教室內(nèi)不同送風方式氣流組織有效性對比

顧婷婷 鄧利艷 郭琦 趙昊鵬 齊賀闖* 葉筱 亢燕銘

1 上海工程技術(shù)大學機械與汽車工程學院

2 東華大學環(huán)境科學與工程學院

0 引言

目前教室內(nèi)普遍采用的空調(diào)送風方式為上送上回式的混合通風（Mixing Ventilation，MV），研究表明，該送風方式在冬季供暖時存在能耗高且局部熱舒適度差等問題[1-4]。碰撞射流通風（Impinging Jet Ventilation，IJV）作為一種新型通風策略，近年來引起了國內(nèi)外眾多研究者的關(guān)注[4-7]。其通風原理為：送風氣流以較高的動量從房間下部垂直射出，與地面發(fā)生碰撞后，在慣性力的作用下沿著地板水平擴散，并在地板上方形成一層很薄的“空氣湖”，回風則從位于房間上部的回風口排出[7]。

為評價碰撞射流在用于教室熱風供暖的可行性，本文針對冬季供暖工況，對比研究不同送風溫差條件下碰撞射流通風與混合通風在教室熱風供暖時的室內(nèi)熱環(huán)境分布特征，以期為冬季教室內(nèi)熱環(huán)境改善和空調(diào)送風系統(tǒng)的合理化設(shè)計提供參考。

1 計算模型與方法

1.1 物理模型和邊界條件

以一長×寬×高為7.2 m×11 m×3.5 m 的教室作為物理模型進行研究。為盡可能接近實際，教室設(shè)有56個學生（均為坐姿狀態(tài)）和27 盞燈，如圖1 所示。人體和燈光散熱量分別設(shè)為38 W/人和15 W/盞。

圖1 模擬教室平面布置圖

分別采用碰撞射流通風和上送上回式的混合通風兩種送風方式對教室進行熱風供暖。IJV 的四個送風口位于教室的四個墻角處，送風口尺寸為0.3 m×0.3 m，送風口距地面的高度為0.6 m。對于MV，五個送風口（尺寸均為0.5 m×0.16 m）均布置在側(cè)墻上方，送風口中心距離地面的高度為3.0 m。兩種送風方式的排風口（尺寸為0.6 m×0.3 m）均設(shè)在天花板上。兩種送風方式的風口布置如圖1 所示。

忽略冷風滲透造成的熱損失，認為冬季房間熱負荷主要來自四周側(cè)墻和屋頂?shù)臒釗p失。墻面邊界條件按恒定熱流密度邊界設(shè)定，側(cè)墻熱流密度均設(shè)為-24 W/m2，屋頂熱流密度強度設(shè)置不同，詳見表1。所有固體表面均設(shè)為無滲透和無滑移條件。送風口邊界類型設(shè)為velocity-inlet，并假定流速均勻，排風口邊界定義為outflow。

表1 計算工況的基本參數(shù)

1.2 研究方法及驗證

認為室內(nèi)空氣設(shè)為連續(xù)、不可壓縮流體，流體的基本屬性不隨時間發(fā)生變化，空氣密度采用Boussinesq假設(shè)[8-9]。RNG k-ε 湍流模型模擬室內(nèi)空氣流動具有較好的可靠性且求解簡單省時[10-11]，所以采用該模擬計算。模型的離散化中除壓力項采用標準格式離散外，其他項均采用二階迎風格式。采用SIMPLE 算法處理壓力項和速度項的耦合。計算空間采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格進行劃分，并且對室內(nèi)熱源表面、送風口、回風口等區(qū)域網(wǎng)格進行加密處理，最小網(wǎng)格尺寸0.05 m，增長因子1.15，最終網(wǎng)格總數(shù)分別為310 萬（IJV）和298萬（MV）。

文獻[12]對置換通風室內(nèi)溫度和速度分布進行了實測，本文采用與之相同的物理模型、邊界條件及室內(nèi)熱源條件進行數(shù)值模擬：房間尺寸長×寬×高為3.65 m×5.16 m×2.43 m，換氣次數(shù)4 次/h，送風溫度17 ℃，室內(nèi)熱源為2 個人（表面溫度28～30 ℃）、2 臺電腦（散熱量為173 W 和108 W）、6 盞燈（散熱量為34 W）、墻壁表面溫度為23.3～26.0 ℃。

圖2 給出了房間中心位置處氣流速度和溫度沿高度分布的結(jié)果對比。從該圖可知本文獲得的模擬結(jié)果與文獻[12]的結(jié)果吻合較好，表明本文中使用的數(shù)值計算方法具有一定可靠性。

圖2 數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果對比

1.3 研究工況

分別對送風溫差ΔTs為2 ℃和3 ℃的情況進行數(shù)值模擬。模擬時，送風參數(shù)，室內(nèi)熱源及四周墻面的熱流密度恒定，通過改變屋頂熱流密度強度實現(xiàn)不同送風溫差條件。送風參數(shù)如表1 所示。

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 不同送風方式下流場和溫度場分布特征

圖3 給出了送風溫差ΔTs=2 ℃時，IJV 和MV 兩種送風方式所對應(yīng)的過房間中心剖面(y=5.5 m 平面)上的溫度流線分布。

圖3 y=5.5 m 平面上的流場和溫度場分布

由圖3（a）可知，IJV 在房間內(nèi)的流場關(guān)于房間中心剖面y=5.5 m 平面對稱分布，且整體空間溫度分布較為均勻。這是因為，IJV 的送風氣流以較高動量從送風口向下射出并撞擊地面，隨后沿地面水平擴散一定距離后在熱浮力的作用下上浮，送風氣流自下而上地與室內(nèi)空氣混合，最終形成了覆蓋房間大部分空間的大渦流，這使得房間內(nèi)的氣流在慣性力的主導作用下充分混合，從而使室內(nèi)溫度均勻分布。

由圖3（b）可以看到，在MV 中，送風氣流從風口水平射出后，在熱浮力和慣性力的共同作用下，氣流運動軌跡由水平運動轉(zhuǎn)變?yōu)樾毕蛳逻\動。在遇到室內(nèi)熱源后，氣流動量大幅衰減，此時熱浮力起主要作用，氣流運動軌跡改為向上運動，最終在房間中心處形成一個較大的渦流區(qū)，且該區(qū)域內(nèi)溫度明顯低于其他區(qū)域。另外，由圖3（b）還可知，與送風口同側(cè)的近地面區(qū)域溫度明顯低于同高度其他區(qū)域，表明送風熱氣流不能與室內(nèi)空氣充分混合，這與供冷情況有顯著差異[13-14]。

氣流形態(tài)和溫度分布特征的差異勢必會帶來不同的空調(diào)效果，為對比IJV 和MV 兩者的送風有效性，下文將利用不同評價指標進行對比分析。

2.2 不同溫差下氣流組織有效性的評價

2.2.1 不均勻系數(shù)

采用溫度不均勻系數(shù)和速度不均勻系數(shù)進行評價，其定義式分別為：

式中：Kt和Kv分別為溫度不均勻系數(shù)和速度不均勻系數(shù)，Kt和Kv的數(shù)值越小，則氣流分布的均勻性越好。n為測點數(shù)，ti為測點溫度，ui為測點速度，t 為測點平均溫度，u 為測點平均速度。

圖4（a）和（b）分別給出了IJV 和MV 兩種送風方式下的室內(nèi)溫度和速度不均勻系數(shù)。由圖4 可以看出，IJV 房間內(nèi)的溫度和速度均勻性較好，能保證較好的舒適度。

圖4 不同送風溫差下IJV 和MV 房間溫度和速度不均勻系數(shù)對比

圖4 的結(jié)果表明，對于IJV，溫度不均勻系數(shù)和速度不均勻系數(shù)基本不隨送風溫差的變化而改變，而對于MV，Kt和Kv均隨送風溫差的增大而增大。這是因為，在用于冬季熱風供暖時，IJV 將具有較大動量的氣流直接送至房間下部，在慣性力和浮力的綜合作用下與室內(nèi)空氣自下而上地混合，而MV 的送風熱氣流從房間上部送入室內(nèi)，由于熱浮力的作用，熱氣流很難到達房間下部人員活動區(qū)，且送風溫差越大，送風氣流受到的浮力作用越顯著，送風氣流與下部空間空氣的混合越不充分（見圖3）。

此外，由圖4 還可知，IJV 房間內(nèi)工作區(qū)的溫度和速度不均勻系數(shù)基本與非工作區(qū)保持一致，而MV 房間內(nèi)工作區(qū)的溫度和速度不均勻系數(shù)均遠大于非工作區(qū)的，這是因為，在熱浮力作用下，MV 的送風氣流與工作區(qū)氣流難以充分混合，導致較大的工作區(qū)溫度和速度不均勻系數(shù)。

2.2.2 吹風感

圖5 給出了送風溫差ΔTs=2 ℃時，IJV 和MV 房間內(nèi)近地面區(qū)域z=0.1 m 平面（對應(yīng)于人體腳踝高度）上的速度分布。由圖5 可以發(fā)現(xiàn)，由于IJV 的送風氣流直接送至房間下部，導致其室內(nèi)z=0.1 m 平面上的氣流速度明顯大于MV，特別是對于送風口附近，氣流速度之間的區(qū)別最為明顯。較大的氣流速度極易引發(fā)吹風感，為此，分別對IJV 和MV 兩種送風方式所對應(yīng)的腳踝高度平面（z=0.1 m 平面）上的平均吹風感進行對比研究。

圖5 IJV 和MV 房間內(nèi)近地面區(qū)域z=0.1 m 平面上的速度分布

Fanger 等人將湍流強度表征為氣流湍動變量，總結(jié)出因吹風感引起的不滿意率（PD），ASHRAE 標準規(guī)定由于風感引起的吹風感不滿意率不應(yīng)超20%。

式中：Ti為對應(yīng)測點溫度，K；ui為對應(yīng)測點風速，m/s；Ii為對應(yīng)測點湍流強度，%。其中：當u＜0.05 m/s 時，u 取0.05 m/s；當PD＞100%時，PD 為100%。

圖6 給出了不同送風溫差下，IJV 和MV 供暖房間內(nèi)z=0.1 m 平面上的吹風感對比。送風溫差為2 ℃和3 ℃時，IJV 的PD 值分別為18.5%和18.3%，表明IJV 的PD 值不隨送風溫差的改變而改變。MV 的PD值在送風溫差為2 ℃時為15.3%，在送風溫差為3 ℃時為13.1%，表明MV 的PD 值隨著送風溫差的減小而減小。對于不同送風溫差，盡管IJV 的PD 值高于MV 的，但仍處于ASHRAE 的標準限值20%。

圖6 吹風感對比

2.2.3 能量利用系數(shù)

利用能量利用系數(shù)評價氣流分布的能量利用有效性：

式中：Tuz為非工作區(qū)平均溫度，Toz為工作區(qū)平均溫度，Ts為送風溫度。

由圖7 可知，對于不同送風溫差，IJV 的能量利用系數(shù)均接近于1，而MV 的能量利用系數(shù)遠小于1，對于本文所研究工況，MV 的EUC 最大不超過0.6。這意味著，與MV 相比，IJV 具有顯著的節(jié)能效果。此外，圖7 還表明，MV 的能量利用系數(shù)隨送風溫差的增大而減小，這是因為，送風溫差越大，送風氣流受到的熱浮力作用越明顯，進入房間下部的熱氣流越少。

圖7 能量利用系數(shù)對比

3 結(jié)論

本文數(shù)值模擬了教室在采用IJV 及MV 進行熱風供暖時的流場，利用不同評價指標對兩種氣流組織進行了對比研究，結(jié)論為：

1）IJV 供暖時，送風熱氣流能夠與房間下部空間的空氣充分混合，而MV 的送風熱氣流因熱浮力作用只有少部分進入下部空間，導致人員活動空間溫度和速度的分布極不均勻。

2）盡管IJV 房間內(nèi)近地面區(qū)域的氣流速度高于MV 的，但PD 分析結(jié)果表明，不同送風溫差下，IJV 房間內(nèi)人體腳踝高度平面上的PD 平均值仍處于ASHRAE 標準規(guī)定范圍內(nèi)，不會給人體造成熱不舒適吹風感。

3）對于不同送風溫差，IJV 的能量利用率基本保持在1.0 左右，而MV 的能量利用率明顯小于1，且送風溫差越大，能量利用率越小，意味著在供暖時IJV 比MV 具有較好的節(jié)能效果。