分層空調(diào)下高大焊接廠房雙擴(kuò)散對(duì)流

王沨楓，劉志強(qiáng)，Christoph van Treeck，王漢青， 3，唐文武， 3，寇廣孝， 3

（1. 中南大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410083；2. Faculty of Civil Engineering，RWTH Aachen University，Aachen，52074；3. 湖南工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 株洲，412008）

分層空調(diào)下高大焊接廠房雙擴(kuò)散對(duì)流

王沨楓1， 2，劉志強(qiáng)1，Christoph van Treeck2，王漢青1， 3，唐文武1， 3，寇廣孝1， 3

（1. 中南大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410083；2. Faculty of Civil Engineering，RWTH Aachen University，Aachen，52074；3. 湖南工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 株洲，412008）

利用計(jì)算流體力學(xué)技術(shù)并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)分析分層空調(diào)系統(tǒng)設(shè)計(jì)關(guān)鍵參數(shù)如送風(fēng)量、送風(fēng)速度及分層高度等對(duì)某高大焊接廠房室內(nèi)雙擴(kuò)散對(duì)流及通風(fēng)空調(diào)效果和效率的影響。同時(shí)，還分析高大焊接廠房分層通風(fēng)空調(diào)系統(tǒng)的適用性。研究結(jié)果表明：廠房下部風(fēng)口排風(fēng)比宜取為75%；送風(fēng)量安全系數(shù)Ks可取為2.5～4.0；提高送風(fēng)速度、下部排風(fēng)口底部安裝高度及降低分層高度均無法有效提升廠房通風(fēng)空調(diào)效果和效率；各工況下廠房室內(nèi)流體運(yùn)動(dòng)、熱、質(zhì)輸運(yùn)為雙擴(kuò)散混合或自然對(duì)流，焊接表面Nusselt數(shù)及Sherwood數(shù)基本不變；當(dāng)廠房焊接煙塵散發(fā)量大時(shí)，分層空調(diào)節(jié)能性是一大挑戰(zhàn)。將焊接熱和污染源簡(jiǎn)化為穩(wěn)態(tài)散發(fā)的條縫形熱和污染面源，室內(nèi)焊接煙塵質(zhì)量濃度模擬值與實(shí)測(cè)值較好地吻合，相對(duì)誤差為11.2%。

計(jì)算流體力學(xué)；現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)；分層空調(diào)；雙擴(kuò)散對(duì)流

近年來，中國(guó)部分城市頻繁遭受PM2.5（環(huán)境空氣中空氣動(dòng)力學(xué)直徑≤2.5 μm的顆粒物）污染［1-2］。機(jī)械加工業(yè)中廣泛使用的焊接技術(shù)所產(chǎn)生的有毒有害物質(zhì)（主要為焊接煙塵）不僅危害工人健康，排至室外還會(huì)加劇大氣環(huán)境污染。高大焊接廠房室內(nèi)雙擴(kuò)散對(duì)流十分復(fù)雜，選擇合理的通風(fēng)方式極為重要。NIEMELA等［3］通過實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)在置換通風(fēng)下高大焊接廠房室內(nèi)六價(jià)鉻與三價(jià)鉻及總懸浮顆粒物的分布規(guī)律完全相反。蔡治平等［4］推導(dǎo)得到自然通風(fēng)和機(jī)械通風(fēng)下焊接煙塵在大型船體裝焊車間內(nèi)的擴(kuò)散模式，發(fā)現(xiàn)熱力分層處煙塵質(zhì)量濃度最高。卜智翔等［5］利用計(jì)算流體力學(xué)（CFD）分析在自然通風(fēng)下某焊接結(jié)構(gòu)車間焊接氣溶膠的擴(kuò)散，認(rèn)為焊接密集區(qū)需設(shè)置局部排風(fēng)。朱偉民等［6］指出機(jī)械通風(fēng)在高大焊接廠房的應(yīng)用中仍存在許多問題，如風(fēng)機(jī)布置、噪聲及寒冷地區(qū)冬季補(bǔ)風(fēng)等。楊柯等［7］應(yīng)用 CFD 比較了置換通風(fēng)和混合通風(fēng)在某封閉焊接廠房的應(yīng)用，認(rèn)為置換通風(fēng)更具優(yōu)越性。WANG等［8］通過 CFD并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)發(fā)現(xiàn)崗位送風(fēng)與置換通風(fēng)結(jié)合下高大焊接廠房室內(nèi)煙塵分布受送風(fēng)末端安裝高度的影響。分層空調(diào)因其節(jié)能性而受到關(guān)注［9-11］，圍繞其開展的研究已取得一些成果［12-13］，同時(shí)在某些高大空間建筑中分層空調(diào)已成功應(yīng)用［14-15］。然而，分層空調(diào)在高大焊接廠房的應(yīng)用較少。事實(shí)上，焊接廠房?jī)?nèi)極為復(fù)雜的雙擴(kuò)散對(duì)流運(yùn)動(dòng)，對(duì)分層空調(diào)的成功應(yīng)用是一大挑戰(zhàn)。因此，本文作者討論某高大焊接廠房分層空調(diào)的下部風(fēng)口排風(fēng)比、送風(fēng)量、送風(fēng)速度（送風(fēng)噴口直徑）、下部排風(fēng)口底部安裝高度、焊件（工位）位置及分層高度對(duì)室內(nèi)雙擴(kuò)散對(duì)流及通風(fēng)空調(diào)系統(tǒng)效果和效率的影響，為高大焊接廠房分層空調(diào)設(shè)計(jì)提供參考。

1　焊接廠房概況、物理模型、分層空調(diào)設(shè)計(jì)和數(shù)值模擬方法

1.1焊接廠房概況及物理模型

鄭州某焊接廠房長(zhǎng)（x方向）為153.0 m，寬（y方向）為95.6 m，高（z方向）為13.5 m，共4跨。東、南、北外墻上部8.5 m處設(shè)有1.5 m高的采光窗帶；東外墻下部每跨有1門2窗，南、北外墻下部各有5門12窗，下部所有窗寬為5.0 m、高為4.2米，小門寬為3.0 m、高為5.0 m，大門寬為5.5 m（或6.5 m）、高為5.0 m。西側(cè)墻為內(nèi)墻。廠房?jī)?nèi)共有18 kW焊機(jī)148臺(tái)，同時(shí)工作系數(shù)為0.7，焊接工藝為手工電弧焊，每臺(tái)焊機(jī)產(chǎn)塵率為3 mg/s。焊縫簡(jiǎn)化成寬為0.5 m、長(zhǎng)為0.04 m的長(zhǎng)方形，焊件（工位）高為1.0 m、長(zhǎng)為2.0 m、寬為0.5 m。廠房頂部有400 W鹵素?zé)?72盞，鑒于燈具結(jié)構(gòu)對(duì)人員活動(dòng)區(qū)流場(chǎng)影響小，為簡(jiǎn)化計(jì)算，模型中不體現(xiàn)燈具結(jié)構(gòu)，照明功率折合為廠房?jī)?nèi)熱源。焊接工人簡(jiǎn)化成表面積為1.8 m2的長(zhǎng)方體（長(zhǎng)×寬×高為0.35 m×0.15 m×1.70 m），廠房?jī)?nèi)工人為中輕度勞動(dòng)。廠房擬采用分層空調(diào)進(jìn)行除塵、排熱?？照{(diào)機(jī)組處理后的新鮮空氣由位于廠房中部的可調(diào)角度噴口送出，而后由廠房上、下部的排風(fēng)口排出。廠房各跨結(jié)構(gòu)、布局相似且風(fēng)口布置均勻、對(duì)稱，因而各跨氣流組織相似。由于計(jì)算資源所限，本文僅選取最北側(cè)的一跨進(jìn)行建模及CFD模擬。圖1所示為CFD模擬物理模型及特征線（L1（x=17.9 m，y=20.2 m，0≤z≤13.5 m），L2（x=17.9 m，y=16.0 m，0≤z≤13.5 m），L3（x=17.9 m，y=12.0 m，0≤z≤13.5 m），L4（x=45.9 m，y=12.0 m，0≤z≤13.5 m），L5（x=45.9 m，y=8.0 m，0≤z≤13.5m），L6（x=76.5 m，y=12.0 m，0≤z≤13.5 m）和L7（x=76.5 m，y=8.0 m，0≤z≤13.5 m））。

1.2CFD數(shù)學(xué)模型

CFD法通過在三維空間中數(shù)值求解如下穩(wěn)態(tài)時(shí)均Navier-Stokes方程而獲得速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)和污染物質(zhì)量濃度分布［16］：

式中：d為流體密度，kg/m3；u為速度矢量，m/s；Γφ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；φ為通用變量；Sφ為源項(xiàng)。采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型封閉方程組。

1.3分層空調(diào)負(fù)荷及氣流組織理論計(jì)算

廠房夏季室內(nèi)設(shè)計(jì)溫度為27 ℃。分層空調(diào)夏季冷負(fù)荷及氣流組織根據(jù)文獻(xiàn)［12］計(jì)算。通風(fēng)空調(diào)系統(tǒng)送風(fēng)量除滿足消除室內(nèi)余熱、余濕外，還應(yīng)滿足消除廠房焊接煙塵，也即送風(fēng)量不應(yīng)小于Qs=m/（ρy-ρj）（其中，m為焊接煙塵散發(fā)量，mg/h；ρy為室內(nèi)空氣焊接煙塵最大容許質(zhì)量濃度，mg/m3；ρj為送風(fēng)中焊接煙塵質(zhì)量濃度，mg/m3）。為保證除塵效果，本文各設(shè)計(jì)工況送風(fēng)量以2Qs作為最低標(biāo)準(zhǔn)。廠房分層通風(fēng)空調(diào)系統(tǒng)各設(shè)計(jì)方案如表1所示，其中設(shè)計(jì)方案1為基準(zhǔn)方案。

圖1　CFD模擬模型及特征線Fig. 1　CFD simulation model and sampling observation perpendicular lines

表1　算例安排Table 1 Cases for investigation

表2　各算例壁面熱邊界條件Table 2 Thermal boundary condition of each wall W/m2

1.4邊界條件及數(shù)值求解

送風(fēng)中不含污染物，送風(fēng)湍動(dòng)能及其耗散率由k=1.5×（uI）2及ε=Cμ0.75k1.5/（0.07H）確定（其中：I為湍流強(qiáng)度；Cμ為湍流模型常量；H為特征長(zhǎng)度，m）。其余送風(fēng)參數(shù)見表 1。固體壁面為無滑移壁面，南側(cè)壁面設(shè)為對(duì)稱邊界，其余各壁面熱邊界如表2所示。各工況流體Schmitt數(shù)及Prandtl數(shù)為常數(shù)。采用SIMPLE法耦合時(shí)均動(dòng)量及壓力。完全湍流區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn) k-ε湍流模型，近壁區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。采用有限體積法離散控制方程組，網(wǎng)格為四面體網(wǎng)格。方程對(duì)流及擴(kuò)散項(xiàng)采用二階中心差分格式。進(jìn)、出口及各壁面附近網(wǎng)格加密。當(dāng)連續(xù)性方程、動(dòng)量方程殘差低于10-3，能量方程殘差低于 10-6，同時(shí)流場(chǎng)內(nèi)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度、污染物質(zhì)量濃度不再變化時(shí)，認(rèn)為計(jì)算收斂。

2　實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

CFD模擬高大焊接廠房室內(nèi)氣流組織的準(zhǔn)確性雖已得到驗(yàn)證［8］，為驗(yàn)證本文CFD數(shù)值模型及模擬所做簡(jiǎn)化假設(shè)（如將焊接熱和污染源簡(jiǎn)化為穩(wěn)態(tài)散發(fā)的條縫形熱和污染面源）的合理性，對(duì)鄭州某高大焊接廠房室內(nèi)焊接煙塵質(zhì)量濃度分布進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)，并將測(cè)得的焊接煙塵質(zhì)量濃度與CFD模擬值進(jìn)行對(duì)比。該廠房目前裝置一套置換通風(fēng)系統(tǒng)。新鮮空氣由168個(gè)安裝在離地1.5 m高的KTSF-5.0KS送風(fēng)筒送入室內(nèi)，而后經(jīng)由208個(gè)安裝在高為12 m、長(zhǎng)×寬為0.5 m× 0.5 m的排風(fēng)口排出室外。測(cè)試時(shí)，系統(tǒng)全新風(fēng)運(yùn)行，實(shí)測(cè)總送風(fēng)量約850 000 m3/h，送風(fēng)溫度為19 ℃。焊接煙塵質(zhì)量濃度采用 CEL-712型粉塵質(zhì)量濃度測(cè)定儀測(cè)定，儀器測(cè)量靈敏度為0.001 mg/m3，每個(gè)測(cè)點(diǎn)各測(cè)3次，取其均值。同時(shí)，用TM910型紅外測(cè)溫槍測(cè)出各壁面溫度，作為CFD模擬固體壁面熱邊界條件。廠房置換通風(fēng)CFD模擬模型及測(cè)點(diǎn)如圖2所示。焊接煙塵質(zhì)量濃度CFD模擬值和測(cè)量值對(duì)比如圖3所示。從圖 3可見：二者變化趨勢(shì)基本一致，相對(duì)誤差（∑|ρsimp-ρmeasur|/ρmeasur）/n為11.2%。二者產(chǎn)生偏差一方面是由于實(shí)際焊接煙塵擴(kuò)散并不穩(wěn)定、焊機(jī)工作具有隨機(jī)性以及室內(nèi)空氣脈動(dòng)等，導(dǎo)致廠房?jī)?nèi)焊接煙塵分布實(shí)際上不可能處于完全穩(wěn)定的狀態(tài)；另一方面是由于CFD模擬將焊接煙塵散發(fā)位置及散發(fā)量固定，與實(shí)際情況并不完全一致。但總體來看，焊接煙塵質(zhì)量濃度模擬值和測(cè)量值變化趨勢(shì)基本一致，說明本文熱源和污染源簡(jiǎn)化假設(shè)的合理性以及CFD模擬的準(zhǔn)確性。

圖2　置換通風(fēng)系統(tǒng)下高大焊接廠房CFD模擬模型及測(cè)點(diǎn)Fig. 2　CFD simulation model of high-rise welding hall with displacement ventilation system and measurement points

圖3　污染物質(zhì)量濃度CFD模擬值和測(cè)量值對(duì)比Fig. 3　Comparisons between CFD simulation results and measurement data of mass concentrations of welding fume

3　特征指標(biāo)

焊接壁面平均Nusselt數(shù)（Nu）和Sherwood數(shù)（Sh）可用來評(píng)價(jià)焊接壁面向室內(nèi)傳熱、傳質(zhì)的速率，定義如下［16］：

式中：H為特征長(zhǎng)度，m，文中取為廠房1跨的半寬；qT為焊接壁面熱流量，W/m2；Tsou為焊接壁面平均溫度，K；Tin為送風(fēng)溫度，K；λ為流體導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）；qρ為焊接煙塵單位面積散發(fā)量，mg/（m2·s）；ρsou為焊接壁面平均煙塵質(zhì)量濃度，mg/m3；D為焊接煙塵擴(kuò)散系數(shù)，m2/s。

式中：Vt，Vρ及Vv分別為人員活動(dòng)區(qū)離散測(cè)點(diǎn)（假設(shè)測(cè)點(diǎn)所在的離散區(qū)域內(nèi)各物理量分布均勻）溫度、焊接煙塵質(zhì)量濃度及風(fēng)速滿足設(shè)計(jì)要求所占空間體積，m3；Voz為人員活動(dòng)區(qū)體積，m3；Tlo為測(cè)點(diǎn)溫度，K；Td為室內(nèi)設(shè)計(jì)溫度，K；ρlo為測(cè)點(diǎn)焊接煙塵質(zhì)量濃度，mg/m3；ρmax為最高允許質(zhì)量濃度，mg/m3；vlo為測(cè)點(diǎn)風(fēng)速，m/s；vmax為最高允許風(fēng)速，m/s。

鑒于焊點(diǎn)周圍客觀存在風(fēng)速、溫度及煙塵質(zhì)量濃度無法滿足設(shè)計(jì)要求的空間，且部分廠房對(duì)風(fēng)速無嚴(yán)格要求，因此規(guī)定當(dāng)PT≥95%及Pρ≥95%時(shí)，通風(fēng)空調(diào)效果滿足設(shè)計(jì)要求，若同時(shí)Pv≥95%，則認(rèn)為通風(fēng)空調(diào)效果優(yōu)秀。本文廠房夏季空調(diào)設(shè)計(jì)溫度為300 K、焊接煙塵最高允許質(zhì)量濃度為4 mg/m3、風(fēng)速最高允許為0.5m/s以避免焊接質(zhì)量受其影響。

通風(fēng)空調(diào)系統(tǒng)整體排熱效率εT及除塵效率ερ可用來評(píng)價(jià)本文分層空調(diào)系統(tǒng)的排熱和除塵效率。這2個(gè)指標(biāo)定義如下［17］：

式中：Te為排風(fēng)口空氣溫度，K；ρe為排風(fēng)口焊接煙塵質(zhì)量濃度，mg/m3；ρin為送風(fēng)焊接煙塵質(zhì)量濃度，mg/m3。

4　結(jié)果和討論

4.1 流場(chǎng)分析

Richardson數(shù)（Ri）是判別廠房?jī)?nèi)氣流流態(tài)的重要依據(jù)。當(dāng) Ri＞＞1時(shí)，自然對(duì)流占據(jù)主導(dǎo)地位；當(dāng)Ri＜＜1時(shí)，強(qiáng)制對(duì)流占據(jù)主導(dǎo)地位；當(dāng)Ri≈1時(shí)，強(qiáng)制對(duì)流和自然對(duì)流均不可忽視，流動(dòng)為混合對(duì)流。本文各分層通風(fēng)空調(diào)設(shè)計(jì)方案下，Ri為2.0～22.0，廠房?jī)?nèi)氣流流態(tài)為混合對(duì)流或自然對(duì)流。本文只給出基準(zhǔn)方案下廠房?jī)?nèi)風(fēng)速、溫度及焊接煙塵質(zhì)量濃度的分布。

圖4所示為基準(zhǔn)設(shè)計(jì)方案下高大焊接廠房室內(nèi)流場(chǎng)。從圖4（a）～4（c）可看出：送風(fēng)射流在射流方向上快速衰減，在對(duì)噴射流匯合前已衰減至0.3 m/s。焊接煙塵密度比空氣密度大，因而浮升力比N＜0，也即焊接煙塵質(zhì)量濃度差形成的質(zhì)浮升力方向向下與焊接熱形成的熱浮升力作用方向相反，抑制室內(nèi)對(duì)流運(yùn)動(dòng)。然而，焊接產(chǎn)塵量低（mg·s-1），質(zhì)浮升力遠(yuǎn)小于熱浮升力，因而，從圖4（a）～圖4（c）還可觀察到：焊接熱產(chǎn)生的浮力流和送風(fēng)射流在焊件和噴口之間形成了巨大的渦旋并主導(dǎo)了室內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)。由于廠房高度大，送風(fēng)動(dòng)量及熱浮力流對(duì)近屋面空間氣流運(yùn)動(dòng)幾無影響，此部分氣流運(yùn)動(dòng)為圍護(hù)結(jié)構(gòu)與室內(nèi)空氣溫差驅(qū)動(dòng)的自然對(duì)流。從圖4（d）～圖4（i）看出：人員活動(dòng)區(qū)溫度分布均勻且大部分處于300～301 K之間，焊接密集區(qū)（x=8.6 m）相當(dāng)一部分區(qū)域煙塵質(zhì)量濃度超過允許值而焊接稀疏區(qū)（x=64.7 m）質(zhì)量濃度則在1 mg/m3之內(nèi)，主要原因是熱、質(zhì)輸運(yùn)方程邊界條件及擴(kuò)散系數(shù)不同，此外，Lewis數(shù)大于 1，使得質(zhì)邊界層比熱邊界層薄，傳質(zhì)速率高于傳熱速率；焊接熱和煙塵首先通過浮力流向上輸運(yùn)，當(dāng)?shù)竭_(dá)噴口高度時(shí)，在噴口射流卷吸下，部分再次進(jìn)入人員活動(dòng)區(qū)，其余則繼續(xù)向廠房上部輸運(yùn)；由于距送風(fēng)口較遠(yuǎn)，焊接人員身后存在溫度和煙塵質(zhì)量濃度無法滿足設(shè)計(jì)要求的區(qū)域；廠房近屋面的空間因自然對(duì)流輸運(yùn)作用弱，熱量和煙塵傳輸方式以擴(kuò)散為主，因此，溫度等值線平行于屋面。

圖4　基準(zhǔn)設(shè)計(jì)方案下高大焊接廠房室內(nèi)流場(chǎng)（工況1）Fig. 4　Airflow pattern within high-rise welding hall under base case （case1）

從圖 4（j）可看出：廠房同一高度處，各位置溫度相同，空調(diào)區(qū)無垂直溫度梯度，避免了垂直溫差引起的不舒適［18］，而非空調(diào)區(qū)則存在約1 ℃/m的垂直溫度梯度，這將有利于阻止屋面往室內(nèi)的傳熱。從圖4（k）可看出：空調(diào)區(qū)僅焊點(diǎn)附近存在垂直質(zhì)量濃度梯度，非空調(diào)區(qū)焊接煙塵質(zhì)量濃度稍高于空調(diào)區(qū)焊接煙塵質(zhì)量濃度，但無明顯垂直梯度。

4.2設(shè)計(jì)關(guān)鍵參數(shù)對(duì)通風(fēng)空調(diào)效果和效率的影響

4.2.1下部排風(fēng)口排風(fēng)比的影響

基準(zhǔn)設(shè)計(jì)方案下焊接密集區(qū)存在相當(dāng)一部分溫度和焊接煙塵質(zhì)量濃度不能滿足設(shè)計(jì)要求的區(qū)域，調(diào)節(jié)下部風(fēng)口排風(fēng)比可改變送風(fēng)進(jìn)入人員活動(dòng)區(qū)的比例，對(duì)廠房通風(fēng)空調(diào)效果有一定影響。圖5所示為當(dāng)下部排風(fēng)比為65%～95%時(shí)，廠房通風(fēng)空調(diào)效果及通風(fēng)空調(diào)系統(tǒng)排熱、除塵效率。從圖5可看出：當(dāng)下部排風(fēng)比增大（即

4.2.2送風(fēng)量及送風(fēng)速度的影響

4.2.1節(jié)中各工況Pρ均低于90%，送風(fēng)不足以稀釋人員活動(dòng)區(qū)的焊接煙塵。為滿足設(shè)計(jì)要求，送風(fēng)量應(yīng)按Qs=Ks·m/（ρy-ρj）計(jì)算，Ks為“送風(fēng)量安全系數(shù)”。圖6所示為送風(fēng)量（在工況3基礎(chǔ)上增加噴口數(shù)量使送風(fēng)量分別達(dá)到2.5Qs，3.0Qs和4.0Qs，同時(shí)保持送風(fēng)冷量不變）對(duì)廠房通風(fēng)空調(diào)效果及效率的影響。從圖6可看出：當(dāng)送風(fēng)量增大時(shí)，增大，Pv快速降低，這是因?yàn)閲娍陂g距減小，送風(fēng)射流更早合并，射流衰減減慢，進(jìn)入人員活動(dòng)區(qū)時(shí)動(dòng)量較大；因送風(fēng)冷量保持不變，故基本不變，但大送風(fēng)量既促進(jìn)了室內(nèi)空氣的混合又進(jìn)一步稀釋了人員活動(dòng)區(qū)的焊接煙塵，因而，PT從96.8%增至98.7%，顯著降低，Pρ從84.9%增至99.8%；εT從0.90降至0.69，而ερ則從1.18增至1.26。從控制焊接煙塵質(zhì)量濃度考慮，Ks取 2.5以上即可，但不應(yīng)超過4.0，以免人員活動(dòng)區(qū)風(fēng)速過大。

圖5　下部排風(fēng)比對(duì)廠房通風(fēng)空調(diào)效果及效率的影響Fig. 5　Effect of bottom air extraction ratio on performance and efficiency of ventilation system

圖6　送風(fēng)量對(duì)廠房通風(fēng)空調(diào)效果及效率的影響Fig. 6　Effect of supply air flow rate on performance and efficiency of ventilation system

送風(fēng)速度對(duì)廠房通風(fēng)空調(diào)效果的影響不容忽視。圖7所示為在工況6的基礎(chǔ)上，減小噴口直徑以提高送風(fēng)速度時(shí)（平送和向上30°送風(fēng)），廠房通風(fēng)空調(diào)效果及效率。從圖7可看出：當(dāng)送風(fēng)速度增大時(shí)，，及均升高，Pv，PT，εT及 ερ均下降。特別當(dāng)噴口直徑減至0.22 m時(shí)，高達(dá)0.51 m/s，大大增加活動(dòng)區(qū)吹風(fēng)感概率，焊接質(zhì)量也可能因風(fēng)速過高而受影響。若將送風(fēng)角度調(diào)節(jié)為向上30°，從圖7可看出：送風(fēng)向上挑射不僅無法降低，反而由于將更多廠房上部熱量帶入人員活動(dòng)區(qū)，使得較平送時(shí)高，且人員活動(dòng)區(qū)焊接煙塵由于未得到及時(shí)稀釋，導(dǎo)致較平送時(shí)高，相應(yīng)的PT和Pρ均低于平送工況。

圖7　噴口直徑（送風(fēng)速度）對(duì)廠房通風(fēng)空調(diào)效果及效率的影響Fig. 7　Effect of the diameter of jet nozzles （air supply velocity） on performance and efficiency of ventilation system

4.2.3下部排風(fēng)口底部安裝高度的影響

圖8所示為不同下部排風(fēng)口底部安裝高度下，廠房通風(fēng)空調(diào)效果及效率。從圖8可看出：下部排風(fēng)口底部安裝高度升高：，及基本保持不變；PT略有升高而Pv略有降低，Pρ則先升后降；ερ從1.20升至1.25，εT無明顯變化?？偟膩碚f，下部排風(fēng)口底部安裝高度對(duì)廠房通風(fēng)空調(diào)效果及效率無顯著影響。

4.2.4焊件（工位）位置及分層高度的影響

由于焊接熱浮升力大，焊件位置對(duì)廠房通風(fēng)空調(diào)效果有一定影響。工況14為在工況6的基礎(chǔ)上將焊件移至廠房中部而得，而工況15則為在工況10的基礎(chǔ)上將焊件移至廠房中部而得。從表3可看出：送風(fēng)速度較小時(shí)（工況14），，，Pv，εT和ερ基本不變而由1.2 mg/m3降至1.1 mg/m3、Pρ上升而PT下降。這是因?yàn)楹附訜岣×α髌茐牧怂惋L(fēng)射流在廠房中部形成的氣流分隔層，焊接熱和煙塵得以通過熱浮力流直接輸運(yùn)至廠房上部，所以有所下降。然而，由于氣流分隔層被嚴(yán)重破壞，廠房上部熱量更多輸運(yùn)至人員活動(dòng)區(qū)，致使PT降低；送風(fēng)速度較大時(shí)（工況15），由于熱浮力流抵消了送風(fēng)射流的部分動(dòng)量，降低，Pv增大。另外，由于送風(fēng)速度大，送風(fēng)氣流分隔層僅受較小破壞、仍可較好地阻隔了廠房上部熱量向人員活動(dòng)區(qū)的輸運(yùn)，同時(shí)，熱浮力流將部分焊接熱直接輸運(yùn)至廠房上部，使得有所降低、PT大幅上升。總的來說，焊件（工位）位于廠房中部時(shí)，送風(fēng)射流氣流分隔層被破壞，室內(nèi)熱、質(zhì)輸運(yùn)模式介于分層通風(fēng)空調(diào)和置換通風(fēng)空調(diào)之間。

分層通風(fēng)空調(diào)系統(tǒng)的分層高度越低，系統(tǒng)冷負(fù)荷越小、越節(jié)能。分層高度從5.7 m（工況6，射流落差取1/4射程）降至4.3 m（工況16，射流落差取1/8射程）時(shí)，夏季空調(diào)冷負(fù)荷降低4.5%，且因用相同風(fēng)量稀釋更小的空間，略有降低。然而，噴口設(shè)計(jì)直徑（根據(jù)文獻(xiàn)［12］計(jì)算）將降至0.30 m。送風(fēng)量不變時(shí)，噴口數(shù)量將增加352個(gè)，增大工程初投資。其次，設(shè)計(jì)送風(fēng)速度將增至3.5 m/s。噴口間距的減小和送風(fēng)速度的增大將導(dǎo)致增大，進(jìn)而將熱浮力流攜帶的焊接熱和煙塵更多傳輸、稀釋至人員活動(dòng)區(qū)，使得Pρ和PT略有下降。ερ從1.20升至1.35，εT變化不大?？傮w而言，降低分層高度并不能有效提升廠房通風(fēng)空調(diào)效果及效率。

圖8　下部排風(fēng)口底部安裝高度對(duì)廠房通風(fēng)空調(diào)效果及效率的影響Fig. 8　Effect of mounting height of bottom exhaust outlets on performance and efficiency of ventilation system

表3　焊件位置及分層高度對(duì)廠房通風(fēng)空調(diào)效果及效率的影響Table 3 Effect of weld position and height of jet nozzle diffusers on performance and efficiency of ventilation system

4.3設(shè)計(jì)關(guān)鍵參數(shù)對(duì)室內(nèi)熱、質(zhì)輸運(yùn)特征的影響

圖9所示為Nu和Sh隨Ri的變化規(guī)律。從圖9可看出：Ri增大，Nu和Sh基本不變，說明分層空調(diào)關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)并不影響焊接熱及焊接煙塵從焊接表面往室內(nèi)輸運(yùn)的速率。增大人員活動(dòng)區(qū)送風(fēng)量，僅有助于排除已散發(fā)進(jìn)入室內(nèi)的熱和焊接煙塵。鑒于此，小風(fēng)量的分層空調(diào)系統(tǒng)輔以局部排風(fēng)系統(tǒng)在節(jié)能方面或?qū)?yōu)于大風(fēng)量分層空調(diào)系統(tǒng)。

圖9　Nu和Sh隨Ri的變化規(guī)律Fig. 9　Effect of Ri on surface average Nu and Sh of welding seams

圖 10所示為各工況水平截面平均溫度和焊接煙塵質(zhì)量濃度沿高度的變化。從圖10可看出：各工況下空調(diào)區(qū)無垂直溫度梯度，在送風(fēng)氣流擾動(dòng)下，各水平層間的熱量交換以對(duì)流為主，而非空調(diào)區(qū)存在明顯垂直溫度梯度，可達(dá)1 ℃/m，導(dǎo)熱是各水平層間熱量傳輸?shù)闹匾緩?；除工況16外，其余工況下空調(diào)區(qū)焊接煙塵在送風(fēng)氣流擾動(dòng)下各水平層間質(zhì)交換充分，混合均勻。僅當(dāng)焊件位于中間時(shí)，非空調(diào)區(qū)才出現(xiàn)明顯垂直質(zhì)量濃度梯度，這是因?yàn)闊岣×α鲗⒑附訜焿m直接輸運(yùn)至非空調(diào)區(qū)，隨著浮力流在一定高度處破裂，焊接煙塵沿水平方向傳輸同時(shí)向質(zhì)量濃度低的空間擴(kuò)散，從而形成垂直質(zhì)量濃度梯度。

圖10　水平截面平均溫度及焊接煙塵質(zhì)量濃度沿高度變化規(guī)律Fig. 10 Horizontal plane averaged temperatures and contaminant mass concentrations as a function of height

圖11　分層通風(fēng)空調(diào)系統(tǒng)適用性Fig. 11 Applicability of stratified ventilation system

4.4高大焊接廠房分層空調(diào)適用性分析

因所選焊接工藝、焊機(jī)數(shù)量及焊機(jī)功率不同，不同焊接廠房夏季冷負(fù)荷及煙塵負(fù)荷存在很大差異。當(dāng)廠房冷負(fù)荷低而煙塵負(fù)荷高時(shí)，送風(fēng)溫差小，不利于通風(fēng)空調(diào)系統(tǒng)節(jié)能。圖11所示為文中廠房采用不同焊接工藝、焊機(jī)功率或數(shù)量時(shí)，送風(fēng)溫差的變化。從圖11可看出：送風(fēng)溫差與焊接煙塵散發(fā)量呈反比關(guān)系；廠房焊接煙塵散發(fā)量超過800 mg/s時(shí)，送風(fēng)溫差均將低于4 ℃；大送風(fēng)溫差（高于4 ℃）處于隨煙塵散發(fā)量增加而急劇下降的區(qū)域，也即存在于焊接煙塵散發(fā)量極小的情況。然而，目前很多廠房?jī)?nèi)的焊接作業(yè)采用的仍是煙塵散發(fā)量大的傳統(tǒng)焊接工藝，對(duì)分層空調(diào)的節(jié)能性是一大挑戰(zhàn)。分層空調(diào)與局部通風(fēng)相結(jié)合或是一種較好的解決方案，后續(xù)研究將著重分析這2種通風(fēng)方式的耦合應(yīng)用。

5　結(jié)論

1） 將焊接熱和污染源簡(jiǎn)化為穩(wěn)態(tài)散發(fā)的條縫形熱和污染面源的假設(shè)合理，廠房?jī)?nèi)焊接煙塵質(zhì)量濃度模擬值與實(shí)測(cè)值相對(duì)誤差為11.2%。

2） 文中焊接廠房下部排風(fēng)比宜取為75%；送風(fēng)量安全系數(shù)可取為2.5～4.0；分層高度由5.7 m降至4.3 m時(shí)，廠房冷負(fù)荷降低4.5%，但送風(fēng)口數(shù)量增加了352個(gè)，增大工程初投資；提高送風(fēng)速度、下部排風(fēng)口底部安裝高度及降低分層高度均無法有效提升廠房通風(fēng)空調(diào)效果和效率；焊件（工位）位于廠房中部時(shí)，送風(fēng)射流氣流分隔層被焊接熱浮力流破壞，室內(nèi)熱、質(zhì)輸運(yùn)模式介于分層通風(fēng)空調(diào)和置換通風(fēng)空調(diào)之間。

3） 各工況下廠房室內(nèi)流體運(yùn)動(dòng)、熱、質(zhì)輸運(yùn)為雙擴(kuò)散混合或自然對(duì)流；送、排風(fēng)參數(shù)、下部排風(fēng)口安裝高度、焊件（工位）位置及分層高度不影響焊接熱及焊接煙塵從焊接表面往室內(nèi)輸運(yùn)的速率；空調(diào)區(qū)各水平層間的熱、質(zhì)交換以對(duì)流為主，而非空調(diào)區(qū)垂直溫度梯度可達(dá)1 ℃/m，但垂直質(zhì)量濃度梯度則取決于焊件位置。

4） 對(duì)于焊接煙塵散發(fā)量大的廠房，分層空調(diào)的節(jié)能性是一大挑戰(zhàn)。

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（編輯 羅金花）

Double diffusive convection in a high-rise welding hall with stratified ventilation system

WANG Fengfeng1， 2， LIU Zhiqiang1， Christoph van Treeck2， WANG Hanqing1， 3，TANG Wenwu1， 3， KOU Guangxiao1， 3

（1. School of Energy Science and Engineering， Central South University， Changsha 410083， China；2. Faculty of Civil Engineering， RWTH Aachen University， Aachen 52074， Germany；3. School of Civil Engineering， Hunan University of Technology， Zhuzhou 412008， China）

CFD （computational fluid dynamics） and site measurements were used to study the effects of some key parameters in the design of a stratified ventilation （SV） system， such as the supply air flow rate， the air supply velocity and the height of jet nozzle diffusers， on the double diffusive convection within a high-rise welding hall as well as the ventilation and air conditioning performance and efficiency. Meanwhile， applicability of a stratified air conditioning system for the high-rise welding hall in the case of different cooling loads and contamination loads was investigated. The results show that a value of 75% for the bottom air extraction ratio and a safety factor in the range of 2.5 to 4.0 for the supply air flow rate are recommended for the studied welding hall. Higher supply air velocity and mounting height of bottom exhaust outlets and lower jet nozzle diffusers installation height cannot effectively improve ventilation and air conditioning performance and efficiency. Double diffusive mixed or natural convection may occur in the investigated cases while the rates of heat and mass transporting from weld surfaces to the occupied zone remain nearly constants. Forwelding halls with high contamination loads， energy efficiency will be a challenge for SV. When the welding heat and contaminant sources are simplified into steady slot plane sources， the simulated indoor welding fume concentration values coincide well with the measurements and the relative error is 11.2%.

computational fluid dynamics； on site measurements； stratified ventilation； double diffusive convection

2016年第4期稿件

TU834

A

1672-7207（2016）04-1447-12

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.04.048

2015-06-11；

2015-08-11

“十二五”國(guó)家科技支撐計(jì)劃項(xiàng)目（2011BAJ03B07）；國(guó)家自然科學(xué)基金面上資助項(xiàng)目（51276057）；湖南省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（12JJ8019）；湖南省研究生科研創(chuàng)新項(xiàng)目（CX2014B064）（Project （2011BAJ03B07） supported by the National Science and Technology Pillar Program during the 12th “Five-year” plan period； Project （51276057） supported by the General Program of the National Natural Science Foundation of China； Project （12JJ8019） supported by Hunan Provincial Natural Science Foundation of China； Project （CX2014B064）supported by Hunan Provincial Innovation Foundation for Postgraduate）

王漢青，博士，教授，從事室內(nèi)空氣品質(zhì)計(jì)算機(jī)仿真研究；E-mail：hqwang2011@126.com