高振軍,李文楊,丁小明,李葦,NYAMOSOR Batkhuu
(1. 三峽大學機械與動力學院,湖北 宜昌 443002; 2. 農(nóng)業(yè)農(nóng)村部農(nóng)業(yè)設施結構工程重點實驗室,北京 100125; 3. 廣東省現(xiàn)代農(nóng)業(yè)裝備研究所,廣東 廣州510630; 4. Department of Forest Environmental Science, National University of Mongolia, Ulaanbaatar 14201, Mongolia)
與傳統(tǒng)溫室相比,大型連棟玻璃溫室具有更大的利用空間,可進行更加高效、節(jié)能、科學的操作,在農(nóng)業(yè)現(xiàn)代化進程中,得到了越來越廣泛的應用,具有巨大的發(fā)展?jié)摿?但是,由于大型連棟溫室的大空間跨度造成的溫度分布不均、降溫困難等問題也十分明顯,夏季通風不良甚至會使得溫室內溫度過高而休棚,無法實現(xiàn)周年生產(chǎn)[1-2].
目前,國內外對于小型溫室內的溫度分布和各種條件下的通風情況已有了較為詳盡的研究[3-6],但針對大型連棟溫室的通風情況的研究仍較少.沈明衛(wèi)等[7]對塑料連棟溫室進行了穩(wěn)態(tài)計算,討論了開窗形式對溫室內流場的影響.王新忠等[8]、張芳等[9]對自然通風條件下,連棟溫室內的熱環(huán)境進行了穩(wěn)態(tài)模擬.趙杰強等[10]研究了機械通風時連棟溫室內溫度場的分布.在國外,TEITEL等[11]研究了單跨溫室中風速對溫室內空氣交換和通風效率的影響;LEE等[12]研究發(fā)現(xiàn)文洛型多跨溫室由于更復雜的屋頂開窗形狀,自然通風時容易出現(xiàn)溫室內部氣流分布的不穩(wěn)定.上述對溫室通風情況的研究大多局限在對單一流場或溫度場的分析,且對濕簾-風機通風工況的研究很少,另外已有的連棟溫室的計算模型多為穩(wěn)態(tài)計算,忽略了對其中變化規(guī)律的總結和討論.
近年來,將計算流體力學和試驗監(jiān)測方法相結合的研究方式在溫室通風領域已十分成熟[13-16].通過對農(nóng)業(yè)技術推廣總站的連棟溫室模型進行計算,揭示濕簾-風機通風條件下,其內部流場的瞬態(tài)變化特征,并在相同步長下,將溫度和速度的計算結果對照分析,探究通風過程中溫度場與速度場的聯(lián)系,希望為進一步掌握連棟玻璃溫室內濕簾-風機的降溫規(guī)律,提高溫室內適宜小氣候的調控效率,降低運行能耗等提供有價值的參考.
農(nóng)業(yè)技術推廣總站示范基地位于廣州市天河區(qū)柯木塱(113.4°E,23.18°N),地處南亞熱帶,屬于亞熱帶典型的季風海洋氣候.圖1為文洛小尖頂溫室及結構尺寸示意圖.連棟溫室主體構架采用輕型熱鍍鋅鋼材料,四周覆蓋5 mm厚單層玻璃.試驗溫室共3棟,單棟跨度9.6 m,長36 m,每棟開間數(shù)為3.肩高6.5 m,屋脊方向為東西走向跨28.8 m,脊高7.5 m ,濕簾距地高度1.6 m,風機距地高度2 m.
按1∶1建立試驗溫室的幾何模型,如圖2所示.考慮實際過程中入口空氣的流通形式以及與濕簾之間的換熱,對溫室內部的支撐結構等細節(jié)做簡化處理.以笛卡爾坐標作為所建模型的全局坐標系,并規(guī)定x軸正方向為南,y軸正方向為東.圖2a為濕簾側,圖2b為風機出口側,溫室頂部窗口關閉.將風機口設置為流量出口,濕簾處設置為自由入口,并按外界環(huán)境條件設置流入空氣的參數(shù),依靠風機出口的負壓形成濕簾側的進風條件.
1.3.1 能量方程
采用的能量方程求解形式[17],式(1)中包括了壓力作用和動能項,等號右邊的前3項分別表示由于導熱、組分擴散和黏性耗散所產(chǎn)生的能量傳遞.
?·[keff?T-∑hjJj+(τeff·v)]+Sh,
(1)
1.3.2 輻射傳遞方程
輻射方程可用于求解輻射傳熱產(chǎn)生的能量源項,計算過程中設置太陽輻射模型考慮自然環(huán)境中的太陽輻射.對于吸收、發(fā)射、散射性介質,在位置r處沿方向s的輻射傳遞方程為
(2)
式中:a,n,σs分別為吸收系數(shù)、折射系數(shù)、散射系數(shù);σ為玻爾茲曼常數(shù);I為輻射強度;Φ為凝聚相的散射相函數(shù);Ω′為立體角;r為位置向量;s為方向向量;s′為散射方向散度.
1.3.3 湍流方程
模擬中湍流模型采用標準k-ε模型,考慮浮力的影響,溫室內流場通過質量、動量和能量守恒方程表征,選擇雷諾時均N-S方程進行求解.湍流模型方程為
E′=Gk+Gb-ρε-YM+Sk,
(3)
(4)
(5)
式中:Gk為層流速度梯度產(chǎn)生的湍動能項;Gb為浮力產(chǎn)生的湍動能項;YM為湍流膨脹過程中的耗散率;σk,σε分別為k方程和ε方程中的湍流prandtl數(shù);Sk,Sε分別為湍流動能項和湍流耗散源項;C1,C2,C3為常數(shù);Prt為湍流能量普朗特數(shù).
式(3),(4)分別為標準模型的湍動能和湍流耗散的輸運方程,式(5)為方程中考慮的浮力項.由于連棟溫室占地面積較大,溫度分布具有更大的不均勻性,選用標準模型,用標準壁面函數(shù)法進行處理將得到更高的計算效率和計算精度[18].
將溫室內氣體流動視為低速、不可壓縮的湍流流動,建立的雷諾時均N-S方程為
(6)
(7)
式中:Ui,Uj為時均的速度;p為壓力值;u′i,u′j為速度脈動值;Sji為變形率張量.
計算模型中選取整棟溫室作為計算域,對其進行以四面體為主導的網(wǎng)格劃分,平均網(wǎng)格單元尺寸設置為0.25~0.50 m,考慮風機與濕簾入口處氣流變化的復雜性,對模型進出口附近及壁面邊界的網(wǎng)格進行加密處理,以保證這些區(qū)域在溫度、速度梯度變化劇烈時仍有較好的計算精度.為得到網(wǎng)格線性無關解,反復嘗試不同密度網(wǎng)格后,根據(jù)特征點的平均溫度誤差結果,最終確定計算模型的網(wǎng)格單元為887 590.表1為網(wǎng)格獨立性驗證結果,表中N為網(wǎng)格數(shù),e為平均誤差.
表1 網(wǎng)格獨立性驗證結果
選擇Fluent 軟件,以上述實測結果作為初始條件進行瞬態(tài)計算.由于計算中考慮了傳熱模型、湍流模型、輻射模型和組分輸運模型,因此采用SIMPLEC半隱式耦合算法,以提高瞬態(tài)計算的收斂性和穩(wěn)定性.時間步長設置為0.08 s,每計算6步保存1次,計算600 s.關注濕簾-風機通風方式下,連棟溫室內溫度場和速度場的瞬態(tài)變化特征.
試驗區(qū)連棟玻璃溫室內的監(jiān)測點布置如圖4所示.分別在距地面0.6,2.5,4.5 m這3個水平高度的監(jiān)測平面上按照圖4b的布局每層選取9個監(jiān)測點.對應監(jiān)測點的傳感器編號:距地面 0.6,2.5,4.5 m每層傳感器的編號首位分別為A,B,C,圖4b所標數(shù)字作為0.6 m處傳感器的位置編號.在溫室外1.5 m高度處設置氣象監(jiān)測點,監(jiān)測點距邊墻5 m,周圍無障礙物,進行同一時刻的數(shù)據(jù)記錄.試驗過程中由環(huán)境監(jiān)測數(shù)據(jù)采集器(SS-EST-2000)對溫室內溫度和風速信息進行采集.
由于監(jiān)測時間跨度較大,難以通過數(shù)值計算得到長時間連續(xù)的瞬態(tài)結果,故將6:00的試驗結果作為初始條件開始進行穩(wěn)態(tài)計算,將8:00以后各時刻點的穩(wěn)態(tài)計算結果與試驗結果對比進行誤差分析.考慮到溫室中監(jiān)測點截面的對稱性,選取A1,B1,C1這3個監(jiān)測點進行驗證,得到的對比結果如圖5所示,圖中tk為時刻,Te為溫度誤差值.
0.6~4.5 m高度顯示的最大溫度誤差依次為1.80,3.20,3.90 ℃,平均溫度誤差依次為1.17,1.90,2.34 ℃.從誤差分析結果來看,隨著高度增加,計算值與實測值的誤差有增大趨勢,分析認為主要由于模擬過程中,連棟溫室頂部內遮陽對太陽輻射的吸收作用難以準確模擬,使得溫室頂部的試驗值普遍大于計算值.總體上,產(chǎn)生的誤差較小,計算結果與試驗結果變化趨勢一致,表明建立的計算模型是可靠的.
4.1.1 溫度場分析
圖6為溫室中部截面的整體溫度T的變化,在濕簾-風機系統(tǒng)通風的初始時刻,濕簾入口及入口以下區(qū)域降溫效果明顯,但之后的氣溫變化與小型溫室的變化趨勢差別較大.小型溫室內地面附近先降溫,距地面較高區(qū)域后降溫,通風過程中的溫度差異主要表現(xiàn)在垂直方向的分布不均,且窗口處常常存在受速度場影響的明顯的帶狀低溫區(qū)域[16].而在連棟溫室的實際計算中,溫室內的氣溫隨時間變化表現(xiàn)為梯度推進的降溫特征,濕簾側到風機側產(chǎn)生明顯的溫度梯層,溫度場的分布受空間跨度影響較大.
將圖6所示的計算的溫度瞬態(tài)變化數(shù)據(jù)量化分析,取不同時刻2.5 m高度,分別距濕簾側6,15,24,33 m的溫度值,得到圖7所示的曲線圖.由圖可知,在濕簾側開始進入較冷空氣后,連棟溫室內的大環(huán)境溫度已經(jīng)開始逐漸下降,越靠近濕簾側降溫越明顯.最終表現(xiàn)出明顯的梯度降溫和小幅度整體降溫共存的溫度變化特征.當溫度下降到34.00 ℃時,靠近風機側所用時間約為濕簾側的4倍.從濕簾側開始,4個監(jiān)測點溫度開始快速下降的時間分別為0.8,2.0,4.0,6.0 s.越靠近濕簾側,最終穩(wěn)定的溫度值也越小,濕簾附近到風機區(qū)域氣溫穩(wěn)定值依次為31.15,31.86,32.42,32.67 ℃.
4.1.2 速度場分析
圖8為連棟溫室中部縱截面的速度場,圖中v為速度.從圖中可以看出,在重力、浮升力等因素的共同作用下,連棟溫室內的速度場存在湍流現(xiàn)象.風機出口速度變化劇烈,隨著通風過程的不斷進行,逐漸形成了從濕簾入口向下貫通風機口的高速氣流帶.通風初期(t為0~12.8 s)風機對溫室內整體氣流場的帶動作用明顯,溫室的絕大部分區(qū)域受風機影響均產(chǎn)生了一定的流動速度.隨著通風過程的進行,濕簾側進入的氣流速度較其他區(qū)域高并逐漸發(fā)展,最終成為主導連棟溫室的速度場.而溫室內最初產(chǎn)生的低速流場,在濕簾側的高速氣流場發(fā)展過程中受其高速核心(最高速度可達1.6 m/s)的影響先增強,之后逐漸變弱,當濕簾側到風機側的氣流場完全穩(wěn)定后基本消失.
為分析不同風機流量下,濕簾-風機系統(tǒng)的降溫效果,提取了風機流量44 500 m3/h和89 000 m3/h,2.5 m 高度下,距濕簾入口6,15,24,33 m的4個位置在風機開啟后0~50.0 s的瞬態(tài)溫度變化情況如圖9所示.
由圖9可知,隨著與濕簾入口距離的增加,降溫所達到的最終溫度逐漸升高.當風機流量增加1倍后,溫室內溫度趨于穩(wěn)定的時間縮短了一半左右,最終降溫效果表現(xiàn)的差異隨著距離的增加越來越明顯.在距離濕簾入口6,15 m處,不同風機流量下產(chǎn)生的最終降溫溫差為0.14 ℃,而距濕簾24,33 m處,溫差達到了0.46 ℃和0.81 ℃.因此,風機流量主要影響降溫時間,對溫室內產(chǎn)生的最終降溫效果差異較小.在溫室內降溫速度需求并不迫切時,可適當降低風機流量以減少能耗.
建立了華南地區(qū)連棟玻璃溫室濕簾-風機通風的穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)計算模型,并通過試驗,驗證了計算模型的準確性,進而得到了連棟溫室內溫度場和速度場的變化情況,分析得出如下結論:
1) 大型連棟溫室采用濕簾-風機通風時,其降溫過程的瞬態(tài)溫度場呈梯層分布,從濕簾側向風機側分層推進,同時溫室內整體環(huán)境溫度以微小幅度持續(xù)降溫,最終達到穩(wěn)定狀態(tài).
2) 溫室內風機口速度變化劇烈,初始時刻的速度場以占據(jù)整個溫室的低速流場為主,之后受穿堂現(xiàn)象影響,由濕簾側貫通風機口的高速氣流場發(fā)展為溫室內主要的流場特征,初始的低速流場逐漸消失,最終地面附近的空氣更新率將保持在約0.8 m/s的穩(wěn)定狀態(tài).
3) 在大型連棟溫室運行中,濕簾-風機通風過程中,速度場中全局性的低速流場和發(fā)展形成的高速貫通流場,直接影響了溫度場整體小幅度降溫和由濕簾側梯度降溫的瞬態(tài)變化特征.因此,針對連棟溫室通風過程中的速度場進行優(yōu)化是提高其降溫效果的關鍵;風機流量的提高主要表現(xiàn)在溫室內降溫速度的縮短,對最終達到的降溫效果影響較小.越靠近濕簾側,不同風機流量造成的這種降溫效果的差異越小.
4) 在大型連棟溫室設計中,可適當抬高濕簾高度,預計穩(wěn)定后的氣流場可對更大區(qū)域產(chǎn)生同樣的降溫效果;若需增大溫室占地面積,在保證濕簾-風機系統(tǒng)仍可形成穩(wěn)定的貫通氣流場的基礎上,適當增加濕簾與風機的距離,同樣可保持現(xiàn)有的通風效果.后續(xù)可根據(jù)不同溫室長寬比對濕簾-風機運行的流場特性進一步研究,以得到對溫室設計的更多指導.