建筑热羽流影响下空气污染物跨楼层扩散特性*

王佳齐 杨 锋 赵青霞 黄远东 崔鹏义

(上海理工大学,上海)

0 引言

在人口密集的高层居住建筑中,气溶胶污染物在不同楼层间的扩散传播不能被完全抑制。例如,2013年“非典”时期,香港某高层居民楼出现了疫情的跨楼层传播,研究发现,气溶胶污染物是通过洗手间与下水道相连的地漏进行跨楼层传播的[1]。因此,充分了解室内空气污染物,尤其是气溶胶污染物跨楼层扩散特性,可以为改善建筑自然通风、防止气溶胶污染物跨楼层扩散传播提供科学指导。

风洞实验与数值模拟是研究污染物扩散传播的有效工具。Liu等人对高层居住建筑模型进行了实验,结果表明,风主导的平面间扩散可以沿水平和竖直方向发生[2]。Ai等人模拟得到的典型多层建筑中气体污染物的单元间扩散机制[3]与文献[4]中室内外气流耦合条件下建筑环境周围污染物扩散机制基本一致。因此,可以推导出污染物在不同立面和风向下可能的扩散路径。对比由Liu等人[5]和Niu等人[1]获得的室内外温差较大的板状建筑中下部和相邻上部房间示踪气体的质量分数,发现上层房间的质量分数水平一般比下层房间约低2个数量级。根据Wang等人的研究,随着温差的增大,相应的污染物质量分数也会增大,但是上层的质量分数并没有随着温差的增大呈线性变化,当温差超过某一阈值时,上层的质量分数会停止增大[6]。因此,自然通风同时具有积极的稀释作用和消极的传播作用[7-8]。

在实际情况下,水平风和竖向建筑热羽流同时作用,对自然通风过程的影响是非常复杂的。由Niu等人[1]和Gao等人[9]的实验可以发现：无论何种物理效应驱动通风,同一栋建筑内的楼层间交叉污染确实存在;其次,当风速极低或极高时,2种结果中的再入比(从房间排出的空气重新进入相邻/上层房间的比例)数量级相同,表明实验和数值研究都能定量描述浮力主导或风主导情况下扩散的趋势。Caciolo等人发现,风速增大会导致气流沿建筑立面向上流动,当风速增大到一定程度后这种向上流动受到抑制[10]。而Zhang等人的现场测量[11]并没有发现这种增强现象。产生这种差异的原因可能是真实条件的建模简化,如在模拟中只考虑了垂直于窗户的风,而实际沿立面的气流是混乱的,流动方向变化很大。

以往研究在热羽流主导的平面间传输方面取得了一些积极的成果,但大部分研究结果都局限于2个竖直相邻平面之间的向上传输,而来自较低楼层的污染物可能会重新进入较高楼层的其他房间[12]。此外,现有的CFD模拟中,流场一般是由恒温的稳态模型得到的,而气温实际上是不稳定的[13-14]。因此,需要更复杂的实验条件来模拟自然条件,比如改变热源的强度,以提供更准确的预测依据。鉴于此,本文结合风洞实验与数值模拟,对不同强度建筑热羽流与水平来风耦合作用下污染物跨楼层扩散传播特性展开研究。

1 实验方法

1.1 物理模型及风洞实验

风洞实验在上海理工大学环境风洞实验室开展,如图1a所示,该风洞实验段尺寸为35.0 m×3.5 m×1.8 m(长×宽×高),具有90 kW可控硅供电且无级调速的风机,可控风速范围为0.5～20.0 m/s。实验模型如图1b所示,模型缩尺比为1∶30,建筑模型为16.7 cm×13.3 cm×60.0 cm(长×宽×高)的6层建筑,本研究只考虑单侧自然通风。聚酰亚胺加热膜(最高可达300 ℃)安置于建筑迎风侧外墙,可模拟太阳辐射引起的壁面升温作用。污染源设置如图1b所示,利用SF6定量释放系统以恒定速率(10-5kg/(m3·s))释放SF6示踪气体。实验中,先采集监测点处气体样本,再用DB-600T SF6定量检测仪(精度±1×10-6)测量浓度。

图1 风洞外部结构及实验模型

在风洞实验中采用缩尺模型,需满足以下相似准则[15]：1) 几何相似;2) 建筑高度雷诺数ReH>11 000;3) 来流边界条件相似;4) 热力条件相似。前3个条件容易满足,为了满足第4个条件,需要模型与原型的理查德森数(Ri)相等,Ri的表达式如下：

(1)

式中Gr为格拉晓夫数;g为自由落体加速度,m/s2;av为体积膨胀系数,K-1;Tw为壁面温度,K;Tr为实验室的环境温度,K,Tr=283 K;H为建筑高度,m,H=0.6 m;UH为H处参考速度,m/s。

本研究考虑6种Ri的工况,参数见表1。

表1 原型尺度和模型尺度下6种工况及参数

1.2 数值方法

1.2.1控制方程

考虑辐射墙体的热效应,描述室内气流、传热和污染物扩散的控制方程如下。

1) 不可压缩连续性方程：

(2)

式中uj为xj方向的速度,m/s;xj为笛卡儿坐标轴方向。

2) 动量方程：

(3)

式中ρ为密度,kg/m3;ui为xi方向的速度,m/s;p为压力,Pa;μ和μt分别为黏度和湍流黏度,Pa·s;gi为自由落体加速度在xi方向上的分量,m/s2。

3) 能量方程：

(4)

式中T为温度,K;Pr为普朗特数;Prt为湍流普朗特数,Prt=0.85;ST为热源项,W/(m3·s)。

4) 组分输运方程：

(5)

式中ci为示踪污染物SF6的质量浓度,kg/m3;Di,m为SF6的分子扩散系数,m2/s;Sct为湍流施密特数,Sct=0.7[16];Sc为污染源项,kg/(m3·s)。

采用Yakhot等人提出的RNGK-ε湍流模型来封闭控制方程[17]。

1.2.2计算设置

Franke等人认为建筑模型的阻塞率应在3%以下[18],本研究的计算区域模型阻塞率约为1.8%。根据文献[19],数值模型的计算区域与边界条件如图2所示。

图2 计算区域与边界条件

数值风洞模型的网格划分采用GAMBIT 2.4.6软件,由于计算区域比较规则,故采用结构化六面体网格;同时采用非均分网格类型,即越靠近建筑壁面,网格越密,以减小计算量。网格划分如图3所示。

注：O为建筑室内中心点,A距离O 16.7 cm,A处竖直方向上7个测点c1～c7的高度分别为2、6、10、14、18、22、26 cm。图3 网格划分及监测点设置

根据文献[20-21],基于图3b位置O处的速度分布,比较3种不同网格密度(网格数6.8×105、1.4×107、5.9×107)模型,网格独立性验证结果如图4所示。可以看出,网格数1.4×107与6.8×105的偏差较大,与5.9×107的偏差较小,并且随着网格数的增加,计算结果变化不明显,故选择网格数为1.4×107。

图4 网格独立性验证

如图2所示,计算区域入口采用速度边界,顶面及两侧面采用对称边界条件,出口采用充分发展的自由出口边界条件,地面及建筑表面采用壁面边界条件,计算中采用标准壁面函数;污染源以恒定速率从1层室内释放,建筑迎风壁面采用恒定壁面温度。

1.3 模型验证

图5显示了3类K-ε湍流模型数值计算得到的污染物量纲一浓度与风洞实验结果的比较。量纲一浓度C的计算式为

(6)

式中cr为实验测得的污染物体积分数;ce为污染物的排放浓度(体积分数),为0.35;Q为污染物排放速率,为5.8×10-5m3/s。

图5 数值计算与风洞实验所得的污染物量纲一浓度的比较(Ri=0,A处)

对比可知,RNGK-ε模型的模拟结果更为接近风洞实验结果,拟合程度优于其他2种模型。因此,可以使用RNGK-ε模型来模拟风洞内建筑周围空气流动与污染物扩散。

2 结果及讨论

2.1 不同Ri下流速分布

图6为不同Ri下竖直中心面量纲一速度W(风速与参考高度H处风速的比值)云图及流线图。由图6可知,随着Ri增大,即来流惯性力相对减小,迎风面建筑壁面竖直向上热浮升力作用增大,对建筑室内外流场的影响可分为2个阶段：

图6 不同Ri下竖直中心面量纲一速度W云图及流线图

1) 当Ri≤5.64时,热浮升力可以忽略。当Ri=0时,在建筑物的上部出现W最大值(>0.8),室内流速较小;在迎风侧约2/3高度处形成一个滞流区,其上方气流流向建筑物顶部,其下方气流向下流动且此区域W<0;根据流线图,建筑2/3高度以下的房间产生逆时针涡流结构,以上的房间产生顺时针涡流结构,W在-0.1～0.1之间。迎风建筑背风面上部形成顺时针旋涡,且此时在建筑背风侧大部分区域W<0。随着Ri增大,建筑2/3高度以下房间内逆时针涡流结构逐渐减弱,W=0.1 的区域逐渐减小,W<0的区域逐渐扩大;建筑背风侧的浮升力逐渐增强,下方旋涡逐渐减小,W<0的区域逐渐减小直到消失,表明从建筑两侧面进来的气流增多,热浮升力使得整个建筑尾流向上抬升。

2) 当Ri>5.64时,随着Ri继续增大,热浮升力作用逐渐占优势,流场发生显著变化。根据流线图,建筑迎风面热流有沿壁面向上运动的趋势并逐渐增强,且房间均产生顺时针涡流结构。建筑背风侧为向上气流,其主要来自流经建筑两侧面的上风向来流,W逐渐增大,建筑背风侧上方出现W最大值(>0.8)。因此,Ri=5.64可作为一个临界值,小于该值,流经建筑屋顶的气流可以进入到建筑的背风区;而大于该值时,流经建筑屋顶的气流将很少进入建筑的背风区。

2.2 不同Ri下温度分布

量纲一温度θ定义为

(7)

图7为不同Ri下竖直中心面量纲一温度云图。

图7 不同Ri下竖直中心面量纲一温度云图(Tr=283 K)

由图7可知：当Ri≤5.64时,水平来流惯性力占主导,建筑2/3高度处向下流动的气流将壁面产生的热量带入到底部楼层,因此随着高度增加,室内平均温度逐渐降低,且此时近地面汇集的大部分热量被两侧面流动带入到建筑背风面底部涡流区,故近地面室内及背风面涡流区温度相对较高;当Ri>5.64时,此时建筑迎风面临近风速为0.4～0.8 m/s,流场和温度的分布发生显著变化,可以明显看到迎风面向上的热羽流,当Ri=28.13时,尤其明显。由于建筑外墙附近向上的热羽流作用相对较强,气流沿迎风面整体向上传递,经窗口进入上层建筑室内;且随着高度的增加,热羽流携带热量不断累积,导致高层建筑室内的平均温度明显更高。

2.3 不同Ri下污染物浓度分布

图8为不同Ri下竖直中心面及迎风壁面污染物量纲一浓度分布云图。从图8可以看出：当Ri≤5.64时,污染源从建筑底层室内释放污染物,首先占据底层室内,随后经通风从窗口流出的污染物主要在迎风面近地面聚集,并不会影响到2层及以上楼层;在建筑两侧绕流的作用下,污染物由建筑两侧汇集到建筑背风侧尾流区;并且建筑室内外污染物浓度分布基本不随Ri的增大而变化,但背风面污染物浓度随Ri的增大而增大;当Ri>5.64时,随着Ri的增大,底层和近地面污染物逐渐沿迎风面向高楼层及室内扩散传递,但建筑背风面污染物浓度减小。

结合图6中流线及图8中污染物浓度分布的特点,可将污染物在室内外的分布特点分为2个阶段：1) 当Ri≤5.64时,水平来流惯性力占绝对优势,建筑迎风面下部楼层明显的下行气流致使污染物在近地面聚集,不会对1层以上建筑室内产生影响;随着Ri的增大,水平方向来流惯性力相对减弱,建筑背风面尾流结构虽然不受迎风面热浮升力的影响,但强度及通风能力减弱,因而建筑背风区的污染物平均浓度逐渐增大。2) 当Ri>5.64时,建筑迎风面热浮升力作用不能忽略,并且随着Ri的增大逐渐占据优势,表现在建筑迎风面热浮升力抬升作用致使底部下行气流逐渐减弱,当Ri=28.13 时,迎风面底部下行气流消失,沿壁面向上的抬升气流作用明显。因而,当Ri>5.64时,随着Ri的增大,底部楼层污染物从室内扩散出后,在迎风面增强的抬升气流作用下向上扩散传递,进入到上部楼层室内;并且随着Ri的继续增大,污染物在迎风面竖直方向的影响范围逐渐扩大,说明污染物竖直向上扩散的能力逐渐增强。而建筑背风面的污染物浓度减小,建筑背风区污染物分布呈现由下向上的均匀分层,但平均浓度逐渐减小。

2.4 净逃逸速度

吹扫流量(purging flow rate, PFR)主要用于评估局部通风效率[22],描述整个空间内的有效气流速率。在污染源相同的条件下,吹扫流量定义为[23]

(8)

式中P为吹扫流量,m3/s;V为房间体积,m3;c为房间内平均污染物质量浓度,kg/m3。

Lim等人定义了净逃逸速度(net escape velocity,NEV)[23],以评价封闭空间某一点的污染物去除情况。Hang等人采用归一化NEV(NEV*)来评估城市地区的通风量[24]。在本研究中,NEV*描述了通过平均流量和湍流扩散稀释整个房间空气污染物的净容量,定义为

图8 不同Ri下竖直中心面及迎风壁面污染物量纲一浓度分布云图

(9)

式中N*为NEV*;S为房间底面积,m2。

图9显示了不同Ri下1层室内归一化净逃逸速度。从图9可以看出：当Ri≤5.64时,NEV*变化不大,甚至在Ri=5.64时有所下降,说明在此情形下Ri的变化对NEV*的影响比较小;当Ri>5.64时,随着Ri的增大,NEV*逐渐增大,反映壁面加热达到一定程度会促进1层室内污染物向室外扩散。NEV*的变化趋势与量纲一速度变化趋势基本一致,这是因为NEV*依赖于流场,污染物输送的主要驱动力为对流扩散,湍流扩散的作用相对于对流扩散较小。

图9 不同Ri下1层室内归一化净逃逸速度NEV*

3 结论

本文考虑水平来流和太阳辐射引起的近壁面热羽流的耦合作用,研究了不同Ri下迎风面的空气流动、温度分布及污染物跨楼层的扩散特性。得到以下结论：

1) 对于热流结构：当Ri≤5.64时,水平来流惯性力占主导,来流在建筑迎风面2/3高度处分离,沿迎风面向下的流动抑制热流向上扩散;建筑背风区形成涡旋,侧向羽流向建筑上部靠近,流动结构随Ri增大基本不变。当Ri>5.64时,随着Ri的增大,热浮力作用逐渐占优势,热气流沿建筑迎风面向上流动趋势逐渐明显,建筑背风区向上抬升的气流破坏了涡旋结构。

2) 对于污染物扩散：当Ri≤5.64时,单侧通风能力较弱,绝大多数污染物被限制在1层室内;流出的少量污染物在两侧气流的作用下进入建筑背风区,因而迎风面近地面污染物浓度较低;此时沿壁面竖直向上扩散动能可以忽略,不会对高楼层室内产生影响。当Ri>5.64时,沿迎风面竖直向上的热流运动明显增强,导致污染物向高处楼层扩散,将引起严重的污染物跨楼层传播风险。