謝玉良 張旭葉蔚 邰彥寰

同濟大學(xué)機械與能源工程學(xué)院

狹長的空間中很難準(zhǔn)確測量通風(fēng)量，如飛機客艙、火車車廂、隧道等。由于狹長空間的橫截面小、縱向距離長的特點，房間的氣流組織難以直接得出，對于狹長空間中排熱排污等問題所需的排風(fēng)量也難以確定，若是排風(fēng)量計算不足，則直接威脅到內(nèi)部人員和設(shè)備的安全。當(dāng)前文獻中對此研究較少，一般采用CFD模擬計算并通過相似原理進行模型試驗的驗證[1]。Chao[2]等人提出了一種與遺傳算法相結(jié)合的多區(qū)技術(shù)改進的示蹤氣體濃度衰減法來確定狹長空間的通風(fēng)率。楊立軍[3]等人通過繪制并聯(lián)風(fēng)機性能曲線分析了不同條件下對并聯(lián)風(fēng)機運行特性的影響，通過引入集群因子，得到軸流風(fēng)機群的性能曲線，阻力特性和空冷系統(tǒng)的工作點。王峰[4]等人基于不可壓縮粘性流體湍流模型，采用CFD方法對曲線隧道通風(fēng)沿程阻力損失進行模擬計算。論證了曲線隧道斷面形式和通風(fēng)速度與沿程阻力系數(shù)之間的關(guān)系。梁彥超[5]利用SC/Tetra軟件對集裝箱船機艙內(nèi)狹長空間空氣流動進行數(shù)值計算和模擬，獲得整個機艙的速度場和溫度場分布，針對性的提出了通風(fēng)系統(tǒng)布置的優(yōu)化方案。Bredell[6]等人FLUENT模擬，研究了風(fēng)機入口流場變化時對并聯(lián)風(fēng)機群性能的影響，并且對比了兩種不同類型風(fēng)機的性能。Duvenhage[7]等人利用CFD數(shù)值模擬考慮了縱向軸（長軸）風(fēng)對并聯(lián)風(fēng)機性能的影響。劉廣強[8]等人利用CFD方法對不同環(huán)量指數(shù)所設(shè)計的風(fēng)機進行模擬對比。通過對現(xiàn)有風(fēng)機進行數(shù)據(jù)實測驗證物理模型的正確性。本文將狹長空間的通風(fēng)問題簡化成通風(fēng)管網(wǎng)的水力計算，通過得出風(fēng)機與管路匹配的工作點來計算所需要開啟的風(fēng)機數(shù)量。

1 狹長空間排風(fēng)問題的簡化分析

1.1 狹長空間的簡化分析

本文的研究對象為特殊實驗?zāi)康牡乃淼佬酮M長空間，內(nèi)部構(gòu)造較為復(fù)雜，簡化模型如圖1所示，其中AB段長 76 m，寬 18 m，高 9.2 m，BC段長 82 m，寬18 m，高5.2 m。A端為開敞端，中部B處設(shè)有兩邊對稱布置的離心排風(fēng)機8臺風(fēng)量140000 m3/h，全壓935 Pa，C端設(shè)有6臺對稱布置的6臺軸流送風(fēng)機，風(fēng)量 60000 m3/h，全壓 635 Pa。

圖1 狹長空間排風(fēng)模型

對此研究對象進行分析后，進行如下簡化，如圖2所示。即簡化為一定長度的通風(fēng)管道，左端自由流動、中部機械排風(fēng)、右端機械進風(fēng)的流體管網(wǎng)問題。同時做如下假設(shè)：所有相同管道橫截面積相等，故流量比等于速度比。

圖2 簡化通風(fēng)模型

對圖2進行簡要分析：

1）令 a、b、c三點（斷面）連接為大氣環(huán)境，即 a、b、c三點靜壓Psa=Psb=Psc=0。同時令A(yù)、B、C三個斷面均緊鄰a、b、c三個斷面。其中A、B兩個斷面分別在風(fēng)機之前和之后。此外，令b點的坐標(biāo)為0，a點和c點的坐標(biāo)分別為l1和l2。

2）因為a處風(fēng)機為送風(fēng)機，A斷面靜壓PsA＞0、動壓為。同時，因b處風(fēng)機為排風(fēng)機，B斷面靜壓 PsB＜0、動壓為。

1.2 風(fēng)機并聯(lián)特性

以某公司生產(chǎn)的T4-72XX型離心風(fēng)機為例，根據(jù)樣本給出的風(fēng)機特性曲線的典型工況點，通過最小二乘擬合得到風(fēng)機特性曲線公式。采用多項式的形式表示風(fēng)機增壓△P和空氣流量Q的關(guān)系式[3]：

式中：fn為多項式系數(shù)；△P風(fēng)機增壓，Pa；Q風(fēng)機流量，m3/s。

管網(wǎng)系統(tǒng)的阻力特性曲線通常為二次拋物線，對于本文的簡化模型，管網(wǎng)的壓降△Ps和流量Qs的關(guān)系式為：

式中：S為管道綜合阻力系數(shù)，kg/m7。

對于單臺風(fēng)機及其與外部管網(wǎng)組成的系統(tǒng)，風(fēng)機性能曲線與管網(wǎng)阻力特性曲線的交點，即為風(fēng)機工作點。當(dāng)多臺性能相同的風(fēng)機并聯(lián)運行時，風(fēng)機系統(tǒng)的全壓不變，流量累加，即在相同的全壓情況，流量變成原來單臺風(fēng)機的多倍。而外部管網(wǎng)的阻力特性不發(fā)生變化。對于T4-72XX型離心風(fēng)機擬合的性能曲線系數(shù)如表 1（R2=0.9987）：

2 狹長空間阻力系數(shù)的影響

2.1 幾何建模及網(wǎng)格劃分

研究對象是狹長空間內(nèi)風(fēng)機啟停工況下排風(fēng)效果的問題，故模型模擬的區(qū)域為包括送排風(fēng)機在內(nèi)的整個區(qū)域。幾何模型按照某狹長空間實際尺寸建立，利用商業(yè)CFD軟件進行三維模型的建立及網(wǎng)格劃分。采用的四面體網(wǎng)格，并對送、排風(fēng)機及開敞端進行局部加密處理。

2.2 邊界條件

入口及出口：將機械進排風(fēng)的入口及出口進行適當(dāng)簡化，C處機械送風(fēng)按照壓力入口進行設(shè)置，需確定全壓大小，入口方向，總溫以及湍流參數(shù)情況。本次模擬主要查看下場空間內(nèi)流場的分布，則空氣入口溫度的設(shè)定對模擬的結(jié)果沒有影響，可將其設(shè)為與外界溫度一致。B處機械排風(fēng)按照壓力出口設(shè)置，需要確定出口處靜壓。A處敞開口按照壓力入口設(shè)置，出口靜壓為0 Pa。

湍流模型使用對流線曲率大，有漩渦和旋轉(zhuǎn)的內(nèi)部流場的模擬更加適用的RNG k－ε湍流模型，使用Scalable壁面函數(shù)。計算方法：計算過程中采用亞松弛因子，Coupled算法，在動量方程，k方程和ε方程選項中均采用二階迎風(fēng)格式。

2.3 結(jié)果分析

Case1：將送風(fēng)機C關(guān)閉，僅設(shè)置成壓力入口，表壓P=0 Pa。圖2的通風(fēng)模型即可簡化為兩端自然進風(fēng)，中部排風(fēng)的三通模型。收斂后各進排風(fēng)口風(fēng)量如下：Qa=242.35 m3/s，Qc=10.33 m3/s，Qb=-252.65 m3/s。

由管網(wǎng)并聯(lián)計算公式：

聯(lián)立式（3）～（5），解出管網(wǎng)系統(tǒng)阻力系數(shù)S=0.0148 kg/m7。改變排風(fēng)機全壓后，不同全壓下對應(yīng)的個排風(fēng)口風(fēng)量不同，但管網(wǎng)系統(tǒng)阻力系數(shù)S的計算誤差＜1%，認為本次實驗中阻力數(shù)S計算正確。

Case2：按實際中狹長空間標(biāo)準(zhǔn)工況下，B處排風(fēng)機及C處送風(fēng)機全部開啟，設(shè)B處壓力出口全壓P=-945Pa，C處壓力入口全壓P=635Pa，A處壓力入口P=0 Pa。收斂后各進排風(fēng)口風(fēng)量如下：Qa=156.02 m3/s，Qc=96.95 m3/s，Qb=-252.74 m3/s。

對比Case1和Case2結(jié)論：

1）兩次計算并聯(lián)管道阻力系數(shù)S的誤差＜1%，認為S計算正確，因此管網(wǎng)系統(tǒng)阻力方程為：

2）總排風(fēng)量僅取決于B處離心排風(fēng)機，C出送風(fēng)機的工況不能改變總排風(fēng)量，僅能改變并聯(lián)管段AB、AC流量分配比。

3）當(dāng)前工況B出口單離心風(fēng)機風(fēng)量11.37萬m3/h，與理論風(fēng)量14萬m3/h對比減少了17.76%；C處單臺風(fēng)機風(fēng)量5.81萬m3/h，與理論風(fēng)量6萬m3/h對比減少了3.1%。

由結(jié)論可知實際工況下相同風(fēng)機并聯(lián)后風(fēng)量不會出現(xiàn)多臺風(fēng)機風(fēng)量相疊加的情況，而是有一定損失。B處單臺離心排風(fēng)機模擬風(fēng)量與理論相比減少2.63萬m3/h。根據(jù)case2模擬結(jié)果，考慮B處離心風(fēng)機并聯(lián)損失，即可得到8臺離心風(fēng)機并聯(lián)的性能曲線，離心風(fēng)機擬合的性能曲線系數(shù)如表2（R2=0.9987）：

即，模擬風(fēng)機性能曲線為

聯(lián)立式（6）和（7），即可得到風(fēng)機性能曲線與管路性能曲線的焦點為該工況下風(fēng)機工作點，如圖3所示。圖中工作點的坐標(biāo)為 （907818 m3/h，941.2 Pa），與Case2中模擬得到的風(fēng)量90.96萬m3/h相比誤差為0.2%。

圖3 并聯(lián)性能曲線與工作點

當(dāng)狹長空間系統(tǒng)阻力改變時，管網(wǎng)阻力系數(shù)S將增大。通過對圖1狹長空間AB段和BC段分別增加一定數(shù)量的車輛時，得到的并聯(lián)性能曲線與工作點如圖4所示。其中系統(tǒng)阻力特性Ⅲ與風(fēng)機性能曲線Ⅳ的交點是圖3所述的工況。曲線Ⅱ與風(fēng)機性能曲線Ⅳ的交點是狹長空間AB段增加一臺大車、BC段增加兩臺小車時的工作點。曲線Ⅰ與風(fēng)機性能曲線Ⅳ的交點是狹長空間AB段增加兩臺大車、BC段增加四臺小車時的工作點。大車的長寬高分別為29.2 m、7.5 m、6.9 m，小車的長寬高分別為9.5 m、3.4 m、2.3 m。圖4中工作點 B 的坐標(biāo)為（889682 m3/h，1009.3 Pa），工作點 B 的坐標(biāo)為（836823 m3/h，1085.8 Pa）。

圖4 管網(wǎng)變化后并聯(lián)性能曲線與工作點

利用阻塞比來分析上圖中Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ的工況，阻塞比即實驗?zāi)Ｐ驮趯嶒烇L(fēng)道截面上的投影面積與風(fēng)道截面積之比。擬合得到管道阻力系數(shù)S與管段阻塞比的關(guān)系式 S=f(β)，擬合系數(shù)如表 3（R2=1）。

即管道阻力系數(shù)與阻塞比的關(guān)系式為：

式中：S為管道綜合阻力系數(shù)，kg/m7；β為管道阻塞比。

式（8）表明，在當(dāng)前并聯(lián)管段中，管道阻力系數(shù)S與管道阻塞比β近似成平方關(guān)系，且隨著阻塞比的增加而增大。

3 中部排風(fēng)模型實驗

3.1 實驗系統(tǒng)

為了更準(zhǔn)確確定不同工況下狹長空間中部排風(fēng)系統(tǒng)排除污染物所需要的時間，本文通過模型實驗來驗證，定常粘性流體的量綱關(guān)系式可以簡化為：

原型和模型試驗中很難保證同時滿足上述4個準(zhǔn)則數(shù)。歐拉（Eu）是待定準(zhǔn)則并且是弗勞德（Fr）準(zhǔn)則和雷諾（Re）準(zhǔn)則的函數(shù)，本文研究對象為等溫定常流動，忽略弗勞德（Fr）準(zhǔn)則數(shù)模型與原型的流動介質(zhì)是空氣，則認為（Pr）準(zhǔn)則數(shù)相等，因此考慮雷諾（Re）準(zhǔn)則數(shù)。根據(jù)文獻[9-10]中關(guān)于狹長空間多源匯合溫度擴散的模型實驗研究，本實驗選取的幾何縮尺為1∶13，風(fēng)速比例尺為 1∶1.82。AB 斷面尺寸為 1.4 m×0.8 m，BC斷面尺寸為1.4 m×0.4 m，模型中AB和BC兩段的Re數(shù)分別為4.32×104和2.49×104，模型已進入自動模型區(qū)。

圖5 模型送風(fēng)系統(tǒng)

實驗臺包括送風(fēng)、排風(fēng)風(fēng)機，風(fēng)管，變頻器，CO2發(fā)煙機以及測試儀器。測試儀器包括風(fēng)速儀、CO2濃度測量儀、微壓計等。送風(fēng)機型號為4-72-2.8A，風(fēng)量1131～2356 m3/h，風(fēng)壓 606～994 Pa，轉(zhuǎn)速 2900 r/min，功率1.5 kW；排風(fēng)機型號為4-72-NO3.6A，風(fēng)量2664～5268 m3/h，風(fēng)壓 989～1578 Pa，轉(zhuǎn)速 2900 r/min，功率3 kW。分別由1.5 kW和3.7 kW的變頻器控制。送風(fēng)口尺寸為70 cm×15 cm，排風(fēng)口尺寸為15 cm×15 cm。模型實驗現(xiàn)場圖如圖5、6所示。

圖6 模型排風(fēng)系統(tǒng)

3.2 實驗結(jié)果分析

CO2氣體示蹤實驗中所用工況都為AB段中1臺大車，BC段兩臺小車，共有關(guān)閉、開啟射流風(fēng)機兩種工況，每種工況有4組實驗，射流風(fēng)機布置在BC中間，風(fēng)量2中部排風(fēng)機對應(yīng)開啟8、7、6、4臺，模型實驗對 應(yīng) 排 風(fēng) 量 為 4140 m3/h、3623 m3/h、3105 m3/h、2070 m3/h，對應(yīng)工況編號為 A-1、B-1、C-1、D-1，開啟射流風(fēng)機時對應(yīng)的實驗編號為 A-2、B-2、C-2、D-2。CO2濃度測量儀記錄間隔為10 s，圖7顯示了不同中部風(fēng)機排風(fēng)量下排風(fēng)口處CO2氣體濃度變化。圖8顯示了開啟射流風(fēng)機時不同中部風(fēng)機排風(fēng)量下排風(fēng)口CO2氣體濃度變化。CO2氣體從0s開始在C斷面釋放，150 s時停止。

圖7 排風(fēng)口處CO2氣體濃度變化

從圖7中可以看出：1）每條曲線均有陡峭上升階段，緩慢增長階段，加速下降階段和緩慢下降階段。2）中部風(fēng)機排風(fēng)量的不同會導(dǎo)致CO2濃度變化有響應(yīng)的提前或滯后，A-1與D-1相比中部排風(fēng)量增加一倍，CO2濃度升到最高值的時間和降低至環(huán)境值的時間都提前約40 s。3）各工況最高CO2濃度基本相同，都在6000 ppm左右。

從圖8中可以看出：1）開啟射流風(fēng)機時中部排風(fēng)口CO2濃度達到峰值時間比不開啟時減少20 s。2）除A-2工況外其余工況CO2濃度最高值變化不大。

圖8 增加射流風(fēng)機后排風(fēng)口處CO2氣體濃度變化

4 結(jié)論

針對某狹長空間橫截面小、縱向距離長的特點，空間的氣流組織難以利用流體管網(wǎng)方式得出，文章通過對房間阻力系數(shù)的模擬，得出如下結(jié)論。

1）管網(wǎng)性能曲線與擬合風(fēng)機性能曲線的交點即風(fēng)機工作點與數(shù)值模擬得出的工況點誤差為1%，本方法有一定可行性。兩段式中部機械排風(fēng)系統(tǒng)中，若一端為自由端，另一端自由或加機械送風(fēng)，則總排風(fēng)量僅取決于中部排風(fēng)機狀態(tài)，機械送風(fēng)端風(fēng)機變化不能改變總排風(fēng)量，僅能改變兩管段流量分配比。在當(dāng)前并聯(lián)管段中，管道阻力系數(shù)S與管道阻塞比β近似成平方關(guān)系，且隨著阻塞比的增加而增大。

2）通過CO2氣體示蹤實驗得出在當(dāng)前模型下，排除CO2所需要時間為200 s，當(dāng)開啟射流風(fēng)機時所需要時間為180 s。