王 寅，趙福云, ，唐宇飛，文雅冰

（1. 武漢大學(xué) 動力與機(jī)械學(xué)院，湖北 武漢 430072；2. 湖南工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 株洲 412007）

0 引言

21 世紀(jì)來，隨著“中國制造2025”與德國“工業(yè)4.0”[1]概念的提出，我國工業(yè)建筑數(shù)量不斷增加，而工業(yè)場所會排放出各種污染物，包括有毒有害氣態(tài)污染物和顆粒物等。因此工業(yè)建筑室內(nèi)環(huán)境問題也引發(fā)研究者的關(guān)注，如何有效控制污染物擴(kuò)散成為學(xué)者研究重點(diǎn)[2-3]。吹吸式通風(fēng)系統(tǒng)作為常用的局部通風(fēng)方式，主要結(jié)合吹吸氣流實(shí)現(xiàn)污染處理目標(biāo)，是一種高效通風(fēng)方式，對室內(nèi)污染物清除有很大優(yōu)勢。

目前有關(guān)室內(nèi)有障礙物吹吸式通風(fēng)的討論較多，在理論與模擬方面，孫一堅(jiān)[4]對氣流罩合成理論進(jìn)行分析，得出了不同參數(shù)設(shè)置下吹吸氣流特性。于航等[5]通過微積分進(jìn)行分析，確定吹吸氣流動量變化情況，所得結(jié)果對明確吹吸氣流流場特性有重要意義。林愛暉[6]應(yīng)用CFD（computational fluid dynamics）模擬了卸料斗中氣相及氣固兩相流場，總結(jié)含塵氣流流動特性，指出雙側(cè)吹吸通風(fēng)能有效控制粉塵擴(kuò)散。馬駿馳[7]研究了非等溫條件下吹吸式通風(fēng)系統(tǒng)中流場和污染物的分布規(guī)律。實(shí)驗(yàn)研究中，付海明等[8]建立了縮比例模型，分析模擬煙霧發(fā)生器污染氣流對粉塵等顆粒污染物的影響，通過調(diào)整風(fēng)量、模型尺寸討論吹吸氣流對流場結(jié)構(gòu)影響的最佳參數(shù)。Ojima J.等[9]在吹吸式通風(fēng)系統(tǒng)流場內(nèi)設(shè)置了人體模型，分析得出捕集效率不會發(fā)生顯著變化。Zhou Y.等[10]研究發(fā)現(xiàn)人體對該系統(tǒng)吸收污染物影響較小。對比文獻(xiàn)[9-10]和美國政府工業(yè)衛(wèi)生家協(xié)會（ACGIH）的實(shí)驗(yàn)可知，對該系統(tǒng)吸收污染物影響顯著的是風(fēng)口尺寸。同時障礙物后形成的渦流區(qū)與污染物擴(kuò)散有較大影響。R. T. Hughes[11]發(fā)現(xiàn)障礙物在射流區(qū)域2/3 后，相應(yīng)影響明顯降低，通風(fēng)系統(tǒng)清除性能也受到影響。

上述研究表明，在內(nèi)有障礙物的吹吸式系統(tǒng)中，送風(fēng)射流特性對流場有著顯著影響。本文擬基于非等溫射流情形下，分析吹吸式通風(fēng)系統(tǒng)內(nèi)存在障礙物的流場以及清除污染物性能的情況，以期為吹吸式通風(fēng)系統(tǒng)優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1 數(shù)值計(jì)算模型

1.1 物理模型

本文模型為一個簡化的三維單體房間，參照文獻(xiàn)[12]建立物理模型，如圖1 所示。

圖1 三維吹吸式通風(fēng)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the three-dimensional blow-suction ventilation system

實(shí)驗(yàn)室尺寸為長5.64 m、寬14.01 m、高3.27 m。按照通風(fēng)系統(tǒng)數(shù)值模擬方式，通風(fēng)系統(tǒng)設(shè)置在離墻面（Y=0）3 m 處，為進(jìn)行補(bǔ)風(fēng)，在距離通風(fēng)系統(tǒng)5.64 m 處的外墻上設(shè)置單獨(dú)一個窗口，尺寸為0.75 m×1 m。整個房間門窗全部保持關(guān)閉狀態(tài)。在模擬時由于小窗補(bǔ)風(fēng)氣流比較微弱，故簡化處理時忽略其影響。設(shè)置坐標(biāo)原點(diǎn)為頂點(diǎn)的O點(diǎn)。吹風(fēng)口、排風(fēng)口上下均設(shè)置了擋板，其寬度為2.0 m、長度為1.5 m，吹風(fēng)口尺寸和排風(fēng)口尺寸均為0.50 m×0.96 m×0.96 m。吹排風(fēng)口間距3.8 m。吹排風(fēng)口沿X軸間距3.8 m。同時，在吹排風(fēng)口軸線中心的位置有一障礙物A，模型尺寸為0.64 m×0.64 m×0.64 m。

1.2 數(shù)學(xué)模型

吹吸式通風(fēng)氣流流場為三維湍流場，基于三大守恒方程確定控制方程。研究過程中，為更好地滿足量化分析要求，需對流體進(jìn)行如下計(jì)算分析：

RNGk–ε模型的湍流動能k和耗散率ε的方程為

式（4）～（5）中：v為運(yùn)動黏度系數(shù)；vt為湍流動力擴(kuò)散系數(shù)；σk和σε為湍流普朗特?cái)?shù)；Pk和Gb分別為由慣性風(fēng)作用和熱浮升力引起的湍流動能源項(xiàng)；C1ε、C2ε、C3ε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，其中，C1ε=1.42，C2ε=1.68，C3ε=1.0。

用阿基米德數(shù)Ar[13]衡量溫度差對流體的影響，其計(jì)算公式如下：

式中：g為重力加速度，m/s2；do為當(dāng)量直徑，m；Ts為射流出口溫度，K；Te為環(huán)境空氣溫度，K；u1為射流出口速度，m/s。

1.3 計(jì)算域與網(wǎng)格劃分

計(jì)算域整體尺寸為0.64 m×7.00 m×3.27 m，送風(fēng)口出射斷面設(shè)為入口速度邊界（inlet），出風(fēng)口設(shè)置為出口邊界（outlet），與Y軸垂直的兩個面設(shè)置為壓力邊界其余面邊界，設(shè)置為無滑移固體壁面邊界且設(shè)為定壁溫?？紤]模擬對顆粒軌跡的計(jì)算將受湍流的隨機(jī)性影響，本模擬設(shè)置的顆粒性質(zhì)為MgCO3，粒徑為1.5×10-5m，顆粒受湍流的影響較小。運(yùn)動速度和入口風(fēng)速一致。對于網(wǎng)格劃分，將三維吹吸式通風(fēng)系統(tǒng)劃分為規(guī)則四邊形網(wǎng)格，而排風(fēng)口周邊形狀不規(guī)則。選擇單元網(wǎng)格Tex/Hybird，運(yùn)用此類型網(wǎng)格對整個計(jì)算區(qū)域進(jìn)行劃分，分別為40 萬、50 萬、60萬和70 萬。為了驗(yàn)證網(wǎng)格無關(guān)性，檢驗(yàn)其獨(dú)立性，在非等溫工況下對比吹吸式流場軸心速度曲線，軸心速度在不同網(wǎng)格數(shù)下的變化趨勢如圖2 所示。

圖2 各網(wǎng)格數(shù)下的無量綱速度分布圖Fig. 2 Non-dimensional velocity distribution diagram for each grid number

由圖2 的對比結(jié)果可知，40 萬、50 萬、60 萬網(wǎng)格的無量綱速度趨勢基本一樣，而70 萬偏差較大，考慮計(jì)算準(zhǔn)確可靠性和計(jì)算時間成本，將網(wǎng)格數(shù)量設(shè)置為60 萬最佳。

2 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證非等溫工況下本通風(fēng)系統(tǒng)數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性和可靠性，將RNGk-ε湍流模型的模擬計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[14]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，其比較具體的測點(diǎn)分布如圖3 所示。

圖3 實(shí)驗(yàn)測點(diǎn)分布圖Fig. 3 Distribution map of experimental points

實(shí)驗(yàn)室規(guī)模大小為11.3 m×7.1 m×3.3 m，吹風(fēng)口尺寸為0.5 m×0.5 m，風(fēng)口與墻體間隔1 m。軸心測點(diǎn)沿著X軸方向，設(shè)置測點(diǎn)間隔0.4 m，測量軸心流速；Z軸上設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)，用于測量X截面上系統(tǒng)運(yùn)行的最大速度。實(shí)驗(yàn)通過送風(fēng)口控制送風(fēng)溫度為305.76 K，與室內(nèi)空氣溫度293 K 形成溫差。在吹風(fēng)口前端布置3 kW 的電熱絲加熱升溫，實(shí)際溫度可達(dá)32.6 ℃，阿基米德數(shù)為0.024。實(shí)驗(yàn)工況具體參數(shù)如表1 所示。

表1 實(shí)驗(yàn)工況參數(shù)表Table 1 Test condition parameter table

將模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)值進(jìn)行擬合，結(jié)果如圖4 所示。A1為送風(fēng)口尺寸，V為測點(diǎn)速度，V1為送風(fēng)口速度，V2為排風(fēng)口速度，Vmax為X截面上顯示的最大速度，H為最大速度所對應(yīng)的高度，x為橫坐標(biāo)，D為入風(fēng)口到回風(fēng)口距離，Tm為軸心溫度，To為室內(nèi)環(huán)境溫度，T1為風(fēng)口射流溫度，無量綱溫度。顯然，數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果變化趨勢基本吻合，故本文采用的數(shù)值模型在非等溫工況氣流流動的模擬計(jì)算是可行的。

圖4 數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比Fig. 4 Comparison between numerical simulation and experimental results

3 結(jié)果與討論

本文分析了吹吸式通風(fēng)流場的基本特性，討論兩方面（一是不同送風(fēng)溫度，二是不同送風(fēng)速度）條件下，對流場的軸心速度、溫度分布、示蹤粒子捕獲效率以及渦流中心高度變化的基本規(guī)律。

3.1 不同送風(fēng)溫度下的吹吸式通風(fēng)流場特性

3.1.1 送風(fēng)溫差工況設(shè)置

本文參考了文獻(xiàn)[14]實(shí)驗(yàn)設(shè)置條件，設(shè)置送風(fēng)速度為0.606 m/s，排風(fēng)速度為2.07 m/s，以保持模擬與實(shí)驗(yàn)條件的一致性。而環(huán)境溫度設(shè)置為293 K,軸心速度為Vm，送風(fēng)溫差采取等梯度（3 K）設(shè)置，分別設(shè)置為0, 3, -3, 6, -6, 9, -9, 12, -12, 15, 18 K 等11種工況，具體工況參數(shù)設(shè)置如表2 所示。

表2 變送風(fēng)溫差工況表Table 2 Working condition table of variable supply air temperature differences

3.1.2 軸心速度變化規(guī)律

由前面模型驗(yàn)證結(jié)果可知，在障礙物條件下，Case 5-0 軸心速度沿X方向是逐步遞減的。當(dāng)送風(fēng)口之間間隔4.7 m，由于匯流場的影響，軸心速度加快。當(dāng)射流溫度高于室內(nèi)環(huán)境溫度時，從圖5 可以發(fā)現(xiàn)，在送風(fēng)溫差在6 K 內(nèi)，障礙物前側(cè)速度變化放緩。然而當(dāng)送風(fēng)溫差大于6 K 時，軸心速度緩緩增加，之后下降。當(dāng)靠近排風(fēng)口時，速度會先增大后減小，之后速度急劇增大至接近排風(fēng)速度。在上升期，隨著送風(fēng)溫度增大，軸心速度也增大。

圖5 各送風(fēng)溫差下的軸心速度-距離變化曲線Fig. 5 Axial velocity distance change curves with a temperature difference of variable air supply

3.1.3 軸心溫度變化規(guī)律

本文為了更清晰反映變化趨勢，將軸心溫度無量綱化，在多種送風(fēng)溫度下，軸心溫度變化曲線見圖6。

圖6 各送風(fēng)溫差下的無量綱軸心溫度-距離變化曲線Fig. 6 Non-dimensional axis temperature distance change curves under variable air supply temperature differences

從圖6 中可看出，送風(fēng)溫度增大情形下，軸心無量綱溫度會加快遞減。當(dāng)溫差為3 K 時，無量綱溫度在x/D=3.67 處開始遞減，當(dāng)溫差達(dá)9 K 時，在x/D=3.47 處開始遞減；溫差增大到18 K 時，其衰減點(diǎn)提前到x/D=3.2。遞減起點(diǎn)實(shí)質(zhì)上和送風(fēng)口的距離同時減小，軸心溫度沿著吹吸流場方向加快下降。

3.1.4 回流區(qū)渦流中心高度變化規(guī)律

為了研究回流區(qū)渦流中心向上偏移程度隨送風(fēng)溫度的變化情形，對污染物累積的程度進(jìn)行分析，主要討論Y=3.5 m 截面上的流體分離，渦流中心不同溫差條件下的偏移高度如圖7 所示?？梢钥闯觯诖滴搅鲌鰞?nèi)，當(dāng)送風(fēng)溫度增大，渦流中心偏移高度呈現(xiàn)類似周期性的先增大再減小，雖然渦流中心不斷升高，但基本維持1.1 m 左右。

圖7 各溫度差下的回流區(qū)渦流中心偏移高度Fig. 7 Vortex center offset height in the recirculation zone under different temperature differences

3.1.5 捕集效率

本文在進(jìn)行模擬時，假設(shè)對應(yīng)的顆粒物為示蹤粒子，這種粒子的跟隨性高，計(jì)算分析并確定出排風(fēng)口粒子數(shù)及比值，并計(jì)算出捕集效率η。

定義捕集效率η的表達(dá)式如下：

式中：m為排風(fēng)口捕獲到的粒子數(shù)；n為吹風(fēng)口釋放的粒子數(shù)。

即在吹風(fēng)口加入的示蹤粒子，在不斷流動過程中，其中一部分進(jìn)入排氣罩，有的則逃逸，然后模擬分析確定出排出的粒子數(shù)與釋放的粒子數(shù)之比，就可實(shí)現(xiàn)計(jì)算效率的目的。

引入示蹤粒子捕集效率這一指標(biāo)，對比送風(fēng)溫差擴(kuò)大對示蹤粒子實(shí)際進(jìn)入排風(fēng)罩所占比例。如圖8所示，在非等溫射流情形下，送風(fēng)溫差改變對示蹤粒子捕集效率有著顯著影響。在工況5-0（ΔT=0 K）下，示蹤粒子捕集效率達(dá)91.07%。溫差增大到3 K時，捕集效率增大到95.09%，當(dāng)送風(fēng)溫差繼續(xù)增大，捕集效率反而降低。隨著溫差繼續(xù)加大，捕集效率持續(xù)降低。這是由于送風(fēng)溫度增大，阿基米德數(shù)Ar增大，熱浮升力加強(qiáng)，射流整體向上偏移。而過高的溫度導(dǎo)致偏移過大，流體不能被排風(fēng)口流場引導(dǎo)，引起示蹤粒子逃逸。然而，當(dāng)降溫送風(fēng)時，阿基米德數(shù)Ar減小，氣流匯聚在障礙物之前，從而減小示蹤粒子的捕集效率。因此，適當(dāng)調(diào)整送風(fēng)溫度或者與環(huán)境溫度趨于一致時，污染物的捕集效率會較高，降低污染物逃逸能力。

圖8 不同送風(fēng)溫差下的示蹤粒子捕集效率Fig. 8 Tracing efficiency of tracer particles under different supply air temperature differences

3.2 不同送風(fēng)速度下的吹吸式通風(fēng)流場特性

3.2.1 送風(fēng)速度工況設(shè)置

在升溫送風(fēng)狀態(tài)下阿基米德數(shù)對污染物捕集效率影響顯著。在上述討論中，保持送風(fēng)溫差為9 K，排風(fēng)速度V2為2.07 m/s 時，污染物捕集效率僅為38.84%，具有較大余量可供優(yōu)化分析。送風(fēng)速度采用等梯度（0.3 m/s）設(shè)置，改變送風(fēng)速度V1，設(shè)置6種等區(qū)間工況進(jìn)行模擬。環(huán)境溫度保持To=293 K，不同送風(fēng)速度工況如表3 所示。

表3 各送風(fēng)速度下的工況Table 3 Working conditions under variable air supply speeds

3.2.2 軸心速度變化規(guī)律

圖9 為各送風(fēng)速度之下軸心速度變化曲線。如圖9 所示，射流速度的改變對軸心速度影響顯著，對于工況6-0（V1=0.606 m/s）來說，風(fēng)速較低，流體受熱浮升力與慣性力雙重影響，隨著距離x增大，軸心速度先增大后減小。當(dāng)增大送風(fēng)起始速度，降低熱浮升力與慣性力比例，隨著距離增大，軸心速度下降緩慢。隨著送風(fēng)速度繼續(xù)增大，在射流范圍內(nèi)軸心速度下降得更加顯著，也就是說送風(fēng)速度增大，射流控制的區(qū)域范圍將會增加。當(dāng)達(dá)到障礙物之后，距離的增大軸心速度受排風(fēng)口射流速度的影響更加顯著。

圖9 各送風(fēng)速度下的軸心速度變化曲線Fig. 9 Axis speed change curves under variable air supply speeds

3.2.3 軸心溫度變化規(guī)律

圖10 為各初速度下軸心溫度變化曲線。從圖10的變化曲線中可以看出，在送風(fēng)速度較低時，空氣受熱浮升力的影響較大，障礙物A 后的空氣受擾動較小，軸心溫度更接近環(huán)境空氣溫度。隨著送風(fēng)速度增大，風(fēng)壓產(chǎn)生的慣性力隨之增強(qiáng)，軸心溫度出現(xiàn)先增后減的情形，且速度越大，溫度衰減的起點(diǎn)越延后。然而，當(dāng)送風(fēng)速度增大到1.806 m/s 時，溫度衰減點(diǎn)為x/D=3.9。隨著風(fēng)速繼續(xù)增大，溫度衰減緩慢，這是因?yàn)樗俣仍龃?，Ar反而減小，在慣性力的主導(dǎo)作用下，氣流維持水平流動。

圖10 各初始速度下的軸心溫度變化曲線Fig. 10 Axle temperature change curves under each initial speed

3.2.4 回流區(qū)渦流中心高度變化規(guī)律

圖11 為各送風(fēng)速度下回流區(qū)渦流中心偏移高度模擬結(jié)果。

圖11 各送風(fēng)速度下的回流區(qū)渦流中心偏移高度Fig.11 Vortex center offset height analysis in the recirculation zone under various air supply speeds

由圖11 的結(jié)果可知，在吹吸式通風(fēng)流場內(nèi)，隨著送風(fēng)速度增大，回流區(qū)渦流中心渦流偏移高度呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，向上偏移程度下降。由于送風(fēng)速度增大即阿基米德數(shù)減小，渦流中心不斷升高，然而基本維持在1.1 m 以下的范圍。然而，送風(fēng)速度越大，Ar數(shù)遞減，熱浮升力與慣性力的比值下降，即慣性力占主導(dǎo)地位。送風(fēng)射流沿著平行軸線的方向流動，從而控制整個流場。

3.2.5 捕集效率

為了直觀地反映出吹吸流場基于不同風(fēng)速條件下對捕集效率帶來的影響，將初始速度不同的工況進(jìn)行比較，如圖12 所示。

圖12 各送風(fēng)速度下吹吸流場針對污染物捕集效率產(chǎn)生的影響分析Fig. 12 Analysis of the influence of the blow-suction flow field on the pollutant capture efficiency under variable air supply speeds

從圖12 中可以看出，對非等溫吹吸式通風(fēng)系統(tǒng)而言，送風(fēng)速度的改變顯著影響示蹤粒子實(shí)際的吸收性能。捕集效率隨著送風(fēng)速度的增大而增大。當(dāng)送風(fēng)速度增大到1.806 m/s，捕集效率增大到51.86%。這是由于送風(fēng)速度增大，阿基米德數(shù)Ar變小，即熱浮升力相較于慣性力減弱，空氣也漸漸地與軸線平行，送風(fēng)射流能夠?qū)⑹聚櫫Ｗ铀偷脚棚L(fēng)速度口中。故捕集效率隨著送風(fēng)增大， 即合理地增大風(fēng)速來增大污染物的捕集效率是可行的。

4 結(jié)論

本文主要針對非等溫射流條件下吹吸式通風(fēng)系統(tǒng)流場規(guī)律進(jìn)行了討論，基于送風(fēng)溫差和送風(fēng)速度，從軸心速度、溫度分布、渦流結(jié)構(gòu)以及示蹤粒子的擴(kuò)散等變化進(jìn)行分析，主要有如下結(jié)論：1）采用RNGk-ε湍流模型模擬非等溫射流條件下吹吸式通風(fēng)系統(tǒng)流場，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對比結(jié)果表明，兩者的趨勢基本一致，吻合較好。2）當(dāng)射流與環(huán)境空氣存在溫差時，隨著溫差擴(kuò)大，阿基米德數(shù)增大，軸心速度快速遞減；軸心溫度沿著吹吸流場方向加快下降。渦流中心偏移高度呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢。而對于污染物擴(kuò)散方面，當(dāng)送風(fēng)溫差達(dá)6 K 時，即阿基米德數(shù)大于0.546，整個系統(tǒng)的捕集效率也顯著降低；當(dāng)送風(fēng)溫度接近環(huán)境溫度時，整個系統(tǒng)的捕集效率較大，吹吸式系統(tǒng)吸收污染物的能力最強(qiáng)。3）當(dāng)射流與環(huán)境空氣溫度一定時，擴(kuò)大射流速度，即阿基米德數(shù)減小，射流沿著流場軸心運(yùn)動，軸心溫度先增大后減小，同時射流影響的區(qū)域范圍將會增加，有利于提高捕集效率。射流形成的渦流中心向上偏移程度下降。對污染物清除而言，合理地增加送風(fēng)速度對于吹吸式系統(tǒng)的污染物清除是有利的。