人工環境實驗室送風風道結構的計算、驗證及評價

(1 南京師范大學能源與機械工程學院 江蘇省能源系統過程轉化與減排技術工程實驗室 南京 210042； 2 合肥通用機械研究院 合肥 230071)

隨著國家節能減排政策的實施，空調制冷設備的能效要求也越來越高，因此對相關設備的性能測試愈發重要[1]。人工環境實驗室作為檢測各類空調制冷設備的測試裝置，在采集被測試空調制冷設備樣機(以下簡稱樣機)性能數據時必須為樣機提供均勻穩定的工況，樣機周圍的環境與標準工況越接近波動越小，得到測試結果的不確定度就越低[2]。國內外各類空調制冷設備的標準[3-5]詳細說明了樣機的實驗工況條件及允許的變動幅值，以單元式空氣調節機為例，GB/T 17758—2010中風冷型單元式空氣調節機額定制冷的實驗工況最大變動幅值為±1 ℃，平均變動幅值為±0.3 ℃。美國標準ANSI/ARI 210/240—2008中最大允許誤差為2 ℉(1.1 ℃),平均允許誤差為0.5 ℉(0.28 ℃)。人工環境實驗室內部流場的均勻性越好，樣機周圍溫度梯度波動越小，實驗工況越穩定，因此研究人工環境實驗室內部流場均勻性具有實際意義。

由于風道內部的靜壓作用[6-7]，送風氣流會通過實驗室送風風道的各個出風口到達測試區域，因此人工環境實驗室內部流場情況與送風風道各風口的出風量緊密相關，為均衡各風口的出風，國內外學者對其進行了研究。國外對變截面風道的研究主要集中在管內流體流動的計算模型與管道物性參數上，Li Tianyu等[8-9]對變截面管道進行了光滑曲管有限元處理，建立了任意形狀的局部截面的運動學模型，通過沿彎曲管軸線擠壓局部截面得到全局三維彎管，對4種彎管進行了數值模擬，并通過商業有限元程序包對模擬結果進行了驗證，建立了變壁厚管結構管道單元計算模型。G. H. R. Kefayati等[10]優化了管內流體計算模型，探討了屈服應力和水利直徑對已有Bingham模型的影響并提出了相應的改進方式。滕琴等[11]介紹了變風口面積等截面與等風口面積變截面兩種送風風道的均勻送風方式，并對設計計算進行了說明,舉例展開了實際應用的計算方法和考慮因素，闡述了兩者的適合場所與特點。李素玲等[12]在此基礎上對變截面送風風道設計計算進行了詳細的說明與推理，并優化了計算公式。肖婷等[13]利用計算流體力學的方法對變截面風管管內的氣流組織進行了數值模擬研究，結果表明雷諾數越大,風管內的靜壓分布越均勻,送風均勻性越好；同時證實了變化風道截面面積對整個管內靜壓分布的平衡作用是均勻送風的主要原因。

但上述研究都是直接提出風道均勻送風的變截面方式，未對如何得到這種均勻變截面的方式進行充分的討論說明，也未對這種方式與其他的改進方式進行對比分析；另一方面，目前的研究只是簡單地將各風口的出風量進行對比，并未對送風風道提出一個合理的評價標準；上述研究只是對變截面送風風道進行了解析計算與模擬分析，并未對其實際結果進行測試驗證。本文針對上述問題，以某人工環境實驗室為基礎，將原有的方形送風風道作為對照組，運用上述變截面送風原理對其分別進行了30°斜坡送風風道、45°斜坡送風風道、60°斜坡送風風道、等高度連續斜坡送風風道與等風量連續斜坡送風風道5種型式的結構設計，運用解析計算的方法得到上述6種送風風道在同一送風條件下各風口截面的出風速度，并通過實驗對計算結果進行了驗證，最后對送風風道提出了送風均勻性、送風效率與綜合指標值3種評價指標，并得到了工程中人工環境實驗室易于實現且具有有益效果的送風風道結構方式。

1 人工環境實驗室結構

圖1所示為某人工環境實驗室室外側結構，規格為7 400 mm(長)×6 200 mm(寬)×5 700 mm(高)；送風口尺寸為1 110 mm×1 110 mm；回風口的尺寸為2 000 mm×800 mm；送風門的尺寸為700 mm×1 800 mm；送風百葉窗的尺寸為1 000 mm×1 600 mm；回風百葉窗的尺寸為1 500 mm×600 mm；兩側送風靜壓層的寬度為600 mm；上部回風靜壓層高度為700 mm。

實驗室采用兩側送風上部回風的送回風方式，送風氣流由室外空氣處理機組從送風口送入靜壓腔體內，再由送風門送入送風靜壓層，通過送風百葉窗進入測試區域，經由回風百葉窗送到回風口。

圖1 人工環境實驗室室外側結構Fig.1 Outdoor structure of the artificial environment laboratory

2 不同送風風道結構的設計與計算

流體在管內流動有沿程阻力與局部阻力[14-17]，因此沿著空氣流動方向，送風風道側壁各風口的流速逐漸減小，對應的各風口出風量也逐漸減少，但由于送風風道在空間上的限制，而各個出風口的面積相等，可以通過變化風道的截面面積來實現各風口的近似均勻出風。在計算送風風道時，為了簡化計算作如下假設：

1)用風口截面的平均流速和截面的平均靜壓代表該風口截面的流速和靜壓；

2)送風氣流在送風風道中的流量系數及沿程阻力系數均為常數；

3)空氣的流動僅由風道中的靜壓引起；

4)將第一個出風口截面的平均風速作為風道的平均送風風速。

圖2所示為以圖1的人工環境實驗室送風風道為基礎設計的帶有等面積送風口的6種結構送風風道，風道除了送風口與各個出風口外其它位置是封閉的，各個結構的風道長度相等且各個送風口之間的距離相等，沿著風道長度方向的各送風口面積相等。

圖2 6種典型送風風道結構Fig.2 Six structures of typical air supply duct

根據流體運動的能量方程[7]，對于圖2(a)～(e)所示的5種結構送風風道，推導出第i個和第i+1個風口中心截面的能量方程為：

(1)

式中：pi，pi+1分別為截面i和截面i+1的平均靜壓,Pa；vi，vi+1分別為截面i和截面i+1平均空氣流速,m/s；ρ為空氣密度,kg/m3；η為靜壓復得系數，一般取0.5～0.8；λ為沿程阻力系數，取決于流體雷諾數與風道粗糙度；li為i截面和i+1截面間的距離,m；Di為風道在i截面和i+1截面間的平均當量直徑，將Di的值作為為Di和Di+1的平均值；a，b為局部阻力項和沿程阻力項的修正常數。

對于送風風道，若靜壓pi已知，則第i個送風口截面的送風速度為：

vi=μ(2pi/ρ)0.5

(2)

式中：μ為送風口流量系數。

根據式(2)，若v1已知，便可以算出第一個送風口處的靜壓p1，再根據具體型式的風道尺寸依次迭代便可求出各個送風口的靜壓，從而得出各風口的送風速度。

對于圖2(f)所示的等風量連續斜坡送風風道，已知各風口的出風量來計算出各個截面的高度，而對于結構(a)～(e)是已知結構求解各個風口的風量，故將式(1)的沿程阻力與局部阻力合成Δpi，則相鄰兩個出風口的能量方程可簡化為：

(3)

式中：Δpi為風口i與風口i+1間的壓降，即局部阻力與沿程阻力之和。

因各風口風量一致，而送風口面積一致各風口風速相等，再根據式(2)可得：

pi+1=pi

(4)

結合式(3)、式(4)得：

(5)

又因:

(6)

結合式(5)、式(6)可得：

(7)

由于等風量連續斜坡送風風道的全部風量均由各個風口送出且每個風口的風量相等，則：

(8)

式中：Qi為風口i的風量,m3/s；Q0為入口風量,m3/s；n為風口數。

因此，等風量連續斜坡送風風道各出風口截面的水平隔板的高度為：

(9)

式中：bi為風口i處的風道高度,m；a為風道的寬度,m。

3 不同送風風道結構的計算結果與實驗驗證

3.1 不同送風風道的計算結果

圖2中送風風道長度l=5.4 m，風道進口寬度a=0.6 m，高度b=5.0 m，送風口n=4，靜壓復得系數η=0.75，風道粗糙度Δ=0.15 mm，流量系數μ=0.65，取第一個出風口截面的平均風速為2 m/s，風道寬度a保持不變；對于3種傾斜導流板，圖2(b)～(d)中右端水平板的長度為1.5 m，高度為2.6 m，傾斜板的角度分別為30°、45°和60°，其他條件相同；圖2(e)中右端水平板的長度為1.5 m，高度為2.6 m，中間板的長度為1 m，中間隔板的豎直距離為0.84 m。

根據上述條件，該送風風道的入口處當量直徑為1.07 m，因此該送風條件下空氣的雷諾數為1.55×106>4 000為湍流，該雷諾數結合風道的粗糙度查莫迪圖[18]可得式(1)與式(7)中沿程阻力系數λ=0.013，進一步結合式(1)和式(2)可得到5種結構下各風口的風速，結果如表1所示，表中a,b乘以20倍帶入式(1)計算。

對于圖2(f)的等風量連續斜坡送風風道，首先用式(7)計算出該風道各個風口截面的平均速度，再用式(8)計算出各風口的出風量，最后通過式(9)可得各風口截面隔板的高度，計算結果如表2所示。

表1 不同風道結構的阻力修正常數與計算結果Tab.1 Drag coefficient and calculated results of different air duct structures

表2 等風量連續斜坡送風風道設計的計算結果Tab.2 Calculation results of continuous air supply duct with equal air volume

3.2 不同送風風道的實驗驗證

為了驗證上文提出的近似計算方法結果的準確性，并為進一步推廣該計算方法提供參考，需要測量圖2中6種結構的各風口截面的實際風速。風速的測量采用Testo 416風速計，該儀器配備固定式16 mm直徑葉輪探頭，連接伸縮手柄，最長890 mm。該風速儀的量程為1～40 m/s；風速測量的不確定度Δ儀為±(0.2±1.5%×測量值)m/s，即文中3.3節中的系統不確定度ΔA。

由于本文的計算結果為各風口截面的平均速度[19-21]，因此需要對截面的多個測點進行測試并計算平均速度，風道風口截面的寬度為定值600 mm，將其分成2段，各個結構的截面高度是不斷變化的，取截面高度的1/5為一段進行劃分，60°斜坡送風風道側視圖如圖3所示，具體的測點布置如圖4所示。每種結構的送風風道都有10個區域，取每個區域的中心作為該區域的測試值，每個測點測量3次，每次間隔10 s，取3次測試平均值作為該區域的測量值，最后將10個區域的平均值作為該截面速度的最終測量值，最終測試結果如圖5所示。

圖3 60°斜坡送風風道側視圖Fig.3 Side view of 60° slope air supply duct

圖4 60°斜坡送風風道內部測點布置Fig.4 Layout of measuring points in 60° slope air supply duct

圖5 方形風道與60°斜坡風道不同送風速度實測Fig.5 Actual velocity measurement of square duct and 60°slope air supply duct

當送風平均風速過小時[22-23]，風道內部靜壓很小，造成離送風處遠的出風口衰減至無風速的現象；當送風平均風速過大時，風道內部靜壓過大，造成相鄰出風口截面平均風速相差很小，雖然能保證送風風道內部風速的均勻性，但會造成最后一個出風口的返流速度過大。上述兩種狀況下，變化風道的結構便會無意義，因此需要對送風風速有一定要求。本實驗通過改變入口風速測量方形送風風道與60°斜坡送風風道各風口截面平均風速的大小以選擇該風道結構下合理的送風速度范圍，結果表明送風平均風速為2～6 m/s時變化送風風道結構對各風口截面風速分布效果顯著。

3.3 理論計算與實驗結果對比

對比3.1中計算得到的6種結構送風風道各風口速度的結果與3.2實測得到的結果，如圖6所示。

圖6 6種結構送風風道各風口截面風速計算與實測結果對比Fig.6 Comparison of calculated cross section wind velocity and measured results of six types of air supply duct

通過圖6可以計算得出實測值與計算值的最大相對誤差為16.35%，誤差在可接受范圍內，說明該種對于送風風道近似計算的方法具有一定的推廣價值，故本文第4節的指標評價采用3.1節中的計算結果進行分析。圖6中計算值的各風口風速下降有一定的梯度性，但實測值中1#風口與2#風口之間、3#風口與4#風口之間的風速下降趨勢較計算值小，而2#風口與3#風口的風速下降趨勢較計算值更為顯著。

依據我國測量的行業標準JJF1059—2012[24]，測量不確定度的定義是：與測量結果相關聯的一個參數，用以合理地表征測量結果的分散性。不確定度值指測量結果偏離實際情況的程度，用分散性尺度來評價測量結果質量，綜合了全部誤差因素對實驗結果的影響。不確定度分析理論[25-26]是誤差理論的進一步發展，主要按不確定度來源分為系統不確定度和隨機不確定度，系統不確定度可以根據經驗、資料或儀器說明書評定，而隨機不確定度可以根據直接測量樣本標準差來獲得，計算方法如式(10)，計算結果如表3所示，最大不確定度為0.182，表明本文實驗得到的測量值離散程度在可接受范圍內，準確度較高。

(10)

式中：ΔX為合成不確定度，即最終所求不確定度值；ΔA為系統不確定度，取ΔA=Δ儀；ΔB為隨機不確定度。

表3 6種送風風道結構的實測結果的不確定度Tab.3 Uncertainty of measured results of six typesof air supply duct

4 送風風道的指標評價

4.1 均勻性指標

送風風道的不均勻性[27-28]具體表現在各出風口的風速與平均送風風速的差異上，本文以不均勻系數作為不同結構送風風道的均勻性指標，其值越小表明該結構送風風道的均勻性越好，第i個出風口的送風不均勻系數σi用式(11)計算，進一步可以用各風口不均勻系數的平均值來代表該種結構風道結構的不均勻系數，計算結果如表4所示。

(11)

表4 均勻性評價指標下6種結構送風風道的不均勻系數Tab.4 Uniformity coefficients of six types of air supply duct under the uniformity evaluation index

4.2 送風效率(壓降)指標

風道的送風效率[29-31]具體表現在各出風口的靜壓與平均送風靜壓的差異上，本文以送風壓降系數作為不同結構送風風道的送風效率指標，其值越大表明該結構下送風風道的送風效率越高，第i個出風口的送風壓降系數ηi用式(12)計算，進一步可以用各風口壓降系數的平均值來代表該種結構風道結構的壓降系數，計算結果如表5。

(12)

表5 送風效率評價指標下6種結構送風風道的壓降系數Tab.5 Pressure drop coefficient of six air supply duct under the evaluation index of air supply efficiency

表5為6種結構送風風道的壓降系數，其值越小，說明送風風道各出風口之間的壓力變化越小，排出相等風量所需時間越長。結果表明，方形送風風道的送風效率最佳，壓降系數為0.420;均勻送風風道的送風效率最差，壓降系數僅為0.030。

4.3 綜合指標

送風風道的綜合指標即在考慮各風口均勻送風的前提下，考慮送風效率，即壓降系數，由于兩者對風道的有效效果相背，將各種結構的壓降系數平均值與不均勻系數平均值的比值作為該種結構的綜合指標ζ，如式(13)，計算結果見表6。

(13)

表6為6種結構送風風道的綜合評價指標，其值越大，說明送風風道在送風均勻性與送風效率上綜合效果越優。結果表明，60°斜坡送風風道的綜合指標最佳，ζ=2.28；均勻性最佳的等風量連續斜坡送風風道的綜合指標略低，ζ=2.00。

表6 6種結構送風風道的綜合指標ζTab.6 Comprehensive index value of six types ofair supply duct

5 結論

本文以某人工環境實驗室為基礎，將原有的方形送風風道作為對照組，進行了30°/45°/60°斜坡送風風道、等高度/等風量連續斜坡送風風道5種型式的結構設計，對這6種結構進行同一送風速度下各風口截面出風速度的理論計算，并通過實驗對計算結果進行了驗證，最后對送風風道提出了送風均勻性、送風效率與綜合指標3種評價指標，主要結論如下：

1)該人工環境實驗室原有方形送風風道的不均勻系數為0.265，壓降系數為0.420，綜合指標為1.58；等高度連續斜坡送風風道的不均勻系數為0.098，壓降系數為0.178，綜合指標為1.82；等風量連續斜坡送風風道的不均勻系數僅為0.015，壓降系數為0.030，綜合指標為2.00。

2)對于3種角度的斜坡式送風風道，30°斜坡送風風道的不均勻系數為0.235，壓降系數為0.390；綜合指標為1.66；45°斜坡送風風道的不均勻系數為0.145，壓降系數為0.245，綜合指標為1.69；60°斜坡送風風道的不均勻系數為0.158，壓降系數為0.360，綜合指標為2.28。

3)若以均勻性作為送風風道的評價指標，則等風量連續斜坡送風風道的效果最佳，僅考慮風道送風均勻性時選取該結構設計；若以送風效率作為送風風道的指標，則方形送風風道的壓降最大，僅考慮風道送風效率時選取該結構設計；若從綜合指標值出發，60°斜坡送風風道的綜合效果最佳，該結構設計不僅綜合考慮了送風均勻性與效率且較等風量連續斜坡送風風道的制作工程量大大減少，工程上人工環境實驗室推薦使用該結構設計，且可推薦的送風速度范圍為2～6 m/s。

4)對于本文提出的送風均勻性指標、送風效率指標與綜合指標3種評價方式，綜合評價指標同時兼顧了送風風道的均勻性與送風效率，送風風道在采用該指標時在達到一定送風均勻性要求的前提下會有相應的送風效率要求，減少了空氣處理設備的運行時間，起到減少能耗的作用。

本文受江蘇省教育廳高校自然科學基金(15KJD470001)資助項目。(The project was supported by the Higher Education Institutions of Jiangsu Province (No.15KJD470001).)

[1] 李曉鳳, 馬一太, 閆秋輝. 房間空調器的熱力完善度分析[J]. 制冷學報, 2013, 35(1):18-23. (LI Xiaofeng, MA Yitai, YAN Qiuhui. Analysis of thermal integrity of room air conditioner[J]. Journal of Refrigeration, 2013, 35(1):18-23.)

[2] SHEN Chao, CIRONE C, WANG Xinlei. Uncertainty analysis: design of a fouling test device for the liquid-to-refrigerant heat exchangers[J]. Applied Thermal Engineering, 2015, 85(6):148-159.

[3] 單元式空氣調節機:GB/T 17758—2010[S]. 北京:中國標準化出版社, 2010. (Unit air conditioner:GB/T 17758—2010[S]. Beijing: China Standardization Press, 2010.)

[4] 單元式空調器:JIS B8616—2015[S]. 東京：日本工業標準調查會, 2015. (Package air conditioners:JIS B8616—2015[S]. Tokyo: Japanese Industrial Standards Committee, 2015.)

[5] Performance rating of unitary air-conditioning and air-source heat pump equipment:ANSI/ARI 210/240—2008[S]. Arlington: Air Conditioning and Refrigeration Institute, 2008.

[6] SHOKRI V, ESMAEILI K. Comparison of the effect of hydrodynamic and hydrostatic models for pressure correction term in two-fluid model in gas-liquid two-phase flow modeling[J]. Journal of Molecular Liquids, 2017, 237:334-346.

[7] 羅惕乾. 流體力學[M]. 北京:機械工業出版社, 2017. (LUO Tiqian. Fluid mechanics[M]. Beijing: Mechanical Industry Press, 2017.)

[8] LI Tianyu. On the formulation of a 3-D smooth curved pipe finite element with arbitrary variable cross-section[J]. Thin-Walled Structures, 2017, 117:314-331.

[9] LI Tianyu. On the formulation of a pipe element for a pipe structure with variable wall thickness[J]. Ocean Engineering, 2016, 117:398-410.

[10] KEFAYATI G H R, HUILGOL R R. Lattice Boltzmann method for the simulation of the steady flow of a Bingham fluid in a pipe of square cross-section[J]. European Journal of Mechanics-B/Fluids, 2017,65:412-422.

[11] 滕琴, 楊冬冬, 田奇勇, 等. 送風風道均勻送風的設計計算[J]. 流體機械, 2003, 31(1):310-313. (TENG Qin, YANG Dongdong, TIAN Qiyong, et al. Design and calculation of air supply duct with uniform air supply[J]. Fluid Machinery, 2003, 31(1): 310-313.)

[12] 李素玲, 趙韓, 史敏. 實驗室均勻送風風道設計的近似計算[J]. 流體機械, 2004, 32(2):39-40. (LI Suling, ZHAO Han, SHI Min. Approximate calculation of uniform air supply duct design in laboratory[J]. Fluid Machinery, 2004, 32(2):39-40.)

[13] 肖婷, 李林, 梅碩俊, 等. 變截面風管均勻送風的氣流組織CFD模擬[J]. 湖南工業大學學報, 2016, 30(2):13-20. (XIAO Ting, LI Lin, MEI Shuojun, et al. CFD simulation of air distribution in uniform air supply with variable section air duct[J]. Journal of Hunan University of Technology, 2016, 30(2):13-20.)

[14] 周東一, 石楚平, 肖飚, 等. 一種新型低溫送風口的設計與實驗研究[J]. 制冷學報, 2008, 29(5):33-38. (ZHOU Dongyi, SHI Chuping, XIAO Biao, et al. Design and experimental study of a new type of low temperature air outlet[J]. Journal of Refrigeration, 2008, 29(5):33-38.)

[15] 張繼東. 空氣幕均勻送風風道優化設計及仿真[D]. 天津：天津大學, 2005. (ZHANG Jidong. Optimal design and simulation of air curtain uniform air supply duct[D]. Tianjin: Tianjin University, 2005.)

[16] KORNILOV V L. Current state and prospects of researches on the control of turbulent boundary layer by air blowing[J]. Progress in Aerospace Sciences, 2015, 76:1-23.

[17] 王友君, 穆廣友, 姜海英, 等. C型地鐵列車次風道出風均勻性研究[J]. 東華大學學報(自然科學版), 2015, 41(5):689-691. (WANG Youjun, MU Guangyou, JIANG Haiying, et al. Study on air distribution uniformity of secondary air duct of C metro train[J]. Journal of Donghua University (Natural Science Edition), 2015, 41(5):689-691.)

[18] 付祥釗. 流體輸配管網[M]. 北京:中國建筑工業出版社, 2016. (FU Xiangzhao. Fluid pipeline network[M]. Beijing: China Construction Industry Press, 2016.)

[19] REN Guorui, LIU Jinfu, WAN Jie, et al. Measurement and statistical analysis of wind speed intermittency[J]. Energy, 2017, 118:632-643.

[20] 張忠斌, 黃虎, 杜塏, 等. 隔板裝置對恒溫水箱的性能影響分析(2)實驗驗證[J]. 太陽能學報, 2016, 37(3):651-657. (ZHANG Zhongbin, HUANG Hu, DU Kai, et al. Effect of baffle configurations on the performance of thermostatic water tank (Ⅱ) experimental verification[J]. Acta Energiae Solaris Sinica, 2016, 37(3):651-657.)

[21] HARRIS R I. The level crossing method applied to mean wind speeds from “mixed” climates[J]. Structural Safety, 2017, 67:54-61.

[22] 欒茹, 王佳. 送風速度對室內氣流分布影響的數值模擬[J]. 制冷學報, 2007, 28(5):31-35. (LUAN Ru, WANG Jia. Numerical simulation of the influence of air speed on indoor air distribution[J]. Journal of Refrigeration, 2007, 28(5):31-35.)

[23] 蔡寧, 黃晨, 曹偉武. 大空間下送風分層空調的同步求解模型的研究[J]. 制冷學報, 2011, 32(3):42-47. (CAI Ning, HUANG Chen, CAO Weiwu. Study on synchronous solving model of air supply stratified air conditioner in large space[J]. Journal of Refrigeration, 2011, 32(3):42-47.)

[24] 測量不確定度評價與表示:JJF1059—2012[S]. 北京:中國標準化出版社, 2010. (Measurement uncertainty evaluation and expression:JJF1059—2012[S]. Beijing: China Standardization Press, 2010.)

[25] ZIRKEL-HOFER A, PERRY S, FAHR S, et al. Improved in situ performance testing of line-concentrating solar collectors: Comprehensive uncertainty analysis for the selection of measurement instrumentation[J]. Applied Energy, 2016,185:298-312.

[26] CHOIA M K, HUH H, JEONG S, et al. Measurement uncertainty evaluation with correlation for dynamic tensile properties of auto-body steel sheets[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2017, 130:174-187.

[27] RAMADAN M, KHALED M, HAGE H E, et al. Effect of air temperature non-uniformity on water-air heat exchanger thermal performance-toward innovative control approach for energy consumption reduction[J]. Applied Energy, 2016, 173:481-493.

[28] BLECICH P. Experimental investigation of the effects of airflow nonuniformity on performance of a fin-and-tube heat exchanger[J].International Journal of Refrigeration, 2015, 59:65-74.

[29] 吳小舟, 孫雪豐, 王灃浩. 輻射空調房間供暖期室內熱環境及通風效率實驗研究[J]. 制冷學報, 2017, 38(1):40-46. (WU Xiaozhou, SUN Xuefeng, WANG Fenghao. Experimental study on indoor thermal environment and ventilation efficiency in a radiant air conditioning room during heating[J]. Journal of Refrigeration, 2017, 38 (1):40-46.)

[30] YOU Wei, SHEN Jialei, DING Wowo. Improving wind environment of residential neighborhoods by understanding the relationship between building layouts and ventilation efficiency[J]. Energy Procedia, 2017, 105:4531-4536.

[31] CONG H Y, WANG X S, ZHU P, et al. Improvement in smoke extraction efficiency by natural ventilation through a board-coupled shaft during tunnel fires[J]. Applied Thermal Engineering, 2017, 118:127-137.