多熱源熱羽流與通風相互作用對工業建筑熱環境的影響

黃 煜 楊昌智

(湖南大學土木工程學院 長沙 410082)

與民用建筑相比,工業建筑散熱量和釋放的污染物濃度均更高,若不加以控制,會對室內外空氣環境造成污染和破壞[1]。通風是控制工業建筑熱環境最有效的方式之一,不同的通風方式對建筑的通風性能影響較大[2-3]。工業建筑常采用的通風策略主要包括機械通風、自然通風和混合模式通風[4]。混合模式通風結合浮力驅動自然通風與機械通風方式,可最大限度地減少通風能耗,同時提供健康舒適的熱環境[5-6]。但隨著室外環境排放容量減少,廠房密閉程度提高,原本能夠利用熱壓自然通風解決的室內環境問題,需要采用機械通風代替[7]。對于僅設有機械通風的工業建筑,建筑內熱源所產生的熱浮力作用同樣不能忽略。

但在工業建筑的機械通風設計中,多采用半經驗公式進行設計計算,很少考慮室內熱源產生的氣流影響[8]。實際上工業建筑中存在很多高溫熱源,熱源產生的熱浮力可以促進污染物的去除,也可能會阻礙空氣流動[9-10]。因此,對于工業建筑,氣流組織設計必須考慮通風射流與多熱源耦合熱羽流的相互作用,盡可能有效地利用熱羽流。

經查閱文獻發現,對于射流和羽流的理論研究已較為成熟,但對于兩者相互作用的研究仍較少,尤其是多熱源耦合形成的熱羽流[11-15]。王昕等[16-17]和富宇瑩等[18]分別通過理論和實驗研究,發現熱羽流會改變非等溫射流的運動軌跡,抬升射流高度。Liu Zhijian等[19]對手術室的顆粒物擴散進行研究,發現熱羽流與通風氣流的相互作用會顯著影響帶菌顆粒的擴散。Mei Shuojun等[20-21]在浮力驅動自然通風的工業建筑中結合局部通風和機械排風等方式,對工業建筑的熱環境有所改善。上述研究表明,通風射流與熱羽流之間的相互作用對室內氣流組織影響顯著,然而這種相互作用對建筑熱環境的影響特性尚不明晰,尤其是在工業建筑中。

本文以一座新能源電池材料生產車間為例,結合實驗與數值模擬方法,研究了多熱源耦合熱羽流與通風射流相互作用的氣流特性以及對工業建筑熱環境的影響,主要考慮了送風速度和送風口高度的變化。將多熱源熱羽流作為一個影響因素加入到工業建筑的通風設計中,為工業建筑的通風優化設計提供參考。

1 方法

1.1 物理模型建立

本文所研究的工業建筑位于浙江省衢州市,是一個新能源電池材料生產車間。以該車間距地面11.9 m的平臺建立了全尺寸模型,如圖1所示。車間的內部尺寸為44 m(長)×42.7 m(寬)×10 m(高)。經過簡化后,車間內部主要有3類熱源:h1為反應釜,尺寸為2 300 mm(長)×2 300 mm(寬)×1 600 mm(高);h2為反應釜上方電機,尺寸為600 mm×600 mm×2 800 mm;h3為濃縮機,尺寸為1 800 mm×1 800 mm×1 600 mm。車間設置的通風系統有6個300 mm×300 mm的送風口,分布在南北兩側,側送風,中心標高為2.9 m;還有2個1 300 mm×1 300 mm的排風口,設置在屋面。定義了該車間1.8 m以下區域為車間的工作區。

圖1 車間物理模型及平面圖

圖1(b)所示為車間模型,圖上標記了現場實測中8條垂直采樣線的位置,每條采樣線上設置6個測點,最低的測點距平臺地面0.2 m,測點間隔為1 m。經過現場實測得到車間內的溫度分布。此外,在穩定的條件下對該車間的通風系統進行了現場測試,得到了用于CFD模擬的邊界條件,如表1所示。

表1 邊界條件

1.2 物理模型設置

采用有限體積求解軟件ANSYS FLUENT 19.0對房間的氣流和速度分布進行了數值模擬。房間內的氣流和溫度分布受質量、動量和能量守恒定律的控制。在動量守恒方程中,考慮了Boussinesq近似下的不可壓縮流動,即空氣的密度只取決于溫度從而產生浮力。根據前人的研究選取了重整化群(RNG)k-ε模型來預測混合通風氣流的湍流流動[22-23]。當能量方程的歸一化殘差小于10-6,其他參數的殘差均小于10-4時,認為計算收斂。

1.3 邊界條件

根據現場的測量數據,設置模型的邊界條件(表1)。對于車間的通風系統,送風口風速為14.80 m/s,溫度為28.3 ℃,風口中心高度為2.9 m。穩定條件下,熱源溫度基本不變,將熱源設置為恒壁溫邊界條件。與其余生產車間相鄰的墻體設為絕熱壁面,其余墻體按實測值設置為恒壁溫邊界條件。

在此基礎上,由下列公式計算入口邊界處的湍流強度It:

ReL=Ud/ν

(1)

It=0.16ReL-1/8

(2)

式中:ReL為入口邊界處的雷諾數;U為送風口平均速度,m/s;d為送風口水力直徑,m;ν為空氣的運動粘度,m2/s。

1.4 網格獨立性檢驗

為避免網格尺寸對計算結果的影響,采用結構化網格策略,對模型劃分了3種不同密度的網格系統,并在入口、出口及壁面附近對網格進行了加密。3種網格系統分別有244萬(粗)、428萬(中)和604萬(細)個網格。選取圖1(b)中采樣線1～4的溫度值進行對比。結果如圖2所示,除了粗網格在部分區域的計算結果有一定的差異外,中網格和細網格計算結果基本一致,即加密到中等密度就可忽略網格尺寸的影響。本文采用中密度網格進行模擬計算。

1.5 研究案例

本文針對工業建筑中多個熱源產生的熱羽流與通風氣流的相互作用進行研究。對于某一確定的工業建筑而言,內熱源位置、壁面溫度相對固定,而通風射流可進行優化設計。因此主要考慮了送風口高度和送風速度兩個參數的影響,送風速度通過改變送風口數量進行調整,保證了總送風量不變?？偣材M了6種送風高度(5.0、3.3、2.9、2.5、2.1、1.7 m)和6種送風速度(14.80、7.40、4.93、3.70、2.96、2.11 m/s)的送風工況。

2 模擬結果分析

2.1 模型驗證

根據車間中1～8條采樣線上,每條采樣線上6個測點的溫度實測值,對上述模型進行驗證。現場實測采用溫濕度自動記錄儀,記錄了同一段時間內各測點的溫濕度值,以穩定后的溫度平均值作為實測值。各采樣上的實測值和模擬結果的對比如圖3所示。結果表明,車間各區域的垂直溫度模擬結果與實測值變化趨勢基本一致。而地面附近區域的模擬結果與實測值差距較大,這可能是在數值模擬中將地面設置為絕熱邊界條件導致的差異。計算了實測數據與模擬結果之間的絕對誤差和均方根誤差,最大絕對誤差為0.6 ℃,均方根誤差為0.21 ℃,認為該數值模型是相對準確的。

2.2 多熱源耦合熱羽流

在沒有通風射流的條件下,模擬了多熱源熱羽流作用下車間內的氣流分布情況。根據文獻[11]中對兩個熱源形成的熱羽流的模擬結果,采用了精度更高的SSTk-ω湍流模型模擬了多個熱源形成的熱羽流,并將車間下方和上方設置為壓力入口和壓力出口。圖4所示為多個熱源形成的熱羽流模擬結果。

由圖4(a)可知,多個熱源形成的熱羽流以高溫熱源為主導,并向熱源中心上方逐漸靠攏,在熱源上方約3 m處接觸,羽流最大速度為0.64 m/s。羽流之間的相互作用形成了更集中的空氣卷吸區域,將高溫空氣集中在熱源上方區域,隨著羽流的向上運動排出室內。這對于改善工業建筑的高溫熱環境是有利的,將高溫空氣控制在熱源附近及上方區域,降低了熱源向工作區大部分區域的對流換熱。但由于沒有設置通風,室內溫度仍較高,由圖4(b)可知,車間內大部分區域溫度約為44 ℃。

2.3 多熱源熱羽流與通風射流的相互作用

以上述車間現有的通風系統為例,模擬了多熱源熱羽流與通風射流的相互作用及其對車間熱環境的影響,如圖5(a)、(b)所示。車間現有的通風系統送風速度為14.80 m/s,由于送風速度過大,送風射流抑制了羽流的向上運動,熱源周圍的高溫空氣與送風劇烈混合,分散到車間各區域。雖然與圖4(b)相比,通風降低了車間工作區內的溫度,但缺乏一個合理的氣流組織,通風效率較低。此時車間工作區溫度為39.2 ℃,僅比沒有通風系統時車間溫度低約5 ℃。

圖5 多熱源熱羽流和射流相互作用下的速度場和溫度場

圖5(c)、(d)所示為上述車間更理想的氣流組織形式。通過降低送風速度,通風射流對羽流的抑制作用減弱。此外,在機械排風和通風射流尾流的作用下,給予了羽流一個向上的壓強差,促進了羽流的向上運動,羽流的軸心速度在0.5～0.7 m/s之間。由圖5(d)可知,在熱羽流和通風射流的共同作用下,形成了車間溫度的垂直分層和工作區溫度的水平分層,有效控制了建筑工作區的熱環境。

可見羽流與射流的相互作用對車間熱環境的影響極大,為有效利用熱羽流引導氣流組織,在接下來的研究中通過降低送風速度和送風口高度,分析了多熱源熱羽流與通風射流的相互作用對工業建筑熱環境的影響。

3 參數研究

3.1 送風速度的影響

利用驗證后的模型對6種不同的送風速度進行模擬,通過改變送風口數量來調整送風速度,分別為14.80、7.40、4.93、3.70、2.96、2.11 m/s,控制了車間的總送風量一定,其余參數設置與表1中邊界條件相同。圖6所示為穩態收斂時不同送風速度下羽流和射流相互作用的速度分布云圖及矢量圖。

圖6 六種送風速度下z-x截面的速度分布云圖和矢量圖

由圖6(a)、(b)、(c)可知,當送風速度較大時,車間內空氣混合程度較高,通風射流抑制了熱羽流的向上運動,而送風射流也難以直接送往車間工作區,送風速度降至4.93 m/s仍觀察不到明顯的熱羽流軌跡。而隨著送風速度的繼續降低,通風射流對羽流的抑制作用逐漸減弱。速度降至2.96 m/s時,射流尾流到達熱源附近時速度降至約0.5 m/s,此時羽流的軸心速度已經和純熱羽流所形成的軸心速度接近,約為0.6 m/s。由此推斷,送風速度2.96 m/s為熱羽流與通風射流相互作用的一個臨界值,高于該值時,熱羽流與通風射流相互抑制;低于該值時,通風射流促進羽流上流運動,如圖6(f)所示,羽流軸心速度約為0.9 m/s。與無通風射流作用時多熱源耦合熱羽流不同的是,在通風射流的作用下,羽流不會相互靠攏,而是在熱源上方約2 m處達到最大值,再向上運動則擴散至更大區域,羽流軌跡逐漸消失。

圖7所示為不同送風速度下車間的溫度分布云圖。明顯可以看出,車間空氣溫度隨送風速度的降低而降低。此外,空氣的混合程度減弱,羽流的向上運動和射流的斜向下運動得到增強,逐漸形成了垂直溫度分層,車間工作區溫度顯著降低。

圖7 六種送風速度下z-x截面的溫度分布云圖

圖8所示為不同送風速度下車間工作區的平均溫度。隨著送風速度由14.80 m/s降至2.96 m/s,車間工作區溫度由39.2 ℃降至31.6 ℃。所以降低送風速度可減少對熱羽流的抑制作用,從而利用熱羽流引導高溫空氣向上運動,改善車間工作區的熱環境。然而繼續降低送風速度,雖然能夠促使熱羽流轉變為浮射流,加強羽流上流運動,但由于送風動量減小,送風區域受到限制,工作區溫度反而有所升高。

圖8 送風速度對工作區溫度的影響

3.2 送風口高度的影響

為了研究多熱源熱羽流與通風射流作用點位置對工業建筑熱環境的影響,設置了6種不同的送風口高度進行模擬計算,分別為5.0、3.3、2.9、2.5、2.1、1.7 m。選擇上述研究中對工作區熱環境降溫效果最好的送風速度2.96 m/s,其余參數設置與表1中邊界條件相同。圖9所示為不同送風口高度下羽流和射流相互作用的速度分布云圖和矢量圖。

圖9 六種送風口高度下z-x截面的速度分布云圖和矢量圖

圖9(a)所示為送風口高度高于熱源頂部的情況,此時送風射流尾流作用在熱源的上方,抑制了熱羽流的生成,同時射流末段受到熱羽流的抬升作用,向上偏轉。這與王昕等[10]得出的結果相似,不利于高大空間的散熱。由圖9(b)～(f)可知,隨著送風口高度的降低,射流尾流的作用位置從熱源上部轉移至熱源底部,由此形成的熱羽流上流強度得到加強。當送風射流以一個較低的速度撞擊熱源底部時,氣流沿著熱源壁面緩緩上升,同時隨著溫度升高氣流密度逐漸降低,相當于給予了熱羽流一個向上的初速度,將熱羽流轉變為浮射流,促進了熱羽流向上運動。此外,羽流受到射流的卷吸作用減小,不再向熱源外側偏移。雖然送風口高度降低后,熱羽流的軸心速度沒有增加,但由速度矢量圖可知,羽流向上運動的軌跡和擴散范圍明顯增加。

值得注意的是,受到排風口位置和大小的限制(車間只設有兩個1 300 mm×1 300 mm的排風口),羽流向上運動后不能及時排出室內,可能會有向下回流的趨勢。在熱源上方設置多個分散的排風口有助于排出室內的高溫空氣。

圖10所示為不同送風口高度下車間的溫度分布云圖。隨著送風口高度的降低,送風能夠直接送至車間工作區,羽流也能更快地向上運動,車間下部的空氣溫度得到進一步降低。其中送風口高度較高時,如圖10(a)所示,羽流和射流相互抑制,送風無法直接作用于工作區,導致工作區熱環境溫度較高。而當高度為2.1 m時繼續降低送風口高度,工作區溫度不會明顯降低,此時射流尾流作用于熱源底部,是羽流和射流相互作用的有利位置。

圖11所示為不同送風口高度下車間工作區的平均溫度。當送風口高度由5.0 m降至1.7 m,車間工作區溫度由34.9 ℃降至30.3 ℃。由上述分析可知,通過改變送風口高度來改變羽流和射流的作用點位置對工作區熱環境也有較大影響,當通風射流以較低的速度撞擊熱源底部時,羽流和射流的相互作用也可利用熱羽流引導氣流組織,從而改善熱環境。

圖11 送風口高度對工作區溫度的影響

3.3 排風口位置及大小的影響

考慮到上述分析中排風口的大小和位置會限制羽流向上排出室內,造成部分高溫空氣回流。在上述研究的基礎上,選取了羽流和射流相互作用對車間降溫效果較好的案例(送風速度為2.96 m/s,送風口高度為2.1 m)進行模擬,對排風口的大小和位置的影響進行分析。

3.3.1 排風口位置的影響

為使高溫空氣更快地排出室內,排風口位置設置在羽流路徑上方更為合適,但車間內分布有多組熱源,布置較為分散,由此會形成多股熱羽流。所以將排風口位置集中設置在車間中心上方或分散設置在羽流上方對車間熱環境也有較大的影響。下面對集中布置兩個排風口和在各組熱源上方分散布置多個排風口(5個)兩種方案進行數值模擬。

圖12所示為兩種排風方式下車間的溫度分布云圖。集中排風方式下,高溫空氣不能及時排出,會聚集在車間上部區域;而分散設置多個排風口有利于高溫空氣的排出,車間整體溫度均有所下降。所以對于存在多個熱源的工業建筑,應盡量將排風口分散設置在羽流的上方。

3.3.2 排風口大小的影響

在上述研究的基礎上,通過調整排風口的尺寸,研究排風口大小對羽流和射流耦合作用下車間熱環境的影響。保證了排風口寬度為1 300 mm不變,設置排風口長度為1 300、2 300、3 300、4 300、5 300、6 300 mm進行模擬。圖13所示為不同排風口尺寸下車間的溫度分布云圖。

圖13 不同排風口尺寸下z-y截面的溫度云圖

在上述分析中,熱羽流和送風射流良好的相互作用可以促進高溫空氣向上運動,但是受到排風口尺寸的限制,高溫空氣會集中在車間上方。由圖13可知,隨著排風口尺寸的增大,高溫空氣的擴散和向下回流均得到抑制,熱羽流向上運動的過程,也由向兩側發散轉變為相互靠攏并且直接排出。車間整體溫度尤其是上部區域溫度有所降低。所以在允許的條件下,增加工業建筑排風口的尺寸有利于改善車間熱環境。

4 結論

本文以一個新能源電池材料生產車間為案例,研究了多熱源耦合熱羽流的氣流特性及其與通風射流的相互作用規律,并采用6種不同的送風速度和6種不同的送風口高度研究了熱羽流與通風射流相互作用對工業建筑熱環境的影響。數值模型經過現場實測數據驗證為可靠。得到如下結論:

1)多個熱源耦合形成熱羽流以高溫熱源熱羽流為主導,羽流間存在相互靠攏的趨勢,并在熱源上方約3 m處接觸,形成一個集中的空氣卷吸區域,有利于將高溫空氣迅速排出室內。羽流的最大軸心速度為0.64 m/s。

2)多熱源耦合熱羽流與通風射流的相互作用與空氣的混合程度以及相互作用點位置有關。設計良好的通風射流可促使熱羽流轉變為浮射流,增強羽流上流強度,最終形成了車間溫度的垂直分層和工作區溫度的水平分層,有效控制車間熱環境。

3)降低送風速度可減少對熱羽流上流的抑制作用,當送風速度降至2.96 m/s時,通風射流不再抑制熱羽流的向上運動,此時羽流的軸心速度約為0.6 m/s。隨著送風速度由14.8 m/s降至2.96 m/s,車間工作區溫度由39.2 ℃降至31.6 ℃。

4)降低送風口高度可增加對熱羽流上流的促進作用,當送風口高度為1.7 m時,通風射流尾流作用于熱源底部,給予熱羽流一個初速度形成浮射流。隨著送風口高度由5.0 m降至1.7 m,車間工作區溫度由34.9 ℃降至30.3 ℃。

5)分散設置多個更大的排風口有利于羽流向上運動后更快地排出室內,從而進一步降低車間空氣的溫度,改善熱環境。

綜上所述,多熱源耦合熱羽流與通風射流的相互作用對工業建筑熱環境影響極大,利用熱羽流引導氣流組織可有效改善車間熱環境。

本文受湖南省自然科學基金項目(2020JJ4608)和湖南省教育廳資助科研項目(19A019)資助。(The project was supported by Hunan Provincial Natural Science Foundation of China(No.2020JJ4608)and Scientific Research Fund of Hunan Provincial Education Department(No.19A019).)