多跨廠房?jī)?nèi)跨電焊煙吹吸式通風(fēng)預(yù)測(cè)模型研究

劉宇宏 沈恒根

東華大學(xué)環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院

0 引言

吹吸式通風(fēng)是利用吹吸罩形成的復(fù)合氣流[1]以進(jìn)行冷熱空氣分區(qū)，捕集和排除污染氣體或煙氣等目的通風(fēng)方式，具有風(fēng)量小，污染控制效果好，抗干擾能力強(qiáng)的特點(diǎn)[2]，適用于存在工藝限制及污染源與吸氣罩距離較遠(yuǎn)的場(chǎng)合[3]，應(yīng)用于空間高、跨度大、各跨之間開(kāi)放連通的多跨廠房中，可對(duì)其內(nèi)跨電焊煙進(jìn)行有效捕集和控制。

捕集效率可作為吹吸式通風(fēng)系統(tǒng)的效果評(píng)價(jià)指標(biāo)，其影響因素一般包括吹、吸風(fēng)口高度，安裝高度，風(fēng)速以及污染物上升速度[4]。目前，吹吸式通風(fēng)系統(tǒng)優(yōu)化設(shè)計(jì)的研究方法主要包括實(shí)驗(yàn)法和數(shù)值模擬法，但出于對(duì)時(shí)間和成本的考慮，以往的研究中更多的是對(duì)假定的單一或少數(shù)幾個(gè)模型進(jìn)行研究，在實(shí)際工程中應(yīng)用時(shí)多有局限。數(shù)值模擬法具有重復(fù)性好、后處理功能強(qiáng)大的特點(diǎn)，因此，本文提出將數(shù)值模擬法，正交試驗(yàn)法及多元線(xiàn)性回歸預(yù)測(cè)法相結(jié)合，合理降低建模次數(shù)，基于正交試驗(yàn)結(jié)果建立捕集效率為目標(biāo)函數(shù)，其主要影響因素為自變量的多元線(xiàn)性回歸預(yù)測(cè)模型，為實(shí)際工程中吹吸式通風(fēng)系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了思路和參考。

1 模型的建立

1.1 物理模型

本文選取某機(jī)械加工聯(lián)合作業(yè)廠房為研究對(duì)象，尺寸103 m×150 m×16 m，沿寬度方向分為5 跨，每跨30 m。廠房南面設(shè)推拉側(cè)窗19 扇，西、東兩面每跨設(shè)推拉側(cè)窗4 扇及門(mén)1 扇，側(cè)窗均為推拉窗且距地面1.2 m。寬60 m、120 m 處廠房頂部設(shè)有天窗2 扇。廠房四面距地面12.5 m 設(shè)置采光帶（不可開(kāi)啟）。作業(yè)時(shí)車(chē)間開(kāi)啟各側(cè)窗及天窗進(jìn)行自然通風(fēng)，大門(mén)不常開(kāi)啟。廠房示意圖如圖1。側(cè)窗及天窗尺寸見(jiàn)表1。

圖1 廠房示意圖

表1 自然通風(fēng)側(cè)窗及天窗尺寸

焊接車(chē)間位于廠房第3 跨，如圖1 所示，布置有4處點(diǎn)焊及15 處自動(dòng)焊接操作臺(tái)，所使用焊材產(chǎn)煙量為8 g/kg，工廠為八小時(shí)工作制。各操作臺(tái)焊機(jī)功率及產(chǎn)煙量等參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 各操作臺(tái)焊機(jī)功率及產(chǎn)煙量

基于速度控制法，對(duì)吹吸式通風(fēng)的各參數(shù)進(jìn)行了計(jì)算，確定的通風(fēng)參數(shù)為：

1）吹風(fēng)口尺寸1200 mm×300 mm，風(fēng)速8 m/s；

2）吸風(fēng)口尺寸1500 mm×800 mm，風(fēng)速10 m/s；

3）吹、吸風(fēng)口各40 個(gè)。

物理模型是在對(duì)實(shí)際模型進(jìn)行簡(jiǎn)化的基礎(chǔ)上建立起來(lái)的，簡(jiǎn)化后的系統(tǒng)模型不但能準(zhǔn)確體現(xiàn)系統(tǒng)的主要參數(shù)，而且可以較大程度的節(jié)約計(jì)算時(shí)間。因此，在本文建立物理模型時(shí)做出以下簡(jiǎn)化和設(shè)置：

1）忽略廠房?jī)?nèi)鋼結(jié)構(gòu)等對(duì)氣流的影響，將廠房模型簡(jiǎn)化為一長(zhǎng)方體，其中長(zhǎng)度為X 方向，高度為Y 方向，寬度為Z 方向。

2）廠房側(cè)窗為開(kāi)啟率為0.5 的推拉窗，故將其側(cè)墻通風(fēng)口的數(shù)量減少為原有側(cè)窗數(shù)量的1/2。迎風(fēng)面窗、吹吸風(fēng)口設(shè)置為速度入口，背風(fēng)面窗設(shè)置為壓力出口。廠房屋面天窗簡(jiǎn)化為壓力出口。

3）室外大氣壓力設(shè)為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓力101325 Pa，室外環(huán)境溫度及室內(nèi)初始溫度取當(dāng)?shù)叵募臼彝馔L(fēng)計(jì)算溫度30.5 ℃，風(fēng)速2.6 m/s，方向南偏東45°。

4）各焊接操作臺(tái)按照表2 中的焊機(jī)功率和產(chǎn)煙量，于地面上0.7 m 處設(shè)置熱源和塵源。焊接產(chǎn)生的煙塵是一種混合物，按照其成分[5]折算為一種物質(zhì)A。

建立的物理模型如圖2 所示。

圖2 廠房局部通風(fēng)物理模型

1.2 湍流模型

本文所使用的模擬軟件中提供了零方程、室內(nèi)零方程、標(biāo)準(zhǔn)雙方程及RNG 雙方程四種湍流模型。室內(nèi)零方程是為研究室內(nèi)空氣流動(dòng)發(fā)展而來(lái)，是在室內(nèi)空氣自然對(duì)流和混合對(duì)流的直接數(shù)值模擬DNS 結(jié)果的基礎(chǔ)上提出的湍流模型[6]，對(duì)于自然通風(fēng)、強(qiáng)制對(duì)流、混合送風(fēng)及置換通風(fēng)等室內(nèi)空氣湍流流動(dòng)的預(yù)測(cè)則有著令人滿(mǎn)意的效果，且計(jì)算時(shí)更具經(jīng)濟(jì)性。本文研究對(duì)象為有熱源的工業(yè)廠房，考慮到適用性和計(jì)算的經(jīng)濟(jì)性，本文采用室內(nèi)零方程模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。

室內(nèi)零方程使用以下關(guān)系式來(lái)計(jì)算湍動(dòng)粘度：

式中：v 為當(dāng)?shù)卣扯?，m2/s；ρ 為流體密度，kg/m3；L 為到最近墻壁的距離，m；0.03847 為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)。

1.3 模型可靠性驗(yàn)證

為證明本文物理模型與數(shù)值計(jì)算模型的可靠性，首先使用本文使用的的建模方法對(duì)文獻(xiàn)[7]中測(cè)試條件下焊接車(chē)間的通風(fēng)進(jìn)行模擬，并與文獻(xiàn)中通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)得的電焊煙濃度進(jìn)行對(duì)比，如表3 所示。

表3 采樣點(diǎn)電焊煙濃度的實(shí)測(cè)值和模擬值

通過(guò)對(duì)比可以看出，各測(cè)點(diǎn)模擬值均略小于實(shí)測(cè)值，總體的誤差在6.75%。這是由于實(shí)驗(yàn)是在焊接廠房作業(yè)中測(cè)得的，由于長(zhǎng)時(shí)間作業(yè)，電焊煙可能有一定程度的累積，致使煙塵濃度有初值，導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)結(jié)果偏大。此外，CFD 模擬所采用的物理模型進(jìn)行了一定程度的簡(jiǎn)化，與實(shí)際存在一定差異。但總體上來(lái)看，模擬值與實(shí)測(cè)值是基本吻合的，從而驗(yàn)證了本文采用的建模方法及計(jì)算模型的可靠性。

2 正交模擬試驗(yàn)及結(jié)果

2.1 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

由于本文研究對(duì)象在生產(chǎn)過(guò)程中產(chǎn)生電焊煙的上升速度vs是一個(gè)固定值，本文選用七因素三水平正交表進(jìn)行18 組工況的正交模擬試驗(yàn)，并將空白列作為誤差列以作誤差分析。本試驗(yàn)不考慮各因素之間的相互影響，即忽略因素水平之間的交互作用。因素及水平的設(shè)置見(jiàn)表4。

表4 因素水平表

2.2 正交試驗(yàn)結(jié)果

經(jīng)CFD 模擬計(jì)算及結(jié)果處理，18 組工況的捕集效率η 如表5 所示。吹吸式通風(fēng)系統(tǒng)的捕集效率的計(jì)算公式為：

式中：cc為各吸風(fēng)口處電焊煙的平均濃度，mg/m3；c0為電焊煙在環(huán)境中的初始濃度，本研究中計(jì)為0 mg/m3；Vc為系統(tǒng)吸風(fēng)量，m3；ms為污染源散發(fā)電焊煙量，mg/s。

表5 正交模擬試驗(yàn)結(jié)果

局部通風(fēng)各影響因素的極差分析表如表6 所示。根據(jù)表6 中對(duì)各因素進(jìn)行的極差分析，可以看出，在以上18 組試驗(yàn)所考察的范圍內(nèi)，A～F 這6 個(gè)因素的優(yōu)水平分別為水平1、水平3、水平2、水平1、水平1 及水平3，各因素的重要程度由大到小的排序?yàn)镕 ＞B ＞A ＞D＞E ＞C。

表6 極差分析表

為了更直觀地反映各影響因素對(duì)捕集效率η 的影響規(guī)律和趨勢(shì)，用因素的水平做橫坐標(biāo)，試驗(yàn)指標(biāo)的平均值（Kj）作為縱坐標(biāo)，畫(huà)出因素與指標(biāo)的關(guān)系圖，如圖3 所示。

圖3 各因素對(duì)電焊煙捕集效率的影響趨勢(shì)

本次試驗(yàn)的評(píng)價(jià)指標(biāo)是捕集效率η，指標(biāo)的數(shù)值越大，說(shuō)明該種工況的氣流組織越好，則各因素水平對(duì)應(yīng)較高指標(biāo)的組合應(yīng)被視為最優(yōu)方案。從圖3 可以看出，就吹吸式通風(fēng)對(duì)電焊煙的捕集效率來(lái)說(shuō)，指標(biāo)較好的因素水平組合為A1B3C2D1E1F3。

3 多元線(xiàn)性回歸預(yù)測(cè)分析

3.1 預(yù)測(cè)模型建立

根據(jù)正交模擬試驗(yàn)所得出的結(jié)果，利用IBM SPSS Statistic 19 對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行回歸分析。得到以吹吸式局部通風(fēng)捕集效率η 為目標(biāo)函數(shù)，以A，B，F(xiàn) 為影響因素的多元線(xiàn)性回歸擬合預(yù)測(cè)公式為如下：

式中：200 mm＜b1＜400 mm；700 mm＜b2＜900 mm；8 m/s＜v2＜12 m/s。

3.2 預(yù)測(cè)模型驗(yàn)證

3.2.1 捕集效率預(yù)測(cè)值與正交試驗(yàn)值對(duì)比

根據(jù)預(yù)測(cè)模型計(jì)算出捕集效率對(duì)比正交試驗(yàn)結(jié)果，得到如表7 所示的結(jié)果。從表7 可以得到，預(yù)測(cè)模型計(jì)算得出的結(jié)果與試驗(yàn)值的平均誤差為7%，因此預(yù)測(cè)值與模擬實(shí)驗(yàn)結(jié)果有較好的一致性。

表7 捕集效率預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值對(duì)比

3.2.2 最優(yōu)方案通風(fēng)參數(shù)下捕集效率預(yù)測(cè)值與模擬值的對(duì)比

對(duì)正交試驗(yàn)極差分析得到的最優(yōu)方案進(jìn)行模擬，觀察在該方案下吹吸式通風(fēng)對(duì)于電焊煙的捕集效率η是否達(dá)到了最佳效果。該方案通風(fēng)參數(shù)為：吹風(fēng)口安裝高度h1=6 m，吸風(fēng)口安裝高度h2=4 m，吹風(fēng)口高度b1=200 mm，吸風(fēng)口高度b2=800 mm，吹風(fēng)口風(fēng)速v1=8 m/s，吸風(fēng)口風(fēng)速v2=12 m/s。經(jīng)模擬計(jì)算，吸風(fēng)口處電焊煙濃度如圖4，經(jīng)計(jì)算捕集效率η 為99.98%。在此通風(fēng)參數(shù)條件下，利用預(yù)測(cè)模型計(jì)算捕集效率η 為110%，二者誤差僅為10.02%，故認(rèn)為得到的捕集效率預(yù)測(cè)模型能對(duì)該吹吸式通風(fēng)系統(tǒng)的電焊煙捕集效率進(jìn)行有效預(yù)測(cè)。

圖4 最優(yōu)方案吸風(fēng)口處電焊煙濃度分布

4 結(jié)論

1）對(duì)正交模擬試驗(yàn)結(jié)果作多元線(xiàn)性回歸分析，得到了正交試驗(yàn)范圍內(nèi)，以捕集效率η 為目標(biāo)函數(shù)，其主要影響因素吹風(fēng)口高度b1，吸風(fēng)口高度b2，吸風(fēng)口速度v2為自變量的通風(fēng)預(yù)測(cè)模型為η=0.046×v2+0.001×b2-0.001×b1-0.052。

2）經(jīng)對(duì)比，正交試驗(yàn)各工況捕集效率預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)結(jié)果的平均誤差為7%，正交試驗(yàn)得到的最優(yōu)方案通風(fēng)參數(shù)下捕集效率預(yù)測(cè)值與模擬值之間的誤差為10.02%，驗(yàn)證了該預(yù)測(cè)模型的可靠性。

3）本文將數(shù)值模擬法，正交試驗(yàn)法及多元線(xiàn)性回歸法相結(jié)合，合理降低了建模次數(shù)，建立了多跨廠房?jī)?nèi)跨電焊煙吹吸式通風(fēng)預(yù)測(cè)模型，為實(shí)際工程中吹吸式通風(fēng)系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供思路和參考。