基于Airpak 的西安地區(qū)間接蒸發(fā)冷卻冷水機組排風對進風影響分析

馬 杰 孫鐵柱 何沛霖

（西安工程大學城市規(guī)劃與市政工程學院 西安 710048）

0 引言

隨著能源和環(huán)境問題逐步尖銳，我國提出“雙碳”政策，各行各業(yè)不斷為之努力。我國空調(diào)系統(tǒng)占比較高，蒸發(fā)冷卻技術(shù)在此環(huán)境下得到了充分的發(fā)展，間接蒸發(fā)冷卻冷水機組廣泛應用于數(shù)據(jù)中心、商場、工業(yè)廠房等各類建筑中[1,2]。

對于間接蒸發(fā)冷卻冷水機組性能，國內(nèi)外已經(jīng)進行了大量研究。黃翔等人對間接蒸發(fā)冷卻冷水機組進行夏季測試，同時對機組出水溫度特性進行分析[3]；孫鐵柱等提出了復合制取高溫冷水的方法，將蒸發(fā)冷卻技術(shù)與機械制冷技術(shù)相結(jié)合，對水系統(tǒng)配比問題和機組設(shè)計進行了分析，并對間接蒸發(fā)冷卻冷水機組單機運行時機組高濕度排風對進風影響狀況進行理論分析，此外對多孔陶瓷IEC 各種結(jié)構(gòu)參數(shù)和工作參數(shù)的影響和噴水角度對間接蒸發(fā)冷卻器冷卻效率的影響進行分析[4-9]；SHi WencHao等人基于計算流體動力學方法，建立了一種新的三維IEC 數(shù)值模型，將濕空氣冷凝的判斷納入模型中，從而預測IEC 在炎熱潮濕地區(qū)的性能，結(jié)果顯示其與二維模型相比溫濕度預測有較高的精確性[10]。Francisco Comino 等人提出了簡化IEC 系統(tǒng)的一階線性回歸模型簡化，將獲得的模型與詳細模型和數(shù)據(jù)中心實驗數(shù)據(jù)進行比較，得到的模型具有良好的精度和低計算負載[11]；耿志超等人對數(shù)據(jù)中心風側(cè)自然冷卻方式進行介紹，提出了間接蒸發(fā)冷卻空調(diào)技術(shù)的不同形式，得出間接蒸發(fā)冷卻技術(shù)將會成數(shù)據(jù)中心空調(diào)系統(tǒng)的發(fā)展趨勢[12]。郭志成等人完善了間接蒸發(fā)冷卻冷水機組制取環(huán)境空氣亞濕球溫度的冷水的原理及關(guān)鍵影響因素，通過實驗研究發(fā)現(xiàn)空氣越干燥制取冷水溫度越低，并且經(jīng)過對比典型機組發(fā)現(xiàn)間接蒸發(fā)冷卻冷水機組具有較高的節(jié)能效益[13]。屈悅瀅等人介紹了復合式露點間接蒸發(fā)冷卻空調(diào)機組在我國不同地區(qū)應用，總結(jié)了目前露點間接蒸發(fā)冷卻空調(diào)機組存在的問題并提出優(yōu)化方案[14]。以上對間接蒸發(fā)冷卻冷水機組的研究主要在機組的出水溫度、組成部件以及配比等性能上忽略了機組安裝后排風對進風影響。而間接蒸發(fā)冷卻冷水機組排風濕度較高，如果高濕度排風與進風摻混，就會導致進風的濕度增大，從而對間接蒸發(fā)冷卻冷水機組的安裝后運行性能產(chǎn)生較大影響。單個機組時在某個設(shè)計狀態(tài)下進行設(shè)計，能在設(shè)計狀態(tài)下保證其機組性能，但在實際工程中一般使用多臺機組，在多臺機組布置安裝后，如果安裝布置不合理，那么間接蒸發(fā)冷卻冷水機組的高濕度排風將會與進風摻混，導致進風的濕度增大，從而對間接蒸發(fā)冷卻冷水機組的性能產(chǎn)生較大影響，使得機組在安裝后無法保持原有設(shè)計性能，針對該情況，本文利用Airpak 軟件對間接蒸發(fā)冷卻冷水機組的進排風進行模擬分析，研究其合理布置間距，為工程應用提供一定的指導。

1 數(shù)值模擬

1.1 物理模型

以西安市某工程實際機組為例，西安地區(qū)主導風向為東北風，間接蒸發(fā)冷卻冷水機組在建筑物樓頂距地面12m 高布置，建筑物尺寸為100m×55m×11.7m，機組實物如圖1 所示。該間接蒸發(fā)冷卻冷水機組長6.5m、寬3.8m、高7m，其側(cè)面單側(cè)一次風進風口尺寸為3800mm×1830mm、二次風進風口尺寸為3800mm×350mm，單個一次排風風口尺寸為900mm×900mm，單個二次排風風口尺寸為1042mm×860mm。一次風量為76000m3/h，二次風量為38000m3/h。室外空氣干球溫度為30℃、相對濕度為50%；一次排風空氣溫度為24℃、相對濕度為95%；二次排風空氣溫度為26℃、相對濕度為95%；機組實物及模型如圖1、圖2 所示，對于實際工程中不同排數(shù)及間距下間接蒸發(fā)冷卻冷水機組進排風氣流溫度場和相對濕度場進行模擬。

圖1 間接蒸發(fā)冷卻冷水機組Fig.1 Indirect evaporative cooling chiller

圖2 間接蒸發(fā)冷卻冷水機組物理模型Fig.2 Physical Model of Indirect Evaporative CoolingWater Chiller

1.2 數(shù)學模型

質(zhì)量守恒方程：

式中：vol指的是控制體，A代表控制面，“=”左側(cè)第一項代表控制體內(nèi)部流體質(zhì)量的變化量，第二項代表的是流入和流場的凈通量。

動量守恒方程：

式中：ρ為空氣密度，kg/m3；Ui，i=1，2，3代表的是xi方向的速度，m/s；Uj，j=1，2，3 代表的是xj方向的速度，m/s；P代表靜壓，u代表分子粘度；ρgi代表的實在i方向的體積力；Fi指的是由于熱源或污染源等引起的源項。

能量守恒方程：

式中：h代表的是空氣的定壓比焓，J/（kg·K）；SH指的是熱源，W；λ代表空氣的換熱能力，W/（m·K）；Cp為空氣的定壓比熱容，J/（kg·K）。

K 方程（湍流動能方程）：

ε方程（湍流能量耗散率方程）：

Airpak 軟件包含標準k-ε模型、室內(nèi)零方程模型、k-ε模型等多種數(shù)學模型可以進行室內(nèi)熱環(huán)境以及流體流動模擬。零方程模型僅需要用到上述控制微分方程中的質(zhì)量守恒方程和動量守恒方程，通過代數(shù)關(guān)系式把湍流的粘性系數(shù)跟時均值聯(lián)系起來，模擬一些簡單的流體流動的湍流模型。一方程模型由零方程模型進化而來，在零方程模型中加入湍流動能方程組，可以使得混合長度的理論更加的完善，也能讓新的方程組封閉，從而形成湍流一方程組模型。一方程組模型雖然比零方程組模型更加完善，但是由于在實際工程中難以確定某些參數(shù)。在一方程湍流模型的基礎(chǔ)上加入耗散率方程，就形成了新的兩方程模型。兩方程模型中使用最為廣泛的當屬湍流動能方程與耗散率k-ε兩方程模型。其中在k-ε兩方程模型中，包括質(zhì)量守恒方程（連續(xù)性方程）、動量守恒方程、能量守恒方程、湍流脈動動能K 方程以及湍流耗散率ε方程。綜上所述采用數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果吻合度較高的k-ε兩方程模型，假設(shè)空氣為不可壓縮透明氣體，忽略環(huán)境中熱輻射作用，僅考慮由溫度引起的密度變化，空氣流動為穩(wěn)態(tài)流動[15-17]，對于各流出邊界其空氣流動遵循控制方程組，即上述質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程、能量守恒方程。

在模擬中使用壓力基求解器時，需要考慮能量方程的亞松弛，對能量方程進行松弛處理。對于在能量場影響流體流動的問題中（通過依賴于溫度的特性或浮力），應使用較低的亞松弛因子，設(shè)置范圍為0.8-1.0，本模擬采用1.0。在流場與溫度場解耦的問題中（無溫度相關(guān)特性或浮力），通?？梢员Ａ羝淠J值1.0。根據(jù)西安氣象參數(shù)，距地面12m機組放置處平均風速2.6m/s，外界環(huán)境采用velocity-intel 邊界條件，應用UFD 定義環(huán)境風速在近地面區(qū)域隨高度變化：

式中：V為界面某一點的風速，m/s；RV為已知參考點的風速，m/s；H為邊界面上某一點的高度，m；HR為參考點的高度，m；n為地面粗糙系數(shù)，取有密集建筑的大城市市區(qū)粗糙度系數(shù)0.22。

1.3 網(wǎng)格劃分

本模擬采用Airpak3.0 進行模擬計算。編輯物體網(wǎng)格優(yōu)先權(quán)的時候，保證物體周圍比邊界在產(chǎn)生網(wǎng)格的過程中擁有更高的優(yōu)先權(quán)。為避免模型外場尺寸較小影響機組邊界氣流流動，應以模型外界向外擴大計算區(qū)域，并為了用有限的空間來模擬無限的環(huán)境影響，本模擬采用較大的計算域進行計算，計算域設(shè)置為130m×90m×60m。確定該模型網(wǎng)格單元最大X、Y、Z 尺寸均為1m，并對進出風口的網(wǎng)格局部加密。對于在6 排6 列機組在1H（H為進風口高度）間距下的物理模型，所建立的網(wǎng)格數(shù)目為1659086，通過網(wǎng)格無關(guān)性以及網(wǎng)格質(zhì)量檢驗結(jié)果均為1，均具有較好的網(wǎng)格質(zhì)量，網(wǎng)格劃分之后的模型如圖3 所示。

圖3 網(wǎng)格劃分（以6 排6 列1H 間距為例）Fig.3 Grid division(taking the space between 6 rows and 6 columns as an example)

1.4 計算模型驗證

為了驗證模擬結(jié)果的準確性，采用testo174H溫濕度自記儀對廠房內(nèi)間接蒸發(fā)冷卻冷水機組一次進風口頂部和中部、二次進風口中部、二次排風及室外溫濕度進行測試，對各點的相對濕度和溫度進行對比，如圖4 與圖5 所示。測試結(jié)果顯示一次進風頂部相對濕度最大，二次進風處相對濕度最小，即越往下進風口處相對濕度越小，受排風影響越小。測試結(jié)果中一次進風與二次進風溫度相近，但是數(shù)據(jù)整體顯示一次進風頂部溫度最低，二次進風溫度最接近室外溫度，趨勢仍然是進風處的位置越低受排風影響越小。另對間接蒸發(fā)冷卻冷水機組單機在東北風2.6m/s 的影響下，對其氣流組織進行模擬，其相對濕度場如圖5 所示?？梢钥闯瞿M結(jié)果顯示機組一次進風頂部相對濕度最高溫度最小，即受排風影響程度最大；越往下進風口處相對濕度越小溫度越接近室外溫度，受影響程度越小。雖然可能由于環(huán)境影響以及溫濕度自記儀放置位置有所偏差，使得模擬結(jié)果中溫度與測試有所差異，但是模擬結(jié)果與測試結(jié)果的趨勢相同，因此模型具有較好的可靠性。

圖4 左側(cè)各測試點相對濕度對比Fig.4 Comparison of relative humidity at each test point on the left

圖5 左側(cè)各測試點溫度對比Fig.5 Comparison of Temperature at each test point on the left

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 機組朝向影響

間接蒸發(fā)冷卻冷水機組從側(cè)面進風口吸入空氣，在額定風量下機組進風口的大小決定了進風速度的大小，因此以間接蒸發(fā)冷卻冷水機組進風口的高度H（本文中為2.18m）為布置間距單元長度。由圖4、圖5、圖6 可以看出，間接蒸發(fā)冷卻冷水機組排風對進風的影響由上至下逐漸衰減，一次進風頂部處的空氣相對濕度最大，因此當一次進風頂部處進風相對濕度與室外空氣相對濕度相同即不受排風影響時，一次進風和二次進風不會受排風影響。對于下文中所示模擬云圖均為進風口頂部處即14.56m 高處截面，以該截面處的云圖情況分析機組排風是否對進風有影響。

圖6 單機模擬圖Fig.6 Single machine simulation diagram

在西安地區(qū)主導風向東北風向下對多機組布置情況下排風對進風影響進行模擬，在一倍列間距布置下機組一次進風口頂部溫濕度場如圖7 所示，可以看出在該布置下進風受排風影響較大。首先對機組布置朝向?qū)饬鹘M織的影響進行分析，在東北風向下機組側(cè)面進風口朝南北向（機組平行于北向）布置時與機組側(cè)面進風口朝東西向（機組垂直于北向）布置時，其進風受排風影響并無明顯區(qū)別，如圖8、圖9 所示。由于機組自身情況不變，對比圖8 和圖9 可得在東北風向下，機組平行或垂直于北向布置對其進風受排風影響程度不會發(fā)生作用。

圖7 東北風6 排6 列1H 間距布置Fig.7 Northeast wind 6 rows 6 columns 1H spacing arrangement

圖8 東北風6 排6 列3H 間距布置（1）Fig.8 Northeast wind 6 rows 6 columns 3H spacing arrangement(1)

圖9 東北風6 排6 列3H 間距布置（2）Fig.9 Northeast wind 6 rows 6 columns 3H spacing arrangement(2)

當環(huán)境風風向與機組進風垂直，令環(huán)境風穿過機組之間的進風通道，在此情況下機組進風受排風影響程度最小，消除了局部濕度過高現(xiàn)象，其溫濕度場如圖10 所示。因此在西安地區(qū)機組垂直或平行北向布置并不會加深排風對進風的影響，而當機組可以傾斜布置時，應使得該地主導風向與側(cè)面進風垂直，令環(huán)境風穿過機組相對的進風通道，并且對機組之間間隔加以3H列間距布置，可較大程度的消除排風對進風的影響，減小進風相對濕度。

圖10 東風6 排6 列3H 間距布置Fig.10 East wind 6 rows 6 columns 3H spacing arrangement

2.2 機組行間距及列間距影響

在西安地區(qū)6 排6 列多機組布置下，當機組列間距增大到4H時其溫濕度場如圖11 所示，可以看到相鄰機組之間互相影響影響情況減少，相比如圖8 在3H列間距布置下，機組進排風摻混問題有所改善。而針對實際工程中存在無法只增大列間距的情況，對此考慮將機組分開增大行間距，以此來減少列與列的布置間距。本文中對于間接蒸發(fā)冷卻冷水機組在6 排6 列的布置情況下，將6 排機組分隔為兩行3 排機組并聯(lián)情況下進行模擬。對機組以7H行間距1H列間距布置于西安地區(qū)時進行模擬，如圖12 所示，對比圖11 可得在7H行間距（15.26m）的情況下相比4H（8.72m）列間距下，機組布置占地面積大幅增加，然而其進排風摻混問題依然較為嚴重。因此對比可得增大列間距來減小排風對進風的影響相比增大行間距更加有意義，因此若要在西安地區(qū)減小間接蒸發(fā)冷卻冷水機組排風對進風影響，著重點在于增大機組之間列間距即進風口之間的距離。

圖11 東北風6 排6 列4H 列間距布置Fig.11 Northeast wind 6 rows 6 columns 4H spacing arrangement

圖12 7H 行間距1H 列間距布置Fig.12 7H row spacing 1H column spacing arrangement

2.3 受限空間下優(yōu)化布置方案

對于實際工程中可能存在安裝空間有限，無法通過增大間距來減小排風對進風產(chǎn)生影響，以及使得間接蒸發(fā)冷卻冷水機組進風完全不受排風影響的狀況。以上述圖7 西安地區(qū)6 排6 列多機組1H列間距布置為例，對間接蒸發(fā)冷卻冷水機組的一、二次排風口進行圍擋，及增設(shè)導風口使得排風高度增大，以此來減小排風對進風影響。對優(yōu)化后的機組進行模擬發(fā)現(xiàn)，當排風口的高度增加至6m 時，如圖13 所示，整個機組群的進風均不受排風影響。因此在工程中空間受限的情況下，可以增高排風口高度對機組進行優(yōu)化處理，以此來減小排風對進風影響，而在西安地區(qū)可設(shè)置6m 的導風口來消除排風對進風的影響。

圖13 排風口高度增加6mFig.13 Height of air outlet increased by 6m

3 結(jié)論

針對間接蒸發(fā)冷卻冷水機組在工程應用中由于室外風及機組互相影響，使得間接蒸發(fā)冷卻冷水機組在安裝后無法保持其原有設(shè)計效率，對機組外部氣流組織進行測試及模擬分析，得到的主要結(jié)果如下：

（1）在西安地區(qū)主導風向東北風下，機組平行或垂直于北向布置對其進排風摻混的影響并不明顯，并且在4H列間距布置下可以較大程度的減小排風對進風的影響。在可傾斜布置的情況下使得該地主導風向垂直作用于機組進風穿過機組之間的進風通道，相比機組平行或垂直于北向布置可以更大程度的減小排風對進風的影響，在3H間距下即可消除排風對進風的影響。

（2）對比西安地區(qū)6 排6 列機組在4H列間距下和7H行間距布置下的模擬結(jié)果，可得通過布置間距來減小排風對進風的影響時，增大列間距比增大行間距更有效，即著重點在于增大進風口之間的距離。

（3）在空間受限的情況下對間接蒸發(fā)冷卻冷水機組進行布置時，可以增高排風口高度對機組進行優(yōu)化處理，以此來消除排風對進風影響。

上述研究結(jié)果基于6 排6 列布置間接蒸發(fā)冷卻冷水機組，對其他布置方案下時只可借鑒，在排列數(shù)增多時間距需要再次增大，排列數(shù)減小時可一定縮小布置間距。今后可對其他布置下的間接蒸發(fā)冷卻冷水機組外部氣流組織進行分析，以期為間接蒸發(fā)冷卻冷水機組的應用提供一定的參考。