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　　本发明针对传统通风空调三通构件局部阻力大、能耗高的问题，提出在直通管内设置优化导流片的解决方案。通过系统研究导流片的位置、形状及参数对湍流耗散率的影响，发现合理设计的导流片可显著降低流体形变和机械能损耗，实现局部阻力系数降低30%以上，提升系统能效。该技术为通风空调系统节能降耗提供了创新路径。

　　本发明属于空调管道系统技术领域，具体涉及一种三通构件，特别是一种用于通风空调风管的低阻力分流三通构件。

　　通风空调管道系统在当代建筑得到了广泛的应用。然而，现有的通风空调管道系统存在严重的能耗问题。在通风空调的管道系统中，局部阻力占通风空调管道系统总阻力的40％～60％，阻力问题引起的风机能耗占建筑总能耗比例约为15％～30％，而建筑能耗约占全球能耗40％。由此可见，通风空调管道中局部构件引起的能耗损失巨大，优化现有通风空调统局部构件，对于节能减排、提高能源的利用率有重要作用。分流三通是通风空调领域中重要的空气分流输配装置，同时，三通在建筑物中的数量众多，导致体量巨大，因其产生的局部阻力所引起的能耗问题同样巨大，值得进行关注。

　　目前，局部构件减阻技术中，通过导流片进行减阻是重要方式之一，其原理是通过固体壁面对流体涡旋进行分割，将大涡旋分解为小涡旋，从而降低局部构件中的流体阻力。现有国内外已经针对导流叶片进行了大量研究。ito(1966)通过实验手段研究了不同导流叶片位置对弯管阻力的影响，研究表明，导流叶片位置有一个最优值，且其最优值并不是弯管的中心位置。haskew(1997)针对导流叶片对圆管80°弯头的减阻作用进行研究，结果表明不合理导流叶片设置形式会显著增加流体阻力。eisinger(2003)分析了不同导流叶片数目对弯管减阻效果的影响。研究表明导流叶片个数有最优值，当导流叶片大于3时，叶片个数对减阻效果基本没有贡献。modi(2004)研究了不同曲率半径(r/d)条件下，导流叶片对弯管的减阻作用。研究发现曲率半径越大，导流叶片作用越明显。sun(2012)运用数值模拟方法研究了90°弯头下有无导流片对圆管的影响，分析了流场特性，提出了弯管设置导流片的最佳位置。zhang(2013)通过数值模拟手段研究了充分发展流条件下导流叶片对单个弯管的减阻作用。juraeva(2016)通过数值模拟与实际应用的方法研究了地铁隧道中导流叶片对通风管道均匀流动的影响，表明两侧导流片的安装使管道中的流动更均匀，获得了均匀的流量。以上文献可知，通过对弯头加装导流片能够减小阻力，然而通过文献的搜索，少发现针对三通加装导流叶片。

　　gan(2000)运用数值模拟的方法研究了旁支管v＝10m/s下分流与合流三通的局部阻力系数，结果与文献中数据基本吻合，表明连接处的局部阻力系数与旁支管占总管的总流量有关。zmrhal(2009)运用数值模拟方法研究了特定尺寸下通风管道不同局部构件的局部损失系数，比较了模拟结果与普遍接受的公开数据，表明了一些文献不推荐用于实际计算ai(2013)运用数值模拟和实验的方法研究了通风长5.75m管道中配件的压力损失，通过达西公式来解释管道工程中流体的摩擦损失的原因，提出了预测压力损失的数值模拟方法。smyk(2017)通过数值模拟的方法研究了直径400mm通风管道的管状导流片对流动稳定性的影响，分析了带有和不带有管状导流片在管道中的稳定距离和速度轮廓。分析以上文献可知，针对通风管道的研究大多前提为某一特定流量、特定尺寸，未研究其他流量尺寸下的减阻效果，然而在实际工程的复杂性导致流量(流速)、高宽多变，这些研究成果在实际应用中有一定的局限性。

　　式中：δp是管内前后压强差，单位pa；f是达西摩擦系数；ρ是流体密度，单位kg/m3；v是流体在管内的平均流速，单位m/s；l、d分别为管长、管径，单位m。大多数研究者只是在此基础上，在宏观上以减小管道前后压力差为目标，但从本质上对如何减小压差未有系统的定论。一些研究表明，达西公式是耗散函数的外在表象和宏观近似，本发明通过对n-s方程中耗散项出发，分析管道中流体湍流耗散率的大小，通过耗散率的大小来解释减阻的原因。

　　针对上述现有技术中存在的问题，本发明的目的在于，提供一种用于通风空调风管的低阻力分流三通构件。

　　一种用于通风空调风管的低阻力分流三通构件，包括直通管和旁支管，所述旁支管设置在直通管一侧并与直通管连通，旁支管设置的位置与直通管形成分流，所述三通构件还包括设置在直米乐M6 m6米乐通管中的一导流片，所述导流片为一平板且位于旁支管在直通管上的开口处。

　　进一步的，所述导流片为与三通直通管边壁平行，且该导流片距直通管上边壁的距离为32mm～288mm。

　　进一步的，所述导流片为矩形，其长度为259.4-545.4mm，宽度为150mm～250mm。

　　进一步的，所述导流片的位于长度方向上的两条边为弧形，长度为259.4-545.4mm，宽度为170mm～250mm。

　　进一步的，所述导流片为长八边形，且该长八边形的长度为259.4-545.4mm，其上、下边的边长为25～75mm。

　　本发明在传统分流三通构件的直通管中设置一导流片，该导流片为一平板且位于旁支管在直通管上，从而降低了流体形变，转化为内能的机械能降低，湍流耗散率明显降低。通过本发明的以分流三通为代表的减阻降耗研究，对能源的利用率、减阻节能有重要的工程意义，另外，还能够在本发明的基础上，通过探讨减阻机理为其他通风空调管道局部构件的减阻问题提供思路。

　　本发明的研究思路是：基于湍流能量耗散率理论下分析减阻的原理，采用cfd(计算流体力学软件)数值模拟方法，研究传统分流三通加装导流片位置与形状的优化，以及在多工况(不同流量比、高宽比)下的三通阻力特性，该过程中采用全尺寸模型试验方法，验证实际减阻效果并与数值模拟进行工况对比。

　　湍流数值模拟方法有直接数值模拟(dns)、大涡模拟方法(les)、reynolds平均法(rans)、统计平均法四类。而reynolds平均法又分reynolds应力模型和涡粘模型。常用的风管阻力问题供选择的计算模型有sst模型、k-epsilon模型(包括realizable模型及rng模型)、rsm模型等。由图1可以看出，rsm湍流模型预测的中心线速度与实验所测的有较好的一致性，因此选择被广泛验证在管道减阻有较好预测的rsm湍流模型。rsm使得雷诺平均n-s方程封闭，解决了关于方程中的雷诺压力及耗散速率，与其他湍流模型相比，rsm湍流模型更加严格的考虑了流线型弯曲、涡旋、旋转和张力快速变化，对复杂流动有更高的精度预测的潜力，而流场在局部构件位置存在涡旋及二次流现象，rsm模型更适合作为数值模拟的湍流模型。在设置rsm时，rsm与其他湍流模型在数学计算上的不同即为对雷诺应力方程的求解。rsm数值模拟当中，ck、c1和c2三个参数直接关系着rsm模拟的数值准确性，取ck＝0.1，c1＝1.5c2＝0.4。

　　网格的疏密决定运算的效率，网格太过于稀疏达不到良好的运算以及预测效果，而过于密集的网格会增加运算时间，也会影响运算的结果。此处网格划分运用了六种方式，网格数量分别为93万、121万、146万、159万、173万、202万。由图2可知，随着网格数目的增加，边界处的压力有更好的分布趋势，当网格数量为173万时，各点的压力分布不再变化，具有较高的相似度。

　　网格方面采用结构化网格，在靠近管道壁面处、导流片及三通处管道进行了加密，加密方式如见图3。网格进行了独立性验证，网格数确定为173w。最大单位网格体积2.2cm3，最小单位网格体积0.26cm3。进口为压力入口，保证管道的压力，两出口为速度出口，确保各管段对流速的要求。采用通用流体计算软件ansysfluent17来计算管道中流体的压力、流速变化，压力与流速之间的耦合采用simple算法，动量、湍动能、湍流耗散率、雷诺应力的离散化采用二阶迎风格式，压力的离散化采用标准形式。同时，设置壁面粗糙度k＝0.15mm，对于收敛的判定依据是，两次迭代之间横截面上的平均速度及平均压力值的变化小于10-3，于此同时，标准化残差的量值小于10-5。

　　在本发明中，制作了通风空调管道阻力构件全尺寸测试试验台，如图4所示，试验台包含风机、软接头、静压箱、均流孔板、矩形风管、三通、法兰、风阀，按照《jgj/t141-2017通风管道技术规程》拼接完成，整体实验装置用角钢架支撑，距地面约0.9米，矩形风管主体尺寸为320×250mm，是通风常用的规格之一。镀锌铁皮作为风管制作材料，风管与风管之间使用法兰连接并进行密封处理。风机选择300fzy6-d，风量最大3600m3/h，配备220v风机调速器，在距离风机2米处安装静压箱及均流孔板，对从风机送出不稳定的气流进行整流使其均匀，从而保证通过三通上游直管段的气流为充分发展流。

　　在前人的研究中，指出测量断面应该选择在气流稳定的直管段上，测量断面设在局部构件(三通、弯头等)前面时，距这些部件的距离要大于管道直径的两倍，设在后面时，距这些部件的距离应该大于管道直径d的4-5倍。本实验选取三通上游管段三通入口、出口14d位置，也即距离三通上游断面4米、下游断面4米处作为直通管段的压力测试断面；支管的测试断面c则在下游4m也即16d处，同时测量不带三通时在相同风速下管段的沿程阻力。以三通局部阻力系数ζ12为例：首先，测试带有三通时的断面3、4的压力，记为px1及px2；测试不带有三通，但是管段送风速度与带有三通时的送风速度相同时的断面压力分别为pz3，pz1，pz2，pz4。这时，三通的局部阻力系数ζ12可计算为：

　　式中，pz3-pz1及pz2-pz4分别为管段31及管段24的沿程阻力，ρ为空气密度，v31为管段31的流速。

　　由于气流速度在管道断面上分布不均匀，故需要在同一断面上多点测量，然后求出该断面的平均值。矩形风管可将管道断面划分为若干等面积的小矩形，测点布置在小矩形的中心。在本次实验的15个测点中，每个测点测量5个数据，求出每个测点的一次平均值，再平均测量断面的15个测点数据，获得二次平均值，将该平均值作为该断面的测量值。实验采用tsi热线风速仪测试风速，全压采用e0-200pa智能数字微压计进行测试，两种仪器的测量范围及精度见表1。实验时，通过风机调速器使管道到达指定的流量，待风机运行稳定，将tsi热线风速仪探头及毕托管水平放置在支架上，通过水准仪及步进电机控制测试探头水平程度及探入深度来测量风速及压力，并进行记录。

　　σpx1、σpx2、σpz1、σpz2、σpz3、σpz4分别为上述测量点的全压的标准误差，pd31、pd24为管段3-1、2-4测量的动压的标准误差，为管段3-4局部阻力系数的平均值。

　　研究采取的假设为对三通直通管的局部阻力(如r12)进行减阻，无需考虑三通旁支管的沿程阻力(如r13)。图5为典型实际工程中风管铺设类型，通过铺设在走廊的直通管对其边侧的房间进行送风。在三通的局部阻力运算中，分为直通管的局部阻力(如r12)与支管的局部阻力(如r13)。风管系统的水力计算应从最不利环路开始，即图中的直通管各段的沿程阻力与后续三通沿直通管的局部阻力。可以知道，三通沿支管的局部阻力对实际的水力计算无影响，故减小三通沿直通管的沿程阻力(r12、r45、r78、r1011)即可起到减阻的效果。而且，减小三通支管的沿程阻力对其总的计算结果无影响。原因为：支管侧不为最不利环路，不参与风管的水力计算；以房间1为例，为保证各送风点达到预期的风量，各支管侧需保持阻力平衡，为避免房间1内风量过大，需通过风阀来增加支管侧的阻力。

　　一些研究表明，局部构件的阻力问题实质是气流涡旋作用下的能量耗散。也就是说，在机械能转化为内能的过程中，耗散量越大，则出口机械能越小。消减或控制气流涡旋，即可达到减阻降耗的目的。如果从流体力学的基本方程──能量方程出发，涡旋引起的能量耗散可用耗散项的体积分形式表示：

　　通风空调输配管道内的阻力问题的计算，可以认为是在给定边界条件，对能量耗散项的体积分问题，也即：

　　通风空调输配管道的阻力控制问题，可以认为是给定积分形式的最小值问题，也即：

　　普朗特(prandtl)的相关理论表明：气流涡旋不参与主流运动，却以主流机械能为代价不停旋转。而在气流旋转过程中，减小了轴向速度，产生了径向速度，最终产生了局部阻力损失。在耗散项中体现为不同方向速度梯度的增加和φ值的增大。

　　通过以上分析，局部构件减阻机理即是根据不同条件下局部构件内的涡旋特性，改变耗散项积分的边界条件v(如通过改变弧线结构，设置导流叶片等)，消减或控制涡旋的强度及作用范围，从而减小径向速度，减小速度梯度，降低φ值，最终降低局部阻力损失。此次三通加装导流片实现减阻，也是基于以上分析。加装导流片后，会产生两种效果：第一，减小速度梯度，即减小了流体的变形，也就减小了能量的耗散；第二，放置导流片相当于引入一个新壁面从而产生新边界层，在新边界层的附近速度梯度会比相同位置下不放导流片时要大，能量的耗散就会增加。流体总体是否减阻，也就是减小流体变形而减小的阻力和增加新边界层所增加的阻力进行博弈的结果。

　　在上述研究的基础上，为了进行三通的导流片具体设计，以下进行了三通中导流片位置优米乐M6 米乐平台化、三通加装导流片形状的优化，并进行了流量比及三通高宽对减阻率的影响分析、湍流能量耗散率分析和实验验证分析，从而对三通中加装导流片给出了指导。

　　三通内的空气流速大小、流量分配都会对三通的阻力大小造成影响，本发明从工程中最常用且普遍认为阻力较低的传统三通t0(如图5所示)形式作为目标三通进行加装导流片优化。优化时，假定三通宽高为320×250mm，并选取三通内的最典型的风速，即直通管7m/s，旁支管3m/s。以下对优化模型在不同流量比及高宽比下的阻力特性进行模拟与实验验证。

　　为了确定最佳的导流片位置，本发明对导流片的位置进行如图7所示的优化过程。首先，如图6的位置a所示，在三通内的a1-a9位置分别加装与三通直通管边壁平行的导流片，该导流片宽度为250mm；a1距离直通管上边壁的距离为32mm，a1-a9中，各相邻位置间距均为32mm，发现在三通内的a1-a9位置加装导流片后，由于能量在导流片边壁的耗散使阻力增加，且在位置a9增阻最小。然后，以a9位置(距直通管上边壁的距离为288mm)为基础进行改变得到b1-b10，具体是：固定a9进风口前端(图6中a9的右端)，倾斜a9的末端(图6中左端)直至与直通管上靠近旁支管一侧的边壁相接得到b10，b10向上平移不同的位置得到b1-b9，由于添加导流片后的单位流速降低而减阻，发现b1-b10均有减阻作用且b10的减阻率最大达到13.3％。此后，按照上述思路，在b10基础上固定导流片进风口位置末端(左端)，研究导流片相对于三通直通管边壁3°-9°的倾斜率，分别得到c1-c7，发现倾斜率不同的c1-c7的减阻率均优于b10，由于流体变形的速率降低及相互作用的影响，其中6°倾斜率的c6减阻率最好，减阻率为20.9％。在c6的基础上，在原位置对导流片l(435.4mm，即c6的长度)以原长0.05l(即22mm)为步长分别进行缩短与加长，得到d1-d8与e1-e6，发现d4(长度＝325.4mm)、d5(长度＝347.4mm)、d6(长度＝369.4mm)、d7(长度＝391.4mm)、d8(长度＝413.4mm)、e1(长度＝457.4mm)、e4(长度＝523.4mm)的减阻率均优于c6，其中以增长5％的e1的减阻率最高，为33.8％。因此，在e1的基础上固定导流片两点，改变导流片的弧度分别得到弧面f1-f8，研究发现它们的减阻率不如e1好。综上，确定优化导流片的位置为e1。

　　研究得到最优导流片位置后，以下通过改变形状得到最佳的导流片。如图8所示，首先在e1的基础上将导流片竖向分割为g1-g5五部分，发现去除g3的减阻效果最好，但不如e1。进而在e1(宽度为250mm)的基础上将导流片横向分割为h1-h5五部分，其间隔为50mm，发现在e1的导流片上同时切掉h1和h5得到的h15的矩形导流片(h15的矩形宽度相对于e1减小了h1和h5的宽度，为150mm)的减阻效果最好，减阻率为49.9％。接下来在h15的基础上继续进行优化，具体是对矩形的导流片h15的上、下边同时进行加弧处理，得到上下两边对称的凸形结构，具体是以弧面最高点距h15的边以10mm的步长进行5次加弧，分别得到j1-j5，发现减阻率随弧度的增大而不断加大，最大减阻率为j4的72.6％。此后在j4的基础上对其优化，发现湍流耗散率在导流片中心附近位置较大，因此对导流片加孔洞进行测量；发现加了孔洞k1、k2或k3后的减阻率最好，均为74.2％，此时达到最高减阻率，但这种方式下由于导流片难以固定，工程上难以得以实施，在现有的技术与投资比下，实际应用价值不高。为此，在j4基础上对上、下弧中部进行固定，固定部分的长度为25mm、50mm和75mm，同时将弧线其余部分变成直线l系列所示，得到减阻率进一步优化的l1-l3，l1-l3的形状为长八边形(类似于矩形减去四个角)。其中发现l1(即固定长度为50mm)的减阻率较高，为65.1％。之后继续对l1进行其他的优化，如一侧加孔洞m、边缘向内加弧n、一侧挖圆孔o，但实际效果均不明显。最终确定形状为l1，形状优化过程及减阻率大小见图9。

　　三通流量比及高宽比是最为常见的影响三通局部阻力的影响参数之一。三通的流量比指的是在入口流量保持不变的条件下，改变流量q1及q2(如图10所示)的流量，在实际工程中是通过与其相接的阀门完成的，在本模拟研究中则是通过设置速度出口实现的，在本发明中q1与q2的出口流量之比值范围为1:3到5:1。三通的高宽比是指在建筑中，由于建筑层高以及管道输送空气量的限制，使其具有多种宽高比，但多数规范规定管道应在一定的范围内，如长边与短边比≤4。

　　研究发现，在不同的流量比变化范围内，加装新型导流片的三通一直有良好的减阻效果，减阻率先升后降，最小米乐M6 m6米乐减阻率为12.3％，最大减阻率为77.9％。其原因是当流量比增大，三通导流片的影响逐渐增大，当流量增加到一定程度后，三通分流的结构形式对阻力的影响逐渐降低，使其减阻率逐渐降低。实际工程中，风管的送风需要满足水力平衡，多采用树形结构，应用此导流片都能够满足较好减阻要求。另外，研究发现，在不同的高宽比下，随着高宽比的增大，减阻率增加，其原因是随高宽比的增大，影响三通局部阻力的边界形式由平面变为立面，而导流片的添加有助有立面方向速度的分配。最小的减阻率为13.4％，最大减阻率为263.8％，减阻率大于100％也即此时的局部阻力系数为负，在合流三通以及部分分流三通可能出现，其原因是：分流时，直通管会出现局部阻力系数为负，这是较大动能的流体分子流入直通管，与分流前总管内的流体平均动能相比，直通管内单位质量流体的能量增加，当增加的量足以克服直管段的阻力时，会出现负值。虽然在实际的工程应用中，由于高度的限制，导致大高宽比实际应用较少，但新型导流片依旧具有较好的减阻优势。不同流量比、高宽下比的减阻率见图10。

　　局部构件的阻力问题实质是机械能转化为内能过程中，由于流体形变作用下的能量耗散，使得出口机械能减小。消减或控制流体的能量耗散，即可达到减阻降耗的目的。为研究加装新型导流片的传统三通的减阻机理，这里对传统三通不加装导流片与传统三通加装新型导流片在典型风速(直通管7m/s，旁支管3m/s)及宽高为320×250mm进行湍流耗散率的分析。通过纵剖面及横剖面的研究，可以发现传统三通的直管下部边缘存在显著地的能量耗散。如图11所示，其值在90m2/s3左右；而加装新型导流片的传统三通中，发现由于导流片的作用，使其直管的下部边缘的流体变形降低，转化为内能的机械能降低，湍流耗散率明显减小。同时发现导流片的加装增加了新的边界层，使湍流耗散率会增大，但是由于直管下部边缘长度较长，使耗散率的减少更多，两者相互博弈的结果为直管总的湍流耗散率降低。由于旁支管的能量耗散不影响直通管，虽然旁支管湍流耗散率增加，但对直通管的阻力无影响。

　　为验证新型导流片的实际减阻效果，通过全尺寸实验测量了传统三通及传统三通加装新型导流片后的局部阻力系数，并且与前人的研究成果相比较。通过全尺寸实验发现，随着流量比的变化，实验数值与模拟数值结果具有一致的趋势和良好的吻合性(如图12所示)，同时实验结果与前人的研究匹配性较好，可以证明，本发明中加装了导流片的三通在实际应用中具有良好的减阻效果。

　　针对现有三通导流器流体阻力大、能耗高的问题，创新设计了导流分流器。通过设置倾斜连接的引流管、缓冲弧形管壁及可移动变向块结构，有效减少流体在汇聚与分流过程中的阻力。缓冲弧形管壁降低进口压力，变向...

　　针对传统三通导流器流体阻力大、能耗高的问题，创新设计了一种导流分流器。通过设置倾斜连通的引流管、缓冲弧形管壁、导流板及可移动变向块结构，有效分离并引导流体流向，减少进口侧流体压力差与紊流干扰，...

　　针对通风空调管道中三通构件局部阻力大、能耗高的问题，提出在旁支管内安装与管壁弧度一致的弧形导流片。通过优化流体流动路径，分割流体变形区域，降低能量耗散，实现阻力减小5.2%-38.4%的节能效...

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