前置倉(cāng)裝配式冷庫(kù)動(dòng)態(tài)能耗研究與影響因素分析

顧 瀚 張 華 陳 曦 趙 舉

(1 上海理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院 上海 200093；2 上海市質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)技術(shù)研究院 上海 200072)

前置倉(cāng)是電商發(fā)展、市場(chǎng)需求增加及冷鏈產(chǎn)業(yè)推進(jìn)的背景下提出的一種倉(cāng)儲(chǔ)新概念，定義是一種通過(guò)企業(yè)總部線上經(jīng)營(yíng)，將顧客訂單通過(guò)前置在社區(qū)的服務(wù)站，實(shí)現(xiàn)商品快速到達(dá)的零售業(yè)態(tài)，店面承擔(dān)日常商品儲(chǔ)存和履約配送服務(wù)，是解決“最后一公里”問(wèn)題的有效方式之一[1]。

突如其來(lái)的新冠疫情，導(dǎo)致越來(lái)越多的消費(fèi)者選擇線上購(gòu)買(mǎi)日常生活用品，為加強(qiáng)冷鏈物流末端配送網(wǎng)絡(luò)建設(shè)，前置倉(cāng)相關(guān)企業(yè)開(kāi)始在各城市設(shè)立更多站點(diǎn)。前置倉(cāng)主要通過(guò)在室內(nèi)搭建裝配式冷庫(kù)的方式對(duì)冷藏冷凍貨物進(jìn)行存儲(chǔ)[2]。

目前冷庫(kù)的研究主要集中于結(jié)構(gòu)布置[3]、系統(tǒng)能耗[4]、庫(kù)內(nèi)流場(chǎng)[5]、貨物堆放[6]等方面。馮坤旋等[7]使用CFD研究了果蔬進(jìn)庫(kù)過(guò)程中的溫度穩(wěn)定性，給出了進(jìn)庫(kù)貨物預(yù)冷溫度、擺放間距及進(jìn)貨量的建議值。Tian Shen等[8]基于3R2C簡(jiǎn)化傳熱模型，通過(guò)數(shù)據(jù)驅(qū)動(dòng)方式預(yù)測(cè)了某大型冷庫(kù)長(zhǎng)期的能耗負(fù)荷，獲得了冷庫(kù)內(nèi)部質(zhì)量與能耗負(fù)荷之間的關(guān)系。

前置倉(cāng)多采用裝配式冷庫(kù)，由于較小的容積、高頻次的人員進(jìn)出、風(fēng)幕機(jī)等阻斷裝置的使用以及庫(kù)門(mén)的長(zhǎng)時(shí)間開(kāi)啟狀態(tài)決定了其與傳統(tǒng)冷庫(kù)有較大區(qū)別，針對(duì)這些相關(guān)影響因素的研究仍舊缺失。

本文以實(shí)際運(yùn)行的前置倉(cāng)為研究對(duì)象，基于3R2C簡(jiǎn)化傳熱模型建立了系統(tǒng)能耗與室內(nèi)外溫差、人員進(jìn)出頻次、庫(kù)門(mén)開(kāi)啟時(shí)長(zhǎng)之間的函數(shù)關(guān)系，計(jì)算獲得了裝配式冷庫(kù)的冷負(fù)荷，通過(guò)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，分析相關(guān)參數(shù)對(duì)實(shí)際冷庫(kù)能耗的影響，為降低該類(lèi)小型冷庫(kù)實(shí)際運(yùn)行負(fù)荷、改善冷庫(kù)性能提供相關(guān)依據(jù)。

1 前置倉(cāng)裝配式冷庫(kù)動(dòng)態(tài)負(fù)荷模型

1.1 建筑圍護(hù)結(jié)構(gòu)熱傳導(dǎo)模型

為了準(zhǔn)確計(jì)算實(shí)際環(huán)境下通過(guò)前置倉(cāng)裝配式冷庫(kù)墻體的動(dòng)態(tài)熱流密度，選用3R2C簡(jiǎn)化傳熱模型進(jìn)行研究，并使用遺傳算法進(jìn)行模型參數(shù)優(yōu)化，該模型能夠有效反映輕質(zhì)墻體結(jié)構(gòu)的傳熱性能[9-10]，其結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。

圖1 建筑多層平壁結(jié)構(gòu)的3R2C模型Fig.1 3R2C model of multi layer flat wall structure

實(shí)際多層結(jié)構(gòu)墻體的理論傳熱公式如下[11]:

(1)

(2)

(3)

式中：Tin、Tout為冷庫(kù)內(nèi)外環(huán)境溫度，℃；qin、qout為通過(guò)內(nèi)外墻面的熱流密度，W/m2；s為拉普拉斯變量；下標(biāo)i為由外向內(nèi)第i層結(jié)構(gòu)；Mi(s)、M(s)分別為冷庫(kù)墻體結(jié)構(gòu)第i層和總傳輸矩陣，其中Mi(s)矩陣中各元素的表達(dá)式如下[12-13]：

(4)

(5)

(6)

式中：ρi為第i層結(jié)構(gòu)的密度，kg/m3；cp,i為第i層結(jié)構(gòu)的比熱容，J/(kg·K)；λi為第i層結(jié)構(gòu)的厚度,W/(m·K)；Li為第i層結(jié)構(gòu)的厚度,m。

為了獲得冷庫(kù)兩側(cè)壁面的熱流密度與冷庫(kù)內(nèi)外環(huán)境溫度的關(guān)聯(lián)式，對(duì)式(1)進(jìn)行矩陣變換：

(7)

(8)

將式(8)代入式(7)，替換拉普拉斯變量s，可獲得相應(yīng)的復(fù)函數(shù)Gx(jω(n))、Gy(jω(n))、Gz(jω(n))，它們分別為墻體外部、交叉和內(nèi)部熱傳導(dǎo)的理論頻率特性。模型的采樣頻率范圍為[10-n1,10-n2]，n1、n2分別取3和1；頻率點(diǎn)在采樣頻率范圍內(nèi)以對(duì)數(shù)形式等距分布，采樣數(shù)為51。

本文裝配式冷庫(kù)墻體結(jié)構(gòu)及材料物性參數(shù)如表1所示。

表1 裝配式冷庫(kù)墻體結(jié)構(gòu)和材料物性參數(shù)Tab.1 Structure details and material property parameters of assembly cold storage

為了盡可能地使3R2C模型貼近實(shí)際理論模型的頻率響應(yīng)特性，使用遺傳算法對(duì)熱阻及熱容參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，優(yōu)化的目標(biāo)函數(shù)為[11]：

J(R1,R3,C2)

+|PL(Gi(jω(n)))-PL(Gi′(jω(n)))|

(9)

(10)

式中：PL為對(duì)應(yīng)復(fù)函數(shù)的相位差；G′i為3R2C模型所對(duì)應(yīng)的復(fù)函數(shù)；Ri為3R2C模型中的熱阻，m2·K/W；Ci為3R2C模型中的熱容，J/(m2·K)。

使用遺傳算法的計(jì)算過(guò)程中需對(duì)各熱阻和熱容的取值范圍進(jìn)行約束，并通過(guò)式(10)獲得另兩項(xiàng)參數(shù)，最終可獲得3R2C模型的最優(yōu)化參數(shù)。計(jì)算過(guò)程中，冷庫(kù)墻體材料被認(rèn)為各向同性且相關(guān)參數(shù)研究環(huán)境下不發(fā)生變化，參數(shù)優(yōu)化結(jié)果如表2所示。冷庫(kù)墻體的瞬態(tài)傳熱過(guò)程與墻體內(nèi)壁的傳熱頻率響應(yīng)特性直接相關(guān)[12]。各模型的傳熱頻率響應(yīng)特性如圖2所示，通過(guò)遺傳算法優(yōu)化的3R2C模型隨頻率的升高在振幅和相位滯后方面比模型1表現(xiàn)出了更加貼近理論模型的優(yōu)勢(shì)，而模型2的誤差最大。

圖2 裝配式冷庫(kù)墻體內(nèi)壁傳熱頻率響應(yīng)曲線Fig.2 Inner wall frequency responses of heat transfer for assembly cold storage

表2 3R2C傳熱模型參數(shù)Tab.2 Parameter of 3R2C heat transfer model

測(cè)試對(duì)象的前置倉(cāng)運(yùn)行過(guò)程中裝配式冷庫(kù)近似正弦變化的冷庫(kù)內(nèi)溫度振蕩平均周期約為27.1 min，經(jīng)優(yōu)化后的3R2C模型對(duì)應(yīng)的振蕩平均周期所造成的傳熱延后與理論模型相差63.47 s，振幅與相位滯后所導(dǎo)致的相對(duì)誤差分別為3.25%和3.90%，誤差較小，因此該前置倉(cāng)裝配式冷庫(kù)輕質(zhì)墻體可采用3R2C模型進(jìn)行圍護(hù)結(jié)構(gòu)傳熱計(jì)算。

1.2 冷庫(kù)滲風(fēng)負(fù)荷計(jì)算模型

使用Gosney-Olama方程計(jì)算庫(kù)門(mén)開(kāi)啟且無(wú)人員進(jìn)出狀態(tài)下的滲風(fēng)量，計(jì)算式如下[14]：

(11)

式中：A為冷庫(kù)庫(kù)門(mén)面積，m2；g為當(dāng)?shù)刂亓铀俣龋琺/s2；H為冷庫(kù)庫(kù)門(mén)高度,m；ρin、ρout分別為冷庫(kù)內(nèi)外空氣的密度，kg/m3。

由于式(11)用于計(jì)算無(wú)遮擋物狀態(tài)下庫(kù)門(mén)處的滲風(fēng)量，因此通過(guò)實(shí)際測(cè)量在幕簾及空氣幕設(shè)備作用下庫(kù)門(mén)處的平均風(fēng)速，獲得修正系數(shù)，k取0.12，實(shí)際滲風(fēng)量的計(jì)算式為：

V1=k×I0

(12)

人員進(jìn)出時(shí)，為了降低由于熱質(zhì)交換帶來(lái)的冷庫(kù)負(fù)荷，該前置倉(cāng)裝配式冷庫(kù)在庫(kù)門(mén)處使用幕簾及空氣幕設(shè)備以降低庫(kù)門(mén)處的滲風(fēng)量。Wang Liangzhu等[15]提供了在使用空氣幕設(shè)備下人員開(kāi)門(mén)進(jìn)出產(chǎn)生的滲風(fēng)量計(jì)算方法，相關(guān)計(jì)算式如下：

(13)

(14)

Δpoi=pout-pin

(15)

式中：V1、V2分別為幕簾滲風(fēng)量和人員進(jìn)出滲風(fēng)量，m3/s；Th為每小時(shí)開(kāi)門(mén)時(shí)長(zhǎng)無(wú)量綱系數(shù)；th為每小時(shí)人員進(jìn)出造成的開(kāi)門(mén)總時(shí)長(zhǎng)，s；CDave、DDave分別為平均流量系數(shù)以及平均流量修正值；Δpoi為冷庫(kù)內(nèi)外環(huán)境壓力差值，Pa；當(dāng)Δpoi>0時(shí)，i=0；當(dāng)Δpoi<0時(shí)，i=1。

利用CFD仿真軟件模擬前置倉(cāng)所用風(fēng)幕機(jī)在垂直送風(fēng)狀態(tài)下，不同環(huán)境壓差所對(duì)應(yīng)的滲風(fēng)量，模擬過(guò)程中將人員進(jìn)出冷庫(kù)導(dǎo)致的幕簾啟閉看作雙開(kāi)門(mén)的開(kāi)關(guān)運(yùn)動(dòng)。該風(fēng)幕機(jī)在射流速度為9 m/s，射流角度為90°下的性能曲線如圖3所示。圖3中風(fēng)幕機(jī)的工作狀態(tài)可分為外部滲入工況、最佳運(yùn)行工況、內(nèi)部滲出工況，其最佳運(yùn)行工況下的內(nèi)外壓差臨界點(diǎn)分別為-2.67 Pa和1.30 Pa，這是受風(fēng)幕機(jī)安裝在冷庫(kù)外墻庫(kù)門(mén)上方所影響。本文中相應(yīng)的平均流量系數(shù)及修正值根據(jù)式(13)擬合所得,如表3所示。

圖3 開(kāi)門(mén)角度為90°時(shí)的庫(kù)門(mén)流量-壓差曲線Fig.3 Curve of flow and pressure difference at 90 degree opening angle

表3 平均流量系數(shù)及修正值的擬合值Tab.3 Fitting value of average flow coefficient and correction value

由庫(kù)門(mén)滲風(fēng)和人員進(jìn)出導(dǎo)致的冷庫(kù)冷負(fù)荷可由式(16)、式(17)計(jì)算所得：

Qinfil,1=V1(ρoutcout(Tout-Tin))+

(16)

Qinfil,2=V2(ρoutcout(Tout-Tin))+

V2(ρout(dout-din))rg

(17)

式中：Qinfil,1和Qinfil,2分別為庫(kù)門(mén)滲風(fēng)和人員進(jìn)出導(dǎo)致的冷庫(kù)冷負(fù)荷，kW；cout為外部空氣比熱容，kJ/(kg·K)；λc為幕簾的導(dǎo)熱率，kW/(m·K)；d為含水量，kg/kg干空氣；rg為水的冷凝放熱量，kJ/kg，取2 484.1 kJ/kg。

2 前置倉(cāng)裝配式冷庫(kù)負(fù)荷計(jì)算及測(cè)試

2.1 前置倉(cāng)裝配式冷庫(kù)結(jié)構(gòu)及測(cè)試方案

選取上海某前置倉(cāng)裝配式冷庫(kù)為研究對(duì)象，其內(nèi)部尺寸(L×W×H)為10.8 m×6.8 m×2.3 m，該冷庫(kù)位于建筑內(nèi)部，庫(kù)板兩側(cè)為0.5 mm厚白色彩鋼板，內(nèi)部夾芯為100 mm厚硬質(zhì)聚氨酯發(fā)泡材料，庫(kù)門(mén)與庫(kù)板參數(shù)相同。制冷系統(tǒng)為海爾開(kāi)利GVRM100NSA1A變頻冷凝機(jī)組，制冷劑為R410A，風(fēng)機(jī)融霜方式為電融霜。

冷庫(kù)內(nèi)外環(huán)境溫濕度采用無(wú)線傳感器進(jìn)行檢測(cè)，通過(guò)電腦設(shè)備記錄參數(shù)，測(cè)點(diǎn)共布置29個(gè)。冷庫(kù)制冷機(jī)組及照明設(shè)備功率采用HIOKI PW3360-31鉗形功率計(jì)進(jìn)行檢測(cè)，記錄間隔為1 min。人員進(jìn)出頻次采用光電計(jì)數(shù)器進(jìn)行記錄，讀數(shù)間隔為30 min。冷庫(kù)內(nèi)外環(huán)境的氣壓值由testo 635-1儀器進(jìn)行測(cè)量，讀數(shù)間隔為10 min。

2.2 前置倉(cāng)裝配式冷庫(kù)負(fù)荷計(jì)算及實(shí)驗(yàn)對(duì)比

根據(jù)能量守恒定律，冷庫(kù)的瞬態(tài)傳熱模型可用以下常微分方程表示[8]：

(18)

(19)

Qim+Qinfil

(20)

Qim=Qdeforst+Qbreath+Qlight+Qr

(21)

Qbreath=ηVρsqs

(22)

式中：Qcal為計(jì)算所得冷庫(kù)總冷負(fù)荷，kW；Tw,i,4、Trf，4分別為墻體四周和頂部?jī)?nèi)表面溫度，℃；Aw,i、Aw,i分別為冷庫(kù)墻體四周和頂部傳熱面積,m2；mair為庫(kù)內(nèi)空氣的質(zhì)量，kg；cp,air為空氣比熱容，J/(kg·K)；Qinfil為庫(kù)門(mén)滲風(fēng)和人員進(jìn)出導(dǎo)致的冷庫(kù)冷負(fù)荷之和，kW；Qim為庫(kù)內(nèi)熱源熱流量，kW；Qdeforst為風(fēng)機(jī)電融霜所產(chǎn)生的熱流量，kW；Qbreath為蔬果呼吸作用所產(chǎn)生熱流量，kW；Qlight為照明熱流量，kW；Qr為人員操作散熱量，取279 kW；V為冷庫(kù)容積，m3；η為冷庫(kù)容積利用系數(shù)，取0.32；ρs為貨物的計(jì)算密度，取260 kg/m3；qs為蔬果呼吸熱流量,取150 W/t。

使用龍格庫(kù)塔法求解式(18)、式(19)，并根據(jù)上述計(jì)算式確定相關(guān)滲透及內(nèi)部質(zhì)量的冷卻負(fù)荷后，可求得相關(guān)冷庫(kù)動(dòng)態(tài)負(fù)荷的計(jì)算值。

對(duì)于制冷系統(tǒng)而言，在蒸發(fā)溫度不變的條件下，假設(shè)制冷量與輸入功為獨(dú)立的參數(shù)，僅取決于室外溫度并呈線性變化[16]，與庫(kù)內(nèi)的負(fù)荷無(wú)關(guān)。根據(jù)制造商提供的機(jī)組測(cè)試性能表，可獲得機(jī)組制冷量和輸入功率隨室外溫度的變化曲線，如圖4所示。隨著室外溫度下降，機(jī)組制冷量與輸入功率分別呈線性上升和下降，由于膨脹閥兩端需要一定的壓差以保證機(jī)組正常工作,當(dāng)室外溫度降至15 ℃時(shí)，輸入功及制冷量停止變化并保持定值。

圖4 機(jī)組制冷量和輸入功率隨室外溫度的變化Fig.4 Variation of unit refrigeration capacity and input power with outdoor temperature

制冷機(jī)組提供的制冷量和冷庫(kù)內(nèi)部溫度分布由式(23)、式(24)計(jì)算所得。

Q0=ε0P0

(23)

(24)

根據(jù)上述方程計(jì)算所得冷庫(kù)瞬時(shí)負(fù)荷與測(cè)試所得庫(kù)內(nèi)平均溫度的時(shí)間曲線如圖5所示。由圖5可知，冷庫(kù)瞬時(shí)負(fù)荷的變化與庫(kù)內(nèi)溫度的變化趨勢(shì)具有較高的關(guān)聯(lián)度，冷庫(kù)負(fù)荷峰值與庫(kù)內(nèi)較大溫度波動(dòng)在時(shí)間上具有同步性。制冷機(jī)組的制冷量和冷庫(kù)24 h內(nèi)的負(fù)荷如表4所示。

圖5 冷庫(kù)瞬時(shí)負(fù)荷和庫(kù)內(nèi)溫度的變化特性Fig.5 Variety characteristics of instantaneous cooling load of cold storage and room temperature

表4 實(shí)驗(yàn)前置倉(cāng)裝配式冷庫(kù)24 h冷負(fù)荷Tab.4 24 h cooling load of the experimental assembly cold storage of front warehouse

由于冷庫(kù)運(yùn)行過(guò)程中存在貨物入庫(kù)的操作，并假設(shè)所有貨物入庫(kù)后都能夠完成降溫過(guò)程，因此需對(duì)負(fù)荷進(jìn)行修正：

(25)

(26)

3 前置倉(cāng)裝配式冷庫(kù)負(fù)荷影響因素分析

采用MATLAB軟件在基于上述冷庫(kù)冷負(fù)荷模型的基礎(chǔ)上對(duì)人員進(jìn)出頻次、冷庫(kù)室外環(huán)境等相關(guān)因素進(jìn)行研究，裝配式冷庫(kù)設(shè)定溫度為4 ℃，庫(kù)內(nèi)相對(duì)濕度為75%，其余參數(shù)與實(shí)際冷庫(kù)相同。

3.1 冷庫(kù)內(nèi)外壓差

選取前置倉(cāng)冷庫(kù)庫(kù)外環(huán)境相對(duì)濕度為83%，人員進(jìn)出頻次為100 次/h的條件，冷庫(kù)內(nèi)外環(huán)境壓差ΔPoi對(duì)冷庫(kù)冷負(fù)荷的影響如圖6所示。

由圖6可知，隨著冷庫(kù)內(nèi)外環(huán)境壓差的增大，人員進(jìn)出冷庫(kù)所導(dǎo)致的滲風(fēng)熱負(fù)荷先減小后增大，隨著壓差的變化，在裝有風(fēng)幕機(jī)的庫(kù)門(mén)處分別經(jīng)歷了內(nèi)部滲出、最佳工況、外部滲入這3種狀態(tài)，當(dāng)內(nèi)外環(huán)境壓差處于最佳工況區(qū)間內(nèi)時(shí)風(fēng)幕機(jī)能夠較好地發(fā)揮其阻擋作用，抑制庫(kù)門(mén)處的熱質(zhì)交換現(xiàn)象，而當(dāng)超出這一區(qū)間后，滲風(fēng)所導(dǎo)致的負(fù)荷急劇上升，同時(shí)其增大幅度隨室外溫度的上升而增大，這是由于滲風(fēng)負(fù)荷中的顯熱部分隨室外溫度的升高而增大。

圖6 不同壓差和庫(kù)外溫度下的冷庫(kù)滲風(fēng)冷負(fù)荷Fig.6 Air infiltration cold load of cold storage under different pressure difference and outside temperature

3.2 人員進(jìn)出頻次

選取冷庫(kù)外部環(huán)境溫度為24 ℃，冷庫(kù)內(nèi)外環(huán)境壓差為10 Pa，外部熱空氣不斷滲入庫(kù)內(nèi)的典型工況，不同人員進(jìn)出頻次下的冷庫(kù)滲風(fēng)熱變化如圖7所示。

圖7 不同人員進(jìn)出頻次和庫(kù)外相對(duì)濕度下的冷庫(kù)滲風(fēng)冷負(fù)荷Fig.7 Air infiltration cold load of cold storage under different frequency of personnel entering and exiting and outside relative humidity

隨著人員進(jìn)出頻次上升，冷庫(kù)冷負(fù)荷呈線性上升，在內(nèi)外溫差不變的條件下，由于庫(kù)外相對(duì)濕度不斷升高，熱質(zhì)交換現(xiàn)象將外部熱空氣中的水分帶入庫(kù)內(nèi)，過(guò)多的水分在冷庫(kù)內(nèi)部冷凝并放熱，增大了庫(kù)外熱空氣帶給冷庫(kù)的潛熱負(fù)荷。

3.3 冷庫(kù)負(fù)荷占比分析

為分析實(shí)際使用過(guò)程中前置倉(cāng)裝配式冷庫(kù)中各負(fù)荷對(duì)于冷庫(kù)能耗的影響，選取冷庫(kù)內(nèi)外環(huán)境壓差為10 Pa，庫(kù)外環(huán)境相對(duì)濕度為83%，人員進(jìn)出頻次為100 次/h的高負(fù)荷狀態(tài)。相關(guān)影響因素在整體負(fù)荷中的占比如圖8所示。庫(kù)門(mén)滲風(fēng)部分為無(wú)人員進(jìn)出且?guī)扉T(mén)保持開(kāi)啟狀態(tài)下，外部空氣通過(guò)幕簾滲入所導(dǎo)致的負(fù)荷，內(nèi)部熱源部分為庫(kù)內(nèi)照明、貨物呼吸作用、人員內(nèi)部操作3項(xiàng)因素的總和。

圖8 各負(fù)荷在冷庫(kù)總冷負(fù)荷中的所占比Fig.8 The proportion of various loads in the total cold load of the cold storage

由圖8可知，隨著室外溫度的上升，庫(kù)門(mén)滲風(fēng)與人員進(jìn)出造成的冷庫(kù)負(fù)荷在冷庫(kù)整體負(fù)荷中的占比不斷增大，從7.5%和36.1%分別升至18.4%和50.6%；墻體傳熱由6.6%升至9.5%，內(nèi)熱源則由49.8%降至21.4%。

當(dāng)冷庫(kù)與外部環(huán)境之間溫差較小時(shí)，主要受內(nèi)部熱源和人員進(jìn)出影響，而當(dāng)溫差不斷升高，庫(kù)門(mén)滲風(fēng)及人員進(jìn)出因素的占比不斷上升，熱質(zhì)交換導(dǎo)致的負(fù)荷不斷增大。圖8中墻體傳熱占比較小的原因是冷庫(kù)采用了隔熱性能較好的材料作為墻體，對(duì)于內(nèi)部空間較小的裝配式冷庫(kù)，庫(kù)門(mén)處的滲風(fēng)量在冷庫(kù)內(nèi)部的空間占比會(huì)較高，從而導(dǎo)致與滲風(fēng)因素相關(guān)的兩項(xiàng)負(fù)荷會(huì)高于傳統(tǒng)冷庫(kù)中占比較大的墻體傳熱負(fù)荷。因此，優(yōu)化風(fēng)幕機(jī)相關(guān)運(yùn)行參數(shù)以降低冷庫(kù)進(jìn)出口處的熱質(zhì)交換現(xiàn)象可作為降低前置倉(cāng)裝配式冷庫(kù)負(fù)荷的有效方法。

4 結(jié)論

本文以上海市某前置倉(cāng)裝配式冷庫(kù)為實(shí)驗(yàn)對(duì)象，基于3R2C簡(jiǎn)化傳熱模型，結(jié)合相關(guān)冷庫(kù)滲風(fēng)經(jīng)驗(yàn)公式，計(jì)算獲得該冷庫(kù)的能耗及負(fù)荷，建立了相關(guān)動(dòng)態(tài)模型，并結(jié)合實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。使用MATLAB軟件研究對(duì)比不同環(huán)境工況、人員進(jìn)出頻率對(duì)冷庫(kù)造成的影響，分析了各相關(guān)因素在整體能耗中的占比，得出如下結(jié)論：

1)建立的前置倉(cāng)裝配式冷庫(kù)動(dòng)態(tài)負(fù)荷模型，其計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值的相對(duì)誤差為5.26%，具有較高的準(zhǔn)確性。

2)當(dāng)冷庫(kù)內(nèi)外環(huán)境壓差處于風(fēng)幕機(jī)最佳運(yùn)行工況區(qū)間內(nèi)時(shí)，可有效降低由于熱質(zhì)交換導(dǎo)致的冷庫(kù)負(fù)荷，隨著內(nèi)外環(huán)境壓差上升，滲風(fēng)導(dǎo)致的負(fù)荷急劇上升，其增大幅度隨室外溫度的上升而加劇。

3)在內(nèi)外溫差不變的條件下，人員進(jìn)出造成的冷庫(kù)負(fù)荷隨人員進(jìn)出頻次及庫(kù)外相對(duì)濕度的上升而增加。

4)當(dāng)冷庫(kù)與外界環(huán)境之間溫差較小時(shí)，冷庫(kù)負(fù)荷主要受內(nèi)部熱源和人員進(jìn)出影響，隨著溫差升高，人員進(jìn)出及庫(kù)門(mén)滲風(fēng)因素對(duì)冷庫(kù)內(nèi)負(fù)荷的影響不斷增大，內(nèi)部熱源因素的占比下降。