對撞射流下通風空間的流場結構實驗研究*

王傳嶺 王聰聰 陳紅兵 牛沙沙

(1.北京建筑大學,北京;2.北京構力科技有限公司,北京)

0 引言

大部分人一生中待在例如住宅、辦公室和交通工具等封閉空間中的時間占到90%[1]。Tang等人的研究已經證明了新冠病毒能夠通過氣溶膠在室內傳播[2]。因此,室內通風和流場結構變得至關重要[3]。流場結構直接影響新冠病毒的傳播,同時也影響室內空氣質量、人員熱舒適和建筑能耗[4-5],因此研究室內流場的時間尺度結構和空間尺度結構非常重要。室內流場結構主要受到空間幾何尺寸和氣流組織的影響,其中密閉空間幾何結構中送風口和回風口的位置直接影響了小尺度流場結構。目前,混合通風是人居封閉空間中最主要的通風方式[6]。許多學者研究了基于單個送風口和單個回風口的混合通風的流場結構[7]。Nielsen等人研究了條縫通風室內的流場特征,其中送風口和回風口相對布置于兩面墻上,在這種典型的混合通風下,空氣從天花板和側墻條縫處送入,然后從地板和側墻條縫處排出,研究發現,流場結構由穩定的大尺度渦結構所主導[8]?；贜ielsen等人研究的幾何模型,大量學者采用實驗和數值模擬的方法研究了流場結構、室內熱環境和建筑能耗等。

為了研究送風口和回風口位置對于流場結構的影響,Moureh等人搭建了一個條縫通風小室,其送風口和回風口位于同一面墻上,研究發現:送風口和回風口的位置限制了送風射流的發展,在室內形成了一個大尺度渦結構和速度停滯區;側送風會加強射流貼附效應,同時減弱射流分離[9-10]。Van Hooff等人采用激光粒子測速技術(PIV)研究了縮比方艙內的流場結構,方艙的送風和回風形式類似于Nielsen模型,與Nielsen模型不同的是,Van Hooff等人采用的方艙送風口距離天花板較遠,在此縮比模型中,研究了不同雷諾數下的流場結構,發現流場結構受到射流驅動,隨著雷諾數增大,大尺度渦結構發展更充分[11-12]。Hoff等人采用數值模擬的方法研究了密閉空間混合對流流場結構,該空間采用側送風,回風口位于反向墻中間,研究結果表明,整體流場中存在一個橫向再循環區域,同時,橫向氣流導致了從送風口到回風口的不穩定的流場結構;他們也研究了熱羽流對于流場結構的影響,發現等溫工況與非等溫工況下的流場結構差距很大[13]。Hjertager等人采用數值模擬的方法研究了矩形封閉空間中射流形成的流場,在此矩形封閉空間中有2種氣流組織形式:一種類似于Nielsen模型,另一種送風口和回風口相對分布于兩面側墻和天花板條縫處,研究發現速度脈動在射流區較大,在回流區較小[14]。Adre等人研究了混合通風下條縫通風空間的流場結構,送風口和回風口采用3種位置形式,分別為送風口和回風口相對布置、同側布置及兩側對撞送風和單側回風[15]。Yu等人研究了縮比房間和實際房間的流場結構的相似性,在縮比模型中送風口位于天花板下方,回風口位于同側墻面上,研究表明人員區域的流場結構和速度分布在不同縮比模型中差距很大[16]。Zhang等人采用數值模擬的方法研究了全尺寸矩形房間中的流場,送風口位于天花板下方,回風口位于地面和側墻條縫,研究發現,送風口與整個房間的尺寸比例對于流場結構變化有很大影響[17]。Karimipanah研究了全尺寸房間中的流場特征,房間采用側送側回形式,研究結果表明,流場結構和射流發展隨著房間進深的不同而不同[18]。Awbi采用數值模擬方法研究了射流貼附對于工作區流場和溫度場的影響,采用頂送側回,研究發現不同地板溫度下的阿基米德數對于工作區的平均速度影響不同[19]。Gan等人采用數值模擬方法研究了機械通風辦公室內的熱環境及空氣品質,包括PMV、PPD和二氧化碳濃度分布,采用一個全尺寸房間,送風口位于地板,回風口位于天花板附近,類似于置換通風[20]。

上文所提到的封閉空間中的氣流組織都是基于混合通風。Davidson采用實驗和模擬的方法研究了置換通風下縮比模型房間中的流場結構,送風口靠近地板,回風口靠近天花板,研究結果表明,置換通風和混合通風的流場結構差別很大,而且置換通風的流場結構更容易受到熱羽流的影響,置換空氣進入室內,形成了2個主要的區域,一個是位于房間下部的通風效率較好的區域,另一個是位于房間上部由熱空氣形成的大尺度渦旋區域[21]。Macias-Melo等人研究了采用置換通風的縮比模型房間中的熱環境和速度分布,同時分析了4種回風口對于熱環境的影響,封閉房間采用地板送風,4種回風口分別位于相對墻面的上部、天花板左側、天花板中部和天花板右側,研究結果表明,當側面墻壁上存在熱源時,第4種氣流組織形式排熱效率最高[22]。Cao等人研究了封閉小室內置換送風下的污染物排除效率,對比了渦旋送風和底部送風排除污染物的效率[23]。

已有大量文獻研究了房間內采用單個送風口和回風口的混合通風與置換通風下的室內流場結構。然而,只有少量文獻研究了采用多條縫對撞送風的室內流場結構。典型的多條縫對撞送風的氣流組織形式多應用于移動封閉空間,例如地鐵、高鐵、飛機和空間站[24-29]。氣流從對稱的送風口射出,形成對置撞擊射流,射流發生碰撞后,形成2個對稱氣流渦旋,氣流從兩側回風口流出。雖然對置撞擊射流形成的混合通風具有排熱效率高等優點,但其流場結構不穩定,這種不穩定性主要表現為流場結構的偏斜和振蕩。室內通風流場結構(速度、湍流脈動、大尺度和小尺度渦結構)研究主要采用實驗和數值模擬的方法[30]。實驗方法可以獲得時間尺度和空間尺度的流場分布和湍流信息,同時數值模擬方法也需要實驗提供邊界條件和數據驗證。為了減少成本和便于實驗測量,研究流場結構多采用縮比模型。根據幾何和物理相似原理,縮比模型能夠表征實際模型中的真實流場。

本文采用PIV研究了多條縫通風房間中的等溫工況和非等溫工況下的流場結構。

1 實驗研究

1.1 實驗平臺

本研究的實驗平臺主要分為4個部分:通風艙室、通風系統、溫度控制系統和激光粒子測速系統?？s比模型的實驗平臺如圖1所示。為了便于PIV測量艙內流場,通風艙采用亞克力玻璃搭建,尺寸為400 mm×400 mm×1 440 mm。電阻絲均勻鋪設于地板上作為加熱源。整個實驗臺置于恒溫室內。

圖1 通風縮比實驗模型

1.2 通風系統

該實驗平臺的通風系統主要包括風機、送風管道、送風口和回風口。送風總管道的直徑為100 mm,每個送風支管的直徑為75 mm。送風管和送風口之間采用帆布軟連接。風機將恒溫室中空氣引入實驗艙內,然后從回風口排入恒溫室。為了保證送風速度的均勻性,兩側各有6個送風口相對布置,每個風口的尺寸為100 mm×20 mm。從12個尺寸相同的風口送風,射流發生碰撞,形成混合通風。4個回風口對稱分布于地板兩側,每個回風口的尺寸為168 mm×20 mm。送風口及回風口在通風艙室內的分布位置如圖2所示。為了保證每個送風口射流速度相同,需要保證每個送風支管的送風量相同。艙室每側各有6個送風支管,每個支管在送風口之前都安裝有蝶閥用以控制送風量。為了保證送風口出風的均勻性,在送風口軟連接處安裝高效過濾濾料,用以增加阻力,使得送風盡量均勻。送風口位于實驗艙天花板和側壁面處的條縫位置,送風方向和天花板呈45°夾角。圖3為通風艙室內射流方向示意圖。在支管上開孔,采用皮托管對每個送風支管的靜壓進行測量并調整送風量,測量孔與上部的蝶閥和下部的彎頭的距離都超過3倍的管徑。調整后最終的靜壓結果如圖4所示,12個送風支管的靜壓都在315 Pa左右,2個對稱的送風支管的靜壓誤差在2 Pa以內,可以認為每個送風支管風量相等。本實驗所使用的通風艙室為一實際場景的縮比模型,送風速度為該場景的實際參數,根據式(1)計算得Re為1 537.8,由相似準則可得該縮比模型流場與實際流場的Re相同。

注:CS3、CS3.5、CS4、CS4.5、CS5為測量橫截面。

圖3 通風艙室內射流方向示意

圖4 送風口靜壓分布

(1)

式中ρ為流體密度;d為特征長度;U為特征流體速度;μ為流體動力黏度。

1.3 溫度控制系統

實驗艙溫度控制系統分為兩部分:恒溫室周圍空氣溫度控制系統和實驗艙底部熱源控制系統。同時在實驗艙和恒溫室地面之間鋪設一層保溫材料,防止熱量通過地面快速散失。由于受到恒溫室內不同位置的燈光、人員和設備影響,實驗艙各個壁面溫度各不相同。在本研究中,電阻絲作為加熱源平鋪于實驗艙底部,通過變壓器控制溫度,大約為44.4 ℃。采用精度為±1.5 ℃的紅外攝像儀測量,非等溫工況下各個壁面溫度如表1所示。等溫工況下實驗艙各壁面溫度與恒溫室內溫度相同。恒溫室空氣溫度采用獨立的空調系統單獨控制,實驗期間恒溫室平均空氣溫度控制在23.6 ℃。

表1 非等溫工況下各個壁面溫度 ℃

1.4 PIV測量系統

采用PIV對整個實驗艙內全尺度流場進行測量。選取典型橫截面進行流場測量,如圖2所示,分別為CS3、CS3.5、CS4、CS4.5、CS5。其中CS3、CS4、CS5截面位于送風口3和送風口3#、送風口4和送風口4#、送風口5和送風口5#的中心位置,測量結果具有送風口截面的普遍性;CS3.5截面位于送風口3和送風口4之間,測量結果具有無送風口、無回風口區域的普遍性;CS4.5截面位于回風口中心位置,測量結果具有回風口截面的普遍性。在本實驗中采用癸二酸二乙基己酯(DEHS)作為示蹤顆粒,粒徑約為1 μm。為了獲得高質量時間序列瞬態流場,需要保證艙內示蹤顆粒在一定時間內維持可測量濃度。因此,本研究采用大流量Laskin粒子發生器。為了不影響艙內流場,粒子在送風主管道中釋放。實驗測量過程中采用雙腔脈沖激光器,單個脈沖攜帶的激光能量為350 mJ。CCD相機結合Nikon鏡頭用來采集照片。采樣頻率為3 Hz,采樣數量為1 000張。

2 實驗結果分析

本部分主要分析和討論采用PIV測量的等溫和非等溫工況下的流場結構,主要包括速度分布、湍流強度分布、渦量分布和流場信息熵。其中等溫工況表示地面熱源未加熱;非等溫工況表示地面熱源加熱到44.4 ℃,該工況下的其他壁面溫度如表1所示。2種工況下的送風溫度均為23.6 ℃。對CS3、CS3.5、CS4、CS4.5、CS5共5個截面的流場進行分析。

2.1 等溫工況分析

圖5顯示了等溫工況下5個截面的速度場分布。圖中顏色代表速度大小,箭頭代表速度矢量方向。由圖5可以看出:送風口截面的流場速度最大可以達到1.3 m/s,速度最大區域在射流核心區;對于CS4.5截面,最大速度約為0.9 m/s,位于回風口位置;在CS3.5截面中,最大速度為0.4 m/s,出現在靠近壁面的回流區;送風口截面CS3、CS4、CS5的流場結構可以分為射流區、射流碰撞區和回流區,射流從送風口流出,2股對稱射流在實驗艙中間發生碰撞后流向兩側回風口,碰撞區速度約為0.5 m/s,通過射流碰撞,在射流和側壁面之間形成了2個大尺度渦旋,渦旋區域的速度都低于0.1 m/s,渦旋中心處形成速度停滯區;盡管送風速度基本相同,CS3、CS4、CS5截面的流場仍然有一定的區別,而且流場空間結構也呈現非對稱;CS3截面的流場向左側偏轉,并且在右側形成了一個明顯的渦旋中心;CS4截面流場向右側偏轉,在左側壁面和射流之間形成渦旋中心;CS5截面流場向左側偏轉,并且在右側形成了渦旋區域和速度停滯區,這3個截面流場沿著實驗艙長度方向交錯分布;CS3.5截面流場中位于艙室上部處存在一個大尺度渦旋,同時存在多個速度停滯區,CS3.5截面總體速度分布呈現出順時針旋轉分布,可能是受到CS3和CS3.5截面流場偏轉而形成的;CS4.5截面流場速度大部分在0.2 m/s左右,在回風口位置速度較大一些,CS4.5截面的流場主要受回風口的影響,整體趨勢從上向下流動。

圖5 等溫條件下5個截面的速度場分布

圖6顯示了等溫工況下5個截面的湍動能分布。湍動能K計算式見式(2)。

(2)

圖6 等溫條件下5個截面的湍動能分布

式中u′和v′分別為x和y方向的速度脈動值。

由圖6可以看出:送風口截面CS3、CS4、CS5的湍動能最大值可以達到0.1 m2/s2,最大值出現在射流碰撞區;CS4.5截面的湍動能最大值約為0.04 m2/s2,位于截面中間位置;C3.5截面湍動能最大值約為0.03 m2/s2,也出現在中間位置;3個截面的湍動能空間分布類似于速度場分布。3個截面中射流碰撞區湍動能最大,速度停滯區湍動能最小。詳細分析各截面湍動能分布,可以發現CS3截面左側湍動能比右側大,CS4截面右側湍動能比左側大,CS5截面左側湍動能比右側大。3個截面的湍動能空間分布并不對稱,這可能是射流碰撞形成的非穩定流場造成的。由于回風口對于流場的影響,CS5截面靠近側面和地面的湍動能比CS3和CS4截面大一些。CS4.5截面的湍動能分布比較均勻,在0.02 m2/s2左右。結合其流場分析CS4.5截面流場,類似于活塞流從上部流向下部,流場穩定,速度脈動小。CS3.5截面湍動能比較小,在0.01 m2/s2左右,這是截面中存在大尺度渦旋和多個速度停滯區造成的。根據以上分析發現,速度脈動較大區域主要位于射流碰撞區,這可能會產生人體吹風感。在沒有送風口和回風口的截面,速度脈動很小。

圖7顯示了等溫工況下5個截面的渦量分布,其中顏色代表渦量大小,箭頭代表速度矢量方向,其中正負值代表不同旋轉方向。渦量計算式為

(3)

圖7 等溫工況下5個截面的渦量分布

式中w為渦量;v和u分別為y和x方向的速度分量。

送風口截面CS3、CS4、CS5的最大渦量值可以達到60 s-1,出現在射流核心區;CS4.5截面的最大渦量值為30 s-1,出現在回風口位置;CS3.5截面的最大渦量值出現在壁面附近,約為7 s-1。

CS3、CS4、CS5截面的旋轉渦量主要分布在射流兩側,這是由于射流卷吸周圍空氣造成的。結合各個截面的流場分析,正的渦量順時針旋轉,負的逆時針旋轉。在CS3、CS4、CS5每個截面中射流和側面之間存在2個大尺度渦旋,而且兩者旋轉方向相反。對撞射流上部區域,不存在大尺度渦旋。3個截面渦量場的空間分布各自不對稱,這也是射流碰撞引起流場不穩定造成的。射流碰撞區域的渦量場比較小。送風口右側的渦量小于0,左側渦量大于0,這與流場中大尺度渦旋的旋轉方向一致。在CS4.5截面中,靠近回風口位置大約50 mm×50 mm的區域,渦量較大。送風口對于渦量影響比回風口更大。CS4.5截面中上部渦量接近于0,而且流場中不存在明顯的渦旋。CS3.5截面整體渦量都大于0,流場中存在一個順時針旋轉的大尺度渦旋;同時,近壁面存在2個渦旋,由小尺度渦旋造成;CS3.5截面的渦量也受到CS3和CS4截面的影響。

2.2 非等溫工況分析

地面熱源溫度為44.4 ℃,送風溫度為23.6 ℃。本節主要分析熱羽流對流場結構的影響。

圖8顯示了非等溫工況下5個截面的流場分布?？梢钥闯?CS3、CS4、CS5截面的最大速度約為1.3 m/s,出現在核心區;在回風口截面也就是CS4.5截面,靠近回風口位置速度最大,約為0.9 m/s;在CS3.5截面最大速度為0.42 m/s,位于側壁面附近;CS3、CS4、CS5截面的流場都發生了偏轉,CS3和CS5截面流場偏向左側,而CS4截面流場偏向右側;每個截面的流場中都存在2個大尺度渦旋,分布在射流和側壁面之間。對比等溫工況與非等溫工況下的流場可以發現,非等溫工況下近地面的速度比等溫工況下大,而且非等溫工況下的空間尺度比等溫工況下的空間尺度小。非等溫工況下的大尺度渦旋減小,意味著熱羽流對大尺度渦旋有抑制作用。非等溫工況下CS3.5截面在熱羽流的作用下,右側的渦旋消失,同樣也說明了熱羽流對于大尺度渦旋的抑制作用。CS4.5截面位于回風口中心處,近地面速度在非等溫工況下比等溫工況下大,因為熱羽流增大了近地面的速度,抑制了大尺度渦旋。

圖8 非等溫工況下5個截面的流場分布

圖9顯示了非等溫工況下5個截面的湍動能分布?？梢钥闯?CS3、CS4、CS5截面中最大湍動能約為0.1 m2/s2,出現在射流碰撞區,說明射流碰撞導致流場不穩定性,使得速度波動增大;CS4.5截面湍動能最大值約為0.04 m2/s2,出現在地面附近,說明該截面的速度脈動基本不受排風影響,而且整個流場比較穩定;CS3.5截面湍動能最大值約為0.13 m2/s2,出現在地面附近,CS3.5截面存在一個大尺度渦旋,其中心為速度停滯區,因此中心位置湍動能很小;CS3、CS4、CS5截面的湍動能空間分布不對稱,而且非等溫工況下3個截面的湍動能比等溫工況下大0.05 m2/s2;非等溫工況下射流碰撞區的湍動能比等溫工況下大;CS4.5截面非等溫工況下近壁面的湍動能比等溫工況下大,這也是熱羽流造成的;相似地,因為熱羽流的作用,CS3.5截面右下角湍動能較大。綜上,熱羽流增大了速度的脈動。

圖9 非等溫工況下5個截面的湍動能分布

圖10顯示了非等溫工況下5個截面的渦量分布?？梢钥闯?CS4、CS5截面的最大渦量約為60 s-1,而CS3截面最大渦量約為40 s-1,最大渦量都出現在射流核心區,3個截面的渦量場空間分布不對稱;CS3.5截面的最大渦量約為8 s-1,出現在近壁面附近;CS4.5截面的最大渦量約為30 s-1,出現在回風口位置。對比等溫工況與非等溫工況下的渦量場,發現兩者區別很小。非等溫工況下射流區的渦量相對較小,而且非等溫工況下CS3、CS4、CS5截面較小的渦量占比增大。對于CS3.5截面,非等溫工況下大尺度渦旋減少,近壁面處小尺度渦旋增加。熱羽流對CS4.5截面的作用很小,幾乎沒有影響其空間分布。綜上,熱羽流抑制大尺度渦旋,增加小尺度渦旋。

圖10 非等溫工況下5個截面的渦量分布

3 結論

本文利用PIV研究了在等溫和非等溫工況下,多條縫通風空間中流場的速度和渦量,得到以下結論:

1) 2種工況下,送風口截面流場速度、湍動能和渦量最大值均出現在射流核心區,最大值分別可以達到1.3 m/s、0.1 m2/s2和60 s-1,且送風口截面存在2個大尺度渦旋,渦旋區域速度低于0.1 m/s,渦旋中心處形成速度停滯區。流場速度、湍動能和渦量的空間分布均呈現非對稱,這是由于具有對撞射流的通風空間形成了射流碰撞區,導致流場結構不穩定;對于CS4.5截面,流場速度、湍動能和渦量最大值分別可以達到0.9 m/s、0.04 m2/s2和30 s-1,速度和渦量最大值出現在回風口位置,湍動能最大值分別出現在截面中間和地面附近。

2) 2種工況下,在沒有送風口和回風口的區域,流場中形成了一個大規模的渦旋。等溫工況下,速度和渦量的最大值分別為0.40 m/s和7 s-1;非等溫工況下,速度和渦量的最大值分別為0.42 m/s和8 s-1。均出現在近壁面附近,但等溫工況下的速度與渦量值相較非等溫工況下小。

3) 對比分析等溫工況和非等溫工況下的流場,發現非等溫工況下近地面的速度、湍動能和渦量均比等溫工況下大。非等溫工況下送風口截面中較小的渦量占比增大,CS3.5截面中大尺度渦旋減少,近壁面處小尺度渦旋增加。故熱羽流抑制了大尺度流場結構,增加了小尺度流場結構。