鐵路客運(yùn)站房冬季復(fù)合氣流供暖的數(shù)值模擬研究

劉躍登 張濟(jì)辭 張涂靜娃 畢海權(quán) 雷 波 余 濤

（1.西南交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 成都 610031；2.中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司 成都 610031）

0 引言

目前在大空間建筑空調(diào)設(shè)計(jì)中廣泛采用的空調(diào)技術(shù)是分層空調(diào)，與全室空調(diào)相比，分層空調(diào)在夏季空調(diào)供冷期可節(jié)省近30%的冷量，但在冬季供暖時(shí)，受浮升力影響容易出現(xiàn)“熱氣上浮，冷氣下墜”現(xiàn)象。空調(diào)熱風(fēng)未能送到人員活動(dòng)區(qū)就已上浮到上部非空調(diào)區(qū)，不僅難以滿足室內(nèi)舒適性要求，而且造成巨大的能源浪費(fèi)[1]。目前學(xué)者們對(duì)改善分層空調(diào)供暖效果的研究主要集中在調(diào)整送風(fēng)參數(shù)[2,3]和采用“地板輻射+噴口送風(fēng)”的復(fù)合采暖方式[1,4-6]對(duì)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)和節(jié)能效果的影響，但研究結(jié)果表明僅調(diào)整送風(fēng)參數(shù)并不能很好地達(dá)到熱舒適和節(jié)能的平衡，而采用地板輻射供暖則有造價(jià)高、熱惰性大、預(yù)熱慢和安裝困難等問題，因而在鐵路客運(yùn)站的實(shí)用性受到限制。考慮到噴口送風(fēng)熱氣流的上浮現(xiàn)象嚴(yán)重，本文提出利用與室內(nèi)等溫的射流壓制送風(fēng)氣流上浮的復(fù)合氣流送風(fēng)方案，并采用數(shù)值模擬的方法分析典型鐵路客運(yùn)站候車廳采用復(fù)合氣流送風(fēng)方案的熱舒適性和節(jié)能性，為該方案在工程上的應(yīng)用給予指導(dǎo)。

1 復(fù)合氣流送風(fēng)方案

傳統(tǒng)的分層空調(diào)系統(tǒng)常采用單一氣流送風(fēng)方案進(jìn)行供暖，送風(fēng)氣流易受浮升力影響而嚴(yán)重上浮。為了抑制送風(fēng)氣流上浮，本文提出復(fù)合氣流送風(fēng)方案，即在原有的熱風(fēng)供暖噴口上側(cè)使用復(fù)合氣流裝置，該裝置以噴口送風(fēng)的方式將從上部非空調(diào)區(qū)回收的空氣送出，以達(dá)到壓制送風(fēng)氣流的作用，使送風(fēng)氣流能送至人員活動(dòng)區(qū)，熱量得以有效利用。不同送風(fēng)方案的示意圖如圖1所示。

圖1 不同送風(fēng)方案示意圖Fig.1 Schematic diagram of different air supply schemes

2 復(fù)合氣流方案氣流組織的評(píng)價(jià)方法

氣流組織的好壞，不僅直接影響室內(nèi)的空調(diào)效果，而且也影響空調(diào)系統(tǒng)的能耗量[7]。本文主要從舒適性和節(jié)能性兩個(gè)方面對(duì)復(fù)合氣流方案氣流組織效果進(jìn)行評(píng)價(jià)。

2.1 舒適性評(píng)價(jià)

空氣溫度是影響熱舒適的主要因素，它直接影響人體通過對(duì)流的顯熱交換，而氣流速度對(duì)人體體溫調(diào)節(jié)也有著重要作用，空氣的流動(dòng)速度過大可能導(dǎo)致有吹風(fēng)感[8]。本文定義外墻以內(nèi)1m、垂直方向上地面至1.8m 的區(qū)域?yàn)槿藛T活動(dòng)區(qū)[9]，采用平均溫度和平均速度評(píng)價(jià)人員活動(dòng)區(qū)的舒適性，并結(jié)合《民用建筑供暖通風(fēng)與空氣調(diào)節(jié)設(shè)計(jì)規(guī)范》[10]規(guī)定人員活動(dòng)區(qū)的平均溫度達(dá)到18℃時(shí)滿足溫度舒適性要求。

2.2 節(jié)能性評(píng)價(jià)

考慮到實(shí)際工程應(yīng)用中，復(fù)合氣流送風(fēng)方案在降低采暖供熱量的同時(shí)也增加了風(fēng)機(jī)的運(yùn)行能耗，故本文引入實(shí)際節(jié)能率λ分析該方案的節(jié)能效果。

實(shí)際節(jié)能率λ[11]：將采用復(fù)合氣流送風(fēng)方案后降低的采暖供熱量等效為提供同等的熱量熱泵所需能耗，減去控制氣流風(fēng)機(jī)的運(yùn)行能耗，對(duì)比單一氣流送風(fēng)時(shí)的采暖熱泵能耗得到實(shí)際節(jié)能率，計(jì)算公式見（1）～（4）。

式中，W1和W1p分別為單一氣流送風(fēng)方案下的采暖供熱量和熱泵采暖能耗，kW；W2和W2p分別為復(fù)合氣流送風(fēng)方案下的采暖供熱量和熱泵采暖能耗，kW；ε為熱泵采暖平均能效比；Wfan為風(fēng)機(jī)功率，kW；L為風(fēng)機(jī)的風(fēng)量，m3/s；P為風(fēng)機(jī)的全壓，kPa；η為風(fēng)機(jī)的運(yùn)行效率。

3 數(shù)值計(jì)算模型

為研究復(fù)合氣流送風(fēng)方案的具體效果，本文采用CFD 數(shù)值模擬的方法，建立了典型鐵路客運(yùn)站候車廳模型，對(duì)復(fù)合氣流送風(fēng)方案的熱舒適性和節(jié)能性進(jìn)行了分析。

3.1 幾何模型

本文以中小型車站的候車廳為計(jì)算對(duì)象[11]，長(zhǎng)寬高分別為100m、40m、16m。考慮對(duì)稱性，取其1/4 進(jìn)行建模，長(zhǎng)50m、寬20m、高16m，忽略噴口及回風(fēng)口與同側(cè)墻壁之間的間隔，典型鐵路客運(yùn)站候車廳簡(jiǎn)化模型如圖2所示。

圖2 典型鐵路客運(yùn)站候車廳簡(jiǎn)化模型Fig.2 Simplified model of waiting hall of typical railway station

3.2 邊界條件

數(shù)值計(jì)算中，邊界條件的設(shè)定關(guān)系到計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性[7]。本文以拉薩氣候參數(shù)作為計(jì)算條件，并采用《實(shí)用供熱空調(diào)設(shè)計(jì)手冊(cè)》[12]的計(jì)算方法，計(jì)算得到典型鐵路客運(yùn)站熱負(fù)荷為84.33kW，其中外墻及屋頂?shù)臒崃髅芏确謩e為-31.23W/m2和-8.94W/m2，將人員散熱及照明負(fù)荷、設(shè)備負(fù)荷等簡(jiǎn)化地均勻加在地面上，地面的熱流密度為35.32W/m2。出口邊界設(shè)置為自由出流邊界。入口邊界設(shè)為速度進(jìn)口，其中將滲透風(fēng)入口簡(jiǎn)化為進(jìn)站口，進(jìn)風(fēng)速度和溫度分別為0.18m/s 和-7.6℃，送風(fēng)噴口的具體送風(fēng)參數(shù)如表1 和表2所示。

3.3 氣流組織方案

針對(duì)典型鐵路客運(yùn)站單一氣流送風(fēng)方案進(jìn)行氣流組織設(shè)計(jì)計(jì)算，具體參數(shù)見表1，單一氣流送風(fēng)方案記為工況1。

表1 單一氣流設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of single airflow

通過對(duì)工況1 的模擬計(jì)算，得到了送風(fēng)氣流噴口上部的空氣溫度約為20℃。保證送風(fēng)氣流的送風(fēng)參數(shù)不變，在送風(fēng)氣流噴口上部1m 處設(shè)置等大小的控制氣流送風(fēng)噴口，控制氣流送風(fēng)溫度設(shè)為20℃，送風(fēng)速度為6m/s，送風(fēng)角度為15°，以此作為復(fù)合氣流送風(fēng)方案的基礎(chǔ)工況，記為工況2。

考慮到復(fù)合氣流送風(fēng)效果受到很多因素的影響，故在下一節(jié)對(duì)兩種送風(fēng)方案模擬結(jié)果進(jìn)行分析的同時(shí)，研究復(fù)合氣流送風(fēng)方案下，控制氣流送風(fēng)速度、送風(fēng)角度和噴口尺寸等三個(gè)方面對(duì)氣流組織的影響，具體控制氣流參數(shù)如表2所示。

表2 控制氣流參數(shù)Table 2 Parameters of control airflow

4 模擬結(jié)果及分析

經(jīng)過模擬計(jì)算得到了各工況在典型鐵路客運(yùn)站的氣流組織狀況，通過對(duì)比分析進(jìn)一步得到復(fù)合氣流送風(fēng)效果及影響因素的相關(guān)結(jié)論。

4.1 兩種送風(fēng)方案的效果對(duì)比

不同送風(fēng)方案下Z=25m 剖面的溫度分布如圖3所示。

圖3 不同送風(fēng)方案下Z=25m 剖面的溫度分布Fig.3 Temperature distribution of Z=25m under different air supply schemes

結(jié)合不同送風(fēng)方案下垂直方向的溫度分層情況（見圖4），單一氣流送風(fēng)方案下人員活動(dòng)區(qū)的平均溫度為16℃，不滿足活動(dòng)區(qū)溫度達(dá)18℃的設(shè)計(jì)要求。采用復(fù)合氣流送風(fēng)方案能夠減弱送風(fēng)氣流的上浮，送風(fēng)氣流的熱量得以有效利用，人員活動(dòng)區(qū)的溫度顯著增加，平均溫度達(dá)18.3℃，滿足設(shè)計(jì)要求的同時(shí)有效降低了上部非空調(diào)區(qū)的溫度，大空間的溫度分層現(xiàn)象得到緩解。

圖4 不同送風(fēng)方案下垂直方向的溫度分層Fig.4 Vertical temperature stratification under different air supply schemes

對(duì)于單一氣流送風(fēng)方案，調(diào)整送風(fēng)溫度為28℃、送風(fēng)速度為8m/s 方可滿足人員活動(dòng)區(qū)溫度達(dá)到18℃的設(shè)計(jì)要求，但相比復(fù)合氣流送風(fēng)方案需要增加30.8kW 的熱量。熱泵采暖平均能效比ε按2.5 計(jì)算[13]，控制氣流風(fēng)機(jī)全壓為258Pa，風(fēng)量為7.36m3/s，運(yùn)行效率η取72%，根據(jù)公式（1）～公式（4）可得到復(fù)合氣流送風(fēng)方案的節(jié)能率λ達(dá)到22.8%，節(jié)能效果顯著。

為更直觀的對(duì)比射流的運(yùn)行軌跡，做出不同工況在Z=25m 處的射流軸心軌跡，如圖5所示。單一氣流送風(fēng)方案下送風(fēng)氣流自噴口射出后很快達(dá)到最大落差，采用復(fù)合氣流送風(fēng)方案后，送風(fēng)氣流受到控制氣流的壓制，送風(fēng)落差和送風(fēng)射程顯著增大，射流得以更接近人員活動(dòng)區(qū)進(jìn)行熱量交換。

圖5 不同送風(fēng)方案下Z=25m 剖面的射流軸心軌跡Fig.5 Trajectory of jet axis of Z=25m under different air supply schemes

4.2 復(fù)合氣流送風(fēng)效果的影響因素分析

復(fù)合氣流送風(fēng)效果受到很多因素的影響，保證送風(fēng)氣流的送風(fēng)參數(shù)不變，分別研究控制氣流送風(fēng)速度、送風(fēng)角度和噴口尺寸等三個(gè)方面對(duì)人員活動(dòng)區(qū)熱環(huán)境的影響。

4.2.1 控制氣流送風(fēng)速度的影響

不同控制氣流送風(fēng)速度下的溫度分層情況和射流軸心軌跡如圖6 和圖7所示。隨著控制氣流送風(fēng)速度的增加，控制氣流對(duì)送風(fēng)氣流的壓制作用有所增強(qiáng)，具體表現(xiàn)在送風(fēng)落差、送風(fēng)射程的增加和垂直溫差的減小。從人員活動(dòng)區(qū)的熱環(huán)境來看（見表3），除送風(fēng)速度為4m/s 的工況外，其余兩個(gè)工況的人員活動(dòng)區(qū)平均溫度均達(dá)到了18℃以上，當(dāng)控制氣流送風(fēng)速度達(dá)到8m/s 時(shí)，人員活動(dòng)區(qū)平均溫度最高，但平均風(fēng)速也高達(dá)0.48m/s，舒適性欠佳，而且送風(fēng)速度過大還會(huì)導(dǎo)致風(fēng)機(jī)能耗變高，不利于節(jié)能。

圖6 不同控制氣流送風(fēng)速度下垂直方向的溫度分層Fig.6 Vertical temperature stratification under different air supply speeds of control airflow

圖7 不同控制氣流送風(fēng)速度下Z=25m 剖面的射流軸心軌跡Fig.7 Trajectory of jet axis of Z=25m under different air supply speeds of control airflow

表3 不同控制氣流送風(fēng)速度下人員活動(dòng)區(qū)的熱環(huán)境Table 3 Thermal environment of the occupied zone under different air supply speeds of control airflow

4.2.2 控制氣流送風(fēng)角度的影響

不同控制氣流送風(fēng)角度下的溫度分層情況和射流軸心軌跡如圖8 和圖9所示。加大控制氣流的送風(fēng)角度可增加送風(fēng)氣流的送風(fēng)落差，當(dāng)送風(fēng)角度增大到30°時(shí)，射流軸心的垂直高度降至1.6m，垂直溫差也有明顯降低，控制氣流的壓制作用顯著。從人員活動(dòng)區(qū)的熱環(huán)境來看（見表4），隨著控制氣流送風(fēng)角度的增加，人員活動(dòng)區(qū)的平均溫度提升不大，而平均速度大幅增加，過大的風(fēng)速會(huì)造成強(qiáng)烈的“吹風(fēng)感”，不利于人體熱舒適。

圖8 不同控制氣流送風(fēng)角度下垂直方向的溫度分層Fig.8 Vertical temperature stratification under different air supply angles of control airflow

圖9 不同控制氣流送風(fēng)角度下Z=25m 剖面的射流軸心軌跡Fig.9 Trajectory of jet axis of Z=25m under different air supply angles of control airflow

表4 不同控制氣流送風(fēng)角度下人員活動(dòng)區(qū)的熱環(huán)境Table 4 Thermal environment of the occupied zone under different air supply angles of control airflow

4.2.3 控制氣流噴口尺寸的影響

不同控制氣流噴口尺寸下的溫度分層情況和射流軸心軌跡如圖10 和圖11所示。改變控制氣流噴口尺寸對(duì)送風(fēng)氣流壓制作用的影響不大，射流軸心的最大落差基本一致，但由于控制氣流噴口的送風(fēng)量隨著直徑的增大而增加，所以控制氣流自噴口射出后沿程的卷吸量增大，與送風(fēng)氣流的混合作用加強(qiáng)，對(duì)比送風(fēng)落差隨著控制氣流送風(fēng)速度的增大而明顯增加的結(jié)論，認(rèn)為控制氣流對(duì)送風(fēng)氣流的壓制作用以動(dòng)量壓制為主，混合作用影響相對(duì)較小。

圖10 不同控制氣流噴口尺寸下垂直方向的溫度分層Fig.10 Vertical temperature stratification under different nozzle sizes of control airflow

圖11 不同控制氣流噴口尺寸下Z=25m 剖面的射流軸心軌跡Fig.11 Trajectory of jet axis of Z=25m under different nozzle sizes of control airflow

不同控制氣流噴口尺寸下人員活動(dòng)區(qū)的熱環(huán)境如表5所示。當(dāng)控制氣流噴口直徑從0.2m 增至0.315m 時(shí)，人員活動(dòng)區(qū)的平均溫度從17.9℃提升至18.6℃，平均速度從0.28m/s 增至0.32m/s，增長(zhǎng)較小，認(rèn)為在一定范圍內(nèi)，改變控制氣流的噴口尺寸對(duì)人員活動(dòng)區(qū)熱環(huán)境的影響不大。

表5 不同控制氣流噴口尺寸下人員活動(dòng)區(qū)的熱環(huán)境Table 5 Thermal environment of the occupied zone under different nozzle sizes of control airflow

5 結(jié)論

本文通過數(shù)值模擬的方法，對(duì)典型鐵路客運(yùn)站候車廳采用復(fù)合氣流供暖方案的效果進(jìn)行了研究分析，結(jié)論如下：

（1）相比單一氣流送風(fēng)，復(fù)合氣流送風(fēng)方案可將人員活動(dòng)區(qū)的平均溫度從16℃提高至18.3℃，節(jié)能率可達(dá)到22.8%，具有更好的舒適性與節(jié)能性。

（2）在一定范圍內(nèi)，隨著控制氣流送風(fēng)角度或送風(fēng)速度的增加，控制氣流對(duì)送風(fēng)氣流的壓制作用越顯著，但過大的送風(fēng)角度或送風(fēng)速度會(huì)導(dǎo)致人員活動(dòng)區(qū)的風(fēng)速過大，舒適性欠佳。

（3）在一定范圍內(nèi)，改變控制氣流的噴口尺寸對(duì)送風(fēng)氣流壓制作用和人員活動(dòng)區(qū)熱環(huán)境的影響不大，認(rèn)為控制氣流對(duì)送風(fēng)氣流的壓制作用以動(dòng)量壓制為主，混合作用影響相對(duì)較小。