高大空間復(fù)合氣流送風(fēng)供暖方式研究

許 琳 張濟(jì)辭 劉躍登 曾仕豪

（1.河南工業(yè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院建筑工程學(xué)院 南陽 473000；2.中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司 成都 610031；3.西南交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 成都 610031）

0 引言

高大空間建筑的定義是建筑體積超過10000m3，高度超過5m 的公共建筑[1]，最顯著的特征就是豎直方向跨度大，例如體育場館、候車廳、大禮堂等。目前高大空間建筑普遍采用的是送風(fēng)+地板輻射以及噴口送熱風(fēng)這些傳統(tǒng)供暖方式，存在造價高昂、維修困難、送風(fēng)氣流嚴(yán)重上浮以及熱量大量浪費等問題，大空間內(nèi)部會出現(xiàn)熱分層，造成活動區(qū)舒適性欠佳，同時也沒有相應(yīng)的送風(fēng)方案可以減弱熱氣流上浮導(dǎo)致的上述問題[2-3]。張德倫[4]研究了在分層空調(diào)單側(cè)送風(fēng)方式下，高大空間建筑室內(nèi)的氣流分布情況。李庭逸[5]等研究了在不同送風(fēng)高度下，玻璃幕墻建筑內(nèi)氣流組織情況。王蒙[6]等對高大空間輻射板導(dǎo)流送風(fēng)方式進(jìn)行研究，得到在總送風(fēng)量和送風(fēng)溫度相同的情況下，采用輻射板導(dǎo)流送風(fēng)的氣流組織效果較好，熱舒適性比較高。曾仕豪等[7]對冬季供暖時有無控制氣流作用下的候車廳內(nèi)氣流組織效果進(jìn)行研究，結(jié)果表明在送風(fēng)熱射流上部附加控制氣流的方案可以使送風(fēng)熱射流的垂直射程可以增加40%、水平射程增加70%。劉躍登等[8]提出的復(fù)合氣流送風(fēng)方案可將活動區(qū)平均溫度提高至18.3℃，節(jié)能率達(dá)到22.8%。

為解決分層空調(diào)系統(tǒng)冬季送風(fēng)熱氣流嚴(yán)重上浮的問題，本文提出一種高大空間復(fù)合氣流送風(fēng)供暖方案，利用一股等溫氣流壓制送風(fēng)熱射流，減弱熱射流上浮，提高人員活動區(qū)的平均溫度并減少空調(diào)能耗。本文通過進(jìn)一步的對比分析，提出不同送風(fēng)氣流參數(shù)對應(yīng)的最佳控制氣流送風(fēng)參數(shù)范圍。

1 復(fù)合氣流送風(fēng)方案

傳統(tǒng)噴口送風(fēng)供暖方式中，受到浮升力與室內(nèi)擾流作用，空間內(nèi)部四周容易形成下沉的冷空氣，造成送風(fēng)熱氣流過早上浮，送風(fēng)距離短，無法作用到人員活動區(qū)[9,10]，如圖1 所示。由于熱量無法送入活動區(qū)，大量積累浪費在空間上部非活動區(qū)，導(dǎo)致活動區(qū)局部溫度較低、熱舒適性較差。

圖1 傳統(tǒng)噴口送風(fēng)Fig.1 Traditional nozzle air supply

本文提出一種復(fù)合氣流供暖送風(fēng)方案，利用一股等溫氣流壓制送風(fēng)熱射流，減弱熱射流的上浮，示意圖如下圖2 所示。

圖2 復(fù)合氣流送風(fēng)Fig.2 Air supply using coupled airflow

相較傳統(tǒng)噴口送風(fēng)方式，復(fù)合氣流送風(fēng)供暖方案是在送風(fēng)氣流噴口上方增加一個裝置，該裝置回收空間上部空氣并將其以一定角度向下噴出，噴出射流稱為控制氣流。由于上部空氣溫度接近室內(nèi)設(shè)計溫度，所以控制氣流溫度與周圍環(huán)境溫度接近，不會像送風(fēng)氣流一樣明顯上浮。

兩股氣流都存在一定角度，且送風(fēng)氣流會出現(xiàn)上浮現(xiàn)象，所以兩股氣流在射出一段距離后便會相遇，此時控制氣流中向下的速度分量可以壓制送風(fēng)氣流的上浮，混合后的氣流與周圍環(huán)境溫差小于原本的送風(fēng)氣流，風(fēng)量大于原本的送風(fēng)氣流，受到的浮升力和室內(nèi)擾流的影響也更小。在以上共同作用下，復(fù)合氣流送風(fēng)方案中的混合氣流上浮情況會弱于傳統(tǒng)噴口送風(fēng)方式中的送風(fēng)氣流，混合氣流能夠到達(dá)更低更遠(yuǎn)的位置。

2 數(shù)值計算模型

本文以西藏拉薩地區(qū)某鐵路客站候車廳為研究對象，具體尺寸為100m×40m×16m，取其1/4 部分進(jìn)行建模，即50m×20m×16m，其研究結(jié)果可推廣至大型鐵路客站候車廳。

通過對室內(nèi)得熱量及圍護(hù)結(jié)構(gòu)和冷風(fēng)滲透耗熱量的計算，得到該典型客站候車廳冬季熱負(fù)荷為84.33kW，單位面積空調(diào)指標(biāo)為84.33W/m2，通過實地調(diào)研得到了送風(fēng)氣流參數(shù)的范圍值，如表1 所示。

表1 送風(fēng)氣流參數(shù)范圍Table 1 Range of supply air flow parameters

2.1 模型的建立

在Fluent 中設(shè)定沿候車廳長度方向為X 軸，沿跨度方向為Z 軸，沿高度方向為Y 軸，具體尺寸為：50m（X）×20m（Z）×16m（Y），如圖3 所示。

圖3 候車廳簡化模型Fig.3 Simplified model of waiting hall in typical railway passenger station

2.2 網(wǎng)格劃分

完整候車廳模型尺寸大，網(wǎng)格數(shù)量多，計算時間長。為了更便捷地研究復(fù)合氣流送風(fēng)特性，選取候車廳中典型的送風(fēng)單元，即僅包含一個噴口的區(qū)域進(jìn)行建模如圖4 所示，這樣可保證網(wǎng)格質(zhì)量較高且數(shù)量不會過多。該送風(fēng)單元Z 方向為20m、X 方向為2m、Y 方向為16m，控制氣流噴口和熱射流噴口直徑大小一致，都為0.25m。熱射流噴口中心距地面4m，控制氣流噴口中心距地面5.5m。下部回風(fēng)口為尺寸0.2m 的方形，風(fēng)口中心距地面0.5m；上部回風(fēng)口為直徑0.25m 的圓形，風(fēng)口中心距地面6.0m，送風(fēng)單元模型如圖4 所示，劃分后的網(wǎng)格模型如圖5 所示。

圖4 網(wǎng)格劃分模型Fig.4 Mesh generation model

圖5 劃分后的網(wǎng)格模型Fig.5 Mesh model after division

送風(fēng)單元模型共計380928 個網(wǎng)格單元。對送風(fēng)單元模型進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，計算網(wǎng)格數(shù)分別為257664、380928、553474。統(tǒng)計人員活動區(qū)平均速度和平均溫度的變化情況，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)從380928增至553474 時，平均溫度和平均速度的變化率均小于5%，因此認(rèn)為在網(wǎng)格數(shù)為380928 的基礎(chǔ)上，再增加網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果的影響很小，故選取送風(fēng)單元模型的網(wǎng)格數(shù)為380928。

2.3 參數(shù)設(shè)置

本研究中候車廳外墻以及屋頂采用第二類邊界條件，即等熱流邊界，根據(jù)熱流密度公式確定墻體與屋面的熱流密度分別為-31.23W/m2和-8.94W/m2。本文選擇Realizable k-ε模型作為基本湍流模型。為保證計算結(jié)果準(zhǔn)確，本文選用二階迎風(fēng)格式作為控制方程的離散格式，并選擇求解過程靈活、效率高的SIMPLE 算法作為求解離散方程組。

3 復(fù)合氣流模擬研究

本文將單一氣流送風(fēng)溫度30℃、送風(fēng)速度4.92m/s 作為典型工況，采用復(fù)合氣流送風(fēng)方案對其進(jìn)行優(yōu)化，設(shè)定復(fù)合氣流送風(fēng)方案中各影響因素的合理范圍值，利用該候車廳模型研究不同因素改變對復(fù)合氣流送風(fēng)方案效果的影響，以舒適節(jié)能為目標(biāo)，并對復(fù)合氣流的匹配關(guān)系進(jìn)行優(yōu)化。

3.1 復(fù)合氣流基本工況氣流組織模擬研究

在原送風(fēng)氣流噴口上部1.5m 處設(shè)置控制氣流噴口，具體送風(fēng)參數(shù)如表2 所示。

表2 送風(fēng)參數(shù)表Table 2 Air supply parameter table

3.1.1 氣流運動情況

截取X=25m 剖面在不同工況下垂直方向的溫度分層和射流的軸心軌跡圖，如圖6、圖7 所示。

圖6 不同工況下垂直方向的溫度分層圖Fig.6 Vertical temperature stratification diagram under different working conditions

圖7 不同工況下射流軸心軌跡圖Fig.7 Axial trajectory of jet under different working conditions

結(jié)合圖6 和圖7，可以發(fā)現(xiàn)在單一氣流送風(fēng)工況下，熱射流從噴口射出后的落差高度迅速增大，導(dǎo)致上部非空調(diào)區(qū)溫度上升，加劇了大空間的溫度分層。控制氣流與送風(fēng)熱射流混合后，射流與活動區(qū)的熱量與動量交換增強，活動區(qū)的溫度顯著增加，同時上部非空調(diào)區(qū)域溫度有所降低，整個建筑室內(nèi)的垂直溫差也有所降低。

3.1.2 舒適性分析

分析不同工況分別在Y=0.1m、1.1m 和1.7m平面的熱舒適狀況，如表3 所示。

表3 不同工況下Y=0.1m 水平剖面的熱舒適狀況表Table 3 Table of thermal comfort of Y=0.1m horizontal profile under different working conditions

觀察表2，相比于單一氣流送風(fēng)工況，復(fù)合氣流送風(fēng)工況在Y=0.1m 水平面的平均溫度（Mean T）提高到15.1℃，相比單一氣流工況增加了3.6℃，但兩個工況的平均風(fēng)速（Mean V）都較高，復(fù)合氣流送風(fēng)工況的平均風(fēng)速甚至達(dá)到了0.51m/s。復(fù)合氣流送風(fēng)工況的空氣分布特性指標(biāo)（ADPI）達(dá)到21.54%，該值越大說明感到舒適的人群比例越大。由垂直溫差引起的不滿意率值（PD）高達(dá)37.15%，這勢必會加劇人在腳踝處的不舒適程度。

表4 為不同工況下Y=1.1m 水平剖面的熱舒適狀況表，類似在Y=0.1m 水平面的情況，復(fù)合氣流送風(fēng)工況同樣可以有效提高Y=1.1m 水平面的平均溫度，達(dá)到19.0℃，超過了18℃的設(shè)計溫度，但復(fù)合氣流送風(fēng)工況并沒有在ADPI 值和PD 值上有所改善。

表4 不同工況下Y=1.1m 水平剖面的熱舒適狀況表Table 4 Table of thermal comfort of Y=1.1m horizontal profile under different working conditions

觀察表5，發(fā)現(xiàn)單一氣流送風(fēng)工況的平均溫度要比復(fù)合氣流送風(fēng)工況高，Y=1.7m 水平面的平均溫度越高意味著頭腳的垂直溫差越大，人在站立時頭部（Y=1.7m）與腳部（Y=0.1m）的垂直溫差高達(dá)8.4℃，而在采用復(fù)合氣流送風(fēng)方案后，人腳踝處的平均溫度提高的同時，人站立時頭部的平均溫度有所降低，頭腳垂直溫差為4.6℃，舒適性效果改善顯著。但同樣的，復(fù)合氣流送風(fēng)工況并沒有很好的改善Y=1.7m 水平面的ADPI 值和PD 值，ADPI值僅高了1.22%，PD 值則高了3.51%。

表5 不同工況下Y=1.7m 水平剖面的熱舒適狀況表Table 5 Table of thermal comfort of Y=1.7m horizontal profile under different working conditions

人員活動區(qū)劃分為候車廳外墻內(nèi)1m、豎直方向地上1.8m 的范圍內(nèi)[11]，以此分析不同工況下活動區(qū)整體的熱舒適狀況，具體如表6 所示。

表6 不同工況下活動區(qū)整體的熱舒適狀況表Table 6 Table of overall thermal comfort of the activity area under different working conditions

從活動區(qū)整體的熱舒適狀況來看，復(fù)合氣流送風(fēng)工況能顯著提高活動區(qū)整體的平均溫度，同時對ADPI 值也有所改善，但平均風(fēng)速偏高，考慮到近地面氣流流動給活動區(qū)下部尤其是近地面區(qū)域（Y=0.1m）帶來的擾動較大，故認(rèn)為活動區(qū)平均風(fēng)速0.3m/s 可以接受。

3.2 不同因素對復(fù)合氣流送風(fēng)效果的影響研究

以下數(shù)值模擬計算是在送風(fēng)熱射流參數(shù)不變的前提下，采用單因素分析方法，研究不同因素變化對復(fù)合氣流送風(fēng)效果的影響。

3.2.1 控制氣流送風(fēng)角度的影響

針對典型送風(fēng)單元，隨著控制氣流送風(fēng)角度的增加，射流的垂直射程逐漸加大，但控制氣流的送風(fēng)角度大于30°時會導(dǎo)致射流的送風(fēng)射程明顯不足，而控制氣流送風(fēng)角度小于送風(fēng)氣流送風(fēng)角度時，復(fù)合氣流相互作用的效果不佳，控制氣流的壓制作用會大幅減弱。

現(xiàn)更改控制氣流送風(fēng)角度為15°和30°，以此研究控制氣流送風(fēng)角度對該候車廳活動區(qū)熱舒適性的影響。截取X=25m 剖面在不同工況下垂直方向的溫度分層和射流的軸心軌跡圖，如圖8、圖9 所示。

圖8 不同工況下垂直方向的溫度分層圖Fig.8 Vertical temperature stratification diagram under different working conditions

圖9 不同工況下射流軸心軌跡圖Fig.9 Axial trajectory of jet under different working conditions

隨著控制氣流送風(fēng)角度的加大，送風(fēng)氣流越接近活動區(qū)，對溫度分層的減輕效果就越明顯。調(diào)整控制氣流送風(fēng)角度可以改變射流的垂直射程和水平射程，向下傾角越大，壓制作用越強，垂直射程增大，而水平射程會減小。冬季供暖時送風(fēng)氣流同樣會向下傾斜，當(dāng)控制氣流傾角小于送風(fēng)氣流傾角時，壓制作用較弱。因此建議控制氣流傾角略大于送風(fēng)氣流傾角，采用20°～30°為宜，過大的傾角雖然使射流更貼近活動區(qū)，但是會減少水平射程，并且可能導(dǎo)致活動區(qū)局部風(fēng)速過大。

3.2.2 控制氣流送風(fēng)速度的影響

將控制氣流送風(fēng)速度更改為4m/s 和8m/s，研究對復(fù)合氣流送風(fēng)效果的影響，截取X=25m 在不同工況下垂直方向的溫度分層和射流的軸心軌跡圖，如圖10、圖11 所示。

圖10 不同工況下垂直方向的溫度分層圖Fig.10 Vertical temperature stratification diagram under different working conditions

圖11 不同工況下射流軸心軌跡圖Fig.11 Axial trajectory of jet under different working conditions

隨著控制氣流送風(fēng)速度從4m/s 增大到8m/s時，送風(fēng)氣流被控制氣流壓制的現(xiàn)象也就越明顯，射流落差增大，送風(fēng)射程增加。控制氣流送風(fēng)速度增大至8m/s 時，射流軸心的垂直高度降至1.6m，活動區(qū)溫度因射流的擾動增強而提高并變得更加均勻，同時上部非空調(diào)區(qū)溫度有所降低，有效抑制了垂直溫度分層。

增大送風(fēng)速度會增強控制氣流壓制作用，使垂直射程和水平射程都增大，提升活動區(qū)溫度，但是也會增大活動區(qū)風(fēng)速。控制氣流送風(fēng)速度存在一個臨界值，超過臨界值后對室內(nèi)擾流影響較大，壓制效果明顯增強，但也會使活動區(qū)風(fēng)速過大。在本文研究對象中控制氣流送風(fēng)速度臨界值約為8m/s，選取6m/s 左右為宜，更小的速度會使活動區(qū)平均溫度和平均風(fēng)速均降低。

3.2.3 控制氣流噴口與送風(fēng)氣流噴口間距的影響

研究控制氣流噴口與送風(fēng)氣流噴口間距設(shè)置為0.5m、1.5m 和2m 對復(fù)合氣流送風(fēng)效果的影響，截取X=25m 剖面在不同工況下垂直方向的溫度分層和射流的軸心軌跡圖，如圖12、圖13 所示。

圖12 不同工況下垂直方向的溫度分層圖Fig.12 Vertical temperature stratification diagram under different working conditions

圖13 不同工況下射流軸心軌跡圖Fig.13 Axial trajectory of jet under different working conditions

當(dāng)噴口間距為0.5m 和1m 時射流的送風(fēng)落差最大，噴口間距為1.5m 和2m 時射流的送風(fēng)落差則相對較小。噴口間距為1.5m 和2m 時上部非空調(diào)區(qū)的溫度要略高，但也只是0.2℃左右的差異，差別很小。

兩噴口間距會影響控制氣流產(chǎn)生壓制作用前的損耗量，距離越小損耗量越少，壓制效果也越好。但是距離過小也會導(dǎo)致兩股射流過早相遇，容易使活動區(qū)局部風(fēng)速過大，建議兩噴口間距在0.5m～1m內(nèi)選取。

3.3 復(fù)合氣流匹配關(guān)系的優(yōu)化

本節(jié)將研究送風(fēng)氣流參數(shù)更改為送風(fēng)溫度30℃、送風(fēng)速度4.92m/s、送風(fēng)角度保持15°不變的條件下，活動區(qū)的平均溫度隨著控制氣流送風(fēng)角度、送風(fēng)速度的增大而變化的情況，如圖14 和圖15 所示。

圖14 不同控制氣流送風(fēng)速度下活動區(qū)平均溫度的變化Fig.14 Change of Mean V in active area under different control airflow velocity

圖15 不同控制氣流送風(fēng)角度下活動區(qū)平均溫度的變化Fig.15 Change of Mean V in active area under different control airflow angle

在設(shè)計工況下，活動區(qū)的平均溫度隨著控制氣流送風(fēng)速度的增大或送風(fēng)角度的提高而升高。若送風(fēng)氣流溫度升高或者送風(fēng)速度減小，氣流受到浮升力以及室內(nèi)擾流影響更大，為避免出現(xiàn)嚴(yán)重上浮的情況，應(yīng)適當(dāng)加大控制氣流送風(fēng)角度以及送風(fēng)速度，選擇范圍如表7 所示。

表7 不同送風(fēng)氣流參數(shù)對應(yīng)的最佳控制氣流送風(fēng)參數(shù)范圍表Table 7 Table of optimal control air supply parameters corresponding to different air supply parameters

4 結(jié)論

本文通過數(shù)值模擬的研究方法，對高大空間候車廳復(fù)合氣流送風(fēng)供暖方式進(jìn)行了研究，分析了多種因素變化對其送風(fēng)效果的影響，并優(yōu)化了復(fù)合氣流的匹配關(guān)系，主要得到以下結(jié)論：

（1）控制氣流送風(fēng)角度和速度對控制氣流壓制效果有明顯影響。控制氣流速度以及送風(fēng)氣流速度存在一定限值，超過限值后壓制效果明顯增強，但會導(dǎo)致活動區(qū)風(fēng)速過大，造成強烈的“吹風(fēng)感”。

（2）控制氣流噴口與送風(fēng)氣流噴口間距在0.5m～1m 內(nèi)，控制氣流的壓制效果最好，噴口間距在一定范圍內(nèi)的變化對活動區(qū)熱環(huán)境的影響也較小。

（3）針對復(fù)合氣流匹配關(guān)系的優(yōu)化研究，以送風(fēng)氣流的送風(fēng)溫度30℃、送風(fēng)速度4.92m/s 為標(biāo)準(zhǔn)，整理出了不同送風(fēng)氣流參數(shù)對應(yīng)的最佳控制氣流送風(fēng)參數(shù)范圍。

（4）復(fù)合氣流送風(fēng)方案對一定尺寸范圍內(nèi)候車廳都有較好的適用性，可以使活動區(qū)平均溫度提高到18℃以上，但部分情況下活動區(qū)平均風(fēng)速可能過大，送風(fēng)氣流和控制氣流的協(xié)同優(yōu)化還需要進(jìn)一步研究。