对撞射流下通风空间的流场结构实验研究*

王传岭 王聪聪 陈红兵 牛沙沙

(1.北京建筑大学,北京;2.北京构力科技有限公司,北京)

0 引言

大部分人一生中待在例如住宅、办公室和交通工具等封闭空间中的时间占到90%[1]。Tang等人的研究已经证明了新冠病毒能够通过气溶胶在室内传播[2]。因此,室内通风和流场结构变得至关重要[3]。流场结构直接影响新冠病毒的传播,同时也影响室内空气质量、人员热舒适和建筑能耗[4-5],因此研究室内流场的时间尺度结构和空间尺度结构非常重要。室内流场结构主要受到空间几何尺寸和气流组织的影响,其中密闭空间几何结构中送风口和回风口的位置直接影响了小尺度流场结构。目前,混合通风是人居封闭空间中最主要的通风方式[6]。许多学者研究了基于单个送风口和单个回风口的混合通风的流场结构[7]。Nielsen等人研究了条缝通风室内的流场特征,其中送风口和回风口相对布置于两面墙上,在这种典型的混合通风下,空气从天花板和侧墙条缝处送入,然后从地板和侧墙条缝处排出,研究发现,流场结构由稳定的大尺度涡结构所主导[8]。基于Nielsen等人研究的几何模型,大量学者采用实验和数值模拟的方法研究了流场结构、室内热环境和建筑能耗等。

为了研究送风口和回风口位置对于流场结构的影响,Moureh等人搭建了一个条缝通风小室,其送风口和回风口位于同一面墙上,研究发现:送风口和回风口的位置限制了送风射流的发展,在室内形成了一个大尺度涡结构和速度停滞区;侧送风会加强射流贴附效应,同时减弱射流分离[9-10]。Van Hooff等人采用激光粒子测速技术(PIV)研究了缩比方舱内的流场结构,方舱的送风和回风形式类似于Nielsen模型,与Nielsen模型不同的是,Van Hooff等人采用的方舱送风口距离天花板较远,在此缩比模型中,研究了不同雷诺数下的流场结构,发现流场结构受到射流驱动,随着雷诺数增大,大尺度涡结构发展更充分[11-12]。Hoff等人采用数值模拟的方法研究了密闭空间混合对流流场结构,该空间采用侧送风,回风口位于反向墙中间,研究结果表明,整体流场中存在一个横向再循环区域,同时,横向气流导致了从送风口到回风口的不稳定的流场结构;他们也研究了热羽流对于流场结构的影响,发现等温工况与非等温工况下的流场结构差距很大[13]。Hjertager等人采用数值模拟的方法研究了矩形封闭空间中射流形成的流场,在此矩形封闭空间中有2种气流组织形式:一种类似于Nielsen模型,另一种送风口和回风口相对分布于两面侧墙和天花板条缝处,研究发现速度脉动在射流区较大,在回流区较小[14]。Adre等人研究了混合通风下条缝通风空间的流场结构,送风口和回风口采用3种位置形式,分别为送风口和回风口相对布置、同侧布置及两侧对撞送风和单侧回风[15]。Yu等人研究了缩比房间和实际房间的流场结构的相似性,在缩比模型中送风口位于天花板下方,回风口位于同侧墙面上,研究表明人员区域的流场结构和速度分布在不同缩比模型中差距很大[16]。Zhang等人采用数值模拟的方法研究了全尺寸矩形房间中的流场,送风口位于天花板下方,回风口位于地面和侧墙条缝,研究发现,送风口与整个房间的尺寸比例对于流场结构变化有很大影响[17]。Karimipanah研究了全尺寸房间中的流场特征,房间采用侧送侧回形式,研究结果表明,流场结构和射流发展随着房间进深的不同而不同[18]。Awbi采用数值模拟方法研究了射流贴附对于工作区流场和温度场的影响,采用顶送侧回,研究发现不同地板温度下的阿基米德数对于工作区的平均速度影响不同[19]。Gan等人采用数值模拟方法研究了机械通风办公室内的热环境及空气品质,包括PMV、PPD和二氧化碳浓度分布,采用一个全尺寸房间,送风口位于地板,回风口位于天花板附近,类似于置换通风[20]。

上文所提到的封闭空间中的气流组织都是基于混合通风。Davidson采用实验和模拟的方法研究了置换通风下缩比模型房间中的流场结构,送风口靠近地板,回风口靠近天花板,研究结果表明,置换通风和混合通风的流场结构差别很大,而且置换通风的流场结构更容易受到热羽流的影响,置换空气进入室内,形成了2个主要的区域,一个是位于房间下部的通风效率较好的区域,另一个是位于房间上部由热空气形成的大尺度涡旋区域[21]。Macias-Melo等人研究了采用置换通风的缩比模型房间中的热环境和速度分布,同时分析了4种回风口对于热环境的影响,封闭房间采用地板送风,4种回风口分别位于相对墙面的上部、天花板左侧、天花板中部和天花板右侧,研究结果表明,当侧面墙壁上存在热源时,第4种气流组织形式排热效率最高[22]。Cao等人研究了封闭小室内置换送风下的污染物排除效率,对比了涡旋送风和底部送风排除污染物的效率[23]。

已有大量文献研究了房间内采用单个送风口和回风口的混合通风与置换通风下的室内流场结构。然而,只有少量文献研究了采用多条缝对撞送风的室内流场结构。典型的多条缝对撞送风的气流组织形式多应用于移动封闭空间,例如地铁、高铁、飞机和空间站[24-29]。气流从对称的送风口射出,形成对置撞击射流,射流发生碰撞后,形成2个对称气流涡旋,气流从两侧回风口流出。虽然对置撞击射流形成的混合通风具有排热效率高等优点,但其流场结构不稳定,这种不稳定性主要表现为流场结构的偏斜和振荡。室内通风流场结构(速度、湍流脉动、大尺度和小尺度涡结构)研究主要采用实验和数值模拟的方法[30]。实验方法可以获得时间尺度和空间尺度的流场分布和湍流信息,同时数值模拟方法也需要实验提供边界条件和数据验证。为了减少成本和便于实验测量,研究流场结构多采用缩比模型。根据几何和物理相似原理,缩比模型能够表征实际模型中的真实流场。

本文采用PIV研究了多条缝通风房间中的等温工况和非等温工况下的流场结构。

1 实验研究

1.1 实验平台

本研究的实验平台主要分为4个部分:通风舱室、通风系统、温度控制系统和激光粒子测速系统。缩比模型的实验平台如图1所示。为了便于PIV测量舱内流场,通风舱采用亚克力玻璃搭建,尺寸为400 mm×400 mm×1 440 mm。电阻丝均匀铺设于地板上作为加热源。整个实验台置于恒温室内。

图1 通风缩比实验模型

1.2 通风系统

该实验平台的通风系统主要包括风机、送风管道、送风口和回风口。送风总管道的直径为100 mm,每个送风支管的直径为75 mm。送风管和送风口之间采用帆布软连接。风机将恒温室中空气引入实验舱内,然后从回风口排入恒温室。为了保证送风速度的均匀性,两侧各有6个送风口相对布置,每个风口的尺寸为100 mm×20 mm。从12个尺寸相同的风口送风,射流发生碰撞,形成混合通风。4个回风口对称分布于地板两侧,每个回风口的尺寸为168 mm×20 mm。送风口及回风口在通风舱室内的分布位置如图2所示。为了保证每个送风口射流速度相同,需要保证每个送风支管的送风量相同。舱室每侧各有6个送风支管,每个支管在送风口之前都安装有蝶阀用以控制送风量。为了保证送风口出风的均匀性,在送风口软连接处安装高效过滤滤料,用以增加阻力,使得送风尽量均匀。送风口位于实验舱天花板和侧壁面处的条缝位置,送风方向和天花板呈45°夹角。图3为通风舱室内射流方向示意图。在支管上开孔,采用皮托管对每个送风支管的静压进行测量并调整送风量,测量孔与上部的蝶阀和下部的弯头的距离都超过3倍的管径。调整后最终的静压结果如图4所示,12个送风支管的静压都在315 Pa左右,2个对称的送风支管的静压误差在2 Pa以内,可以认为每个送风支管风量相等。本实验所使用的通风舱室为一实际场景的缩比模型,送风速度为该场景的实际参数,根据式(1)计算得Re为1 537.8,由相似准则可得该缩比模型流场与实际流场的Re相同。

注:CS3、CS3.5、CS4、CS4.5、CS5为测量横截面。

图3 通风舱室内射流方向示意

图4 送风口静压分布

(1)

式中ρ为流体密度;d为特征长度;U为特征流体速度;μ为流体动力黏度。

1.3 温度控制系统

实验舱温度控制系统分为两部分:恒温室周围空气温度控制系统和实验舱底部热源控制系统。同时在实验舱和恒温室地面之间铺设一层保温材料,防止热量通过地面快速散失。由于受到恒温室内不同位置的灯光、人员和设备影响,实验舱各个壁面温度各不相同。在本研究中,电阻丝作为加热源平铺于实验舱底部,通过变压器控制温度,大约为44.4 ℃。采用精度为±1.5 ℃的红外摄像仪测量,非等温工况下各个壁面温度如表1所示。等温工况下实验舱各壁面温度与恒温室内温度相同。恒温室空气温度采用独立的空调系统单独控制,实验期间恒温室平均空气温度控制在23.6 ℃。

表1 非等温工况下各个壁面温度 ℃

1.4 PIV测量系统

采用PIV对整个实验舱内全尺度流场进行测量。选取典型横截面进行流场测量,如图2所示,分别为CS3、CS3.5、CS4、CS4.5、CS5。其中CS3、CS4、CS5截面位于送风口3和送风口3#、送风口4和送风口4#、送风口5和送风口5#的中心位置,测量结果具有送风口截面的普遍性;CS3.5截面位于送风口3和送风口4之间,测量结果具有无送风口、无回风口区域的普遍性;CS4.5截面位于回风口中心位置,测量结果具有回风口截面的普遍性。在本实验中采用癸二酸二乙基己酯(DEHS)作为示踪颗粒,粒径约为1 μm。为了获得高质量时间序列瞬态流场,需要保证舱内示踪颗粒在一定时间内维持可测量浓度。因此,本研究采用大流量Laskin粒子发生器。为了不影响舱内流场,粒子在送风主管道中释放。实验测量过程中采用双腔脉冲激光器,单个脉冲携带的激光能量为350 mJ。CCD相机结合Nikon镜头用来采集照片。采样频率为3 Hz,采样数量为1 000张。

2 实验结果分析

本部分主要分析和讨论采用PIV测量的等温和非等温工况下的流场结构,主要包括速度分布、湍流强度分布、涡量分布和流场信息熵。其中等温工况表示地面热源未加热;非等温工况表示地面热源加热到44.4 ℃,该工况下的其他壁面温度如表1所示。2种工况下的送风温度均为23.6 ℃。对CS3、CS3.5、CS4、CS4.5、CS5共5个截面的流场进行分析。

2.1 等温工况分析

图5显示了等温工况下5个截面的速度场分布。图中颜色代表速度大小,箭头代表速度矢量方向。由图5可以看出:送风口截面的流场速度最大可以达到1.3 m/s,速度最大区域在射流核心区;对于CS4.5截面,最大速度约为0.9 m/s,位于回风口位置;在CS3.5截面中,最大速度为0.4 m/s,出现在靠近壁面的回流区;送风口截面CS3、CS4、CS5的流场结构可以分为射流区、射流碰撞区和回流区,射流从送风口流出,2股对称射流在实验舱中间发生碰撞后流向两侧回风口,碰撞区速度约为0.5 m/s,通过射流碰撞,在射流和侧壁面之间形成了2个大尺度涡旋,涡旋区域的速度都低于0.1 m/s,涡旋中心处形成速度停滞区;尽管送风速度基本相同,CS3、CS4、CS5截面的流场仍然有一定的区别,而且流场空间结构也呈现非对称;CS3截面的流场向左侧偏转,并且在右侧形成了一个明显的涡旋中心;CS4截面流场向右侧偏转,在左侧壁面和射流之间形成涡旋中心;CS5截面流场向左侧偏转,并且在右侧形成了涡旋区域和速度停滞区,这3个截面流场沿着实验舱长度方向交错分布;CS3.5截面流场中位于舱室上部处存在一个大尺度涡旋,同时存在多个速度停滞区,CS3.5截面总体速度分布呈现出顺时针旋转分布,可能是受到CS3和CS3.5截面流场偏转而形成的;CS4.5截面流场速度大部分在0.2 m/s左右,在回风口位置速度较大一些,CS4.5截面的流场主要受回风口的影响,整体趋势从上向下流动。

图5 等温条件下5个截面的速度场分布

图6显示了等温工况下5个截面的湍动能分布。湍动能K计算式见式(2)。

(2)

图6 等温条件下5个截面的湍动能分布

式中u′和v′分别为x和y方向的速度脉动值。

由图6可以看出:送风口截面CS3、CS4、CS5的湍动能最大值可以达到0.1 m2/s2,最大值出现在射流碰撞区;CS4.5截面的湍动能最大值约为0.04 m2/s2,位于截面中间位置;C3.5截面湍动能最大值约为0.03 m2/s2,也出现在中间位置;3个截面的湍动能空间分布类似于速度场分布。3个截面中射流碰撞区湍动能最大,速度停滞区湍动能最小。详细分析各截面湍动能分布,可以发现CS3截面左侧湍动能比右侧大,CS4截面右侧湍动能比左侧大,CS5截面左侧湍动能比右侧大。3个截面的湍动能空间分布并不对称,这可能是射流碰撞形成的非稳定流场造成的。由于回风口对于流场的影响,CS5截面靠近侧面和地面的湍动能比CS3和CS4截面大一些。CS4.5截面的湍动能分布比较均匀,在0.02 m2/s2左右。结合其流场分析CS4.5截面流场,类似于活塞流从上部流向下部,流场稳定,速度脉动小。CS3.5截面湍动能比较小,在0.01 m2/s2左右,这是截面中存在大尺度涡旋和多个速度停滞区造成的。根据以上分析发现,速度脉动较大区域主要位于射流碰撞区,这可能会产生人体吹风感。在没有送风口和回风口的截面,速度脉动很小。

图7显示了等温工况下5个截面的涡量分布,其中颜色代表涡量大小,箭头代表速度矢量方向,其中正负值代表不同旋转方向。涡量计算式为

(3)

图7 等温工况下5个截面的涡量分布

式中w为涡量;v和u分别为y和x方向的速度分量。

送风口截面CS3、CS4、CS5的最大涡量值可以达到60 s-1,出现在射流核心区;CS4.5截面的最大涡量值为30 s-1,出现在回风口位置;CS3.5截面的最大涡量值出现在壁面附近,约为7 s-1。

CS3、CS4、CS5截面的旋转涡量主要分布在射流两侧,这是由于射流卷吸周围空气造成的。结合各个截面的流场分析,正的涡量顺时针旋转,负的逆时针旋转。在CS3、CS4、CS5每个截面中射流和侧面之间存在2个大尺度涡旋,而且两者旋转方向相反。对撞射流上部区域,不存在大尺度涡旋。3个截面涡量场的空间分布各自不对称,这也是射流碰撞引起流场不稳定造成的。射流碰撞区域的涡量场比较小。送风口右侧的涡量小于0,左侧涡量大于0,这与流场中大尺度涡旋的旋转方向一致。在CS4.5截面中,靠近回风口位置大约50 mm×50 mm的区域,涡量较大。送风口对于涡量影响比回风口更大。CS4.5截面中上部涡量接近于0,而且流场中不存在明显的涡旋。CS3.5截面整体涡量都大于0,流场中存在一个顺时针旋转的大尺度涡旋;同时,近壁面存在2个涡旋,由小尺度涡旋造成;CS3.5截面的涡量也受到CS3和CS4截面的影响。

2.2 非等温工况分析

地面热源温度为44.4 ℃,送风温度为23.6 ℃。本节主要分析热羽流对流场结构的影响。

图8显示了非等温工况下5个截面的流场分布。可以看出:CS3、CS4、CS5截面的最大速度约为1.3 m/s,出现在核心区;在回风口截面也就是CS4.5截面,靠近回风口位置速度最大,约为0.9 m/s;在CS3.5截面最大速度为0.42 m/s,位于侧壁面附近;CS3、CS4、CS5截面的流场都发生了偏转,CS3和CS5截面流场偏向左侧,而CS4截面流场偏向右侧;每个截面的流场中都存在2个大尺度涡旋,分布在射流和侧壁面之间。对比等温工况与非等温工况下的流场可以发现,非等温工况下近地面的速度比等温工况下大,而且非等温工况下的空间尺度比等温工况下的空间尺度小。非等温工况下的大尺度涡旋减小,意味着热羽流对大尺度涡旋有抑制作用。非等温工况下CS3.5截面在热羽流的作用下,右侧的涡旋消失,同样也说明了热羽流对于大尺度涡旋的抑制作用。CS4.5截面位于回风口中心处,近地面速度在非等温工况下比等温工况下大,因为热羽流增大了近地面的速度,抑制了大尺度涡旋。

图8 非等温工况下5个截面的流场分布

图9显示了非等温工况下5个截面的湍动能分布。可以看出:CS3、CS4、CS5截面中最大湍动能约为0.1 m2/s2,出现在射流碰撞区,说明射流碰撞导致流场不稳定性,使得速度波动增大;CS4.5截面湍动能最大值约为0.04 m2/s2,出现在地面附近,说明该截面的速度脉动基本不受排风影响,而且整个流场比较稳定;CS3.5截面湍动能最大值约为0.13 m2/s2,出现在地面附近,CS3.5截面存在一个大尺度涡旋,其中心为速度停滞区,因此中心位置湍动能很小;CS3、CS4、CS5截面的湍动能空间分布不对称,而且非等温工况下3个截面的湍动能比等温工况下大0.05 m2/s2;非等温工况下射流碰撞区的湍动能比等温工况下大;CS4.5截面非等温工况下近壁面的湍动能比等温工况下大,这也是热羽流造成的;相似地,因为热羽流的作用,CS3.5截面右下角湍动能较大。综上,热羽流增大了速度的脉动。

图9 非等温工况下5个截面的湍动能分布

图10显示了非等温工况下5个截面的涡量分布。可以看出:CS4、CS5截面的最大涡量约为60 s-1,而CS3截面最大涡量约为40 s-1,最大涡量都出现在射流核心区,3个截面的涡量场空间分布不对称;CS3.5截面的最大涡量约为8 s-1,出现在近壁面附近;CS4.5截面的最大涡量约为30 s-1,出现在回风口位置。对比等温工况与非等温工况下的涡量场,发现两者区别很小。非等温工况下射流区的涡量相对较小,而且非等温工况下CS3、CS4、CS5截面较小的涡量占比增大。对于CS3.5截面,非等温工况下大尺度涡旋减少,近壁面处小尺度涡旋增加。热羽流对CS4.5截面的作用很小,几乎没有影响其空间分布。综上,热羽流抑制大尺度涡旋,增加小尺度涡旋。

图10 非等温工况下5个截面的涡量分布

3 结论

本文利用PIV研究了在等温和非等温工况下,多条缝通风空间中流场的速度和涡量,得到以下结论:

1) 2种工况下,送风口截面流场速度、湍动能和涡量最大值均出现在射流核心区,最大值分别可以达到1.3 m/s、0.1 m2/s2和60 s-1,且送风口截面存在2个大尺度涡旋,涡旋区域速度低于0.1 m/s,涡旋中心处形成速度停滞区。流场速度、湍动能和涡量的空间分布均呈现非对称,这是由于具有对撞射流的通风空间形成了射流碰撞区,导致流场结构不稳定;对于CS4.5截面,流场速度、湍动能和涡量最大值分别可以达到0.9 m/s、0.04 m2/s2和30 s-1,速度和涡量最大值出现在回风口位置,湍动能最大值分别出现在截面中间和地面附近。

2) 2种工况下,在没有送风口和回风口的区域,流场中形成了一个大规模的涡旋。等温工况下,速度和涡量的最大值分别为0.40 m/s和7 s-1;非等温工况下,速度和涡量的最大值分别为0.42 m/s和8 s-1。均出现在近壁面附近,但等温工况下的速度与涡量值相较非等温工况下小。

3) 对比分析等温工况和非等温工况下的流场,发现非等温工况下近地面的速度、湍动能和涡量均比等温工况下大。非等温工况下送风口截面中较小的涡量占比增大,CS3.5截面中大尺度涡旋减少,近壁面处小尺度涡旋增加。故热羽流抑制了大尺度流场结构,增加了小尺度流场结构。