教室內(nèi)不同送風(fēng)方式氣流組織有效性對比

顧婷婷 鄧?yán)G 郭琦 趙昊鵬 齊賀闖* 葉筱 亢燕銘

1 上海工程技術(shù)大學(xué)機械與汽車工程學(xué)院

2 東華大學(xué)環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院

0 引言

目前教室內(nèi)普遍采用的空調(diào)送風(fēng)方式為上送上回式的混合通風(fēng)（Mixing Ventilation，MV），研究表明，該送風(fēng)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(fēng)（Impinging Jet Ventilation，IJV）作為一種新型通風(fēng)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(fēng)原理為：送風(fēng)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(fēng)則從位于房間上部的回風(fēng)口排出[7]。

為評價碰撞射流在用于教室熱風(fēng)供暖的可行性，本文針對冬季供暖工況，對比研究不同送風(fēng)溫差條件下碰撞射流通風(fēng)與混合通風(fēng)在教室熱風(fēng)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(fēng)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(jìn)行研究。為盡可能接近實際，教室設(shè)有56個學(xué)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(fēng)和上送上回式的混合通風(fēng)兩種送風(fēng)方式對教室進(jìn)行熱風(fēng)供暖。IJV 的四個送風(fēng)口位于教室的四個墻角處，送風(fēng)口尺寸為0.3 m×0.3 m，送風(fēng)口距地面的高度為0.6 m。對于MV，五個送風(fēng)口（尺寸均為0.5 m×0.16 m）均布置在側(cè)墻上方，送風(fēng)口中心距離地面的高度為3.0 m。兩種送風(fēng)方式的排風(fēng)口（尺寸為0.6 m×0.3 m）均設(shè)在天花板上。兩種送風(fēng)方式的風(fēng)口布置如圖1 所示。

忽略冷風(fēng)滲透造成的熱損失，認(rèn)為冬季房間熱負(fù)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(fēng)口邊界類型設(shè)為velocity-inlet，并假定流速均勻，排風(fēng)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(rèn)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(biāo)準(zhǔn)格式離散外，其他項均采用二階迎風(fēng)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(jìn)行劃分，并且對室內(nèi)熱源表面、送風(fēng)口、回風(fēng)口等區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)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(xiàn)[12]對置換通風(fēng)室內(nèi)溫度和速度分布進(jìn)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(jìn)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(fēng)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(xiàn)[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(fēng)溫差ΔTs為2 ℃和3 ℃的情況進(jìn)行數(shù)值模擬。模擬時，送風(fēng)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(fēng)溫差條件。送風(fēng)參數(shù)如表1 所示。

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 不同送風(fēng)方式下流場和溫度場分布特征

圖3 給出了送風(fēng)溫差ΔTs=2 ℃時，IJV 和MV 兩種送風(fēng)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(fēng)氣流以較高動量從送風(fēng)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(fēng)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(dǎo)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(fēng)氣流從風(fēng)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(fēng)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(fēng)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(fēng)有效性，下文將利用不同評價指標(biāo)進(jìn)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(jìn)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(fēng)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(fēng)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(fēng)溫差的變化而改變，而對于MV，Kt和Kv均隨送風(fēng)溫差的增大而增大。這是因為，在用于冬季熱風(fēng)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(fēng)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(dá)房間下部人員活動區(qū)，且送風(fēng)溫差越大，送風(fēng)氣流受到的浮力作用越顯著，送風(fēng)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(yuǎn)大于非工作區(qū)的，這是因為，在熱浮力作用下，MV 的送風(fēng)氣流與工作區(qū)氣流難以充分混合，導(dǎo)致較大的工作區(qū)溫度和速度不均勻系數(shù)。

2.2.2 吹風(fēng)感

圖5 給出了送風(fēng)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(fēng)氣流直接送至房間下部，導(dǎo)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(fēng)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(fēng)感，為此，分別對IJV 和MV 兩種送風(fēng)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(fēng)感進(jìn)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(fēng)感引起的不滿意率（PD），ASHRAE 標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定由于風(fēng)感引起的吹風(fēng)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(fēng)速，m/s；Ii為對應(yīng)測點湍流強度，%。其中：當(dāng)u＜0.05 m/s 時，u 取0.05 m/s；當(dāng)PD＞100%時，PD 為100%。

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

圖6 吹風(fēng)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(fēng)溫度。

由圖7 可知，對于不同送風(fēng)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(yuǎn)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(fēng)溫差的增大而減小，這是因為，送風(fēng)溫差越大，送風(fēng)氣流受到的熱浮力作用越明顯，進(jìn)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(jìn)行熱風(fēng)供暖時的流場，利用不同評價指標(biāo)對兩種氣流組織進(jìn)行了對比研究，結(jié)論為：

1）IJV 供暖時，送風(fēng)熱氣流能夠與房間下部空間的空氣充分混合，而MV 的送風(fēng)熱氣流因熱浮力作用只有少部分進(jìn)入下部空間，導(dǎo)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(fēng)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(biāo)準(zhǔn)規(guī)定范圍內(nèi)，不會給人體造成熱不舒適吹風(fēng)感。

3）對于不同送風(fēng)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(fēng)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。