尹海國，李安桂，劉志永，孫翼翔，陳 廳

(西安建筑科技大學(xué)環(huán)境與市政工程學(xué)院，陜西 西安 710055)

建筑室內(nèi)環(huán)境的營造主要采用通風(fēng)空調(diào)系統(tǒng)來實現(xiàn)，系統(tǒng)中合理的氣流組織形式既能為建筑空間創(chuàng)造舒適的室內(nèi)環(huán)境、提供較好的空氣品質(zhì)，又能降低空調(diào)系統(tǒng)能耗[1-2]．目前通風(fēng)空調(diào)系統(tǒng)采用的氣流組織形式主要有基于稀釋原理的混合通風(fēng)和以浮力控制為動力的置換通風(fēng)[3]．前者存在通風(fēng)效率較低、衛(wèi)生條件較差等問題[4-5]；后者能夠解決這些問題，但送風(fēng)直吹人體易造成吹風(fēng)感，且布置下送風(fēng)管需提升地面高度，占用工作區(qū)有效空間[6-7]．

經(jīng)過多年的持續(xù)性研究，課題組提出了一種基于豎直壁面的新型貼附置換通風(fēng)模式，能夠有效解決混合和置換通風(fēng)各自的弊端[8-10]．為了將其理念進(jìn)一步拓展應(yīng)用，結(jié)合建筑空間大中量大面廣的柱、廊、桿、條等柱體，充分考慮柱面曲率對貼附送風(fēng)模式影響下邊界層效應(yīng)的不同，以具有代表性的“方柱”為研究契機(jī)，課題組提出了一種基于方型柱面的新型貼附置換通風(fēng)模式．

1 方型柱面貼附通風(fēng)模式

方型柱面貼附置換通風(fēng)模式屬于貼附射流的一種，圖1為該通風(fēng)模式氣流組織的示意圖．空氣由位于方柱上部的回形條縫送風(fēng)口送出后，立即與方柱面形成貼附流動，當(dāng)流動到地面附近時，在地面逆壓梯度的作用下送風(fēng)主體與方柱面分離，流動方向也由豎直向變?yōu)樗较颍撕笏惋L(fēng)貼附于地面并以方柱為中心輻射擴(kuò)散流動，進(jìn)而在工作區(qū)形成類似于置換通風(fēng)的空氣湖通風(fēng)模式．由于柱面曲率的影響，導(dǎo)致兩個相鄰柱面貼附送風(fēng)進(jìn)入工作區(qū)后存在一定的交匯，因此水平向又可細(xì)分為空氣湖主流區(qū)和空氣湖交匯區(qū)．

圖1 方型柱面貼附置換通風(fēng)模式原理Fig.1 Principle of square column attached displacement ventilation model

與傳統(tǒng)混合通風(fēng)模式相比，方型柱面貼附置換通風(fēng)模式能夠借助于柱面對送風(fēng)主體的保持性，將更多新鮮空氣和冷/熱量分區(qū)、均勻下送至工作區(qū)，提升通風(fēng)效率和室內(nèi)空氣品質(zhì)，且不會出現(xiàn)氣流短路情況；而與置換通風(fēng)相比，風(fēng)口上置不占用工作區(qū)有效空間，且便于布置．同時，借助于建筑空間內(nèi)均勻分布的柱體，能夠解決傳統(tǒng)置換通風(fēng)模式在地鐵車站、商場等大空間建筑中難以應(yīng)用的問題．

2 數(shù)值計算模型的建立及實驗驗證

2.1 物理模型的建立

數(shù)值計算用物理模型依據(jù)圖 1所示房間建立．原型工況房間尺寸為9.0 m×9.0 m×4.0 m（長×寬×高），方柱寬度為1.0 m；送風(fēng)口采用回形條縫風(fēng)口，由四個尺寸為1.1 m×0.05 m（長×寬）的條縫風(fēng)口組成；回風(fēng)口與送風(fēng)口位于在同一高度層面，布置在方柱四周，尺寸為0. 2 m×0.2 m（長×寬）．物理模型網(wǎng)格劃分如圖 2所示，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，經(jīng)網(wǎng)格獨立性驗證后，不同計算工況網(wǎng)格數(shù)目位于280 ～ 300萬之間．為提高計算精度，對送回風(fēng)口、豎向柱面貼附區(qū)、射流沖擊偏轉(zhuǎn)區(qū)和空氣湖區(qū)進(jìn)行了局部加密．

圖2 數(shù)值計算物理模型網(wǎng)格劃分Fig.2 Distribution of grids of numerical computational physics model

2.2 湍流模型選擇

采用雷諾平均納維斯托克斯（Reynolds-Averaged Navier-Stokes, RANS）模擬的方法預(yù)測方型柱面貼附置換通風(fēng)模式的氣流組織特性．課題組前期對貼附通風(fēng)模式模擬常用的十余種湍流模型進(jìn)行了篩選[11-12]，選擇應(yīng)用較多的重整化群k-ε（Re-Normalization Groupk-ε, RNGk-ε）[13]、可實現(xiàn)k-ε（Realizablek-ε）[14]、剪應(yīng)力輸運k-ω（Shear-Stress Transportk-ω, SSTk-ω）[15]和基于線性壓力應(yīng)變的雷諾應(yīng)力（Reynolds Stress Model-IP,RSM-IP）[16]共 4個湍流模型進(jìn)行數(shù)值模擬．并用實驗數(shù)據(jù)對各模型的有效性進(jìn)行驗證，以確定適合于方型柱面貼附置換通風(fēng)模式數(shù)值模擬的最佳湍流模型，為該新型通風(fēng)模式的深入研究奠定基礎(chǔ)．

2.3 邊界條件設(shè)置及求解

本文主要研究條縫風(fēng)口寬度b為0.05 m時，送風(fēng)速度、溫度，方柱跨度、寬度和回風(fēng)口位置對方型柱面貼附置換通風(fēng)模式的影響．因此數(shù)值模擬選擇3個送風(fēng)速度（u0=1.0、1.5和2.0 m/s）、3個送風(fēng)溫度（t0=15、17和19 ℃）、3個方柱寬度（d=0.6、0.8和1.0 m）、3個柱子跨度（l=6.0、9.0和12.0 m）和3個回風(fēng)口位置（回風(fēng)口到方柱中心水平距離a/柱子跨度l的一半，a/(0.5l)=0.25、0.5和1.0）下方型柱面貼附置換通風(fēng)模式的氣流組織特性．基于前期研究，熱源邊界條件選擇定熱流模式，方柱體一般位于建筑內(nèi)部，貼附送風(fēng)所承擔(dān)的外圍護(hù)結(jié)構(gòu)負(fù)荷比例很小，可忽略不計．因此將熱流分別設(shè)在天花板和地面上（面積均為81 m2），單位面積熱流密度分別為20 W/m2（燈光等散熱）和80 W/m2（人員設(shè)備等散熱）．

采用有限體積法（Finite Volume Method, FVM）對物理模型進(jìn)行離散，采用ANSYS Fluent商業(yè)軟件進(jìn)行求解．求解器選用基于壓力（Pressure Based）的隱式（Implicit）格式，對流項離散格式采用二階迎風(fēng)格式（Second Order Upwind），壓力與速度耦合方式采用SIMPLE算法，密度隨溫度的變化采用Bossinesq假設(shè)．計算采用非穩(wěn)態(tài)求解，每次迭代時間步長為3s、每個步長迭代20次，基于對迭代過程典型位置速度及溫度的實施監(jiān)測，確定迭代步數(shù)為6 000步．收斂判定標(biāo)準(zhǔn)為計算模型進(jìn)出口流量不平衡率小于0.2%，P、ui、k、ω項殘差均小于10-4，E項殘差小于10-6．

2.4 計算模型實驗驗證

為了驗證本文選擇湍流模型數(shù)值計算的可行性和有效性，采用課題組前期所做的實驗數(shù)據(jù)，給出典型工況下豎向柱面貼附區(qū)、空氣湖主流區(qū)和交匯區(qū)數(shù)值模擬與實驗結(jié)果的對比，如圖3所示．圖中u0表示送風(fēng)速度，圖3a中um(y)表示豎向柱面貼附區(qū)房間中截面（z=0）上距送風(fēng)口y距離處的軸線速度，y方向采用非均勻布點，測試范圍為0.15 ～2.25 m；圖3b中um(x)表示空氣湖主流區(qū)房間中截面（z=0）上距沖擊角落x距離處的軸線速度，x方向采用均勻布點，測試范圍為0.25 ～ 2.35 m；圖3c中um(x*)表示空氣湖交匯區(qū)房間對角線截面上距柱角x*距離處的軸線速度，x*方向采用均勻布點，測試范圍為0.35 ～ 3.00 m．

圖3 無因次軸線速度計算值與實驗值對比圖Fig.3 Comparison of non-dimensional maximum velocity with calculated results and experimental data

由圖 3a可知，豎向柱面貼附區(qū)，四個湍流模型計算得到的模擬結(jié)果與實驗測試數(shù)據(jù)的變化趨勢幾乎一致．準(zhǔn)確性方面，不同測點處采用（模擬值-實驗值）/模擬值的偏差公式，計算得到RNGk-ε、Realizablek-ε、SSTk-ω和RSM-IP四個湍流模型的預(yù)測偏差平均值分別為9.57%、11.06%、10.27%和9.08%，RSM-IP模型模擬準(zhǔn)確度最高；空氣湖主流區(qū)結(jié)果與豎向貼附區(qū)一致，空氣湖交匯區(qū)則是Realizablek-ε準(zhǔn)確度最高、其次為RSM-IP模型．同時對本文其他工況進(jìn)行對比，結(jié)果得到RSM-IP模型的綜合預(yù)測性能最優(yōu)，在豎向柱面貼附區(qū)、空氣湖主流區(qū)和交匯區(qū)的平均預(yù)測偏差分別為8.96%、10.34%和11.30%．因此，RSM-IP模型能夠有效用于方型柱面貼附置換通風(fēng)模式的數(shù)值模擬研究，本文后續(xù)部分結(jié)果將采用這一模型計算給出．

3 計算結(jié)果及分析

3.1 送風(fēng)速度、溫度的影響

針對柱子跨度9.0 m，方柱寬度1.0 m的原型工況，給出不同送風(fēng)速度、溫度下房間中截面（z=0）處速度和溫度場分布云圖，分別如圖4和5所示．

圖4 不同送風(fēng)速度及溫度下房間高度方向速度場分布云圖Fig. 4 Velocity fields distribution on room height under different supply air velocities and temperatures

圖5 不同送風(fēng)速度及溫度下房間高度方向溫度場分布云圖Fig. 5 Temperature fields distribution on room height under different supply air velocities and temperatures

由圖4可知，不同送風(fēng)速度及溫度下送風(fēng)主體均能沿方柱向下貼附流動，與柱體-地面角落撞擊后方向改變，進(jìn)而沿地面向前擴(kuò)散流動，在工作區(qū)形成類似于置換通風(fēng)的空氣湖狀速度分布．送風(fēng)溫度相同時，隨著送風(fēng)速度從1.0 m/s增大到1.5 m/s時，空氣湖內(nèi)對應(yīng)位置的速度上升了0.1 m/s；而當(dāng)送風(fēng)速度從1.5 m/s增大到2.0 m/s時，空氣湖的速度場幾乎沒有變化．當(dāng)送風(fēng)速度不變時，送風(fēng)溫度的改變對房間速度場幾乎沒有影響，說明方型柱面貼附置換通風(fēng)模式為慣性力主導(dǎo)下的送風(fēng)．

由圖5可知，不同送風(fēng)速度及溫度下方型柱面貼附置換通風(fēng)模式均能在房間高度方向形成比較明顯的溫度分層現(xiàn)象，下部人員工作區(qū)溫度低、上部排風(fēng)區(qū)域溫度高，這樣的溫度分布能夠達(dá)到較高的通風(fēng)效率．?dāng)?shù)值方面，送風(fēng)速度及溫度與室內(nèi)溫度值間存在線性變化關(guān)系．送風(fēng)溫度相同時，送風(fēng)速度每增大 0.5 m/s，房間對應(yīng)位置溫度降低約3 ℃；而送風(fēng)速度相同時，送風(fēng)溫度每增大2 ℃，房間對應(yīng)位置溫度上升約1 ℃．因此改變送風(fēng)參數(shù)可以實現(xiàn)室內(nèi)溫度的規(guī)律性調(diào)節(jié)，從而滿足不同的室內(nèi)環(huán)境參數(shù)設(shè)計要求．

同時，送風(fēng)溫度對房間溫度場分布趨勢的影響較小．送風(fēng)速度相同，不同送風(fēng)溫度下沿房間高度方向的溫度梯度近似相同；而送風(fēng)溫度相同時，送風(fēng)速度越大送風(fēng)主體與室內(nèi)空氣混合越均勻，沿房間高度方向溫度梯度越少，室內(nèi)溫度場越均勻．因此工程設(shè)計時，在滿足吹風(fēng)感的前提下應(yīng)盡量選用較大的送風(fēng)速度．

方型柱面貼附置換通風(fēng)模式能夠在工作區(qū)地面附近形成空氣湖，為了分析湖內(nèi)的速度及溫度分布特性，給出地面高度處橫截面（y=0.1 m）速度和溫度場分布云圖．由于送風(fēng)溫度對速度及溫度場的影響具有規(guī)律性，因此僅對送風(fēng)溫度 15 ℃時，不同送風(fēng)速度的影響進(jìn)行分析，如圖6所示．

圖6 不同送風(fēng)及溫度下空氣湖地面高度速度及溫度場分布云圖Fig. 6 Velocity and temperature fields distribution on air lake under different supply air velocities and temperatures

由圖6可知，送風(fēng)速度的改變同時影響了空氣湖內(nèi)速度大小和速度梯度大小，送風(fēng)速度越大，空氣湖內(nèi)對應(yīng)位置的風(fēng)速越大、速度梯度也越大；送風(fēng)速度的改變會影響空氣湖溫度數(shù)值，但幾乎不會影響溫度梯度的分布．同時，空氣湖區(qū)的流場出現(xiàn)了明顯的分區(qū)現(xiàn)象，空氣湖交匯區(qū)的速度、溫度梯度總是大于主流區(qū)．

3.2 方柱寬度的影響

在原型工況的基礎(chǔ)上，研究不同方柱寬度（d=0.6、0.8和1.0 m）對通風(fēng)模式的影響．由于上一章節(jié)分析得到送風(fēng)速度和溫度的影響具有規(guī)律性，因此本章節(jié)只對送風(fēng)速度u0=1.5 m/s、溫度t0=15 ℃典型工況進(jìn)行研究．不同截面速度及溫差場分布云圖如圖7和8所示．

由圖7可知，方柱寬度在豎向柱面貼附區(qū)影響柱面對送風(fēng)的保持效果，進(jìn)而決定著送風(fēng)轉(zhuǎn)向進(jìn)入工作區(qū)后空氣湖的速度大小．當(dāng)柱寬由0.6 m增大到1.0 m時，空氣湖速度大小整體上升了約0.1 m/s；溫度場方面，方柱寬度的改變對室內(nèi)溫度場分布趨勢的影響很小，對房間溫度數(shù)值的影響較大，方柱寬度每增大0.2 m，房間溫度就降低約2 ℃，這主要是因為方柱越寬則送入房間的風(fēng)量越多、對應(yīng)冷量越大．

由圖8可知，空氣湖區(qū)方面，方柱寬度直接決定著送風(fēng)進(jìn)入主流區(qū)和交匯區(qū)的比例，方柱寬度越大，則主流區(qū)控制的范圍越大，柱面曲率的影響也相對減少．

圖7 不同方柱寬度下房間高度方向速度及溫度場分布云圖Fig. 7 Velocity and temperature fields distribution on room height under different square column widths

圖8 不同方柱寬度下空氣湖地面高度速度及溫度場分布云圖Fig. 8 Velocity and temperature fields distribution on air lake under different square column widths

3.3 柱子跨度的影響

方型柱面貼附射流屬于受限射流，柱子跨度對室內(nèi)流場分布存在一定的影響．圖9和10為原型工況的基礎(chǔ)上，送風(fēng)速度u0=1.5 m/s、溫度t0=15 ℃的典型工況不同柱子跨度（l= 6.0、9.0和12.0 m）下溫度場和速度場的分布云圖．

由圖9可知，隨著柱子跨度的減小，進(jìn)入空氣湖的送風(fēng)速度變小，空氣湖厚度變大，同時送風(fēng)在柱子對面墻壁上的貼附流動速度也變大，送風(fēng)有效性降低．因此實際應(yīng)用時需要根據(jù)柱子跨度調(diào)整送風(fēng)速度，柱子跨度較小時應(yīng)當(dāng)對應(yīng)采用較低送風(fēng)速度；柱子跨度的改變并未影響到房間的豎向溫度分層現(xiàn)象，但是柱子跨度越大對應(yīng)房間溫度值越高，同時豎向溫度梯度越大，特別是下部工作區(qū)．工程設(shè)計時應(yīng)當(dāng)隨著柱體跨度的增加而選擇較高送風(fēng)速度和較低送風(fēng)溫度，以應(yīng)對室內(nèi)較大的負(fù)荷．

由圖 10可知，柱子跨度的改變不影響空氣湖區(qū)流場的分布趨勢，但是柱子跨度越大空氣湖水平向速度梯度越大，空氣湖主流區(qū)和交匯區(qū)的分界線也越來越明顯．同時，柱子跨度對空氣湖溫度梯度有很大影響，跨度越大水平向溫度梯度越大，這將影響室內(nèi)人員的熱舒適性．總之，方柱面貼附送風(fēng)模式所能應(yīng)對的柱子跨度是有限的，本文研究范圍內(nèi)該通風(fēng)模式所能適用的最大柱子跨度為9.0 m．

3.4 回風(fēng)口位置的影響

回風(fēng)口位置是影響氣流組織特性的一個因素，在原型工況基礎(chǔ)上，研究回風(fēng)口距方柱中心由近及遠(yuǎn)，即a/(0.5l)=0.25、0.5和1.0時對通風(fēng)模式的影響．圖11和12為送風(fēng)速度u0=1.5 m/s、溫度t0=15 ℃典型工況下不同截面的速度及溫差場分布云圖．

圖9 不同柱子跨度下房間高度方向速度及溫度場分布云圖Fig. 9 Velocity and temperature fields distribution on room height under different column spans

圖10 不同柱子跨度下空氣湖地面高度速度及溫度場分布云圖Fig. 10 Velocity and temperature fields distribution on air lake under different column spans

圖11 回風(fēng)口位置不同時房間高度方向速度及溫度場分布云圖Fig. 11 Velocity and temperature fields distribution on room height under different air outlet locations

圖12 回風(fēng)口位置不同時空氣湖地面高度速度及溫度場分布云圖Fig. 12 Velocity and temperature fields distribution on air lake under different air outlet locations

由圖11和12可知，回風(fēng)口位置的改變對房間高度方向速度場幾乎沒有影響，對溫度場的影響也可以忽略不計．對于空氣湖區(qū)域來說，速度場和溫度場也沒有發(fā)生顯著變化．因此，工程設(shè)計時可以根據(jù)實際需要，回風(fēng)口在房間上部靈活布置．

4 結(jié)語

采用數(shù)值模擬的方法對方型柱面貼附置換通風(fēng)模式送風(fēng)原理和影響氣流組織特性的主要因素進(jìn)行了研究與分析，得到以下結(jié)論：

(1) 方型柱面貼附置換通風(fēng)模式兼具混合通風(fēng)和置換通風(fēng)的優(yōu)點，能夠應(yīng)用于辦公類建筑，以及地鐵車站、商場等存在量大面廣結(jié)構(gòu)柱體場合大空間建筑的通風(fēng)空調(diào)系統(tǒng)之中．

(2) 送風(fēng)速度和溫度對通風(fēng)模式的影響主要在室內(nèi)速度和溫度場的數(shù)值上，而對流場形式影響較?。ㄟ^合理的送風(fēng)參數(shù)設(shè)置，可以滿足不同的室內(nèi)環(huán)境參數(shù)設(shè)計要求．

(3) 方柱寬度和柱子跨度對方型柱面貼附置換通風(fēng)模式的影響也具有規(guī)律性，室內(nèi)環(huán)境參數(shù)可通過送風(fēng)速度和溫度來調(diào)節(jié)．柱體跨度小于9.0 m時，方柱寬度越大，通風(fēng)效果越好．

(4) 回風(fēng)口位置對該通風(fēng)模式影響可忽略，工程應(yīng)用時可根據(jù)安裝需求來布置回風(fēng)口．

References

[1] ETHERIDGE D, SANDBERG M. Building Ventilation:Theory and Measurement[M]. New York: Wiley, 1996.

[2] AWBI H B. Ventilation of buildings[M]. London: Taylor and Francis, 2003.

[3] ASHRAE. 2001 ASHRAE Handbook: Fundamentals[M].Atlanta: American Society of Heating, Refrigeration and Air-Conditioning Engineers, Inc., 2001: 26.2-26.3.

[4] SEPP?NEN O. Ventilation strategies for good indoor air quality and energy efficiency[J]. International Journal of Ventilation, 2008, 6(4):297-306.

[5] LIN Z, CHOW T T, FONG K F, et al. Comparison of performances of displacement and mixing ventilations.Part II: indoor air quality[J]. International Journal of Refrigeration, 2005, 28(2): 288-305.

[6] YUAN X, CHEN Q, GLICKSMAN L R. Performance evaluation and design guidelines for displacement ventilation[J]. ASHRAE Transactions, 1999, 105(1):298-309.

[7] CHEONG K W D, YU W J, SEKHAR S C, et al. Local thermal sensation and comfort study in a field environment chamber served by displacement ventilation system in the tropics[J]. Building and Environment, 2007,42(2): 525-533.

[8] 李安桂, 邱少輝, 王國棟. 豎壁貼附射流空氣湖模式通風(fēng)系統(tǒng)[P]. 中國, 200810017349.0, 2008-01-21 LI Angui, QIU Shaohui, WANG Guodong. A downward directed vertical wall jet ventilation system based on air lake model[P]. P.R. China, 200810017349.0, 2008-01-21.

[9] LI Angui, YIN Haiguo, ZHANG Wangda. A novel air distribution method - Principles of air curtain ventilation[J]. International Journal of Ventilation, 2012,10 (4): 383-390.

[10] 尹海國, 李安桂. 豎直壁面貼附式送風(fēng)模式氣流組織特性研究[J]. 西安建筑科技大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版）,2015, 47(6): 879-884.YIN Haiguo, LI Angui. Study on airflow characteristics of attached air curtain ventilation model[J]. Journal of Xi'an University of Architecture & Technology (Natural Science Edition), 2015, 47(6): 879-884.

[11] LI Y, NIELSEN P V. CFD and ventilation research[J].Indoor Air, 2011, 21(6): 442-453.

[12] ZHAI Z, ZHANG Z, ZHANG W, et al. Evaluation of various turbulence models in predicting airflow and turbulence in enclosed environments by CFD: Part-1:summary of prevent turbulence models[J]. HVAC&R Research, 2007, 13(6): 853-870.

[13] YAKHOT V, ORSZAG S A. Renormalization group analysis of turbulence. I. Basic theory[J]. Journal of Scientific Computing, 1986, 1(1): 3-51.

[14] SHIH T H, LIOU W, SHABBIR A, et al. A new k-ε eddy viscosity model for high Reynolds number turbulent flows[J]. Computers and Fluids, 1995, 24(3): 227-238.

[15] MENTER F R. Two-equation eddy-viscosity turbulence models for engineering applications[J]. AIAA Journal,1994, 32(8): 1598-1605.

[16] GIBSON M M, LAUNDER B E. Ground effects on pressure fluctuations in the atmospheric boundary layer[J]. Journal of Fluid Mechanics, 1978, 86(3):491-511.