大空間豎向熱羽流對橫向冷射流的干擾作用鹽水模擬實(shí)驗(yàn)研究

王 昕 梁 云 葉李飛 馬靜思

(1 上海理工大學(xué)環(huán)境與建筑學(xué)院 上海 200093; 2 上海建科建筑節(jié)能評估事務(wù)所 上海 200032)

大空間豎向熱羽流對橫向冷射流的干擾作用鹽水模擬實(shí)驗(yàn)研究

王 昕1梁 云2葉李飛1馬靜思1

(1 上海理工大學(xué)環(huán)境與建筑學(xué)院 上海 200093; 2 上海建科建筑節(jié)能評估事務(wù)所 上海 200032)

以相似理論為依據(jù)，設(shè)計(jì)搭建了用于模擬大空間建筑室內(nèi)氣流組織的液態(tài)模型實(shí)驗(yàn)臺，對大空間建筑中常見的豎向熱羽流對橫向冷射流的影響規(guī)律進(jìn)行鹽水模擬實(shí)驗(yàn)研究。借助速度比例尺解決了冷射流與熱羽流系統(tǒng)的相似同步性問題。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：在豎向熱羽流作用下，橫向冷射流的運(yùn)動軌跡將發(fā)生向上的偏轉(zhuǎn)。單股豎向熱羽流對單股橫向冷射流對作用點(diǎn)上游的冷射流軌跡沒有明顯干擾作用，冷射流軌跡的抬升主要表現(xiàn)在作用點(diǎn)下游的冷射流末段。在兩個(gè)熱源形成的兩股豎向熱羽流作用下，單股橫向冷射流的運(yùn)動軌跡發(fā)生的偏轉(zhuǎn)量增大；豎向熱羽流與橫向冷射流的作用點(diǎn)不同，冷射流運(yùn)動軌跡受到的干擾作用大小也不同，在冷射流初段，冷射流的慣性力作用較強(qiáng)，不易受熱羽流干擾，而在冷射流末段，冷射流慣性力減弱，易受熱羽流干擾；相對于單股冷射流在兩股熱羽流作用下的運(yùn)動來說，兩股冷射流疊加后，熱羽流的干擾作用有所減弱。

大空間；鹽水實(shí)驗(yàn)；熱羽流；冷射流；射流軸心斷面速度分布

隨著城市建設(shè)和現(xiàn)代建筑的增加，大空間室內(nèi)熱環(huán)境及其舒適性研究逐漸為人們所關(guān)注[1]。目前高大空間建筑分層空調(diào)普遍采用噴口側(cè)送的氣流組織形式。在實(shí)際工程中對于噴口側(cè)送的氣流組織形式來說，大多只是簡單地套用半經(jīng)驗(yàn)射流公式進(jìn)行噴口送風(fēng)氣流組織計(jì)算，這種計(jì)算方法實(shí)際忽略了很多其他因素，如室內(nèi)熱源的性質(zhì)和位置等[2]。大空間建筑內(nèi)熱源形成的熱源羽狀流是一種不容忽視的氣流運(yùn)動，特別是在人員較多，設(shè)備發(fā)熱量大的場所，簡單套用半經(jīng)驗(yàn)射流公式就無法考察熱羽流浮升力對射流軌跡的干擾，因此氣流組織計(jì)算結(jié)果會有偏差。

目前模擬非等溫氣流運(yùn)動的液態(tài)模型實(shí)驗(yàn)多以鹽溶液作為實(shí)驗(yàn)介質(zhì)。鹽水模型實(shí)驗(yàn)在室內(nèi)氣流分布研究領(lǐng)域中的應(yīng)用始于20世紀(jì)90年代，Linden等[3]在1990年首次把鹽水模型實(shí)驗(yàn)研究方法應(yīng)用于置換式自然通風(fēng)的研究。Baines[4-5]提出一種測試羽流的新方法，并利用鹽水模型實(shí)驗(yàn)對該方法進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。南華大學(xué)劉迎云等[6-7]利用鹽水溶液在清水中的擴(kuò)散運(yùn)動模擬室內(nèi)冷射流運(yùn)動。哈爾濱工業(yè)大學(xué)王磊、高軍等[8-11]，利用鹽水模型實(shí)驗(yàn)方法對熱壓作用下的自然通風(fēng)進(jìn)行了研究。鹽水模型實(shí)驗(yàn)雖然在室內(nèi)氣流分布領(lǐng)域的研究中展示了其獨(dú)特的優(yōu)勢，但現(xiàn)有文獻(xiàn)中有關(guān)利用鹽水同時(shí)模擬自然對流與機(jī)械流動，及其相互作用的研究成果鮮有報(bào)道。

本文在國內(nèi)外相關(guān)研究基礎(chǔ)上，主要針對豎向自然流動對橫向機(jī)械流動的干擾問題，利用鹽水實(shí)驗(yàn)?zāi)M其運(yùn)動，并對其規(guī)律加以分析，為今后大空間噴口送風(fēng)氣流組織設(shè)計(jì)計(jì)算提供參考依據(jù)。

1 鹽水模型實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)思路

課題以上海理工大學(xué)新大空間實(shí)驗(yàn)基地為原型，根據(jù)相似理論，搭建了幾何比例尺為1:20的液態(tài)模型實(shí)驗(yàn)臺。實(shí)驗(yàn)臺可分為冷射流系統(tǒng)、熱羽流系統(tǒng)、主環(huán)境水箱、流場觀測系統(tǒng)、管路及附件等組成部分，如圖1所示。

利用不同濃度鹽水模擬熱羽流與環(huán)境空間、利用清水模擬冷射流。為能夠?qū)崿F(xiàn)熱羽流自然對流運(yùn)動，本次射流與羽流運(yùn)動系統(tǒng)為倒置系統(tǒng)。

冷射流注入口是模型空間主要的入口邊界條件，不僅體現(xiàn)在其幾何尺寸上，也體現(xiàn)在冷射流的出流特征。為此，本實(shí)驗(yàn)臺專門設(shè)計(jì)了文丘里噴嘴作為冷射流的注入口，其結(jié)構(gòu)如圖2所示。

點(diǎn)熱源形成的熱羽流是沒有初動量的純羽流。而在液態(tài)模型實(shí)驗(yàn)中，羽流注入口無法實(shí)現(xiàn)零初速和點(diǎn)源，模擬羽流的介質(zhì)總是從一定尺寸的注入口中以一定的流速流出的，也即虛源點(diǎn)是在熱羽流注入口后方某一位置處。目前在液態(tài)模型實(shí)驗(yàn)?zāi)M熱羽流的研究中應(yīng)用最廣泛的羽源注入口裝置是由Paul Cooper設(shè)計(jì)的，裝置結(jié)構(gòu)如圖3所示。

該裝置使熱羽流介質(zhì)先通過一個(gè)細(xì)小的開孔進(jìn)入一個(gè)相對較大的圓柱形空腔內(nèi)，然后再通過設(shè)置有致密網(wǎng)格的開口注入主環(huán)境水箱，使熱羽流鹽水通過突擴(kuò)的開口以紊流狀態(tài)注入一個(gè)相對較大的圓柱形空腔內(nèi)，進(jìn)而使熱羽流鹽水以紊流的流態(tài)流出熱羽流注入裝置的開口。該熱羽流注入口裝置不僅補(bǔ)償了虛擬源的位置還可減小鹽水的初始動量。

通過對氣流運(yùn)動控制方程組和液態(tài)流體運(yùn)動控制方程組的分析，結(jié)合相似理論分析了氣流運(yùn)動和液態(tài)流體運(yùn)動的相似性，并推導(dǎo)得到液態(tài)模型實(shí)驗(yàn)的相似準(zhǔn)則數(shù)為Re、Ar和Pr(Sc)，考慮到自?；F(xiàn)象和忽略次要因素，確定以Ar作為主要準(zhǔn)則數(shù)，以此作為設(shè)計(jì)搭建液態(tài)模型實(shí)驗(yàn)臺的依據(jù)。

原型中的熱源與模型中羽流鹽水注入的模擬不能簡單套用冷射流系統(tǒng)相似比例尺，而應(yīng)以浮力通量相似作為源相似的重要條件。以速度相似比例尺作為與冷射流系統(tǒng)相聯(lián)系的條件。

在原型空間中，對于發(fā)熱量為Wn的熱源：

Wn=(T-T0)cpρ0Qn

(1)

(2)

式中：Wn為熱源發(fā)熱量，J/s;cp為空氣定壓比熱容，J/(kg·K)；Qn為熱源附近被加熱的空氣的流量，m3/s；ρ為熱源附近空氣被加熱后的密度，kg/m3；ρ0為環(huán)境空氣密度，kg/m3；T為熱源附近空氣被加熱后的溫度，K；T0為環(huán)境空氣溫度，K。

在鹽水流動和空氣運(yùn)動中，羽源體積流量分別為Qm和Qn，密度分別為ρm和ρn，周圍環(huán)境密度分別為ρm0和ρn0，重力加速度分別為gm和gn，則兩者的折減重力加速度分別為：

(3)

(4)

浮力通量定義為羽流的體積流量Q與折減重力加速度g′的乘積。對于模型空間來說，熱羽流鹽水的浮力通量為：

(5)

式中：Bm為鹽水浮力通量，m4/s3；Qm為熱羽流體積流量，m3/s。原型空間中，熱羽流浮力通量為：

(6)

式中：Bn為熱羽流浮力通量，m4/s3；β為熱膨脹系數(shù)，K-1。

(7)

經(jīng)推導(dǎo)，冷射流系統(tǒng)與羽流系統(tǒng)設(shè)計(jì)相似比例尺分別如表1和表2所示。

2 液態(tài)模型實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

2.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)概述

圖4為實(shí)驗(yàn)臺實(shí)物圖。該實(shí)驗(yàn)臺原型實(shí)驗(yàn)基地設(shè)置上下兩排各8個(gè)噴口，噴口出口尺寸為373 mm，每排噴口間距為1.5 m，兩排噴口高度分別為8.15 m和5.5 m。實(shí)驗(yàn)臺冷射流系統(tǒng)配備了三種不同尺寸的文丘里噴嘴，可根據(jù)不同實(shí)驗(yàn)工況隨時(shí)拆換，三種噴嘴尺寸分別為：18.7 mm、12 mm、8.7 mm，其中18.7 mm文丘里噴嘴對應(yīng)實(shí)驗(yàn)基地中的出口內(nèi)徑為373 mm的噴口，其余兩種分別對應(yīng)于工程中常見的兩個(gè)型號的噴口：240 mm、174 mm。實(shí)驗(yàn)臺羽流系統(tǒng)根據(jù)不同熱源強(qiáng)度設(shè)計(jì)了兩種不同尺寸的羽流注入口，也可根據(jù)模擬熱源強(qiáng)度的不同隨時(shí)拆換，兩種羽流注入口的出口尺寸分別為5 mm和10 mm。

2.2 實(shí)驗(yàn)測試概述

1)測試對象

利用流速儀測試噴口射流軸心斷面速度分布，并以此作為描述熱羽流對冷射流干擾作用的分析對象。

2)測點(diǎn)布置及測試儀器

測點(diǎn)布置如圖5所示。流速測點(diǎn)共4列，每列15個(gè)測點(diǎn)，共60個(gè)測點(diǎn)。測點(diǎn)橫向間隔為200 mm，測點(diǎn)豎向間隔為20 mm。實(shí)驗(yàn)采用4個(gè)流速傳感器同時(shí)測試同一水平面的4個(gè)測點(diǎn)，然后利用流速儀的采樣時(shí)間間隔豎向移動傳感器探頭20 mm，依次移動14次可完成全部60個(gè)測點(diǎn)的流速測試。

實(shí)驗(yàn)所用測量設(shè)備為LGY—Ⅲ型多功能智能流速儀，該流速儀配置了新型流速旋漿傳感器，起動流速≤1 cm/s。流速測量范圍：1～300 cm/s；采樣時(shí)間：1～99 s任選。

3 實(shí)驗(yàn)工況

實(shí)驗(yàn)工況及參數(shù)設(shè)定如表3所示。

注：環(huán)境水箱鹽水密度為1003.59 kg/m3；冷射流介質(zhì)采用清水，密度為998.303 kg/m3；對應(yīng)原型環(huán)境空間空氣溫度26 ℃，冷射流送風(fēng)溫差8 ℃。

4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

4.1 單股熱羽流對單股冷射流的干擾

圖6、圖8所示為單股冷射流運(yùn)動的軸心斷面速度分布圖，圖7、圖9和圖10所示為單股冷射流在單股熱羽流作用下的軸心斷面速度分布圖。熱羽流注入口的水平位置在x=50 cm處，與模型相對應(yīng)，原型中熱源位置位于x=10 m處。

對比單股冷射流運(yùn)動的速度分布圖可知，受豎向熱羽流的作用，作用點(diǎn)下游附近冷射流的速度擴(kuò)散范圍變小，以初速度為5 m/s的冷射流為例，受500 W熱源形成的豎向熱羽流作用，在x=12 m(作用點(diǎn)下游相距2 m)處的冷射流速度擴(kuò)散范圍(以v=0.2 m/s邊界)減小了約12%；豎向熱羽流作用于橫向冷射流的中段時(shí)，冷射流的速度擴(kuò)散在二者相互作用點(diǎn)上游保持其基本的結(jié)構(gòu)，但中心區(qū)域的速度擴(kuò)散明顯后推，以原型初速為8 m/s的單股冷射流為例，其中心區(qū)域末端位置為x=9.1 m，在發(fā)熱量為500 W熱源形成的熱羽流作用下，其中心區(qū)域后推至x=10 m。

實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，在熱源形成的豎向熱羽流作用下，橫向冷射流的運(yùn)動軌跡發(fā)生了向上的偏轉(zhuǎn)；在相同發(fā)熱量熱源形成的熱羽流作用下，初速為8 m/s的冷射流的運(yùn)動軌跡受到的干擾比初速為5 m/s的冷射流?。粚τ诔跛贋? m/s的水平冷射流來說，發(fā)熱量大的熱源(1000 W)對其運(yùn)動軌跡的干擾強(qiáng)于發(fā)熱量小的熱源(500 W)；單股豎向熱羽流對單股橫向冷射流對作用點(diǎn)上游的冷射流軌跡沒有明顯干擾作用，冷射流軌跡的抬升主要表現(xiàn)在作用點(diǎn)下游的冷射流末段。

4.2 兩股熱羽流對單股冷射流的干擾

圖11、圖12和圖13所示為不同工況單股冷射流在兩股熱羽流作用下的軸心斷面速度分布圖。羽源注入口的水平位置分別在x=30 cm和x=70 cm處，與模型相對應(yīng)，原型中熱源位置位于x=6 m和14 m處。

兩股相同強(qiáng)度的豎向羽流分別作用于橫向射流的初段和末端，由圖可以看出：初速為5 m/s和8 m/s的冷射流初段速度擴(kuò)散均能保持其基本結(jié)構(gòu)，但中心區(qū)域的速度擴(kuò)散明顯后推，以原型初速為8 m/s的單股冷射流為例，其中心區(qū)域末端位置為x=9.1 m，在兩個(gè)發(fā)熱量為500 W熱源形成的熱羽流作用下，其中心區(qū)域后推至x=12.4 m；兩股相同強(qiáng)度的熱羽流作用于冷射流的初段和末段，在這兩個(gè)作用點(diǎn)處對射流運(yùn)動軌跡的干擾作用大小各不相同，以兩個(gè)1000 W熱源形成的兩股羽流作用下的8 m/s冷射流為例，在x=6 m處，冷射流軸心軌跡豎向偏移量基本保持不變，在x=14 m處，冷射流軸心軌跡上升了約0.7 m。

實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果表明：在兩個(gè)熱源形成的兩股豎向熱羽流作用下，單股橫向冷射流的運(yùn)動軌跡發(fā)生的偏轉(zhuǎn)量增大；豎向熱羽流與橫向冷射流的作用點(diǎn)不同，冷射流運(yùn)動軌跡受到的干擾作用大小也不同；兩股相同強(qiáng)度的豎向熱羽流分別作用于冷射流的初段和末段，熱羽流對冷射流初段的運(yùn)動軌跡無明顯干擾作用，而對冷射流末段的運(yùn)動軌跡干擾作用明顯，說明在冷射流初段，冷射流的慣性力作用較強(qiáng)，不易受熱羽流干擾，而在冷射流末段，冷射流慣性力減弱，易受熱羽流干擾。

4.3 兩股熱羽流對兩股疊加冷射流的干擾

工況9和工況10分別測試了兩股冷射流疊加和兩股疊加冷射流在兩股熱羽流作用下的運(yùn)動情況，其軸心斷面速度分布分別如圖14和圖15所示。兩股冷射流的噴口間距為7.5 cm，與模型相對應(yīng)，原型中兩噴口間距為1.5 m。羽源注入口的水平位置分別在x=30 cm和x=70 cm處，與模型相對應(yīng)，原型中熱源位置位于x=6 m和14 m處。

由兩股冷射流疊加運(yùn)動速度分布圖對比單股冷射流運(yùn)動的速度分布圖可以看出：在冷射流初段冷射流的運(yùn)動軌跡和速度擴(kuò)散保持其基本結(jié)構(gòu)，冷射流中段(約x=8 m處)，冷射流軌跡開始發(fā)生偏轉(zhuǎn)，兩股冷射流運(yùn)動的速度疊加后軸心軌跡在x=16 m處上升了約0.91 m；在x=16 m處，冷射流的速度擴(kuò)散范圍(以v=0.2 m/s邊界)增加了約11%；由于兩股冷射流的疊加效應(yīng)，冷射流的中心區(qū)域的速度擴(kuò)散明顯后推，以原型初速為5 m/s的單股冷射流為例，中心區(qū)域末端位置為x=8.9 m，兩股冷射流疊加后，其中心區(qū)域后推至約x=9.5 m處。再對比兩股橫向冷射流在兩股豎向熱羽流作用下的速度分布圖可以看出：在冷射流初段冷射流的運(yùn)動軌跡和速度擴(kuò)散保持其基本結(jié)構(gòu)，在末段的作用點(diǎn)(x=14 m)處，冷射流的速度擴(kuò)散范圍(以v=0.2 m/s邊界)減小了約13%；在冷射流中段前端(約x=6 m處)，冷射流軌跡開始發(fā)生偏轉(zhuǎn)，在兩股500 W熱源形成的熱羽流作用下，初速為5 m/s的兩股冷射流疊加后在x=16 m處軸心軌跡上升了約0.40 m。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，相對于單股冷射流在兩股熱羽流作用下的運(yùn)動來說，兩股冷射流疊加后受熱羽流的影響相對較小。

5 結(jié)論

1)借助相同速度比例尺，可實(shí)現(xiàn)冷射流系統(tǒng)與熱羽流系統(tǒng)的相似同步性，模擬二者相互運(yùn)動規(guī)律。

2)在單個(gè)熱源形成的單股豎向熱羽流作用下，單股橫向冷射流的運(yùn)動軌跡發(fā)生了向上的偏轉(zhuǎn)。受豎向熱羽流的作用，作用點(diǎn)下游附近冷射流的速度擴(kuò)散范圍變小。

3)在兩個(gè)熱源形成的兩股豎向熱羽流作用下，單股橫向冷射流的運(yùn)動軌跡發(fā)生的偏轉(zhuǎn)量增大。豎向熱羽流與橫向冷射流的作用點(diǎn)不同，冷射流運(yùn)動軌跡受到的干擾程度也不同：在冷射流初段，冷射流的慣性力作用較強(qiáng)，不易受熱羽流干擾，而在冷射流末段，冷射流慣性力減弱，易受熱羽流干擾。

4)相對于單股冷射流在兩股熱羽流作用下的運(yùn)動來說，兩股冷射流疊加后，熱羽流的干擾作用有所減弱。

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About the author

Wang Xin, female, associate professor, School of Environment and Architecture, University of Shanghai for Science and Technology,+86 21-55271045,E-mail:wangxinshiyun@126.com. Reasearch fields: thermal environment in large space buildings and building energy conservation.

Analysis of Salt-bath Scaled Model on Horizontal Cold Jet Effected by Vertical Thermal Plume in Large Space

Wang Xin1Liang Yun2Ye Lifei1Ma Jingsi1

(1.School of Environment and Architecture, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai, 200093, China; 2. Shanghai Jianke Building Energy Assessment & Consultancy Co., Ltd., Shanghai, 200032, China)

Based on the similarity theory, a box containing liquid aimed to model the indoor air distribution in a large space building was constructed, and the liquid experiments were taken to explore the pattern of the effect of the vertical developing plumes on the horizontal jets in large space buildings. The velocity ratio of the model to the prototype was taken to figure out the similarity between the cold jets and the thermal plumes. The results of the experiments show that, under the effect of the vertical developing plumes, the motion curve of the horizontal jets deviated upward. The single plume has little effect on the forepart before the countering point of the plume and jet. The raising of the jet curve is in the terminal of the cold jet. Under the effect of the two plumes, the deviation of a single jet increased. The deviation of the jet curve differs with the countering point of the plumes and the jet changing. In the forepart of the jet, the initial force of the jet predominates, thus the curve is not easy to deviate. However, in the terminal of the jet, the initial force of the jet weakens, and the curve is easy to be disturbed by the plume. Compared with the effect of different plumes, the effect of two plumes on the motion of the single jet weakens after two jets interact.

large space; salt-bath experiment; thermal plume; cold jet; velocity distribution of the jet axis section

0253- 4339(2015) 01- 0045- 07

10.3969/j.issn.0253- 4339.2015.01.045

國家自然科學(xué)基金(51108263 & 51278302)資助項(xiàng)目。(The project was supported by the National Natural Science Foundation of China (No.51108263 & No.51278302).)

2014年1月16日

TB61+1； TU831

A

王昕，女，副教授，上海理工大學(xué)環(huán)境與建筑學(xué)院，(021)55271045，E-mail: wangxinshiyun@126.com。研究方向：大空間建筑室內(nèi)熱環(huán)境及節(jié)能研究。