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    誘導(dǎo)送風(fēng)與輻射復(fù)合空調(diào)夏季運(yùn)行特性及系統(tǒng)能效分析

    2021-07-14 05:27:40朱赤張小松徐國英季建周
    關(guān)鍵詞:供冷孔板對流

    朱赤,張小松,徐國英,季建周

    (東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院,江蘇南京,210096)

    隨著社會對建筑節(jié)能及室內(nèi)熱舒適性要求的提高,研究新型空調(diào)系統(tǒng)顯得尤為重要。常規(guī)對流型空調(diào)末端以空氣對流的方式與室內(nèi)環(huán)境進(jìn)行熱濕交換,存在吹風(fēng)感強(qiáng)、能耗高、再熱浪費(fèi)和空氣品質(zhì)低等問題。20 世紀(jì)70年代,歐洲興起輻射供冷空調(diào)系統(tǒng),通過輻射進(jìn)行熱交換的份額在50%以上[1]。在熱舒適性相同的情況下,空氣設(shè)定溫度較常規(guī)空調(diào)高2 ℃[2],具有高熱舒適性、低噪和高能效比。但輻射吊頂表面的溫度一般要高于20 ℃,才不會產(chǎn)生結(jié)露風(fēng)險(xiǎn),對其輻射換熱能力有一定限制[3?6]。

    針對以上問題,國內(nèi)外學(xué)者展開了相關(guān)研究。張澤賓[6]對貼附射流復(fù)合頂板輻射供冷空調(diào)系統(tǒng)進(jìn)行了FLUENT 模擬和實(shí)驗(yàn)研究,發(fā)現(xiàn)頂板溫度變化范圍應(yīng)在19~22 ℃,并采用滿足換氣次數(shù)要求的送風(fēng)速度,較好地滿足室內(nèi)熱舒適需求,且有利于節(jié)能;王昊斌等[7]建立主動式冷梁工作模型,并與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行對比,發(fā)現(xiàn)模型具有一定準(zhǔn)確性,冷梁誘導(dǎo)風(fēng)量受噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)影響,誘導(dǎo)比在1.92~2.92 之間;龔光彩等[8?9]建立空氣載能輻射空調(diào)穩(wěn)態(tài)傳熱模型和混合通風(fēng)協(xié)同運(yùn)行模型,研究熱工性能和運(yùn)行特性,發(fā)現(xiàn)穩(wěn)態(tài)和非穩(wěn)態(tài)工況中輻射孔板下表面分別存在厚度為12 cm 和6~8 cm的具有良好防結(jié)露效果的低溫近壁邊界區(qū);司強(qiáng)[10]設(shè)計(jì)了一種輻射誘導(dǎo)送風(fēng)一體化末端,分析了一次風(fēng)溫度和送風(fēng)速度對室內(nèi)熱舒適性的影響。

    本文提出一種新型誘導(dǎo)送風(fēng)與輻射復(fù)合空調(diào)末端,建立復(fù)合末端的熱工性能仿真模型和系統(tǒng)能效模型,分析復(fù)合末端在夏季供冷時的誘導(dǎo)性能、運(yùn)行性能和末端能效。

    1 系統(tǒng)介紹

    圖1所示為誘導(dǎo)送風(fēng)與輻射復(fù)合空調(diào)系統(tǒng)夏季工作示意圖,圖2所示為誘導(dǎo)送風(fēng)與輻射復(fù)合末端示意圖。輻射板面由鋁合金制成,板面上開鑿一定數(shù)量的孔隙,面板兩側(cè)為誘導(dǎo)回風(fēng)口。系統(tǒng)采用高低溫冷源對空氣側(cè)和水側(cè)換熱??諝庠诒砝淦髦斜坏蜏乩鋬鏊幚?,經(jīng)風(fēng)機(jī)送入末端后進(jìn)入靜壓室,從誘導(dǎo)噴口流出時產(chǎn)生負(fù)壓,誘導(dǎo)兩側(cè)室內(nèi)回風(fēng)混合后進(jìn)入混合室,在混合室中與混合室內(nèi)表面、換熱盤管、輻射板上表面換熱,最終經(jīng)輻射板孔口送入室內(nèi)。輻射板受混合風(fēng)與換熱盤管的綜合影響,以輻射形式與人體、室內(nèi)設(shè)備和墻體圍護(hù)結(jié)構(gòu)表面進(jìn)行熱量交換。

    圖1 誘導(dǎo)送風(fēng)與輻射復(fù)合空調(diào)系統(tǒng)運(yùn)行原理圖Fig.1 Schematic diagram of radiation-induced air supply integrated air-conditioning system

    圖2 誘導(dǎo)送風(fēng)與輻射復(fù)合末端運(yùn)行原理圖Fig.2 Schematic diagram of radiation-induced air supply integrated air-conditioning terminal

    通過以上“空氣?水”模式的耦合運(yùn)行,由輻射換熱處理大部分顯熱負(fù)荷,對流換熱處理少量顯熱負(fù)荷及全部濕負(fù)荷,實(shí)現(xiàn)對室內(nèi)環(huán)境的獨(dú)立熱濕處理。

    2 數(shù)學(xué)模型

    2.1 表冷器

    表面平均溫度法基于以下3個假設(shè)[11]:

    1)忽略金屬材料和水膜的熱阻,認(rèn)為換熱器內(nèi)表面和外表面的平均溫度相等;

    2)忽略斷面參數(shù)分布的不均勻性,即換熱器外表面附近空氣的平均比焓為表面平均溫度對應(yīng)的飽和濕空氣的比焓;

    3)傳熱過程中沒有向外界散失熱量。

    對于空氣側(cè),驅(qū)動傳熱的動力為主流空氣與換熱器外表面飽和空氣的焓差:

    式中:dQa為空氣側(cè)微元換熱量,W;ηt為肋片總效率;hm為對流傳質(zhì)系數(shù),W/(m2·s);dAa為微元面積,m2;ha為主流空氣的比焓,J/g;ha,3為換熱器外表面飽和空氣的平均比焓,J/g;ma為主流空氣質(zhì)量流量,kg/s。

    對于水側(cè),驅(qū)動傳熱的動力為盤管表面平均溫度與冷水主流溫度之間的溫差:

    式中:dQw為水側(cè)微元換熱量,W;aw為水側(cè)的對流換熱系數(shù),W/(m2·K);tw,3為盤管表面平均溫度,℃;tw為冷水主流溫度,℃;mw為水的質(zhì)量流量,kg/s;Cp,w為水的比定壓熱容,J/(kg·K)。

    空氣側(cè)失去熱量應(yīng)等于水側(cè)得到的熱量,聯(lián)立式(1)和(2)可求解空氣經(jīng)表冷器換熱后的狀態(tài)參數(shù)。

    2.2 復(fù)合末端

    當(dāng)復(fù)合末端處于穩(wěn)態(tài)時,輻射板處于與混合室內(nèi)空氣的對流換熱、與混合室內(nèi)壁的輻射換熱、與板上換熱盤管的導(dǎo)熱、與室內(nèi)空氣的對流換熱以及與室內(nèi)綜合表面的輻射換熱的平衡[12?13]。

    對于采用孔板送風(fēng)形式的輻射板面的計(jì)算模型ASHRAE 采用JEONG 等[14?15]用于計(jì)算混合對流換熱量部分的模型:

    式中:hcf為對流換熱系數(shù),W/(m2·K);Fc為一階回歸修正函數(shù),表示強(qiáng)迫對流對換熱產(chǎn)生的修正值。對于實(shí)驗(yàn)裝置,孔口平均風(fēng)速遠(yuǎn)小于2 m/s,F(xiàn)c取0;tia為室內(nèi)空氣平均溫度,℃;為輻射板面平均溫度,℃。

    輻射孔板與混合室空氣對流換熱為

    式中:qc,1為單位面積輻射孔板與混合室空氣對流換熱量,W/m2;hc,1為混合室內(nèi)對流換熱系數(shù),W/(m2·K);μ為開孔率,取0.03;Δt1為混合室內(nèi)空氣與輻射孔板溫差,℃。

    輻射孔板與室內(nèi)空氣對流換熱為

    式中:qc,2為單位面積輻射孔板與室內(nèi)空氣對流換熱量,W/m2;hc,2為對流換熱系數(shù),W/(m2·K);Δt2為室內(nèi)空氣與輻射孔板的溫差,℃。

    考慮到穩(wěn)定工況下,混合室內(nèi)換熱均勻,可認(rèn)為混合室內(nèi)表面溫度等于混合室內(nèi)風(fēng)溫,輻射孔板與混合室內(nèi)表面輻射換熱:

    式中:qr,1為單位面積輻射孔板與混合室內(nèi)表面輻射換熱量,W/m2;ts為孔口送風(fēng)溫度,℃。

    輻射孔板與室內(nèi)綜合表面輻射換熱:

    式中:qr,2為單位面積輻射孔板與室內(nèi)綜合表面輻射換熱量,W/m2;tz2為室內(nèi)表面加權(quán)平均溫度,℃。

    銅管與板面的換熱可近似看作肋片傳熱,考慮高溫側(cè)冷凍水供冷量大且穩(wěn)態(tài)工況時換熱充分,以肋基溫度作為肋片平均溫度,計(jì)算銅管與輻射孔板單位長度導(dǎo)熱換熱:

    式中:Re為雷諾數(shù);vw為管內(nèi)冷凍水流速,m/s;di為銅管內(nèi)徑,m;μw為特征溫度下水動力黏度,m2/s。

    式中:Pr為普朗特?cái)?shù);kw為高溫冷凍水熱導(dǎo)率,W/(m·K)。

    式中:Nud為努塞爾數(shù)。

    式中:qd,1為銅管與輻射孔板單位長度導(dǎo)熱換熱量,W/m;為銅管內(nèi)冷凍水特征溫度,℃;hi為管內(nèi)對流換熱系數(shù),W/(m2·K);do為銅管外徑,m;δ1為銅管與輻射孔板黏合處厚度,m;k1為銅管與輻射板黏合處熱導(dǎo)率,W/(m·K);b為黏合處寬度,m;k2為銅管熱導(dǎo)率,W/(m·K)。

    銅管與輻射孔板單位面積導(dǎo)熱換熱為

    式中:qd,2為銅管與輻射孔板單位面積導(dǎo)熱換熱量,W/m2;l為銅管長度,m;n為單個輻射板上銅管數(shù);S為輻射板面積,m2。

    聯(lián)立(4)~(7)和(12),迭代解得輻射板表面平均溫度。

    2.3 誘導(dǎo)器阻力

    誘導(dǎo)器阻力由局部阻力、位壓頭損失和動壓頭損失組成:

    式中:h為誘導(dǎo)器阻力,Pa;ξ為局部阻力系數(shù),取0.5;H為熱氣體下降或上升距離,m;g為重力加速度,m/s2;ρo為通道外空氣的密度,kg/m3;ρi為通道內(nèi)熱氣體的密度,kg/m3;v0為變化前的氣流速度,m/s;v1為變化后的氣流速度,m/s;ρ0為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下氣體平均密度,kg/m3;β為氣體體積膨脹系數(shù),取1/273;t0為噴口出口空氣溫度,℃;t1為混合室入口空氣溫度,℃。

    2.4 風(fēng)機(jī)與泵

    考慮誘導(dǎo)器對風(fēng)機(jī)壓力的影響,有

    式中:Wfan為風(fēng)機(jī)實(shí)際功率,W;Pfan為風(fēng)機(jī)風(fēng)壓,Pa;Vfan為風(fēng)機(jī)風(fēng)量,m3/h;ηfan為風(fēng)機(jī)效率;ηc為傳送帶效率。

    考慮輻射孔板上換熱盤管對水泵揚(yáng)程的影響,有

    式中:Wpump為水泵實(shí)際功率,kW;Hpump為水泵揚(yáng)程,m;ηpump為水泵效率。

    2.5 系統(tǒng)性能指標(biāo)

    輻射孔板輻射供冷量體現(xiàn)為板面與室內(nèi)空氣、室內(nèi)綜合表面的換熱:

    式中:qb為單位面積輻射孔板供冷量,kW。

    送風(fēng)處理顯熱,有

    式中:Qa為對流送風(fēng)處理總顯熱量,kW;ε為誘導(dǎo)回風(fēng)量與一次風(fēng)量之比;Va為總一次風(fēng)量,m3/h;Cp為空氣比定壓熱容,取1.01 kJ/(kg·K)。

    送風(fēng)處理濕負(fù)荷(潛熱負(fù)荷):

    式中:Ds為送風(fēng)除濕量,kg/h;dia為室內(nèi)設(shè)計(jì)狀態(tài)空氣含濕量,g/kg;ds為末端孔板送風(fēng)含濕量,g/kg。

    式中:Dt為送風(fēng)處理潛熱負(fù)荷,kW;γ為水的汽化潛熱,當(dāng)大氣壓為0.1 MPa時,取2 260 kJ/kg。

    定義復(fù)合末端供冷量與末端輸運(yùn)能耗的比值為末端能效比,供冷量包括輻射孔板對室內(nèi)供冷量與對流送風(fēng)對室內(nèi)供冷量,末端輸運(yùn)能耗包括風(fēng)機(jī)能耗與輻射側(cè)供水水泵能耗:

    式中:φ為末端能效比;Qtotal為總供冷量,kW;Nwind為風(fēng)機(jī)功率,kW;Nwater_g為高溫側(cè)水泵功率,kW。

    3 實(shí)驗(yàn)測試

    3.1 誘導(dǎo)性能測試

    3.1.1 末端阻力

    圖3所示為風(fēng)量及阻力測試方法。由圖3(a)可見:在末端入口管道安裝皮托管和差壓流量計(jì),通過測量全壓與靜壓,計(jì)算通過截面風(fēng)速和流量。在噴口后設(shè)截面測量靜壓,計(jì)算末端前后靜壓差得到末端阻力。

    圖3 風(fēng)量及阻力測試方法Fig.3 Method of testing air volume and resistance

    3.1.2 一次風(fēng)量/誘導(dǎo)風(fēng)量

    單個輻射板長×寬為1.2 m×1.0 m,其中送風(fēng)口28 個(0.023 m2)。兩側(cè)各有長×寬為1.2 m×0.1 m 的水平回風(fēng)口,對其劃分為12 個區(qū)域,如圖3(b)所示,測量區(qū)域共52個。誘導(dǎo)風(fēng)量通過測量24個回風(fēng)區(qū)域中心風(fēng)速并加權(quán)面積計(jì)算得到。一次風(fēng)量有2種測量方法。

    1)間接法。測量28 個孔口中心風(fēng)速,通過加權(quán)面積計(jì)算最終送風(fēng)量,與實(shí)測誘導(dǎo)風(fēng)量作差值得到。

    2)直接法。通過末端入口管道差壓流量計(jì)實(shí)測動壓換算得到。相關(guān)數(shù)據(jù)采集方法如表(1)所示。

    表2所示為實(shí)驗(yàn)測試風(fēng)量及阻力。由表2可見:直接法與間接法測得一次風(fēng)量數(shù)值相近,取平均值作為測量值。隨著一次風(fēng)量增大,誘導(dǎo)比增加,趨勢逐漸變緩,當(dāng)一次風(fēng)量達(dá)200 m3/h 時,誘導(dǎo)比為0.41,一次風(fēng)量減少30%。實(shí)測值與模擬值基本吻合,誤差小于9%,主要有以下原因:

    表1 系統(tǒng)性能實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)數(shù)據(jù)采集方法Table 1 Data acquisition method of the system

    表2 實(shí)驗(yàn)測試風(fēng)量及阻力Table 2 Measurement of air flow and resistance

    1)在模擬計(jì)算末端阻力時,為簡化計(jì)算,忽略了輻射孔板阻力和回風(fēng)通道阻力;

    2)末端阻力較小,受實(shí)驗(yàn)條件限制,未選用更高精度測量儀器。

    紊流系數(shù)α與射流出口斷面上的紊流強(qiáng)度、射流出口截面上速度分布的均勻程度有關(guān)?,F(xiàn)有射流研究中,一般忽略結(jié)構(gòu)參數(shù)和流速等因素的影響,將帶有收縮口噴嘴的紊流系數(shù)取0.066。

    射流主體段流量[16?17]:

    式中:Va為一次風(fēng)量;α為紊流系數(shù);s為射流射程,mm;l0為噴口寬度,mm。

    本文將表2中實(shí)驗(yàn)值代入式(21),得到一次風(fēng)量對紊流系數(shù)和末端阻力的影響如圖(4)所示。由圖4可見:在一次風(fēng)量100~200 m3/h范圍內(nèi),紊流系數(shù)α隨一次風(fēng)量增大呈現(xiàn)單調(diào)遞增趨勢,且d2α/d2Va<0,即增大到一定風(fēng)量后,α趨于定值,約為0.041,與現(xiàn)有射流研究中紊流系數(shù)的取值進(jìn)行比較,具有相同數(shù)量級。對實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)曲線進(jìn)行擬合:

    圖4 一次風(fēng)量對紊流系數(shù)和末端阻力的影響Fig.4 Influence of primary air volume on turbulence coefficient and terminal resistance

    上述分析驗(yàn)證了由于誘導(dǎo)器內(nèi)部送風(fēng)風(fēng)速較大,射流處于阻力平方區(qū)的特點(diǎn),末端阻力與一次風(fēng)量的平方呈正比,阻抗為0.003 1 kg/m7。在末端輻射孔板與誘導(dǎo)回風(fēng)通道內(nèi),由于流速較小,阻力損失與一次風(fēng)量呈正比。

    3.2 運(yùn)行性能

    對于房間內(nèi)存在溫度分層的空調(diào)系統(tǒng),為保證室內(nèi)人員的舒適性要求[18?19],需要對2.0 m 以下工作區(qū)內(nèi)人員的頭部和腳踝處的溫度加以控制。其中腳踝和頭部的高度分別為0.1 m和1.7 m,人員坐下時頭部的高度一般為1.1 m。實(shí)驗(yàn)室安裝了4根直桿(如圖5所示),每根設(shè)置高度分別為0.1,1.1和1.7 m的測點(diǎn),測量各工況下實(shí)驗(yàn)室內(nèi)豎直和水平溫度分布,并對圍護(hù)結(jié)構(gòu)的壁面溫度設(shè)測點(diǎn)進(jìn)行測量,在末端板面布置板溫測點(diǎn)和送風(fēng)狀態(tài)測點(diǎn)。

    圖5 測點(diǎn)布置Fig.5 Arrangement of measuring point

    使用雙冷源蒸發(fā)制冷機(jī)組制取高溫冷凍水(14 ℃,0.70 kg/s),低溫冷凍水(7 ℃,0.35 kg/s)。室內(nèi)共有4 臺末端同時運(yùn)行,調(diào)節(jié)一次總風(fēng)量在400~800 m3/h 范圍變化。當(dāng)天實(shí)測室外工況如下:干球溫度為31 ℃,相對濕度為71%。室內(nèi)設(shè)計(jì)參數(shù)如下:干球溫度為27 ℃,相對濕度為60%。采用4 臺加熱器(同時開啟時功率為4.8 kW)、1 臺加濕器(2 kg/h)模擬室內(nèi)負(fù)荷。

    圖6所示為啟動階段輻射板溫與附近空氣對應(yīng)露點(diǎn)溫度變化特性。定義運(yùn)行裕量溫差為輻射板平均溫度高于輻射板附近孔口送風(fēng)對應(yīng)露點(diǎn)溫度的差值。運(yùn)行裕量溫差越大,防結(jié)露性能越高。

    圖6 啟動階段輻射板溫與附近空氣對應(yīng)露點(diǎn)溫度變化Fig.6 Change of board temperature and dew point temperature of nearby air during start-up process

    在啟動40~60 min時,兩者逐漸接近,存在結(jié)露風(fēng)險(xiǎn)。一次風(fēng)量越小,送風(fēng)速度越低,系統(tǒng)在性能上更接近傳統(tǒng)輻射空調(diào)末端,送風(fēng)對應(yīng)露點(diǎn)溫度升高;一次風(fēng)溫度越高,空氣中含濕量增大,送風(fēng)對應(yīng)露點(diǎn)溫度升高。因此,在啟動階段可以通過增大一次風(fēng)量和降低一次風(fēng)溫度的方法,降低結(jié)露風(fēng)險(xiǎn),也符合快速啟動的運(yùn)行策略。末端在60 min 內(nèi)趨于穩(wěn)定,輻射板溫穩(wěn)定為17.3 ℃左右,附近空氣對應(yīng)露點(diǎn)溫度約為14.8 ℃,運(yùn)行裕量溫差保持在2.5 ℃。傳統(tǒng)輻射空調(diào)室內(nèi)設(shè)計(jì)干球溫度為27 ℃,相對濕度為60%,對應(yīng)露點(diǎn)溫度為18.6 ℃。綜上,該末端可降低板面附近空氣露點(diǎn)溫度約3.8 ℃,輻射板設(shè)計(jì)溫度可由20 ℃降低至低于18 ℃。

    記錄穩(wěn)定后的輻射板面溫度及送風(fēng)孔口溫度如圖7所示。由于實(shí)際工況中送水管路及末端壁面存在冷量損失,輻射板面實(shí)測溫度高于模擬溫度約為1 ℃。輻射板溫度主要受高溫冷凍水影響,受一次風(fēng)量增大的影響而呈現(xiàn)小幅上升趨勢??卓谒惋L(fēng)干球溫度隨著一次風(fēng)量增大而上升,且d2ts/d2Va>0,這是由于在未達(dá)到最大誘導(dǎo)比時,一次風(fēng)量增加還會引起誘導(dǎo)比增大,從而送出更多風(fēng)量。當(dāng)一次風(fēng)量低于900 m3/h時,孔口送風(fēng)低于輻射板面溫度,對輻射板降溫;當(dāng)一次風(fēng)量大于900 m3/h時,孔口送風(fēng)高于輻射板面溫度,輻射板對送風(fēng)降溫。

    圖7 一次風(fēng)量對輻射板溫和孔口送風(fēng)溫度的影響Fig.7 Influence of primary air volume on board temperature and outlet air temperature

    圖8所示為不同一次風(fēng)量工況下,復(fù)合末端顯熱處理中輻射與對流占比。由圖8可見:隨著一次風(fēng)量增大,送風(fēng)對輻射板降溫,輻射供冷量有一定提升;在小風(fēng)量運(yùn)行時(0~500 m3/h),輻射換熱在總顯熱處理中可占43%以上,顯熱供冷量可達(dá)4.5 kW,在提高輻射換熱比例的同時,滿足了室內(nèi)供冷需求。

    圖8 復(fù)合末端顯熱處理中輻射與對流占比Fig.8 Proportion of radiation and convection in sensible heat treatment

    3.3 末端能效

    實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中,末端裝置和輸運(yùn)管網(wǎng)等都與常規(guī)空調(diào)有一定區(qū)別。為方便對比,將末端阻力無因次化,定義末端阻力與空調(diào)系統(tǒng)總阻力的比值為末端阻力占比。高溫冷凍水溫度為14 ℃,流量為0.7 kg/s;低溫冷凍水溫度為7 ℃,流量為0.35 kg/s;新風(fēng)量恒為200 m3/h,風(fēng)機(jī)風(fēng)量分別為400,500,600,700,800,900和1 000 m3/h。

    空調(diào)系統(tǒng)總阻力主要由管道沿程及局部阻力、空調(diào)箱阻力和末端阻力3部分組成。其中,管道沿程及局部阻力、末端阻力與輸運(yùn)風(fēng)量有關(guān);空調(diào)箱阻力主要由換熱器和過濾器等恒定阻力元件構(gòu)成,在本實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中為200 Pa。設(shè)定管道長度分別為10,15 和20 m,分析末端能效比與末端阻力占比的關(guān)系。

    圖9所示為末端阻力占管網(wǎng)總阻力對末端能效比的影響。從圖9可知:在10~20 m范圍內(nèi),管道長度對管道沿程及局部阻力影響較小,可以忽略。隨著末端阻力占比增加,末端能效比不斷降低。

    圖9 末端阻力占管網(wǎng)總阻力對末端能效比的影響Fig.9 Influence of resistance ratio on energy efficiency ratio

    基于管道長度對阻力影響較小,選取管道長度為15 m,分析不同風(fēng)量下,不同形式阻力在空調(diào)管網(wǎng)中占比,如圖10所示。從圖10可見:當(dāng)風(fēng)機(jī)風(fēng)量在400~1 000 m3/h范圍內(nèi)增大時,末端阻力從30 Pa 升至近200 Pa,即大風(fēng)量運(yùn)行時,噴口處產(chǎn)生的阻力較大,末端阻力最高占空調(diào)系統(tǒng)總阻力的45%。對于誘導(dǎo)送風(fēng)與輻射復(fù)合空調(diào)系統(tǒng),系統(tǒng)只需在啟動時或有高供冷需求時短時間內(nèi)開啟大風(fēng)量工作模式,正常運(yùn)行時,風(fēng)機(jī)風(fēng)量通常穩(wěn)定在400~700 m3/h,即末端阻力一般占總阻力的10%~30%,對應(yīng)圖9,末端能效比可達(dá)到65以上。表3所示為典型廠家風(fēng)機(jī)盤管系統(tǒng)在不同風(fēng)量下的制冷量、風(fēng)機(jī)功率和額定末端能效比,在383~1 000 m3/h 范圍內(nèi),額定能效比為33~49。綜上可見,誘導(dǎo)送風(fēng)與輻射復(fù)合空調(diào)系統(tǒng)可提升末端能效比20%以上。

    圖10 不同形式阻力在空調(diào)管網(wǎng)中占比Fig.10 Proportion of different forms of resistance in air conditioning system

    表3 典型廠家風(fēng)機(jī)盤管系統(tǒng)參數(shù)[20]Table 3 Fan coil system parameters of typical manufacturers

    4 結(jié)論

    1)在舒適性方面,誘導(dǎo)送風(fēng)與輻射復(fù)合空調(diào)末端可靈活調(diào)節(jié)一次風(fēng)量,改變輻射/對流換熱比例,輻射換熱占比超過40%。采用空氣?水混合供冷的方式,可解決傳統(tǒng)輻射空調(diào)鋪設(shè)面積大、夏季供冷能力不足的問題。

    2)在預(yù)防結(jié)露特性方面,孔口送風(fēng)方式顯著提升輻射板供冷時的預(yù)防結(jié)露性能,可降低露點(diǎn)溫度3.8 ℃,從而實(shí)現(xiàn)輻射板設(shè)計(jì)溫度降低至18 ℃以下。

    3)在節(jié)能性方面,誘導(dǎo)送風(fēng)與輻射復(fù)合空調(diào)通過裝置誘導(dǎo)器,減少風(fēng)機(jī)送風(fēng)量20%以上。末端使用的誘導(dǎo)噴口不同于常見工業(yè)用誘導(dǎo)器,誘導(dǎo)比約為0.4,對末端阻力影響較小,末端能效比達(dá)65 以上,相比于現(xiàn)有市場的風(fēng)機(jī)盤管系統(tǒng)在能效利用方面具有較大優(yōu)勢。

    4)在夏季供冷的情況下,誘導(dǎo)送風(fēng)與輻射復(fù)合空調(diào)末端具有更高的熱舒適性和節(jié)能性,一體化的設(shè)計(jì)節(jié)約了室內(nèi)活動空間,具有廣闊應(yīng)用前景。

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