摘 要：基于自然通风原理，对所研制的自动捕风排风装置的通风性能进行了优化分析.通过数值模拟和实验研究，重点分析了排风口几何形状与其表面自然通风风压系数的关系，以及提高其排风性能的关键参数.研究结果表明，圆锥形渐扩口的综合排风性能为最佳，较无渐扩口的排风口可提高排风量14.3%；所研制的自动捕风排风装置在北京地区冬季典型天利用自然通风即可使房间获得8次/h的换气次数，节能效果显著.
关键词：自动捕风排风装置；自然通风；排风口性能优化；模拟；实验
中图分类号：TU834.1 文献标识码：A
Performance Optimization of Exhaust Grill
for an Automatic Wind Catcher
CHEN Chao，HUO Liao-ran，LI Zhi-yong，LI Zhen-zhen
(College of Architecture and Civil Engineering, Beijing Univ of Technology, Beijing 100124, China)
Abstract:Based on the natural ventilation theory, the ventilation performance optimization of a new automatic wind catcher was proposed. Numerical simulation and experiment were carried out to study the relationship between the shape of exhaust grill and the wind pressure coefficient on its surface. In addition, the key parameters which enhanced the exhaust performance were proposed. The result has shown that the form with the best exhaust performance is the conical increaser. Compared with the wind catcher with no increaser, the exhaust rate of the conical increaser has improved by 14.3%. Furthermore, the wind catcher can achieve an air change rate of 8 times per hour in the typical weather of the winter in Beijing, which has a remarkable energy-saving effect.
Key words:wind catcher; natural ventilation; optimization of the exhaust grill; simulation； experiment
为室内人员提供良好的居住与工作环境，洁净的室内空气是必不可少的.自然通风依靠风压或热压为动力，实现建筑自然通风换气，是对构筑绿色建筑、实现低碳节能的最好诠释.
风压是自然通风动力源之一，关于自然通风理论的应用研究，国内外学者开展了大量相关研究工作.Elmualim等［1-2］通过风洞实验的方法，得出了一种方形捕风装置在自然风作用下周围风压系数分布情况，结果表明，该装置的通风性能主要受室外风速和风向的影响.Hughes等［3］通过数值模拟的方法，对一种被动式通风装置的通风特性进行了研究，结果表明，在设计自然通风装置时，要注意装置的应用地区及安装位置；不同的外部条件环境，将影响装置的运行效率.郭春信［4］运用风洞实验的方法对各种风帽进行了优化研究，提出划分进风型风帽和排风型风帽的重要性，并提出应使风压和热压的作用方向始终保持一致，以达到强化自然通风的目的.刘莉［5］通过数值模拟的方法，对一种四隔断捕风系统送排风口基于室外风速、风向变化条件下的压力分布情况进行了分析，并通过实验方法验证了数值模拟方法的有效性.
本文在他人关于自动捕风排风装置研究的基础上［6-8］，重点研究排风口几何形状对其周围风压系数的影响规律；根据通风工程理论以及计算流体力学方法，提出所研制的自动捕风排风装置排风性能最优的设计条件；并进一步结合实验研究方法，对所提出的设计参数进行验证，以期为该自动捕风排风装置的实际工程应用提供参考.
湖南大学学报(自然科学版)2011年
第11期陈 超等：新型自动捕风排风装置排风口性能优化
1 自然通风与风压系数
根据自然通风原理可知，当室外风流吹向建筑时，通常将在建筑物的迎风表面形成正压区、建筑物的背面形成负压区.而根据建筑物外形（屋面）构造的不同，在建筑物迎风面产生的绕流有可能在建筑物的侧面、屋面形成负（或正）压区.这种由于室外空气流动而在建筑物表面所形成的风压Δpf可表示如下：
Δpf=Kv2w2ρw. (1)
式中：K为风压系数；vw为室外空气流速，m/s；ρw为室外空气密度，kg/m3.
由式（1）可知，当室外空气流速一定，影响风压Δpf大小的关键参数即是风压系数K.该风压系数K与建筑物的外部形状、建筑物与来流风向的夹角、以及周围建筑物布局等因素有关［3］.
本文提出的自动捕风排风装置正是基于上述自然通风原理进行研究.无论来流风向如何，自动捕风排风装置总是可以利用来流风在其导风板上产生的推动力矩，使装置的排风口快速朝向来流风的背风面，此处由于装置自身遮挡形成负压区，利用房间与该负压区之间的压力之差，将室内污浊空气引出并排至室外（图1）.
根据上述通风原理，通常可将自动捕风排风装置安装在建筑物的屋顶层，以确保排风系统不受风向变化的影响.另外，如前所述，考虑到受建筑屋面外形结构的影响，在建筑物迎风面产生的绕流有可能在建筑物屋面形成正压区，对自动捕风排风装置的排风性能产生影响.为此，本研究将重点以平屋面为考察对象，研究自动捕风排风装置的通风特性.
图2为某高校一外形为长方形、高度为10 m的二层楼建筑物的风压分布计算结果.计算结果表明，屋面上方受上述绕流的影响较小，多为微负压分布.为此，在下述研究过程中，认为室外主流风是影响自动捕风排风装置通风性能的主要外部因素.
考虑到自动捕风排风装置具有快速搜索到主流风向、并使其排风口始终背向主流风向的特点，式（1）中风压系数主要受主流风绕自动捕风排风装置排风口自身形状的影响［1］.为此，第2节将借助CFD模拟的方法，重点研究自动捕风排风装置排风口形状对风压系数的影响.
2 自动捕风排风装置排风口几何形状对风
压系数的影响
2.1 排风口及其物理模型
本文选取自动捕风排风装置为研究对象，根据自动捕风排风装置的形状、尺寸及排风性能的需要，在其周围建立了足够大的六面体计算区域［9］（图3）.根据常见通风风口的空气流动特性，本研究将以4种形状排风口为分析对象，即无渐扩口、内圆弧形渐扩口、圆锥形渐扩口、抛物线形渐扩口（图4）；利用数值模拟软件Fluent重点分析排风口形状、高度H和直径D（图5）等因素对排风口周围风压系数的影响.
2.2 数学模型及边界条件
2.2.1 数学模型
在不考虑室内外温差，且通风过程中不存在质交换的假定条件下，建立关于风压作用下的自动捕风排风装置外部区域空气流动通用控制方程（2）.根据流体力学以及计算流体力学理论，此时只需求解连续性方程与动量方程，并通过标准k-ε模型建立封闭的控制方程组［10］ ：
ρφt+div(ρ u φ)=div(Γφgradφ)+Sφ. （2）
式中:φ为通用变量，表示u，v，w, k,ε等求解变量; ρ为密度；u为速度矢量;Γφ为广义扩散系数；Sφ为广义源项.
2.2.2 边界条件及网格划分
将计算区域的来流断面设置为均匀速度入口（velocity inlet），按照实际工况设置速度值，模拟室外风环境.本研究中的自动捕风排风装置可以自动捕捉到来流风向［6］，故本研究设定其排风口正对室外来流风的背风负压区，即与来流风向成180°夹角，计算区域背风断面设定为压力出口（pressure outlet），压力值为大气压.计算区域其他断面速度梯度为零，设置为对称面（symmetry）.自动捕风排风装置排风口处设置为内面（interior）；另一开口为压力出口（pressure inlet），压力值设置为大气压；排风管壁为无滑移壁面（wall）.网格划分采用非结构性网格，自动捕风排风装置及其周围区域局部加密，网格无关性解的网格数为232 632个.
2.3 基本计算条件
以图4中确定的4种形式的排风口作为模拟分析对象，按2种计算模式，即，排风管管径d0一定（d0=150 mm）的条件下，考察当渐扩口高度一定（H=50 mm）（Mode1），渐扩口出口直径D一定（D=300 mm）（Mode2），在不同室外来流风速条件下，ε(D/H)变化对不同形状排风口出口处风压系数的影响规律.基本计算条件如表1所示.
2.4 计算结果分析
2.4.1 排风口几何形状的影响(mode1)
各排风口断面处平均风压系数如表2所示.由平均风压系数可知，抛物线形渐扩口对增强排风口处的风压系数效果最明显，圆锥形渐扩口次之，内圆弧渐扩口较差，无渐扩口的最不理想.
根据表2计算结果，综合考虑自动捕风排风装置的通风性能与经济性，本研究认为圆锥形渐扩口的综合性能最好，后续研究将以圆锥形渐扩口的排风口作为重点研究对象.
2.4.2 比值ε(D/H)的影响(mode1)
对于圆锥形渐扩口式排风口，如图6所示，mode1工况条件下，随着ε的增加，对应5种不同来流风速变化条件，均有排风量不断增加的趋势.但当ε≥6以后，这种趋势基本停滞，甚至出现下降的趋势.据此结果，可知当H=50 mm时，ε=6的圆锥形渐扩口排风口通风性能最佳.
ε
图6 来流风速对圆锥形渐扩口排风量影响
Fig.6 Net flow under each speed of conical increaser
2.4.3 渐扩口高度H的确定(mode2)
根据mode2的计算结果整理为表3.计算结果表明，渐扩口高度的增加，对提高排风口排风量的贡献有限.因此，可认为H=50 mm为圆锥形渐扩口的最佳设计参数.
3 排风口性能实验与性能预评价
3.1 实验概况
本研究以北京地区的风环境为实验条件，重点对无渐扩口的自动捕风排风装置的排风性能进行了比较实验研究.图7为所建立的自动捕风排风系统通风性能实验台构造示意图.自动捕风排风装置安装在某高校的建筑外形为长方形教学实验楼二层楼平屋顶，排风管道竖向高度约10 m，断面尺寸0.2 m×0.3 m；自动捕风排风装置利用室外风压无动力地将室内的污浊空气通过管道系统排至室外；实验于2010年1月及3月进行.北京地区风力资源丰富，年平均风1.8～3 m/s；实验期间为北京地区冬季采暖季节，自动捕风排风装置实际处在风压与热压共同作用的环境条件下.
3.2 基本实验条件
测试参数包括：室内外温度，室外风速，自动捕风排风装置排风口1-1断面测点的风速等.系统各测点风速采用testo-435多功能测量仪测量，速度量程为0.0～+20.0 m/s，分辨率0.01 m/s；温度量程为-20～+70 ℃，精度为±0.3 ℃；室内温度测量采用铜康铜热电偶，精度为0.5 ℃；室外风速与温度采用锦州阳光气象站测量，测量间隔为2 min.
3.3 风压与热压共同作用下的排风性能
实验期间，自动捕风排风装置处于风压与热压共同作用的环境条件下.根据通风工程理论，可建立1-1断面与2-2断面的伯努利方程：
P′1+ρngZ1+ρnv212+Kρwv2w2=
P′2+ρngZ2+ρnv222+Pl1－2. (3)
式中:P′1,P′2分别为1-1和2-2断面处的大气绝对压力，Pa；ρn和ρw分别为管内外气体密度，kg/m3；v1和v2分別为1-1和2-2断面处风速，m/s；vw为室外风速，m/s；K为风压系数；Z1和Z2分别为1-1和2-2断面高度，m；Pl1-2为1-1和2-2断面间的压强损失，Pa.
进一步可将式(3)整理变形为：
g(ρw-ρn)(Z2-Z1)+Kρwv2w2=
λldρnv2n2+ζρnv2n2.(4)
式中：λ为沿程阻力系数；ζ为局部阻力系数；d为管径，m；l为1-1与2-2间高差，m；vn为管内流速，vn=v1=v2，m/s.
根据式（4），即可得到处于风压与热压共同作用环境条件下的自动捕风排风装置的排风风速：
vn=g(ρw－ρn)(Z2－Z1)+Kρwv2w2λldρn2+ζρn2. (5)
由式（5）可知，若已知室内外空气密度，室外风速，管道竖向高度及管道沿程、局部阻力等参数，即可利用式(5)得到实验条件下该装置的排风风速.
3.4 实验结果比较分析
图8为2010年1月27日自动捕风排风装置性能实测结果以及根据式（5）的计算结果.由图可见，在风压和热压共同作用下，排风风速的实测值随室外风速、室内外温差变化而波动.另外，考虑到自动捕风排风装置工作区域受在建筑物迎风面产生的绕流的影响较小，计算结果按风压系数K值为-0.70（根据表2无渐扩口的计算结果）取值并根据式(5)计算而得.从图中可以看出，实验值与计算值的整体分布趋势有较高吻合性.虽然实验值较计算值的逐时波动幅度整体要大，但日平均排风速度的实测值（1.44 m/s）与计算值（1.32 m/s）比较接近，误差为8.3%；并且2010年1月和3月的日平均排风风速实测值与计算值的最大误差为19.5%.
时刻
图9为2010年1月及3月实验期间实测值与计算值误差分析.由图可见，当室外来流风速为0.5～4.5 m/s时，实测值与计算值的误差基本控制在±20%以内；当室外风速低于1 m/s时的误差值相对大，最大达到-40%，实测值小于计算值，此误差可认为是仪器测量误差造成，即风速低于1 m/s时，仪器在测量数据时的波动较大，导致误差增大.考虑到本自动捕风排风装置的最小启动风速在0.5 m/s，风速高于1.5 m/s时可迅速捕捉到来自任何方向的来流主导风［7］，该误差范围不在本装置的主流工作区，因此不会影响对该装置整体性能的评价.
实测速度值/（m•s-1)
3.5 圆锥形渐扩排风口通风性能预测
根据式（5）并结合第2节的数值计算结果，可对圆锥形渐扩排风口的排风性能进行预测分析.将风压系数取抛物线型渐扩口的模拟值K=-1.08代入计算，即可预测在相同天气条件下，自动捕风排风装置排风口经优化后(从图4（a)变为图4（c))，所能形成的排风量.经计算，K值增大后，的确增大了系统的排风风速，尤其在室外风速较大的天气，效果更为明显.以2010年1月20日为例，基本条件及结果如表4所示.
由此可验证，对于自动捕风排风装置排风口形状优化的讨论是必要的，并且在优化渐扩口形式后，对增加自然通风动力下的排风量也是很可观的.2010年1月20日，在排风口未优化的条件下，通过自动捕风排风装置及其通风系统累积所能形成的排风量为384 m3/h，可为3 m×5 m×3 m（高）的房间提供约8次/h的换气次数,节能效果明显.经优化后为438 m/h3，换气次数可达约10次/h，效果更优.因此，在以后的系统建立中，将制作更优形式的自动捕风排风装置，以期在相同室外条件下，获得更大的系统排风量.
4 结 论
1) 2010年1月及3月的实验结果表明:北京地区典型天气条件下，利用无渐扩口自动捕风排风装置可为3 m×5 m×3 m（高）的房间提供约8次/h的排风量，所研制的自动捕风排风装置具有较好的自然排风性能.
2) 利用数值模拟的方法，对无渐扩口、内圆弧形渐扩口、圆锥形渐扩口、抛物线形渐扩口等4种排风口形状对其周围风压系数分布的影响进行分析.研究结果表明，圆锥形渐扩口的综合性能最佳，且最佳的几何形状尺寸为：渐扩口高度H=50 mm，渐扩口高度与出风口直径之比ε=6.
3) 基于通风工程理论，并结合实验和模拟结果分析表明，圆锥形渐扩口自动捕风排风装置的排风性能较无渐扩口的排风性能更优，其排风量可增加至14.3%，换气次数可达约10次/h.
4) 本研究重点分析了自动捕风排风装置应用于建筑外形为长方形的平屋面建筑的通风特性，后续研究将进一步讨论不同建筑外形结构包括屋面结构，在建筑物迎风面产生的绕流对安装在屋面的自动捕风排风装置通风性能的影响规律.
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