建筑熱羽流影響下空氣污染物跨樓層擴散特性*

王佳齊 楊 鋒 趙青霞 黃遠東 崔鵬義

(上海理工大學,上海)

0 引言

在人口密集的高層居住建筑中,氣溶膠污染物在不同樓層間的擴散傳播不能被完全抑制。例如,2013年“非典”時期,香港某高層居民樓出現了疫情的跨樓層傳播,研究發現,氣溶膠污染物是通過洗手間與下水道相連的地漏進行跨樓層傳播的[1]。因此,充分了解室內空氣污染物,尤其是氣溶膠污染物跨樓層擴散特性,可以為改善建筑自然通風、防止氣溶膠污染物跨樓層擴散傳播提供科學指導。

風洞實驗與數值模擬是研究污染物擴散傳播的有效工具。Liu等人對高層居住建筑模型進行了實驗,結果表明,風主導的平面間擴散可以沿水平和豎直方向發生[2]。Ai等人模擬得到的典型多層建筑中氣體污染物的單元間擴散機制[3]與文獻[4]中室內外氣流耦合條件下建筑環境周圍污染物擴散機制基本一致。因此,可以推導出污染物在不同立面和風向下可能的擴散路徑。對比由Liu等人[5]和Niu等人[1]獲得的室內外溫差較大的板狀建筑中下部和相鄰上部房間示蹤氣體的質量分數,發現上層房間的質量分數水平一般比下層房間約低2個數量級。根據Wang等人的研究,隨著溫差的增大,相應的污染物質量分數也會增大,但是上層的質量分數并沒有隨著溫差的增大呈線性變化,當溫差超過某一閾值時,上層的質量分數會停止增大[6]。因此,自然通風同時具有積極的稀釋作用和消極的傳播作用[7-8]。

在實際情況下,水平風和豎向建筑熱羽流同時作用,對自然通風過程的影響是非常復雜的。由Niu等人[1]和Gao等人[9]的實驗可以發現：無論何種物理效應驅動通風,同一棟建筑內的樓層間交叉污染確實存在;其次,當風速極低或極高時,2種結果中的再入比(從房間排出的空氣重新進入相鄰/上層房間的比例)數量級相同,表明實驗和數值研究都能定量描述浮力主導或風主導情況下擴散的趨勢。Caciolo等人發現,風速增大會導致氣流沿建筑立面向上流動,當風速增大到一定程度后這種向上流動受到抑制[10]。而Zhang等人的現場測量[11]并沒有發現這種增強現象。產生這種差異的原因可能是真實條件的建模簡化,如在模擬中只考慮了垂直于窗戶的風,而實際沿立面的氣流是混亂的,流動方向變化很大。

以往研究在熱羽流主導的平面間傳輸方面取得了一些積極的成果,但大部分研究結果都局限于2個豎直相鄰平面之間的向上傳輸,而來自較低樓層的污染物可能會重新進入較高樓層的其他房間[12]。此外,現有的CFD模擬中,流場一般是由恒溫的穩態模型得到的,而氣溫實際上是不穩定的[13-14]。因此,需要更復雜的實驗條件來模擬自然條件,比如改變熱源的強度,以提供更準確的預測依據。鑒于此,本文結合風洞實驗與數值模擬,對不同強度建筑熱羽流與水平來風耦合作用下污染物跨樓層擴散傳播特性展開研究。

1 實驗方法

1.1 物理模型及風洞實驗

風洞實驗在上海理工大學環境風洞實驗室開展,如圖1a所示,該風洞實驗段尺寸為35.0 m×3.5 m×1.8 m(長×寬×高),具有90 kW可控硅供電且無級調速的風機,可控風速范圍為0.5～20.0 m/s。實驗模型如圖1b所示,模型縮尺比為1∶30,建筑模型為16.7 cm×13.3 cm×60.0 cm(長×寬×高)的6層建筑,本研究只考慮單側自然通風。聚酰亞胺加熱膜(最高可達300 ℃)安置于建筑迎風側外墻,可模擬太陽輻射引起的壁面升溫作用。污染源設置如圖1b所示,利用SF6定量釋放系統以恒定速率(10-5kg/(m3·s))釋放SF6示蹤氣體。實驗中,先采集監測點處氣體樣本,再用DB-600T SF6定量檢測儀(精度±1×10-6)測量濃度。

圖1 風洞外部結構及實驗模型

在風洞實驗中采用縮尺模型,需滿足以下相似準則[15]：1) 幾何相似;2) 建筑高度雷諾數ReH>11 000;3) 來流邊界條件相似;4) 熱力條件相似。前3個條件容易滿足,為了滿足第4個條件,需要模型與原型的理查德森數(Ri)相等,Ri的表達式如下：

(1)

式中Gr為格拉曉夫數;g為自由落體加速度,m/s2;av為體積膨脹系數,K-1;Tw為壁面溫度,K;Tr為實驗室的環境溫度,K,Tr=283 K;H為建筑高度,m,H=0.6 m;UH為H處參考速度,m/s。

本研究考慮6種Ri的工況,參數見表1。

表1 原型尺度和模型尺度下6種工況及參數

1.2 數值方法

1.2.1控制方程

考慮輻射墻體的熱效應,描述室內氣流、傳熱和污染物擴散的控制方程如下。

1) 不可壓縮連續性方程：

(2)

式中uj為xj方向的速度,m/s;xj為笛卡兒坐標軸方向。

2) 動量方程：

(3)

式中ρ為密度,kg/m3;ui為xi方向的速度,m/s;p為壓力,Pa;μ和μt分別為黏度和湍流黏度,Pa·s;gi為自由落體加速度在xi方向上的分量,m/s2。

3) 能量方程：

(4)

式中T為溫度,K;Pr為普朗特數;Prt為湍流普朗特數,Prt=0.85;ST為熱源項,W/(m3·s)。

4) 組分輸運方程：

(5)

式中ci為示蹤污染物SF6的質量濃度,kg/m3;Di,m為SF6的分子擴散系數,m2/s;Sct為湍流施密特數,Sct=0.7[16];Sc為污染源項,kg/(m3·s)。

采用Yakhot等人提出的RNGK-ε湍流模型來封閉控制方程[17]。

1.2.2計算設置

Franke等人認為建筑模型的阻塞率應在3%以下[18],本研究的計算區域模型阻塞率約為1.8%。根據文獻[19],數值模型的計算區域與邊界條件如圖2所示。

圖2 計算區域與邊界條件

數值風洞模型的網格劃分采用GAMBIT 2.4.6軟件,由于計算區域比較規則,故采用結構化六面體網格;同時采用非均分網格類型,即越靠近建筑壁面,網格越密,以減小計算量。網格劃分如圖3所示。

注：O為建筑室內中心點,A距離O 16.7 cm,A處豎直方向上7個測點c1～c7的高度分別為2、6、10、14、18、22、26 cm。圖3 網格劃分及監測點設置

根據文獻[20-21],基于圖3b位置O處的速度分布,比較3種不同網格密度(網格數6.8×105、1.4×107、5.9×107)模型,網格獨立性驗證結果如圖4所示。可以看出,網格數1.4×107與6.8×105的偏差較大,與5.9×107的偏差較小,并且隨著網格數的增加,計算結果變化不明顯,故選擇網格數為1.4×107。

圖4 網格獨立性驗證

如圖2所示,計算區域入口采用速度邊界,頂面及兩側面采用對稱邊界條件,出口采用充分發展的自由出口邊界條件,地面及建筑表面采用壁面邊界條件,計算中采用標準壁面函數;污染源以恒定速率從1層室內釋放,建筑迎風壁面采用恒定壁面溫度。

1.3 模型驗證

圖5顯示了3類K-ε湍流模型數值計算得到的污染物量綱一濃度與風洞實驗結果的比較。量綱一濃度C的計算式為

(6)

式中cr為實驗測得的污染物體積分數;ce為污染物的排放濃度(體積分數),為0.35;Q為污染物排放速率,為5.8×10-5m3/s。

圖5 數值計算與風洞實驗所得的污染物量綱一濃度的比較(Ri=0,A處)

對比可知,RNGK-ε模型的模擬結果更為接近風洞實驗結果,擬合程度優于其他2種模型。因此,可以使用RNGK-ε模型來模擬風洞內建筑周圍空氣流動與污染物擴散。

2 結果及討論

2.1 不同Ri下流速分布

圖6為不同Ri下豎直中心面量綱一速度W(風速與參考高度H處風速的比值)云圖及流線圖。由圖6可知,隨著Ri增大,即來流慣性力相對減小,迎風面建筑壁面豎直向上熱浮升力作用增大,對建筑室內外流場的影響可分為2個階段：

圖6 不同Ri下豎直中心面量綱一速度W云圖及流線圖

1) 當Ri≤5.64時,熱浮升力可以忽略。當Ri=0時,在建筑物的上部出現W最大值(>0.8),室內流速較小;在迎風側約2/3高度處形成一個滯流區,其上方氣流流向建筑物頂部,其下方氣流向下流動且此區域W<0;根據流線圖,建筑2/3高度以下的房間產生逆時針渦流結構,以上的房間產生順時針渦流結構,W在-0.1～0.1之間。迎風建筑背風面上部形成順時針旋渦,且此時在建筑背風側大部分區域W<0。隨著Ri增大,建筑2/3高度以下房間內逆時針渦流結構逐漸減弱,W=0.1 的區域逐漸減小,W<0的區域逐漸擴大;建筑背風側的浮升力逐漸增強,下方旋渦逐漸減小,W<0的區域逐漸減小直到消失,表明從建筑兩側面進來的氣流增多,熱浮升力使得整個建筑尾流向上抬升。

2) 當Ri>5.64時,隨著Ri繼續增大,熱浮升力作用逐漸占優勢,流場發生顯著變化。根據流線圖,建筑迎風面熱流有沿壁面向上運動的趨勢并逐漸增強,且房間均產生順時針渦流結構。建筑背風側為向上氣流,其主要來自流經建筑兩側面的上風向來流,W逐漸增大,建筑背風側上方出現W最大值(>0.8)。因此,Ri=5.64可作為一個臨界值,小于該值,流經建筑屋頂的氣流可以進入到建筑的背風區;而大于該值時,流經建筑屋頂的氣流將很少進入建筑的背風區。

2.2 不同Ri下溫度分布

量綱一溫度θ定義為

(7)

圖7為不同Ri下豎直中心面量綱一溫度云圖。

圖7 不同Ri下豎直中心面量綱一溫度云圖(Tr=283 K)

由圖7可知：當Ri≤5.64時,水平來流慣性力占主導,建筑2/3高度處向下流動的氣流將壁面產生的熱量帶入到底部樓層,因此隨著高度增加,室內平均溫度逐漸降低,且此時近地面匯集的大部分熱量被兩側面流動帶入到建筑背風面底部渦流區,故近地面室內及背風面渦流區溫度相對較高;當Ri>5.64時,此時建筑迎風面臨近風速為0.4～0.8 m/s,流場和溫度的分布發生顯著變化,可以明顯看到迎風面向上的熱羽流,當Ri=28.13時,尤其明顯。由于建筑外墻附近向上的熱羽流作用相對較強,氣流沿迎風面整體向上傳遞,經窗口進入上層建筑室內;且隨著高度的增加,熱羽流攜帶熱量不斷累積,導致高層建筑室內的平均溫度明顯更高。

2.3 不同Ri下污染物濃度分布

圖8為不同Ri下豎直中心面及迎風壁面污染物量綱一濃度分布云圖。從圖8可以看出：當Ri≤5.64時,污染源從建筑底層室內釋放污染物,首先占據底層室內,隨后經通風從窗口流出的污染物主要在迎風面近地面聚集,并不會影響到2層及以上樓層;在建筑兩側繞流的作用下,污染物由建筑兩側匯集到建筑背風側尾流區;并且建筑室內外污染物濃度分布基本不隨Ri的增大而變化,但背風面污染物濃度隨Ri的增大而增大;當Ri>5.64時,隨著Ri的增大,底層和近地面污染物逐漸沿迎風面向高樓層及室內擴散傳遞,但建筑背風面污染物濃度減小。

結合圖6中流線及圖8中污染物濃度分布的特點,可將污染物在室內外的分布特點分為2個階段：1) 當Ri≤5.64時,水平來流慣性力占絕對優勢,建筑迎風面下部樓層明顯的下行氣流致使污染物在近地面聚集,不會對1層以上建筑室內產生影響;隨著Ri的增大,水平方向來流慣性力相對減弱,建筑背風面尾流結構雖然不受迎風面熱浮升力的影響,但強度及通風能力減弱,因而建筑背風區的污染物平均濃度逐漸增大。2) 當Ri>5.64時,建筑迎風面熱浮升力作用不能忽略,并且隨著Ri的增大逐漸占據優勢,表現在建筑迎風面熱浮升力抬升作用致使底部下行氣流逐漸減弱,當Ri=28.13 時,迎風面底部下行氣流消失,沿壁面向上的抬升氣流作用明顯。因而,當Ri>5.64時,隨著Ri的增大,底部樓層污染物從室內擴散出后,在迎風面增強的抬升氣流作用下向上擴散傳遞,進入到上部樓層室內;并且隨著Ri的繼續增大,污染物在迎風面豎直方向的影響范圍逐漸擴大,說明污染物豎直向上擴散的能力逐漸增強。而建筑背風面的污染物濃度減小,建筑背風區污染物分布呈現由下向上的均勻分層,但平均濃度逐漸減小。

2.4 凈逃逸速度

吹掃流量(purging flow rate, PFR)主要用于評估局部通風效率[22],描述整個空間內的有效氣流速率。在污染源相同的條件下,吹掃流量定義為[23]

(8)

式中P為吹掃流量,m3/s;V為房間體積,m3;c為房間內平均污染物質量濃度,kg/m3。

Lim等人定義了凈逃逸速度(net escape velocity,NEV)[23],以評價封閉空間某一點的污染物去除情況。Hang等人采用歸一化NEV(NEV*)來評估城市地區的通風量[24]。在本研究中,NEV*描述了通過平均流量和湍流擴散稀釋整個房間空氣污染物的凈容量,定義為

圖8 不同Ri下豎直中心面及迎風壁面污染物量綱一濃度分布云圖

(9)

式中N*為NEV*;S為房間底面積,m2。

圖9顯示了不同Ri下1層室內歸一化凈逃逸速度。從圖9可以看出：當Ri≤5.64時,NEV*變化不大,甚至在Ri=5.64時有所下降,說明在此情形下Ri的變化對NEV*的影響比較小;當Ri>5.64時,隨著Ri的增大,NEV*逐漸增大,反映壁面加熱達到一定程度會促進1層室內污染物向室外擴散。NEV*的變化趨勢與量綱一速度變化趨勢基本一致,這是因為NEV*依賴于流場,污染物輸送的主要驅動力為對流擴散,湍流擴散的作用相對于對流擴散較小。

圖9 不同Ri下1層室內歸一化凈逃逸速度NEV*

3 結論

本文考慮水平來流和太陽輻射引起的近壁面熱羽流的耦合作用,研究了不同Ri下迎風面的空氣流動、溫度分布及污染物跨樓層的擴散特性。得到以下結論：

1) 對于熱流結構：當Ri≤5.64時,水平來流慣性力占主導,來流在建筑迎風面2/3高度處分離,沿迎風面向下的流動抑制熱流向上擴散;建筑背風區形成渦旋,側向羽流向建筑上部靠近,流動結構隨Ri增大基本不變。當Ri>5.64時,隨著Ri的增大,熱浮力作用逐漸占優勢,熱氣流沿建筑迎風面向上流動趨勢逐漸明顯,建筑背風區向上抬升的氣流破壞了渦旋結構。

2) 對于污染物擴散：當Ri≤5.64時,單側通風能力較弱,絕大多數污染物被限制在1層室內;流出的少量污染物在兩側氣流的作用下進入建筑背風區,因而迎風面近地面污染物濃度較低;此時沿壁面豎直向上擴散動能可以忽略,不會對高樓層室內產生影響。當Ri>5.64時,沿迎風面豎直向上的熱流運動明顯增強,導致污染物向高處樓層擴散,將引起嚴重的污染物跨樓層傳播風險。