m2，照明负荷为15m2，人员密度约0.1人/m2。混合通风楼层高度为3.5m，房间面积：Ar3-1=Ar3-3=Ar3-4=Ar3-5=700m2;Ar3-2=460m2。

以建筑热环境设计模拟软件DeST分别计算采用混合送风和置换通风两种方式供冷季的逐时负荷，并对不同的空调系统模式（定风量、变风量；定新风比、变新风比以及定送风状态或变送风状态等）进行逐时模拟。模拟结果包括AHU的逐时送风状态、送风量、新风比例β、逐时能耗以及各房间的逐时风量及室内温度等。根据AHU负荷，对冷水侧取一固定的综合COP（一般为1.8～2.5，本文取为2），即可得到水侧的总能耗；在风侧，分别考虑定风量系统和变风量系统下风机的效率以及风机压头，根据逐时的总送风量即可得到风机的侧总能耗；由此可得整个系统的总能耗并进行分析比较。

模拟计算说明如下：

①混合送风和置换通风两种方式所处理的房间总负荷相同。

②不同情况下进行模拟计算时，室外逐时气象情况相同。

③考虑到置换通风效率较高，因此其所需的新风量应小于混合送风，本文取置换通风和混合送风的效率分别为1.25和1。根据空调办公房间的空气品质要求，不同系统类型下混合送风和置换通风的新风设定如表1。

表1新风比的设定

混合送风置换通风

定风量系统

固定新风比β2520

可变新风比β最小25最大100最小20最大100

变风量系统

固定新风比β2520

可变新风比β最小25最大100最小20最大100

④置换通风最大送风温差为5℃，混合送风的最大送风温差为8℃，即二者相应的最低送风温度分别为19℃和16℃；在定风量系统中置换通风和混合送风的送风量相同；在变风量系统中二者风量的变化范围相同，最小送风量为最大送风量的30%。

⑤假定通过配置风口整个数及类型，置换通风可达到ASHRAE5592的标准，即离地1.8m和0.1m之间的温差在3℃以内。

⑥混合送风的回风温度应控制在26℃以下，而置换通风的回风温度则应控制在27℃左右[3]；超过这一温度即认为该房间处于不满意工况。

以房间r3-1和r3-2为例，图2给出了在供冷季的逐时负荷，时间从6月1日到9月14日。

2结果分析

2．1定风量系统中，固定新风比β时的能耗比较

需要指出，在定风量系统中，AHU的送风状态是可变的。图3所示为定风量系统中固定新风比β时混合送风和置换通风方式下AHU的逐时负荷，从中可以看出，除了6月约20天的时间以外，多数时间内置换通风的AHU负荷要比混合送风的AHU负荷低。在这段时间内，置换通风的AHU总负荷为59039kWh，而混合送风AHU总负荷为67080kWh；比较可知，置换通风在AHU侧可节能约12%。由于二者送风量相同，因此风机侧面的能耗可认为相同（实际上由于置换通风没有管路，静压箱压力低，因此风机能耗应相对略低[3]）。

图3CAV定β的AHU负荷比较

在此段时间内，以房间r3-5为例，混合送风方式下不满意小时百分数为4.5%；而置换通风方式下不满意小时百分数为4%。可认为二者的热舒适效果相近。

在采用置换通风的定风量系统中，置换通风的AHU负荷与β并非存在线性关系。研究中分别考虑了β为15%，18%，20%及23%的情况，发现相应的AHU侧的负荷为混合送风的AHU负荷（保持不变）的90%，88%，92%及96%。这一结果与文献[7]不同。原因可能在于定风量空调系统中，固定β后使得在不同气象条件下，AHU对回风或新风的利用不足。整个供冷季置换通风AHU处理的新风总量为混合送风的80%。

2．2定风量系统中，β可变的能耗比较

图4比较了定风量系统中可变时的AHU负荷。新风比的设定如前所述。可见置换通风的AHU负荷始终低于混合送风。但与β固定时不同的是，在整个供冷期间置换通风AHU负荷降低的幅度始终相对较小。

图4CAV变β的AHU负荷比较

置换通风的AHU总负荷为62470kWh，而混合送风AHU总负荷为67237kWh；置换通风在AHU侧可节能约7%。在这种空调模式

下，降低置换通风的最低新风比β，可降低AHU的负荷。最低新风比β为17.5%，20%，22.5%时，相应的AHU总负荷分别为混合送风的91%，93%和95%。可见最小新风比越小时，AHU总负荷也相对越少。

整个供冷季混合送风的AHU采用全新风小时数为62h；而置换通风的AHU采用全新风小时数为87h，占总供冷小时数的11%。可见置换通风对自然能源的利用率高于混合送风（回风温度高并非是惟一原因，室外温度适宜才是主要推动力）。

以房间r3-5为例，混合送风方式下不满意小时百分数为6.5%；而置换通风方式下不满意小时百分数为5%。置换通风的效果应略好于混合送风。

2．3变风量系统中，定送风状态、固定β时的能耗比较

图5比较了变风量系统定送风状态、固定新风比β时的AHU负荷。新风比β的设定如前所述。混合送风的送风状态点参数为16℃，70%；置换通风的送风状态点参数为19℃，60%。

图5VAV定送风状态定β时的AHU负荷比较

如图5所示，置换通风AHU负荷始终低于混合送风。但是二者AHU侧的负荷都大为增加。置换通风的AHU总负荷为79569kWh，而混合送风AHU总负荷为93696kWh；置换通风在AHU侧可节能约15%。在这一空调模式下降低置换通风的最低新风比β，同样可减轻AHU的负荷。最低新风比β为17.5%，20%，22.5%时，相应的AHU总负荷分别为混合送风的83%，85%和87%。

此时置换通风AHU所处理的风量将大于混合送风，如图6所示。统计可知，混合送风在供冷季总风量为1420万m3，而置换通风在供冷季的总风量为1787万m3，后者为前者的1.26倍。但需要指出的是，在此空调模式下采用了置换通风和混合送风后，房间温度的不满意率均为0。而置换通风回风温度在26℃以上的小时百分数也仅仅为3%；即在使用置换通风的多数的时间内，房间内的温度偏低的。如果考虑采用置换通风时工作区负荷较小，重新进行模拟（在模拟中假定房间允许的最高温度为27℃），所得结果如下：置换通风AHU负荷百分比为混合送风的75%，总送风量百分比为100.2%。

图6VAV定送风状态定β时的AHU风量比较

混合送风和置换通风的AHU逐时处理的新风量如图7所示。混合送风AHU处理的新风量高于置换通风的。

图7VAV定送风状态定β时AHU新风量比较

2．4变风量系统中，定送风状态，变β时的AHU新风量比较

规律与固定β时类似，不过节能比例和风量比略有变化。采用全新风的小时数置换通风高于混合通风，前者为46h，刚好为后者的2倍。详细结果见表2。

表2不同空调运行模式下的模拟结果汇总

AHU总负荷

/%AHU总风量

/%制冷机侧能耗

/%风机侧能耗

/%系统总能耗/%AHU采用新风量/%AHU采用全新风小时数/h

置换混合

CAV，固定β8810088100918000

CAV，可变β931009310094918762

VAV，定送风状态点，定β85126851269594.600

VAV，定送风状态点，变β9012690126911034724

VAV，变送风状态点，变β1161181161181171138070

VAV，定送风状态点，定β☆75100.275100.278.58100

VAV，变送风状态点，定β☆961059610597.31059070

注：1☆表示考虑了置换通风工作区负荷比混合送风要低，其它栏表示二者工作区负荷相同。

2对冷水侧取一固定的综合COP，均取为2。

3风机侧能耗计算：根据文献[8]的建议，取风机压头为1000Pa，风机全压效率0.6，以单风机系统计算；变风量运行时，考虑控制策略为供回风管压不变，则功率可近似认为与风量成线性关系。

4模拟中，房间温度的不满意率均控制在7%以下；在变风量系统中，房间温度的不满意率控制在4%以下。

5百分数=置换通风/混合送风

2.5变风量系统中，变送风状态、变β时的能耗比较

如果不考虑采取置换通风时工作区负荷低，如图8所示，则统计模拟结果可得：混合送风AHU总负荷为59685kWh；置换通风AHU总负荷为64586kWh，后者为前者的116%。混合送风AHU总风量为1529万m3；而置换通风AHU总风量为1863万m3，是混合送风的118%。混合送风和置换通风的房间不满意率均为0。而置换通风房间温度高于26℃的小时数也仅仅为4%。

图8VAV系统变送风状态变β时的AHU负荷比较

考虑置换通风工作负荷较低，其他设定不变而假定房间允许最高温度为27℃重新进行模拟，则结果为（混合送风结果不变）：置换通风AHU总负荷53205kWh，是混合送风的96%；置换通风AHU总风量为1609万m3，是混合送风的105%。其余结果见表2。

从以上的模拟计算结果来看，置换通风在绝大多数情况下较混合送风节能，节能幅度在5%～10%左右。如果考虑了置换通风工作区负荷比混合送风要小，置换通风风管阻力要比混合送风要低，以及提高送风温度可提高制冷机侧的COP，则置换通风节能的幅度可望再提高5%～10%，即总节能效果达到10%以上。

对于变风量系统而言，利用计算机来逐时模拟置换通风的能耗情况还需要更深入地结合置换通风的特点如工作区负荷低、存在垂直温度梯度来进行，否则可能会忽视置换通风的节能效果。

3结论

以DeST模拟一典型办公楼层分别采用置换通风和混合送风方式，在不同空调系统运行模式下的逐时能耗、新风量及新风比情况，经比较分析得到以下结论：

3．1在定风量系统中，无论是否固定新风比，采用置换通风的空调系统都较混合送风系统节能，整个系统的能耗（包括冷冻机侧和风机侧）可减少约5%～10%左右；并且当室外温度较高时，考虑置换通风效率高而适当降低最小新风比，可减少更多的能耗。

3．2在变风量系统中，采用置换通风时制冷机侧（也即AHU侧）可节能约10%～15%左右，但风机侧可能会消耗稍多的能

量，约15%～25%；二者结合起来看，系统仍可节能约5%以上。

3．3如果考虑置换通风工作区负荷低的情况，以上节能指标可能会更高。

置换通风作为一种极具潜力的空调送风方式，以其自身在热环境、空气品质、节能以及施工和运行方面的灵活性与经济

性，正日益受到各方青睐。相信置换通风这种空调形式会在国内有越来越多的应用。

参考文献

1SandbergM,BlomqvistC.Displacementventilationsystemsinofficerooms.ASHRAETrans,1989,95.

2马仁民，置换通风的通风效率及其微热环境评价，暖通空调，1997，27（4）

3范存养，办公室下送风空调方式的应用，暖通空调，1997，27（4）

4ChenQ.Performanceevaluationanddevelopmentofdesignguidelinesfordisplacementventilation.FinalReporttoASHRAETC5.3-RoomAirDistributiononASHRAEResearchProject-RP-949,1998.

5SeppanenOA,FiskWJ,Eto,J,parisonofconvectionalmixinganddisplacementair-conditioningandventilatingsystemsinUScommercialbuildings.ASHRAETrans,1995,(2),VA-89-19-3

6ZhivovAM,Rymkevich,parisonofheatingandcoolingenergyconsumptionbyHVACsystemwithmixinganddisplacementairdistributionforarestaurantdiningareaindifferentclimates.ASHRAETrans,1998,104(2)

送风范文篇3

关键词座椅送风热舒适

1引言

座椅送风是近年来在影剧院、会堂及体育场馆等固定座位的场所被较多运用的一种送风形式[1]。其送风口和座椅相结合，有的即为座椅的底座，将处理过的空气直接送入人体就座区，有的风口设置的座椅的背部，一次气流送入椅背，诱导周围的空气后送出。

在底座送风口型的座椅送风中，送风温度一般低于室内设计温度2～4℃左右，关以很低的速度送出（一般小于0.5m/s）[2]。由于速度小且温度低，因此送入空气不会和室内原有的空气形成掺混，而是沿地面流动，形成较冷的空气湖。当遇到热源（人体）时，空气被加热，受浮升力作用，单向向上流动，形成羽状流动，带走热源产生的余热和余湿，同时带走污染物，从位于房间较高位置处的排风口排出。因此，座椅送风可以为人员提供良好的空气质量[3]，是置换通风的一种具体形式。

但由于送风风口的限制，座椅送风风量不会很大，可以承担的负荷有限，根据国外的研究表明，在办公室环境中，座椅送风可以提供的最大冷量为40W/m2[4]。当负荷加大时，可以加大通风量，或加大送回风温差来维持空调要求。然而，如果加大通风量，势必要提高送风的速度，会使得地面附近的新鲜空气层加速流动，加之其温度较低，从而在人的足部产生"吹风感"，当送风速度过大时，甚至会引起较大范围内与室内空气的掺混，破坏良好的空气质量，因此前者不可取。对于后者，随着送回风温差的加大，室内的温度梯度也会随之加大[5]，而据ISO7730的要求，人体的对热舒适标准为垂直温度梯度应小于3℃/m[6]。因此若加大送回风温差，也可能造成不舒适。对于影剧院、会堂等人员密集的环境，我们对其室内条件，如建筑形式、围护结构、人员密度，使用时间等影响空调效果的因素了解有限，因此有必要进行现场测试分析，作出相应的分析与评价。

2剧场概况

实测的大剧场总建筑面积为62803m3，总高度为40m。整体建筑包括大剧场、中剧场和小剧场等不同空间，是一个以剧院为中心的现代化综合性建筑，分为地下2层、中段6层和拱顶2层。其中空调面积为35000m3，以全空气系统为主。

大剧场共有1800座，池座要用座椅下送风，送风口为圆柱形座椅送风器，直径140mm，高190mm，其上开有均匀布置的圆孔，开孔率为40%。该风口起到支撑座椅和送风的双重作用（见图1）。

图1圆柱型座椅送风器

3测试过程及说明

本次测试安排在剧院的一次实际演出过程中，演出过程持续了两个多小时，空调处于正常运行工况。测试内容包括：每个座椅送风口实际风量的测量、观众席上不同人员附近的温度测量、人员热舒适问卷调查。

风量的测量选择了一个典型的座椅风口进行，采用热球风速仪测得风口处送风速度，乘以风口的净面积，即可算得实际送风量。

温度的测量是在出风口处、人员的踝部、膝部、臂部、额部分别布置测试自计仪，测量出风及人体敏感部位处的温度。图2给出了受试人员周围的温度测点布置示意图，表1则给出了各测点位置离开地面的距离。测试中，共选择了三名观众作为受试人员。由于每名受试人员的放热有所差别，因此人员附近的温度也是不同的。

图2温度测点布置

测点位置表1

测点编号12345

位置出风踝部膝部臂部额部

热舒适性调查在演出过程中进行，共分类六个时间点，分别为：（1）入场时、（2）静坐十分钟后、（3）静坐30分钟后、（4）静坐一小时后、（5）静坐1.5小时后、（6）静坐2小时后（演出结束前）。对这六个阶段进行热舒适性调查，内容包括对整体热感觉、局部热感觉有无吹风感和可察觉空气质量的逐时投票。

4测试结果与分析

4．1风口风速与风量

座椅送风风口为均匀开孔，但上下各排小孔处的风速并不相同，其实测特点为上大下小。最上排小孔处的速度约为0.8m/s，最下排小孔处的风速约为0.2m/s，平均风速为0.4m/s。计算得送风风量为48.23m3/h，和设计风量基本一致。

4．2送风温度

测试过程中，送风温度都比较稳定，最大值为19.3℃，最小值19.5℃，平均19.4℃，为设计送风温度。

4．3受试人员附近温度分布

（1）受试人员1温度分布

图3给出了受试人员1附近的温度随时间的变化值。表2给出了受试人员1附近的温度的平均值。

图3受试人员1附近的温度分布

受试人员1附近温度的平均值表2

受试人员1测验点12345

平均温度（℃）19.520.822.523.723.0

从这组数据可以看到，各测点的温度都比较稳定，温度的波动在0.8℃以下。从送风口到人员踝部的水平距离中，温度升高了1.3℃。在置换通风中，空气温度随着高度的增加而上升，吊顶的温度一般高于其他壁面的温度并向其他壁面辐射热量。当室内热交换达到稳态时，地面将这部分辐射热量以对流的形式传给风口送出的冷风，所以地面对出流空气有加热的作用[7]。从踝部到膝部0.4m的距离中，温度升高了1.3℃，从膝部到臂部0.2m的距离中，温度升高了1.2℃，相反的，从臂部到额部0.5米的距离中，温度降低了0.7℃。整体温度升高了3.5℃，其中地面温升按1.3℃计，则点总温升的0.37，说明地面对空气的加热作用不大。

人臂部到额部的温度降低，可能是送风时，一部分冷空气在椅子背部形成向上的气流，由于这部分气流不接触热源，因此温度基本没有升高，当通过顶时，与人体前面的气流汇合，使得到达额部的温度有所降低。

根据这种温度分布的特点，无法对整体气流的温度分布进行分析。但是可以看到，温度梯度在臂部以下还是很大的，以臂部和踝部为例，其温度梯度达到4.8℃/m。同时，可以计算空气带走的冷负荷：

受试人员1，为成年男子，当日着装为短袖衬衫、长裤和皮鞋。其在室温25℃时的统计散热量为67W，座椅送风带走的热量稍低于这个数值。

（2）受试人员2温度分布

图4给出了受试人员2附近的温度随时间的变化值。表3给出了受试人员2附近的温度的平均值。

图4受试人员2附近的温度分布

受试人员2附近温度的平均值表3

受试人员1测验点12345

平均温度（℃）19.321.723.525.023.2

从这组数据中可以看到，地面对空气的加热作用较大，约为2.4℃，从踝部到膝部0.4m的距离中，温度升高了1.8℃，从膝部到臂部0.2的距离中，温度升高了1.5℃，相反的，从臂部到额部0.5m的距离中，温度降低了1.8℃。整体温度升高了3.9℃，地面温升占总温升的0.62。

在这个测试人附近，空气温度了发生从臂部到额部的温度降低。因此无法对整体气流的温度分布进行分析。其他特点与测试人1的相似，只是温度变化的幅度加大，相应的温度梯度也增大了，以臂部和踝部为例，其温度梯度达到5.5℃/m。同时，可以计算空气带走的冷负荷为63W。受试人员2，为成年女子，当日着装为短袖衬衫，长筒裙和凉鞋。在室温25℃时的统计散热量为57W，由座椅送风带走的热量比这个数值略高。

（3）受试人员3温度分布

图5给出了受试人员3附近的温度随时间的变化值。表4给出了受试人员3附近的温度的平均值。

图5受试人员3附近的温度分布

受试人员3附近温度的平均值表4受试人员1测验点12345

平均温度（℃）19.621.024.524.324.2

据测试温度的曲线来看，测试人员3的测点总体温度存在起伏，总体稳定。这是因为，测试人3为本次实验的具体测试人，整个测试过程中，都需要不定期的安排测试和调查，因此其测试数据不能代表一般静坐的测试人。但可以以时间段20：00～20：35为采样时间，各测点温度基本平稳。

从这组数据可以看到，地面对空气的加热作用一般，约为1.4℃，从踝部到膝部0.4m的距离中，温度升高很大3.5℃，从膝部到臂部0.2℃的距离中，温度下降0.2℃，从臂部到额部0.5m的距离中，温度降低了0.1℃。整体温度升高了4.6℃。空气带走的冷负荷为74.5W。受试人员3为成年男子，当日着装为短袖T恤衫，长裤和皮凉鞋。在室温25℃时统计散热量为67W，座椅送风带走的热量比这个数值略高。

（4）比较与分析

为了便于比较分析，受试人员1、2、3的特征参数整理如表5：

受试人员的特征参数表5

12345678

测试1

成年男子23.0

(19.5)3.5

(4.8)6

膝一臂3.21.30.3756.8

(67)

测试2

成年女子23.2

(19.3)3.9

(5.5)7.5

膝一臂3.52.40.6263.0

(57)

测试3

成年男子24.2

(19.6)4.6

(4.7)8.8

踝一臂4.21.40.374.5

(67)

其中各项含义如下：

1．测试人序号，代表类型；

2．额部温度（送风温度），℃；

3．踝部和额部的温差，（踝部和臂部的温差），℃；

4．最大温度梯度，出现位置，℃/m；

5．踝部和额部的温度梯度，℃/m；

6．送风到踝部的升温，℃；

7．地面处温升所占比例，θf；

8．冷负荷（统计冷负荷），W。

根据各测点温度变化，整理成右图6。

图6受试人员各测点温度变化比较

根据以上的测试数据图表，可以得到，在一般静坐条件下，踝部和额部最大温差小于4℃，但是最高温度不是出现在额部。这可能是由于存在自椅背向上的贴附气流而形成的。地面部分的送风温升变化很大，占总升温的0.37～0.62，符合文献[8]的范围。考虑到送风分流问题，只有一部分送风气流被加热。则总风量的平均温升变小，所占总温升的比例也随这减小。同时，在测试过程中，温度最高点不是出现在额部，而是出现在臂部，从而使得从踝部到臂部出现更大的温度梯度，远高于标准范围。但是由于出现的部位一般都有衣服遮挡，因此人员感受的温差，不是很强烈的冷感，使测试者感到不舒适。

对于有轻微运动的测试人，其温度分布与静坐下的有所不同，主要体现在额部与膝部的温度变化小，由于测试数量的限制，这里只是一个特例，有待于进一步研究。

4．4热舒适性投票结果与分析

座椅送风热舒适调查问卷共发出9份，收回有效问卷9份。表6为投票人的序号与其当晚的着衣特点，*表示没有记录。

热舒适投票人的序号及特点表6

序号性别年龄上装下装其他备注

1女60长袖单外衣长薄裤凉鞋

2男33短袖衬衫长裤皮鞋受试人员1

3女27短袖衬衫长筒裙凉鞋受试人员2

4男25短袖T恤长裤皮鞋受试人员3

5女51短袖衬衫中长裙皮鞋

6女79短袖衬衫长裤*

7男84短袖衬衫长裤*

8女60短袖衬衫中长裙凉鞋

9女21短袖连衣裙凉鞋

（1）热感觉投票

热感觉投票，采用标准PMV热感觉标尺[9]。

从热感觉的投票，可以看到，大部人员总体感觉凉爽。在刚入场时感觉适中或微热，而在经过30min左右，人员的热感觉基本都达到适中或凉爽，随着时间的延伸，人员的逐步增加了冷的感觉，而且习惯了这种感觉，在时间为1.5h后，感觉趋于定值，体现为凉爽。可以看出，对于总体的热平衡，19.4℃的平均送风温度是合适的。

（2）局部热感觉投票

人员的局部热感觉采用五点方式，对人员的额部，颈部、臂部、膝部和踝部分别进行投票。对于额部的感觉，所有的投票人在整个过程中，都选择适中，说明额部的感觉是适宜的。对于颈部的感觉，在刚入场时，大部分投票人选择适中，而在演出进行到30分钟后，有2位投票人觉得较冷，在1小时后，感到冷，然后适应。这可能是由于分流的送风空气，直接到达颈部，因此引起了冷感。臂部感觉变化很大，但是没有投票人感觉热。膝部和踝部，在入场时，有几位投票人感觉较冷，其他人感觉适中，在演出中，大家逐渐加重了冷感。可见，由于座椅送风风口离人员较近，送风与室内空气参混较少，容易在人员座位下方部分产生不舒适。且因为座椅设计的缘故，气流在椅背处形成贴附直接到达颈部，造成不适。

在所有的投票中，没有感觉较热或以上的投票。

（3）吹风感投票

在入场时，7位投票人没有吹风感，随着演出进行，其中的三位，有吹风感，但是选择了能够接受，其余的人则没有吹风感，并保持以演出结束。其他两投票人，选择了有吹风感，但是较舒服的选项，并且保持到结束。没有人选择不能接受。这说明，在设计的风量下，该座椅送风的送风速度是很小的，未造成不良的感觉。

（4）可察觉的空气质量投票

绝大多数人对于觉察到空气质量选择一般，有些投票人在整个过程中，选择好。没有其他选择。这说明，置换通风的空气质量还是令人满意的。

5．结论

本次测试对一场演出中座椅送风的送风温度、人员周围的温度分布以及人员热舒适投票分别作了考察。测试结果表明：

本次测试对一场演出中座椅送风的送风温度、人员周围的温度分布以及人员热舒适投票分别作了考察。测试结果表明：

（1）该座椅送风系统运行基本良好，且在设计风量和设计送风温度下能将人体散发的热量带走，并提供了较好的空气品质；

（2）座椅送风的出风受到地面的加热作用，其温升占总体温升的比例变化较大；

（3）座椅送风的出风存在着分流情况，一部分气流贴附着椅背自下而上进入人员颈部，致使人员有冷感；

（4）由于存在着出风分流，座椅送风的最高温度不是出现在额部，而是臂部。且从踝部到臂部的温度梯度比踝部到额部的温度梯度大，超出了标准范围。但因为这些部位都有衣服遮挡，因此人员感受的温差不是很强烈。

（5）座椅送风中的气流速度都比较小，人员未有吹风感出现。

参考文献

1范存养，大空间建筑空调设计及工程实录，北京：中国建筑工业出版社，2001

2KRANTZKOMPONENTEN.Productintroduction.Germany,2001.

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4A.K.Melikov,J.B.Nielsen.Localthermaldiscomfortduetodraftandverticaltemperaturedifferenceinroomswithdisplacementventilation.ASHRAETransactions,1989,Vo1.95.1050～1057

5ElisabethMundt.Displacementventilationsystems-convectionflowsandtemperaturegradients.BuildingandEnvironment,1995,Vo1.30.129～133

6ISO7730,1993.Moderatethermalenvironments-DeterminationofPMVandPDindicesandspecificationoftheconditionsforthermalcomfort,InternationalStandardOrganization.

7ElisabethMundt.Theperformanceofdisplacementventilationsystem:[Ph.Dthesis].Sweden:RoyalInstituteofTechnology,1996.

送风范文篇4

关键字：正压送风消防电梯前室防烟楼梯间

1、问题提出

1.1《高规》[1]第8.3.2条“高层建筑的防烟楼梯间及前室、合用前室和消防电梯前室的机械加压送风量应由计算确定，或按表8.3.2-1至表8.3.2-4的规定确定。当计算和本表不一致时，应按两者中较大值确定。”该条条文说明明确指出“采用机械加压送风时，由于建筑有各种不同条件，如开门数量、风速不同，满足机械加压送风条件亦不同，宜首先进行计算，但计算的加压送风量不能小于本规范表8.3.2-1～8.3.2-4的要求。”因是“宜”首先进行计算，现在大部分设计人员为避免繁杂的计算，在机械加压送风（以下简称正压送风）设计时不是首先进行计算，而是直接套用《高规》表8.3.2-1至表8.3.2-4的规定值，结果使许多工程的正压送风量偏小。

1.2选用不同送风量计算公式所引起的误差

1.2.1《高规》在门缝漏风量计算时选用压差法计算公式：

L=0.827×A×ΔP1/2×1.25=1.03375×A×ΔP1/2（1）

式中L—正压漏风量，m3/s；0.827—漏风系数；A—总有效漏风面积，m2；ΔP—压力差，Pa；1.25—不严密处附加系数。

《高规》在通过门洞风量计算时选用流速法计算公式：

Q=F×W×m（2）

式中Q—正压风量，m3/s；W—门洞断面风速，m/s；F—每档开启门的几何断面积，m2；m—同时开启门的数量。

1.2.2文献[2]在门缝漏风量计算时选用计算公式：

L''''=α''''×A×（2×ΔP/ρ）1/2

=0.6×A×（2×ΔP/1.2）1/2=0.7746×A×ΔP1/2（3）

式中L''''—文献[2]的正压漏风量；α''''—流量系数，一般取α''''=0.6～0.7；ρ—气体密度，1.2kg/m3；其它符号同前。

文献[2]在通过单个门洞风量计算时选用计算公式：

Q''''=F''''×W

式中对双扇门，同时开门的楼层数或并列的门数≥2时F''''=0.5×门宽×门高。

因此对文献[2]来讲，大多数状况下：

Q''''=0.5×F×W×m（4）

式中Q''''—文献[2]的正压送风量，m3/s；其它符号同前。

以上二项和剩安全系数1.25得文献[2]总正压送风量。

1.2.3文献[3]在正压送风量计算时选用计算公式：

Q''''''''=Fj×W

式中Q''''''''—文献[3]的正压风量，m3/s；Fj—明显气流通路的总计算流通面积，m2；其它符号同前。

计算结果剩安全系数1.25得文献[3]的总正压送风量。

因此文献[3]的正压送风量Q''''''''是总计算流通面积Fj和风速W的函数，计算时并未涉及到ΔP值。

1.2.4选用不同送风量计算公式所引起的误差

从公式（1）、（3）可以得出，当计算门缝漏风量时：

L∶L''''=1.03375∶0.7746=1∶0.75

从公式（2）、（4）、（5）可以得出，当计算通过同一门洞的正压风量时：

Q∶Q''''∶QQ''''''''=1∶0.5∶1

笔者采用文献[2][3]的计算公式对某一防烟楼梯间底层有直接对外开门的25层楼，按防烟楼梯间50Pa、合用前室25Pa分别正压送风、防火门为2m×1.6m（其门缝宽3mm）、电梯门为2m×1.8m（其门缝6mm）、同时开门的层数m=3、一部电梯、电梯井顶部有一0.1m2的排气孔、火灾时3层合用前室的送风口开启，依据文献[2][3]的计算公式分别计算其正压送风量，结果列在表一中。

可以看出：《高规》因没有考虑防烟楼梯间底层有直接对外开的门，防烟楼梯间和合用前室的正压送风量值偏小；当计算条件相近的情况下，按文献[2]计算的防烟楼梯间正压送风量比按文献[3]计算的结果约小40%，合用前室送风量约小30%.

还应该指出：文献[2]正压送风量的上下限是由于通过门洞最低风速取值为0.7～1.2m/s不同所致；文献[3]的正压送风量是防烟楼梯间和合用前室分别正压送风，当防烟楼梯间至前室的门（简称一道门）关闭、通过开启的前室至走道的门（简称二道门）的最低风速为0.5m/s，当一、二道门均开启、通过任一道门的最低风速为0.7m/s时计算所得结果；而《高规》正压送风量的上下限是按层数、风道材料、防火门漏风量等因素确定的。而且文献[2]正压送风量的上限，采用了1.2m/s最低风速，这在实际的工程计算中很少用到。因此正确地选用正压送风量计算公式是非常必要的。

2、正压送风量计算的基础理论

文献[2][3]为高层民用建筑正压送风量计算计算机编程进行了很好的探讨和研究，借助计算机使大量繁杂的正压送风量计算变的简单。本文在正压送风量计算时引入最小余压[4]慨念，即当一道门或二道门开启时，为保证通过门洞最小风速，门前仍保持最小余压Pmin.这样计算的结果更接近工程实际情况。

2.1几个主要计算公式

a）通过门缝漏风量的计算公式同（1）；

b）通过开启门的风量计算公式同（2）；

c）并联气流通路的面积A并

（6）

式中A并—并联气流通路的总面积，m2；Ai—并联气流支路的面积，m2.

d）串联气流通路的面积A串

（7）

式中A串—串联气流通路的总面积，m2；Aj—串联气流支路的面积，m2.

e）并联和串联混合漏风通路的综合流通面积Az

当气流通过并联和串联混合漏风通路时，应计算并联和串联空气通路的综合流通面积Az.

2.2通过门洞的风速W

综合文献[2][3][5]通过门洞的风速W按如下取值：

a）对防烟楼梯间及其前室分别正压送风时：当一道门关、二道门开时，通过开门门洞风速为W1=0.5m/s；当一、二道门同时开启时，要求通过任一门洞处的风速为W2=0.7m/s；

b）当仅对防烟楼梯间或前室正压送风时，通过开门门洞的风速W3=0.75/s；

c）当对消防电梯前室正压送风时，通过开启门洞的风速W4=0.5/s.

2.3最小余压Pmin

考虑到最小余压是个十分复杂的数值，本文在正压送风量计算时采用与最小风速0.7～1.2m/s相对应的中间值6Pa为最小余压Pmin=6Pa.

3、防烟楼梯间及其前室、合用前室分别加压送风的正压送风量计算方法

3.1六种常见的防烟楼梯间及其前室、合用前室分别加压送风状况。

各种状况下：当一道门均关、m层二道门开时，合用前室的送风量最大；当m层的一道门和二道门均开时，防烟楼梯间的送风量最大。本文分别以合用前室、防烟楼梯间的最大送风量为它们的最不利开门条件下的正压送风量（简称最不利正压送风量）。

3.2防烟楼梯间及其前室、合用前室分别加压送风的最不利正压送风量计算方法，如表四。

现以表四序号1中的图一（对应表三序号1的状况）为例，防烟楼梯间底层及其合用前室底层无直接对外开的门，防烟楼梯间及其合用前室的送风口均开启时，分别分析合用前室、防烟楼梯间的最不利正压送风量计算方法。

3.2.1合用前室最不利正压送风量Q合前

合用前室最不利正压送风量，发生在一道门均关、m层的二道门开时。

a）通过电梯门缝的气流通路

式中箭头为串联关系，方括号为并联关系；N—电梯数量；n—系统楼层数；m—同时开门的层数，当n<20时m=2，当n≥20时m=3；Ad—电梯门缝面积；Ap—电梯井顶通气孔面积；F2—二道门面积（门宽×门高）；kf—气流分配系数。

b）电梯井综合流通面积Az（1）

Kf=Ad/（A1+Ad）

式中Aa（1）—串联支路综合流通面积，m2；Az（1）—状况1的电梯井综合流通面积，m2；A1—一道门门缝积，m2；其它符号同前。

c）每个关门合用前室送风量

Q关=L2+L3（1）-L1（1），m/s

L1（1）=α×A1×（P1-P2）1/2L2=α×A2×P21/2

L3（1）=α×Az（1）×P21/2/（n-m）

式中α=1.03375；L2—通过二道门门缝，从关门合用前室漏到走道的漏风量，m3/s；L3（1）—通过电梯门缝，从关门合用前室漏到电梯井的漏风量，m3/s；L1（1）—通过一道门门缝从防烟楼梯间漏到关门合用前室的漏风量，m3/s；A1—一道门的门缝面积，m2；A2—二道门的门缝面积，m2；P1—防烟楼梯间余压，50Pa；P2—合用前室余压，25Pa；n—正压送风系统负担楼层数；其它符号同前。

d）每个开门合用前室送风量

Q开=Q21-L11-L31（1），m/s

Q21=W1×F2W1=0.5m/sL11=α×A1×（P1-Pmin）1/2

式中Q21—通过开启的二道门，从开门合用前室流入走道的风量，m3/s；L11—通过一道门门缝，从余压50Pa的防烟楼梯间漏到保持最小余压Pmin的开门合用前室漏风量，m3/s；L31（1）—通过电梯门缝、电梯井，从余压25Pa的关门合用前室漏到保持最小余压Pmin的开门合用前室漏风量，m3/s；Pmin—最小余压，6Pa；其它符号同前。

e）合用前室最不利正压送风量

Q合前=m×Q开+（n-m）×Q关，m/s

3.2.2防烟楼梯间最不利正压送风量Q楼梯

防烟楼梯间最不利正压送风量，发生在m层一道门、二道门均开时。

Lt1（1）=α×A1×（P2-Pmin）1/2Qt1=W2×F1W2=0.7m/s

Q楼梯=m×Qt1-（n-m）×Lt1（1）

式中Lt1（1）—通过一道门门缝，从余压25Pa的关门合用前室漏到保持最小余压Pmin的防烟楼梯间的漏风量，m3/s；Qt1—通过开门合用前室的一道门风量，m3/s；其它符号同前。

3.2.3对应表三序号2～6的状况，因篇幅所限不多赘述，它们的计算方法对应地列在表四的序号2～6中。当没有电梯N=0时，即为前室。对应于表四序号1～6防烟楼梯间及其前室、合用前室的最不利正压送风量计算方法，笔者编计算机计算程序，其部分计算结果（剩安全系数1.25，流量单位转换为m3/h）对应地列在表八的序号1～6中。

4、防烟楼梯间自然排烟，前室、合用前室的最不利正压送风量计算方法

防烟楼梯间自然排烟，前室、合用前室的最不利正压送风量计算方法列在表五中。其部分计算结果列在表九中。

5、防烟楼梯间（前室不送风）最不利正压送风量计算方法

防烟楼梯间（前室不送风）最不利正压送风量计算方法列在表六中。其部分计算结果列在表十中。本文在防烟楼梯间最不利正压送风量计算时，将关门前室内余压取0Pa，这样正压送风量的计算值更安全。

6、消防电梯前室的最不利正压送风量计算方法

消防电梯前室的最不利正压送风量计算方法列在表七中。其部分计算结果列在表十一中。

7、结束语

综合表八～十一的正压送风量计算值，可以看出必须对高层建筑不同的开门状况、门的数量、风速、门和门缝的几何尺寸及电梯数量等困素进行认真工程计算。

a）认真地选用高层建筑正压送风量计算公式和计算是非常必要的。不能简单地套用一个公式，还应对影响正压送风量的诸因素进行综合分析比较，选用正确的计算方法。在计算门缝的漏风量、通过开启门洞的风量时宜选用《高规》推荐的公式（1）、（2），并要正确地分析气流通路，计算气流的综合流通面积。

b）高层建筑的防烟楼梯间及前室、合用前室和消防电梯前室的正压送风量，在防火门尺寸、前室电梯数量相同的条件下，受门洞的风速、门缝宽度影响极大。

c）高层建筑的防烟楼梯间及前室、合用前室和消防电梯前室的正压送风量达不到《高规》第8.3.2条要求，不仅应从施工质量上找原因，还应从正压送风量的理论计算进行分析。

d）在正压送风量计算时引入最小余压慨念，可以使计算结果更接近工程的实际情况。

参考文献

1GB50045—95高层民用建筑设计防火规范（2001年版）

2陈通宝。高层建筑防烟楼梯间和前室加压送风计算公式的推导和应用。暖通空调。1998，28（5）：9-12

3杜红。正压送风量的一种计算方法。暖通空调。1996，26（3）：30-34

送风范文篇5

关键词：大空间ADPI隔断物数值模拟PMV

0.前言

1972年Nevins和Miller共同研究，对实验室内的200多个测点进行了测试，并采用了前人的成果，建立了能使室内80%的人感觉舒适的舒适性参数，开发了能反映室内气流对人员舒适性影响的指标—空气分布的特性指标ADPI。经过对ADPI的不断改进，在考虑热舒适和气流分布的影响时加入了湍流度带来的影响，由此得到改进后的ADPI，记为ADPI*[1]。由于采用模型的局限性ADPI*还不够完善，因此本文仍采用ADPI对送风方式进行比较。在使用ADPI对喷口送风方式和顶部旋流风口送风方式进行比较的同时，本文也比较了PMV指标和ADPI指标在评价时的一些差别。评价用的基础数据采用数值模拟的方法得到。

1.模拟条件

1.1建筑模型

图1模拟用建筑结构

图1是本文所研究的圆环型大空间建筑结构。该建筑高18m,护结构半径90m。由于模型本身比较大，所以取整个圆环的1/8作为模拟研究的对象。为了与实际情况相符合，在13m高的地方增加了24个灯。为了突出隔断的影响，将整个隔断物沿内部圆环的切线方向布置。分隔物的高度是4m，间隔平均在4m左右。

在此研究中采用单侧喷口送风和顶部旋流风口送风；回风方式采用下侧集中回风，在距地面0.5m的地方设置回风口，整个环形建筑共布置8个回风口。喷口送风时模型中设置10个喷口，旋流风口送风时模型中设置24个旋流风口。

1.2数学模拟及边界条件

在本文的模拟中，控制方程为紊流的连续性方程、能量方程和动量方程。紊流模型采用RNGk－e模型；由于是非等温射流，模型中还考虑了浮力的影响，采用Boussinesq假设，即除动量方程中的浮力项外密度按常数处理。辐射模型采用了DO模型。

模拟中的边界条件：屋面的单位面积传热量为6.32W/m2，内墙的单位面积传热量7.6W/m2，灯的发热量为600W/个，在地面布置了均匀的热源，发热量为37w/m2。由于只取了圆环的1/8进行模拟，因此使用对称边界作为圆环的边界条件。

1.3模拟工况

表1模拟计算工况变化参数喷口旋流风口

高度8.5m13m

角度（°）1045

风量（m3/h）51002500

隔断物有、无有、无

温度20.520.5

记号8.5m，8.5m无vortexvortex无

2.计算结果分析

2.1空气分布特性指标(ADPI)

ADPI是根据有效温度差来定义的[2]．根据实验结果有效温度差(△Te)与室内风速之间存在下列关系：式中：表示有效温度差；和分别表示工作区某点的空气温度和给定的室内温度；表示工作区某点的空气流速．当=-1.7～1.1之间时，多数人感到舒适，因此，ADPI定义为：

通过ADPI我们可以更清楚的对空间内的空气分布特性进行分析。ADPI=100%当为最佳，达到80%时已为设计佳作，而大空间则不易达到[3]。

2.1.1旋流风口送风与喷口送风的ADPI分析

图2是喷口送风和旋流风口送风时有隔断和没有隔断的情况下，1.5～3m范围内的ADPI分布图。由图2的曲线可以看出，对于旋流风口来说，隔断物的存在使1.5～2m高（距地面）的ADPI值下降2％左右，3m高左右的区域ADPI值上升3％，两种工况在2.5m高的ADPI分布几乎相同，这是因为接近隔断物上层，隔断物带来的扰动较小，有助于ADPI的提高，说明靠近隔断物下部，带来的扰动较明显。对于喷口送风来说，1.5m高的ADPI值下降很大，超过5％，但2m高的ADPI值提高1％左右，这是因为喷口送风射流直接受到隔断物的影响，对隔断物下部的作用减小，导致其ADPI下降。对比喷口和旋流风口时有隔断物的ADPI分布可以看出，在2m高的区域，旋流风口送风时的ADPI值比喷口送风的情况高1％左右；在1.5m高的区域，旋流风口送风时的ADPI值比喷口送风的情况高4％左右。因此在有隔断物的情况下旋流风口送风方式优于喷口送风方式。

2.2PMV分析

标准规定，如果PPD<10％即-0.5<PMV<0.5,可以接受[3]。按照夏季工况，在评价中假定人体轻度劳动，代谢率为1.6met=93.04W/m2，服装热阻为0.5clo=0.078m2·℃/W[4]。

图3有隔断物旋流风口送风PMV分布

图4有隔断物喷口送风PMV分布

图3和4的结果显示，在1.5~2m的高度范围内，旋流风口送风时整体比较均匀，隔断物带来的PMV变化很小；对于喷口送风的情况，隔断物带来的影响较大，在1.5~2m的高度区域内无法形成比较均匀的PMV分布，但是仍然在标准规定的范围之内。同时通过结果可以发现无论旋流风口送风还是喷口送风的情况，在一些死角的地方，比如隔断物与墙壁夹角处PMV值较高。

2.3两种评价指标的比较分析

通过ADPI和PMV两种指标对结果的比较分析可以看出,从PMV的分布图上可以明显看出两种送风方式的差别,但是由于通过PMV值只能够了解一个区域中某个点的舒适性情况,很难得到哪种送风方式更优（平均效果）,相反ADPI值描述了整个区域中满足舒适性要求的点的数量,表示了某种送风方式下区域内的平均效果。因此作为送风方式的评价指标,ADPI应用起来更加方便。

3.结论

3.1对于工作区，隔断物的存在使旋流风口送风或喷口送风方式的ADPI值下降，喷口送风时ADPI下降的更多。

3.2旋流风口送风时ADPI值高于喷口送风，这说

3.3明了旋流风口送风的均匀性和优越性。

3.4与PMV指标相比，ADPI指标用来作为送风方式优劣的评价标准更加的方便。

参考文献

1.朱喆,低温送风系统的特性研究,同济大学硕士学位论文，1999

2.赵荣义，范存养，薛殿华等，空气调节[M]，第3版，北京：中国建筑工业出版社，1996．

送风范文篇6

关键词：储能电力避峰空调系统优化运行控制

0.引言

随着我国经济的迅速增长，近年来全国各大省市都出现了不同程度的供电不足危机，这已成为制约我国当前经济和社会发展的瓶颈问题。要从根本上解决电力不足的问题当然是靠增加对电力的投入。但是，合理有效地使用有限的电能也应是必须采取的措施。目前电力供应紧张的主要表现为：电网负荷率低，系统峰谷差较大，高峰电力严重不足。因此，实施需求侧管理，提高电能终端使用效率和转移高峰负荷是当前必须十分重视的问题。

随着空调系统在我国城市里越来越广泛的应用，建筑能耗增长特别是空调系统的电力需求增长尤其迅速。据统计资料显示，我国当前的建筑能耗在总能耗中的比例是27.5%左右，其中空调的能耗约占建筑能耗的40%～55%。空调负荷的不均衡特性，极大地加剧了电网负荷的峰谷差，因此，空调系统的错峰避峰运行已成为缓解当前电力供应不足问题的迫切要求。一些国家很早就已采用空调用电错峰措施，印度一典型写字楼的空调系统用电进行错峰优化之后，其在电力尖峰负荷时段的电力需求与通常相比减少38%，相应的运行费用减少5.9%[1]。美国曾经对一典型的采用空调用电错峰的大学校园进行调查，其在电力尖峰负荷时段的用电减少41%，其总耗电量的56%是电力低谷时段用电[2]。

本文正是在此背景下，提出和研究分析基于建筑储能的空调系统运行控制策略，期望利用建筑本身具备的能量储存能力并通过优化空调系统运行，达到降低空调系统峰值电力需求的目的，同时将这种方法与送风温度优化控制策略[3]结合进行整体优化。

1.空调系统避峰运行控制策略

对于绝大多数空调系统，其运行控制策略均采用常规的需求控制策略，即根据用户侧的要求启动或停止系统的运行，在楼宇使用时段启动系统而非使用时段则停止运行。这从节能的角度而言是行之有效的。但是，这种运行策略的结果通常是在电力峰值时段系统正好处于用电高峰，这对整个电网来说是不利的，特别是在已实行分时电价的地区，会使用户增加运行费用。

对于空调系统错峰用电的方法，目前国内外大多采用冰蓄冷技术。但冰蓄冷的应用与推广存在着一定的缺陷：冰蓄冷系统造价高，一般比常规空调系统高30%－40%；对已安装运行的系统，则需重新改造，代价很大，而且现实状况绝大多数是不允许的；同时，冰蓄冷系统结构和运行复杂，稳定性和可靠性相对较差。

表1时间表建筑物开始使用(τo)电力峰值开始时间(τs)电力峰值结束时间(τn)系统提前启动(∆τ)建筑物结束使用(τf)

时间7:008:0011:00318:00

实际上，对于常规的混凝土结构的建筑，其本身具有较大的热容，再加上室内的装饰及家具，因此具备一定的储能能力，利用这种能量储备的能力，可以在电力需求谷时对楼宇进行强制过冷，使建筑的墙体及室内结构充分储存冷量，当处于电力需求高峰时段时利用这部分储存的冷量，从而可以减少电力峰时的系统运行电力需求。图1是基于建筑储能的运行控制策略逻辑示意图，其中的时间值由表1给出。在不同的时间段内，通过PMV优化控制器[4]改变房间温度设定值。

图1避峰运行控制策略逻辑示意图

2.研究对象

本文选用的建筑物是位于上海地区某一栋商务大楼，每层的面积为2332m2。由于每层被划分为南北两个开放式的办公区域，每个区域都配备了相同的空调系统，因此本文选取朝南区域作为研究对象。研究对象的室内总的空调区域面积为1166m2，根据VAV末端的布置，

它被划分为6个外区和2个内区，。建筑与VAV空调系统如图2所示。

3.控制策略的仿真验证及结果分析

仿真试验是在已建立的VAV变风量空调系统仿真器[5]上进行的。本文将提出的避峰运行控制策略和送风温度优化控制策略程序化后嵌入其中，同时，为验证和分析对比各种优化策略的实施效果，本文还对没有优化策略的常规情况进行了模拟。

3.1试验条件

本文采用的室外气象数据取自上海地区的气象资料，试验日的室外温度和含湿量如图3所示。

图3试验日室外空气的温度和含湿量

研究对象的建筑物为混凝土结构，6个外区和2个内区的围护结构热容如表2所示（表中区域标示参见图1）。仿真器中的建筑模型是采用阻容网络模型建立的[6]。

表2建筑物热容

外区1外区2外区3外区4外区5外区6内区1内区2

内部结构热容(KJ/K)3452.64166.34166.33452.62616.92616.93641.73641.7

外部结构热容(KJ/K)19550.214100.114100.119550.26760.86760.8－－

3.2试验结果及分析

图4为整体优化策略与无优化策动时室内PMV的变化曲线。从图中可以看出：整体优化策略通过PMV控制器改变室内的PMV值，利用房间所具有的热容性，将电力峰值时段所消耗的一部分电能转移到电力谷值时段，PMV在[-0.5，0.5]之间变化是可以接受的，这样就能够在满足室内热舒适性要求的前提下，实现用电上的移峰填谷。

图4PMV值比较

在计算运行费用时采用的是上海地区的分时电价，即：峰时段为1.044￥/kWh，平时段为0.676￥/kWh，谷时段为0.232￥/kWh。表3给出了三种优化策略仿真模拟的结果，并进行了比较。

表3结果比较

峰时耗能(kW)平时耗能(kW)谷时耗能(kW)移峰%减少运行费用%

常规控制340.7

949.7

—

—

送风温度优化控制260.8

1028.0

23.5

2.2

避峰运行控制140.3

914.7

176.9

58.8

18.0

整体优化控制129.8

1039.1

173.2

61.9

10.3

送风温度优化控策略制通过提高送风温度，将一部分峰时耗能转移到平时，电价最低的谷时耗能为0，系统峰时耗能减少23.5%，运行费用减少2.2%。

避峰运行控制策略是利用建筑物热容，通过对空调系统启动时间和室内PMV的控制，将一部分峰时耗能转移到谷时，可以明显看出其移峰和减少运行费用的效果都十分明显，应用这种控制策略系统峰时耗能减少58.8%，运行费用减少18.0%。

整体优化控制策略是将送风温度优化控制与避峰运行控制相结合，仿真结果表明，这种控制方法可以进一步转移峰时耗能，但与避峰运行控制策略相比，平时耗能大大增加，这就导致减少的运行费用有所下降，应用这种控制策略系统峰时能耗减少61.9%，运行费用减少10.3%。

4．结论

本文通过对上海地区某一商用大楼，运用了送风温度优化控制策略、避峰运行控制策略以及整体优化控制策略进行仿真试验，并对仿真结果进行比较，得出以下结论：通过应用送风温度优化控制策略、避峰运行控制策略以及整体优化控制策略，在保证和改善室内热舒适性的同时，可减少峰时段耗能；用户的运行费用也有不同的下降。在许多商业建筑中，实现系统优化控制的器件都是现成的并不需要任何附加投资。

参考文献

1．AshokS.,R.Banerjee.Optimalcoolstoragecapacityforloadmanagement[J].Energy,2003，28(2):115-126

2．ChenC.S,J.N.Sheen.Costbenefitanalysisofacoolingenergystoragesystem.IEEETrans.PowerSys.1993，8(4):1504-1509

3．晋欣桥，夏凊，周兴禧，王盛卫.多区域变风量空调系统送风温度的优化节能控制[J].上海交通大学学报，2000，4:25-31

4．于航，夏凊，晋欣桥等.以PMV为基础的模糊控制器在VAV空调系统中的应用[J].节能，2001，(4):3-6

送风范文篇7

（1）《建筑设计防火规范》；（2）《民用建筑供暖通风与空气调节设计规范》（GB50736-2012）；（3）《汽车库、修车库、停车场设计防火规范》（GB50067-2014）；（4）《建筑机电工程抗震设计规范》（GB50981-2014）。

2工作原理

（1）机械排烟系统的工作原理：械排烟系统的启动，通常由火场人员手动控制或由感烟探测器将火灾信号传递给消防中心防排烟控制器，开启活动的挡烟垂壁将烟气控制在着火区的防烟分区内，并打开排烟口以及和排烟口联动的排烟防火阀，同时关闭相关空调系统和送风管道内的防火阀防止烟气从空调和通风系统蔓延到其他非着火房间，最后由设置在屋顶的排烟风机将烟气通过排烟管道排至室外。（2）机械加压送风系统的工作原理：为了保证疏散通道不受烟气侵害，保证人员能安全疏散，发生火灾时，从安全性角度出发高层建筑内可分为4个安全区：第1类安全区是防烟楼梯间、避难层；第2类安全区是防烟楼梯前室、消防电梯间前室或合用前室；第3类安全区是走道；第4类安全区是房间。加压送风时应使防烟楼梯间压力大于前室压力，前室压力大于走道压力，同时还要保证各部分之间的压差不要过大，以免造成开门困难影响疏散。当火灾发生时，机械加压送风系统应能及时开启，防止烟气入侵以确保有一个安全可靠的疏散通道和环境，为安全疏散提供足够时间。

3某大型商业广场的防排烟系统设计

某商业广场建筑位于广州市广州番禺区，总建筑面积14.6万m2，地上共4层，地下1层。地上每层建筑面积1.4万m2，建筑高度为21.8m，每层划分为四个防火分区，每个防火分区设有一个中庭，一个自动扶梯，4个疏散楼梯，为大型商场。地下1层建筑面积9万m2，其中1.6万m2功能为停车库，7.4万m2功能为人行通道、商业、餐饮等服务设施，共划分为47个防火分区，设置下沉式广场、避难走道、避难走道前室。3.1地上排烟通风系统设计内容。（1）营业大厅、内走道设置排烟排风系统。（2）超过50m2的房间设置排烟排风系统。（3）中庭设置排烟系统。3.2地下排烟通风系统设计内容。（1）地下车库按防火分区设有机械排烟系统，与平时通风系统合用，设置双速排烟风机，每个防火分区内划分防烟分区，每个防烟分区不大于2000m2。每个防烟分区的排烟量，按规范的要求计算，排烟量为33000m3/h，并设置机械补风系统，送风量为不少于排烟量的50%。当发生火警时由消防中心控制平时排风系统转换为排烟系统。排烟风机前均设置280℃排烟防火阀，当烟温达到280℃时则防火阀关闭，且排烟风机、送风机停止运行，并有信号反馈至消防中心。（2）地下商业及配套用房等人员较多的场所，按不大于500m2划分防烟分区，且按各防火分区均分别设置机械排烟系统，与平时通风系统合用，设置双速排烟风机，并设置消防时的机械补风系统。排烟量按最大防烟分区面积每平米不小于120m3/h计算，送风量不小于排烟量的50%。在每个防烟分区内的排烟口按距最远点不超过30m，对于面积大于50m2的商铺或房间，单独设置电动排烟风口。当发生火警时，由消防中心控制着火所在防火分区内的排烟风机进行排烟，并打开火灾所在防烟分区的电动排烟口及排烟阀，关闭非着火区的所有电动防烟防火阀；同时启动机械送风机进行消防补风。（3）地下营业厅、内走道排烟系统：不具备自然排烟条件的营业厅、内走道设置机械排烟系统，排烟量按走道面积60m3/h•m2计算。负责二个排烟分区时，按最大防烟分区面积不少于120m3/h•m2计算。防烟分区内的排烟口距最远点的水平距离不超过30m。当发生火警时，由消防中心控制该排烟风口开启，并启动排烟风机进行排烟。3.3正压送风系统设计内容。（1）地上楼梯6、10各层防烟楼梯间靠外墙，每五层内可开启外窗总面积之和大于2m2，且消防前室分开设置，按规范采用自然排烟方式。（2）地上其他楼梯间采用正压送风系统，设置自垂式百叶送风口，每二层设置一个。（3）消防合用前室均采用正压送风系统，每层均设置电动送风口，常闭，火警时，系统由消防控制中心控制启动着火层及其上下一层前室送风口，同时启动加压送风机。（4）地下室不符合自然排烟条件的楼梯间设计独立机械加压送风系统，单独送风，其前室或合用前室有加压时送风量为25000m3/h，每层设一常开型百叶风口，当火警发生时，由消防中心控制加压风机启动，给楼梯间加压送风。防烟楼梯间正压值为40～50Pa。（5）合用前室及楼梯间前室设置机械加压系统，当楼梯间设置加压系统时合用前室送风量为25000m3/h，楼梯间采用自然排烟时合用前室送风量为33000m3/h，合用前室每层设有电动加压送风口，当发生火警时，由消防中心控制本层及上一层电动加压送风口开启，同时启动加压风机进行加压送风。合用前室正压值为25~30Pa。（6）避难走道前室设置机械加压送风系统，送风量为40000m3/h。避难走道每个前室内设置电动加压送风口。当发生火警时，由消防中心控制该防火分区避难走道所有前室的电动加压送风口开启，同时启动加压风机，进行加压送风。3.4排烟系统设计。（1）排烟风机：排烟风机设置在天面，采用双速排烟风机，平时排风，火灾时排烟。风机应设在混凝土或钢架基础上。风机驱动装置的外露部位必须装设防护罩，直通大气的进、出风口必须装设防护网，并应设防雨措施。排烟风机应保证在280℃时连续工作30min。（2）排烟防火阀：在风机房房入口处设有当烟气温度超过280℃时能自动关闭的排烟防火阀。阀门应顺气流方向关闭，防火分区隔墙两侧的防火阀距离墙端面应不大于200mm。（3）排烟口：排烟口距可燃物的距离不小于1.5m。电动排烟口的手动驱动装置应固定安装在明显可见、距楼地面1.3~1.5m之间便于操作的位置。排烟口的设计风速小于10m/s。（4）排烟风管：排烟风管采用镀锌钢板制作。风管穿越防火分区、空调机房处均设置有防火阀，穿越变形缝两侧的风管均设置防火阀。穿越不同防火分区的消防风管均需采用50mm厚玻璃棉毡作隔热处理，并用耐火时间大于1.5h防火板作密封处理。本项目所在地抗震设防烈度为Ⅷ度，按规范要求防排烟风管应采用防震支吊架。3.5中庭排烟系统设计防火分区一区、二区中庭设置独立的机械排烟系统，总排烟量分别为130000CMH，并设置百叶自然补风，排烟风口布置在中庭顶部。当发生火警时，由消防中心启动排烟风机进行排烟，并打开电动排烟口及排烟阀，同时启动机械送风机进行消防补风。三区一个中庭总排烟量为125000CMH，并设置百叶自然补风。四区一个中庭，中庭总排烟量为120000CMH，并设置百叶自然补风。在四层天面设置中庭独立排烟风机。3.6加压送风系统设计。（1）加压送风量的选取：机械加压送风系统的设计送风量应充分考虑管道沿程损耗和漏风量，且不应小于计算风量的1.2倍。（2）余压阀：为了保证防烟楼梯间及其前室或合用前室的正压值，防止正压值过大而导致疏散门难以推开，应在防烟楼梯间与前室、前室与走道之前设置余压阀，控制余压阀两侧正压间的压力差不超过规范要求的50Pa。余压阀是控制压力差的阀门。（3）送风口：送风口的设计风速小于7m/s。3.7地下室发电机房及电房气体防护区的通风排风设计（1）气体事后通风：设有气体消防或事故通风的房间在灭火完毕后开启事后排风机和防烟防火阀排风。事后排风与平时排风或事故通风合用系统。（2）气体灭火时，70℃电动防火阀关闭；气体灭火后，70℃电动防火阀打开。

4调试

（1）排烟防火阀的调试：模拟火灾，相应区域火灾报警后，同一防火区域内阀门应联动关闭。阀门关闭后的状态信号应能反馈到消防控制室。阀门关闭后应能联动相应的风机停止。（2）排烟口的调试：模拟火灾，相应区域火灾报警后，同一防火区域内的阀门应联动开启，排烟口关闭后的状态信号应能反馈到消防控制室。排烟口关闭后应能联动相应的风机停止。（3）送风机、排烟风机的调试：手动开启风机，风机应正常运转2.0h，叶轮旋转方向应正确。核对风机的铭牌值，并测定风机的风量、风压，其结果应与设计相符。在消防控制室手动控制风机的启动、停止，风机的启动、停止状态信号应能反馈到消防控制室。（4）机械加压送风系统：同一防火分区内两个独立的火灾探测器作为送风口、送风机开启的联动触发信号，或一个火灾探测器与一个手动报警按钮的报警信号，作为送风口、送风机开启正压送风口。根据设计模式开启送风机，在系统的不同位置打开送风口，测试送风口处的风速，以及楼梯间、前室、合用前室、消防电梯前室、封闭避难层的余压值，应达到规范要求。测楼梯间和前室的余压值时，手动开启相应的加压送风机，采用数字微压计，两个操作员配合，一人手执微压计站在前室，另一人微压计正压软管站在楼梯间，微压计上的读数就是压力，结果应符合规范要求。（5）机械排烟系统：根据设计模式开启排烟风机和相应的排烟口，风机排烟量和排烟口处的风速应达到设计要求；测试机械排烟系统，还要开启补风机和相应的补风口，送风口处的风量值和风速应达到规范要求。

5结语

总之，大型商业广场防排烟通风系统的设计，需要对不具备自然排烟条件的营业大厅、走道、铺位、商店设计防排烟通风系统。特别是超过2万m2的地下室商场，还要设计避难走道前室的机械加压送风系统。

参考文献

[1]公安部消防局．消防安全技术实务．机械工业出版社，2016．

[2]公安部消防局．消防安全技术综合能力．机械工业出版社，2016．

[3]中华人民共和国公安部编写．《建筑设计防火规范》（GB50016-2014）．中国计划出版社，2014．

送风范文篇8

关键词：正压送风阀正压送风机硬接线报警总线总线制多线制

一、概述

高层建筑由于存在客流密度大、疏散困难等不利因素，其消防措施显得尤其重要。火灾自动报警及联动控制系统作为高层建筑中消防控制的关键系统，如何提高系统响应的可靠性，一直是广大从事电气设计的人员和专家们十分关心的问题。从功能上或先后顺序上可以将其分为火灾报警和联动控制两个阶段，火灾报警作为火灾发生初期的一种必要的预告措施，其作用是有限的，且仅限于火灾初发阶段，一旦火势扩大，报警系统可能将不再起作用----本文不作重点讨论。当火灾确认后，真正完成各种消防功能（灭火、疏散人群、防烟、排烟等）的是联动控制阶段，下面以正压送风系统的联动控制为例对高层建筑的联动控制系统的可靠性设计作一探讨。

二、防、排烟系统的联动控制设计

正压送风系统主要由设置在屋顶或局部屋顶的正压送风机和设于每层（也可隔层设置）防烟楼梯间、消防前室的正压送风阀及其电气连锁控制装置组成，再加上建筑送风竖井，构成了一个完整的建筑物防烟系统。当某层着火时，打开着火层及相邻上下层的正压送风阀，接着启动相应正压送风机，在防烟楼梯间、消防前室形成正压，阻止烟气进入，以供人群安全疏散之用。一般来说，正压送风系统有以下几种联动控制方式：

1.通过编程由设于火灾自动报警系统的报警总线上的控制模块来控制着火层和相邻上下层的正压送风阀打开，通过监视模块接受其微动开关的动作反馈信号，利用此反馈信号再驱动正压送风机控制系统的控制模块来启动正压送风机，实现向防烟楼梯间极其消防前室送风，达到防烟目的。此方式硬件上依赖于报警总线及连接于总线上的监控模块，软件上利用厂家提供的专用应用软件通过编程来实现；

2.本方式和上面的区别在于正压送风阀的微动开关动作后直接通过硬接线与正压送风机的控制系统连锁，即利用微动开关的动作信号直接启动正压送风机。此种方式的正压送风阀联动所依赖的软硬件同方式1，但正压送风机的联动则是利用独立于报警总线的联动控制线来实现的（全硬件方式）；

3.这种方式与方式2相比，唯一的区别在于正压送风阀增加了手动打开功能，即正压送风阀具有就地手动控制（独立于报警总线）和远地自动控制（利用报警总线和监控模块）两地控制功能；

4.正压送风阀的开启同方式3，但正压送风机的启动是在消防控制中心通过编程（依赖于报警总线和监控模块）和手动控制柜（硬接线）两种方式来启动。

需要注意的是，上面任何一种联动控制方式都是先打开正压送风阀，然后才打开正压送风机，次序不可颠倒。

其实控制方式不止上述四种，也可以是上述几种方式的组合，以下笔者对这四种联动控制方式分析其优劣。

一个联动方式的优劣，当然应从其是否可靠、正确动作来判断。所谓控制的可靠性、正确性，包括从信号发出到开机运行的全过程各个环节。任何一个环节不能响应或不能正确响应，都将影响系统可靠、正确完成其应有的功能。

从方式1的叙述可以知道，正压送风系统的联动控制全部是通过编程来实现的，其信号的发出和接受都是依赖于火灾自动报警系统的报警总线来完成的。我们知道，报警总线贯穿于建筑物内各个需要探测火灾的场所，而各类控制监视模块又都挂在报警总线上，当火灾发生时，可以说报警总线是非常不可靠的，它只能用于火灾初期预告火情，当火势扩大时，报警总线很可能基本瘫痪，此时用于监视、控制正压送风系统的监视/控制模块已失去作用，这显然是不可行的。如此说来，方式1在设计当中应当避免。

再看看方式2，由于其正压送风阀的联动控制也是通过编程实现的，其监视/控制模块也是挂在报警总线上，同样存在上述问题。若正压送风阀不能打开，其微动开关不能动作的话，也就无法启动正压送风机。即其产生的后果同方式1是一样的。

由以上分析我们可以看出，正压送风系统的可靠、正确动作分为两个过程：正压送风阀的可靠动作以及随后的正压送风机的启动。显然方式3和4是可行的。当控制正压送风阀的模块不能发出指令时，还可通过现场人员手动打开正压送风阀，进而利用其微动开关直接启动或消防控制中心手动直接启动正压送风机。尤其是利用正压送风阀的微动开关直接启动正压送风机，应是相当可靠的。因为各层的正压送风阀的微动开关都是通过疏散通道内竖向配线直接接入屋顶的风机控制箱的，疏散通道可以认为发生火灾的可能性是比较小的，其管线独立于火灾自动报警系统的管线，即使火灾自动报警系统的管线已被火势烧坏，仍不影响正压送风系统的可靠启动。也可以设计成微动开关直接启动正压送风机和消防控制中心手动控制正压送风机两者兼备，增加了可系统的可靠系数。

实际设计当中经常见到正压送风阀只有自动方式，这是相当不可靠的。其次还有设计没有利用正压送风阀的微动开关的硬接线直接启动正压送风机，但如果消防控制中心手动控制（也是硬接线）柜能直接启动正压送风机，我们认为是基本可靠的。而将两者结合起来，只是增加了从各层正压送风阀到屋顶风机的管线量，造价上并未因此增加许多，系统的可靠性却大大增加了，何乐而不为呢？

三、手动控制柜的选择和设计

在消防最终验收时，消防管理部门都强调消防控制中心要设置手动控制柜，其目的也在于建立一条独立于火灾自动报警系统总线之外的硬接线通路直达被联动的设备，使消防控制中心实现手动和自动双重控制功能，增加系统响应的可靠性。

值得注意的是，目前许多火灾自动报警及联动控制设备的生产厂家推出两种手动控制柜，一种为多线制的，即从手动控制柜至每一个需要手动控制的重要消防设备各敷设一根控制管线，形成真正的硬件电路上和逻辑上的一对一控制；另一种是总线制的手动控制柜，顾名思义只有一根总线，有厂家称之为智能式的手动控制柜，虽然逻辑上是一对一的控制关系，但对各种需要手动控制的重要消防设备指令的发出和动作的反馈是通过该总线（独立于报警总线）来完成的。从可靠性判断，总线制的手动控制柜虽然比不设增加了可靠性，但由于所有被联动设备的手动指令的传递依赖于总线，当总线故障时，整个手动控制柜将失去作用，而多线制的手动控制柜则不存在这种问题，某条手动控制线的故障只会使所连接的设备受到影响，无故障的控制线路照样能够运行，其他设备仍能在火灾情况下完成其应有的消防功能（如灭火、防烟、排烟及阻断火势蔓延等）。因此具体实施时还是应优先采用多线制的手动控制柜，管线的造价虽然有所增加，但联动的可靠性却大大增加。

许多国外进口的火灾自动报警及联动控制设备则无手动控制柜，不符合我国《火灾自动报警系统设计规范》GB50116-98的有关规定及消防管理部门的要求。为了迎合我国国情，这些生产商设计了一种类似于手动控制的控制面板，它的可靠性还不如总线制的手动控制柜，仅仅是一个带有触摸式按钮及反馈信号灯的模块，无专门的独立于报警总线的手动控制总线，指令的发出和动作反馈信号的接受仍依赖于报警总线，这实际上仍是一种通过编程实现的自动控制，并人为的加上手动控制面板，这显然是与我国规范和国情相悖的。设计选用进口设备时应当加以注意，或者手动控制柜选用国产的成型柜，但接口上一般不兼容，需要在现场改造或由进口设备商提出改造方案。

四、关于管线的敷设

前面多次谈到线路的可靠性问题，这实际上是火灾自动报警及联动控制系统设计的一个关键问题，采用的设备再先进和可靠，如果没有一个安全、可靠的信息载体即线路，报警及联动控制过程的完成实际上是一句空话。火灾发生时，火灾现场的线路处于一种十分危险的环境中，如何确保火灾危险环境中的线路尽量长时间的工作，需要设计人员在把握设计及施工规范的基础上细心选择线路的走向、敷设方式、敷设部位（场所）、导线或电缆的防火性能、保护管或金属线槽的耐火性能、防火措施及与其他专业管道或热源的安全间距等。由于系统中的管线量及类型繁多，有报警总线、消防电话线、火灾广播线、警铃控制线、消火栓监视线、消火栓控制线、DC24V电源线、现场设备的联动控制及监视线、手动控制线等，如果不好好按照上面的原则安排这些管线，一旦火灾发生，部分管线在系统来不及响应之前就烧坏，后果是十分严重的。以下就管线敷设的可靠性问题谈谈自己的看法。

1.消防控制中心位置的合理性对管线的可靠性的影响上面所说的各类管线都是从消防控制中心引出的，报警回路越多，被联动的设备越多，则管线量就越大，这些管线出消防控制中心后一般先沿水平金属线槽敷设，并汇入弱电井内，再由弱电井引至各层各个位置。由于整栋楼的管线都是由此金属线槽引出至各现场的，确保这段金属线槽敷设环境的安全性就十分必要，尽量避开预计发生火灾可能性较大的区域，与强电管线及其他热源保持必要的安全间距，金属线槽全封闭并刷防火涂料等，都是有效的措施。但更为重要的一点，应使消防控制中心尽量靠近弱电井，使这段金属线槽尽量以最短距离进入弱电井则更为有效。笔者常见到消防控制中心距离弱电井过远，使这段总引出线过长地暴露于安全不确定区域，即不经济，又使线路遭受火灾损毁的可能性大大增加，应当引起同行及建筑专业的高度重视。

2.按照规范要求，尽量使消防电气管线暗敷在不燃烧体结构层内，并保持不小于30mm的覆盖层厚度。确因现场条件限制必须明敷时，应穿金属管或金属线槽保护，且应内外刷防火涂料两遍，或采取其他的防火保护措施。一般来说，报警总线、消防电话线、警铃控制线、消火栓监视/控制线、广播线、DC24V电源线出每层弱电井后尽量采取暗敷方式，而从现场的控制/监视模块至被联动设备的管线、重要消防设备（消防/喷淋泵、防烟/排烟设施、电梯迫降等）的手动控制管线等因设备大都位于空间则可采取明敷方式。明敷时尤其要注意管线沿安全区域敷设，避开所有可能遭受损坏的不利环境。

3.对于在吊顶上吸顶安装的探测器等，从顶棚内暗埋的接线盒至探测器这一段线路一般穿金属软管，两端要加锁母，金属软管、接线盒及连接处都须刷防火涂料不少于两遍。

4.合理安排各类管线的走向，尽量分散敷设，以减少同时遭受火灾损毁的可能性。比如若报警总线在火灾发生时已被烧坏，而手动控制线因不与它同路径仍可以继续使用，从而不影响灭火或其他消防措施。

五、结论

从以上的论述不难看出，提高联动控制系统的可靠性不外乎下面的几种措施：

1.对于重要的灭火和防排烟设施如消火栓泵、喷淋泵、正压送风系统、排烟系统等，为了确保动作的可靠性，应考虑多种、多地联动和手动控制方式，既有自动，又有手动，既有就地控制，又有远地控制，以增加被控制设备的可靠、及时、正确动作；

2.合理设计各类管线的走向、敷设方式、敷设场所，采取必要的防火措施，避开可能对线路造成损坏的热源，与强电管线及其他专业管道保持必要的安全间距，确保消防电气线路处于安全环境中，以尽量延长处于火场中线路的工作时间；

3.与建筑专业协调，合理确定消防控制中心的位置，以使其尽量靠近弱电管道井，使消防电气管线以最短距离汇入弱电管道井；

4.尽量采用多线制的手动控制柜，采用进口设备时，要注意其是否提供这种多线制的手动控制柜，若不提供，设计人员还需选用其他厂家的手动控制柜，并处理好接口问题；

至于采用先进、可靠的火灾报警及联动控制系统，不是本文讨论的重点，就不作详细论述了。

参考文献

送风范文篇9

为了寻找空气幕送风射流的最佳射流厚度和射流角度，防烟空气幕送风口设计必须考虑既可调节送风口的厚度又可调节送风口的旋转角度。如图2所示。

图2防烟空气幕送风口轴测和剖面图

2．1空气幕送风口

防烟空气幕送风口由四块薄钢板组成，分成左右两部分，每个部分由上侧水平薄钢板和下侧竖直薄钢板组成，上下板之间通过铰链相连。防烟空气幕送风口上部通过帆布软接与送风静压箱连接。

2．2送风口厚度调节

为调节送风口的厚度，门洞前模拟走廊上部的左右两侧壁各设一根角钢做成滑轨，在角钢一侧面上设置等间距的固定孔，并在送风口左上侧板上与角钢相同部位设置同样等间距的固定孔。送风口左侧整体可以通过其上部在滑轨上水平左右移动，右侧上部固定，这样通过每移一个步长就可以得到一个送风口的厚度。

2．3送风口旋转角度调节

为了调节送风口的放置角度，在沿气流方向门洞前模拟走廊左壁上设置以送风口右侧铰链中心为圆心、每旋转5℃定一固定孔的80°弧长的薄钢板弧形角度刻度盘。送风口左右两部分由下侧的竖直板与四根等间距孔的扁钢通过插销连成一体，送风口右部分的下侧的竖直板上焊接一手柄（手柄孔中心与右侧铰链中心一致）。送风口的角度通过手柄旋转调节固定在薄钢板刻度盘上。

3防烟空气幕实验技术方法及步骤

3．1测试项目及参数范围

烟气的水平流速及模拟走廊烟气流量、排烟管道的动压及排烟量、送风管道的动压及空气幕的射流流量和送风口的射流流速、厚度、角度和防烟空气幕阻断烟气时间。实验场所的空气状态参数。

测试水平烟气流速调节范围为0.2～1.2m/s，其步长为0.1m/s；空气幕射流厚度调节范围为5～10mm，其步长为5mm；空气幕射流角度调节范围为5°～60°，其步长为5°；空气幕流量由密闭对开多叶调节阀控制，偏转角调节范围为0°～90°，其步长为30°；排烟管道排烟量由密闭对开多叶调节阀控制开启度调节范围为0°～90°，其步长为22.5°。

3．2测试仪器

①QDF-3型热球风速仪0.05～30m/s、低速热线风速仪0.1～1.2m/s②TKS型标准毕托管5～4m/s基本格数为0.998±0.002③YYT-2000倾斜式微压计0～2000Pa精度等级为1级④水银温度计0～50℃分度值为0.1℃⑤干湿球温度计⑥DYM3空盒气压表800～1064kPa最小分度值为1kPa⑦秒表⑧直尺分度值为1mm

3．3测试方法及步骤

3．3．1矩形风管测定断面选择及测点的确定

矩形风管断面选择在沿着气流方向局部阻力前大于4倍矩形风管大边长和局部阻力后大于1.5倍矩形风管大边长的直管段范围内，这样能保证被测断面气流均匀。测点的确定采用等小矩形面法，将断面划分为若干个面积相等的小矩形，并在每一小矩形的对角线交点上进行测量，一般小矩形的边长为150～300mm左右，其面积不大于0.05m2。

3．3．2测试方法及步骤

各种测试仪器就位调零并测量模拟走廊断面尺寸及风管断面尺寸。定测试环境的空气状态参数：测试、大气压--温度计、空盒气压表。为烟雾发生器加乙二醇发烟剂，接通电源产生烟雾。按调节范围及步长分别设定烟气的水平流速。启动并调节变频调速风机FJ1--热球风速仪测定烟气的水平流速。由此确定烟气流量。确定空气幕的射流流量，启动风机FJ2并调节密闭对开多叶调节阀F3--标准毕托管、倾斜式微压计测定风管气流的动压值并由风管断面尺寸计算其流量。或采用热球风速仪测定空气幕送风口的射流流速并由送风口面积确定空气幕的射流流量。排烟管道的动压采用标准毕托管、倾斜式微压计进行测定，并计算其排烟量。观测模拟走廊烟气流动状态及防烟空气幕阻烟情况并用秒表记录阻烟时间。按照空气幕防烟的工作方式开启或关闭阀门和风机。工况调节，烟气水平流速一定的情况下，分别调节空气幕射流流量、厚度及角度。同时测量记录以上各种数据。

测试完毕，首先切断烟雾发生器的电源，接着关闭风机FJ1、FJ2。

测试数据进行整理分析。风压的计算，当各测点相差不大时，计算其数学平均值；当各测点相差较大时计算其均方根值（负值与零按零计算）。

送风范文篇10

关键字：自然排烟机械排烟机械加压送风系统

通常高层民用建筑的防排烟设施主要包括防烟楼梯间及前室、消防电梯前室、合用前室、封闭楼梯间、避难层（间）等场所设置的防烟设施，地下室、内走道、中庭、无窗或设有固定窗房间等部位设置的排烟设施，防烟分区之间的挡烟垂壁等。防排烟设施是高层民用建筑保障人民生命财产安全不可缺少的消防安全设施，但由于部分设计、施工人员对防排烟设施的结构、作用、性能缺乏了解，对国家规范标准理解不透彻，往往导致在设计、施工中存在一些问题，主要表现在以下几个方面：

一、自然排烟设施达不到排烟目的

自然排烟是一种经济、简单、易操作、维护管理方便的排烟方式，但由于部分工程在设计、施工过程中不按规范要求进行，往往导致工程完工后，自然排烟设施不具备排烟作用，分析其原因主要有以下几个方面：

一是自然排烟窗的设置位置不当。从自然排烟效果考虑，排烟窗应尽量靠近墙的上部设置，目前有相当数量的自然排烟窗不是设置在墙的上部，而是下部，距顶板、吊顶的距离较大，不利于自然排烟。

二是自然排烟窗的开窗面积达不到规范要求。国家标准《高层民用建筑设计防火规范》对采用自然排烟部位的开窗面积均有明确规定，但由于部分设计人员未按规范要求进行认真计算，或将固定窗的面积计算在排烟窗面积之内，导致部分工程排烟窗面积达不到规范要求，直接影响排烟效果。

三是自然排烟窗的结构形式不合理。有的把排烟窗做成不可开启的固定窗，有的将窗的上部做成固定窗，把可开启的排烟窗设在窗的下部，严重影响排烟功能。

四是安装高度较高的排烟窗缺少便于于开启的操作机构。按规范要求，排烟窗应有便于开启的装置，但有些安装高度较高，开启困难的排烟窗均未安装开启操作装置，不利火灾情况下排烟窗的开启。

二、设置机械加压送风防烟设施部位所要求的余压值难以形成，机械排烟设施的排烟效果不明显。

送风口、排烟口风量、余压值达不到规范要求的现象在工程中比较普遍，有的送风口、排烟口的风速甚至接近于零，造成这种现象的原因比较复杂，主要有以下几个方面：

1、风机选型不当。按规范要求，防烟楼梯间及前室、合用前室和消防电梯间前室的机械加压送风量，应由计算确定，当计算值和规范规定的值不一致时，应按两者中较大值确定，有的设计直接按规范给定的值确定，往往导致选用的风机风量、风压偏小，不能满足要求；有的设计采用通风与机械排烟合用系统，但施工中未按设计要求选用双速风机；有的建设单位不按设计的风机型号订货，购买功率规格较小的风机，导致风机风量严重不足。

2、机械加压送风系统与自然排烟设施重复设置。对于建筑高度超过50米的一类公共建筑和建筑高度超过100米的居住建筑，按《高规》要求，宜设置机械加压送风系统，有的工程在上述部位同时又采用了自然排烟，导致火灾情况下，机械加压送风系统与自然排烟窗同时开启时，防烟楼梯间难以形成正压，达不到防烟效果。

3、合用正压送风系统未设计压差调节装置。按规范要求，机械加压送风的防烟楼梯间和合用前室，宜分别独立设置送风系统，当必须共用一个系统时，应在通向合用前室的支风管上设置压差自动调节装置。目前很多设计的合用正压送风系统没有设计压差调节装置，无法形成楼梯间的余压值高于前室。

4、防烟分区不按规范要求设置挡烟设施。有相当一部分工程，尤其是大型商场设置机械排烟的部位未按规范要求在吊顶下设置挡烟垂壁，有的地下室虽然采用建筑的梁作挡烟设施，但排烟系统的排烟口未按规范要求设在顶棚或靠近顶棚的墙面上，而是设在梁的下面。

5、送风口设置不符合要求。有的竖向防排烟系统的送风口采用固定百叶窗式常开风口，风口规格尺寸基本一致，造成各层送风口的风量风速严重不平衡，离风机较远的送风口的风量不足，甚至末端的送风口的风速、风量接近于零。

6、风管竖井施工质量差，漏风严重。有相当多的工程因通风竖井不抹灰、管道连接不严实，常闭风口关闭不严密，漏风十分严重，导致送风口、排烟口的风速、风量达不到规范要求，有的施工单位甚至取消了竖井连接吊顶风口的风管，利用吊顶闷顶空间代替风管，也往往造成风管风口风速接近于零。

同时有的将排烟系统的风机排烟口设在室内，致使火灾情况下烟从室内排到室内，不仅失去了排烟作用，而且还可能造成火灾的蔓延扩大。三、防排烟风机的配电不符合规范要求

一是风机的供配电达不到高层民用建筑负荷级别要求。有的供电线路不是接自消防电源，而是接至楼层照明配电箱，有的设计采用单回路配电线路，有的设计未设末端电源自动切换装置，均达不到一、二级供电负荷要求的专用双回路，设末端自动切换装置的规定。

二是明敷配电线路的安装不符合要求。有的防排烟风机的配电线路穿PVC塑料管，有的穿金属管未涂刷防火涂料，不符合穿管的防火性能要求。

四、应设机械防排烟设施的部位未按规范要求设置

1、带裙房的高层民用建筑防烟楼梯间及前室，消防电梯间前室或合用前室，当裙房以上部分利用可开启外窗进行自然排烟，裙房部分不具备自然排烟条件时，其前室或合用前室未按规范要求设置正压送风系统。

2、超过20米无自然排烟的内走道，有的设计人员因与其相连的防烟楼梯间前室有自然排烟，认为其具备自然排烟的条件，未按规范要求设置机械排烟设施。

五、对策

针对上述存在的问题，我认为消防监督部门应从以下几个方面加强对建筑防排烟设施设计施工中的监督管理：

1、应加强对防排烟设施设计施工人员的业务指导和培训工作。各地消防部门一般对消防报警与电气、固定（自动）灭火设施专业设计施工人员的业务指导和培训工作非常重视，培训过程中往往忽略了防排烟设施设计施工人员。

2、应落实防排烟设施的施工由消防设施施工单位承担的制度。防排烟设施是建筑自动消防设施的一个重要组成部分，按规定其施工应由消防设施施工单位承担，但目前很多项目的防排烟设施施工均是由空调专业施工单位负责安装。

3、消防监督部门的建审人员在施工图审查时，应重视对防排烟设施设计的审查，应重点对自然排烟窗的设置、开窗面积，机械防排烟设施的设置部位、风机选型、送风口排烟口的设置、防烟分区等到进行审查，同时在施工中应加强对防排烟设施的监督管理，将防排烟设施列为施工监督检查的重要内容，做到及时发现问题，指导、督促施工单位进行整改。

参考文献