BUDAPESTI MŰSZAKI ÉS GAZDASÁGTUDOMÁNYI EGYETEM GÉPÉSZMÉRNÖKI KAR ÉPÜLETGÉPÉSZETI ÉS GÉPÉSZETI ELJÁRÁSTECHNIKA TANSZÉK
Tartózkodási zóna huzatkomfortjának hatásvizsgálata, különös tekintettel az érintőleges légvezetési rendszerre Doktori értekezés Goda Róbert
Témavezető: Dr. Bánhidi László Prof. Emeritus
Budapest 2013.
BUDAPEST UNIVERSITY OF TECHNOLOGY AND ECONOMICS FACULTY OF MECHANICAL ENGINEERING DEPARTMENT OF BUILDING SERVICE AND PROCESS ENRGINEERING
Resident comfort zone draft impact assessment, in particular the tangential air management system PhD. Dissertation Róbert Goda
Supervisor: Dr. sc. Techn. László Bánhidi, Prof. Emeritus
Budapest 2013.
KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS
Ezúton szeretném köszönetemet kifejezni témavezetőimnek, Dr. Bánhidi Lászlónak szakmai támogatásáért. Külön köszönettel tartozom Dr. Magyar Tamásnak, aki szívügyének tekintette a munkát, melyhez nagy segítséget nyújtott, mind szakmai, mind emberi téren. Köszönöm továbbá az Épületgépészeti és Gépészeti Eljárástechnika Tanszék dolgozóinak a kellemes munkalégkört és segítséget. Szeretném megköszönni szeretteimnek a türelmet és támogatásukat.
NYILATKOZAT
Alulírott Goda Róbert kijelentem, hogy ezt a doktori értekezést magam készítettem és abban csak a megadott forrásokat használtam fel. Minden olyan részt, amelyet szó szerint, vagy azonos tartalomban, de átfogalmazva más forrásból átvettem, egyértelműen, a forrás megadásával megjelöltem.
Budapest, 2013. november 26.
Tartalomjegyzék
Jelölések jegyzéke, Diagramok jegyzéke Bevezetés ................................................................................................................. 1 Célkitűzések ............................................................................................................ 4 Az értekezésben megfogalmazott célkitűzésekhez kapcsolódó irodalomkutatás ... 6 3.1 A huzatkomfort alapfogalmai, kapcsolata az érintőleges légvezetési rendszerrel ........................................................................................................................... 6 3.2 A turbulencia fogalma, meghatározása a tartózkodási zónában, szabványban való megjelenése ............................................................................................... 10 3.3 A laboratóriumi mérésekkel kapcsolatos szakirodalmak áttekintése, különös tekintettel az érintőleges LVR alkalmazására ................................................... 15 3.4 Tartózkodási zónák helyszíni huzatkomfort-méréseivel foglalkozó irodalmak áttekintése .......................................................................................................... 22 3.5 Számítógépes szimulációs program alkalmazása a huzathatás, mint helyi diszkomfort-tényező vizsgálatában ................................................................... 25 3.6 Termikus műember alkalmazása a diszkomfort tényezők kutatásában....... 28 4. A szakirodalommal kapcsolatos főbb megállapítások, különös tekintettel az érintőleges légvezetési rendszerre ....................................................................................... 31 5. Érintőleges légvezetési rendszer elemzése analitikus módszerekkel és eszközökkel ................................................................................................................................. 33 5.1 Az érintőleges légvezetési rendszerek sík szabadsugarai ........................... 33 5.2 A szubjektív huzatérzeti függvény vizsgálata ............................................ 34 6. Laboratóriumi mérések ........................................................................................... 39 6.1 A mérőkamra általános leírása ................................................................... 39 6.2 Környezeti paraméterek mérése ................................................................. 41 6.3 Turbulencia méréshez kapcsolódó mérési módszer ismertetése ................ 51 7. Mérési eredmények értékelése ................................................................................ 53 7.1 Turbulencia mérés eredményei ................................................................... 53 7.2 A befúvásnál végzett mérések eredményei ................................................. 54 7.2.1. Simpson-módszer .......................................................................... 61 7.3 A tartózkodási zónában végzett mérések eredményei ................................. 68 7.4. Hibaszámítás .............................................................................................. 92 8. A kutatómunka eredményeinek összefoglalása ....................................................... 94 8.1 Az eredmények összefoglaló értékelése ...................................................... 94 8.2 Az eredmények hasznosítása ....................................................................... 96 8.3 További megoldásra váró feladatok és lehetőségek .................................... 96 9. Tézisek .................................................................................................................... 97 10. Summary ................................................................................................................. 101 11. Irodalomjegyzék ...................................................................................................... 102 12. Tézisekhez kapcsolódó publikációk és tudományos közlemények ......................... 108 13. Mellékletek 0. 1. 2. 3.
0. Jelölések jegyzéke A0 c C Cp DR E Eu F F*
[m2] [kJ/kgK] [-] [W] [%] [J] [-] [-] [-]
hc H l L
[W/m2K] [m; mm] [m; mm] [W]
L0 M N n p q p(τ) PMV PPD
[m; mm] [W] [darab] [1/óra] [Pa] [-] [Pa] [-] [%]
𝑞 Re s0 s S Tu Tu/100 t t0 T u0 ux0 u u(s) u(τ) u(x) v 𝑉0
[W/m2] [-] [m; mm] [m; mm] [Pa] [%] [-] [°C] [°C] [s] [m/s] [m/s] [m/s] [m/s] [m/s] [m/s] [m/s] [m3/s; m3/h] [m/s] [m]
w x
Résbefúvó névleges felülete Levegő fajhője Konstans Fűtőteljesítmény (Draught Rate) = Huzatérzékenyek százalékos értéke Kinetikus energia Euler-szám Fojtás Írisz lemez állása, melynek nagysága a légcsatornában áramló levegő szabad áramlási keresztmetszetének nagyságával arányos Hőátadási tényező a gömbfelület és a környezete között Helyiség belmagassága Prandtl-féle keveredési úthossz A belső hőfejlődés és az ember bőrfelületéről a környezetbe távozó hőveszteség közötti különbség. Résbefúvó hossza Metabolikus hő Független minták száma Átlagos légcsereszám Nyomás Ismeretlen kitevő Nyomás időbeli értéke (Predicted Mean Vote) = Várható hőérzeti érték (Predicted Percentage of Dissatisfied) = A hőkörnyezettel elégedetlenek százalékos aránya Fajlagos hőáram Reynolds-szám Rés szélessége Mérési pozíció a rés szélesség mentén Nyírófeszültség Turbulencia-fok Turbulencia-intenzitás Levegő hőmérséklete Átlagos befúvási hőmérséklet Mintavételezési idő Átlagos befúvási sebesség Maximális tengelysebesség Mért sebesség nagysága Sebesség a rés szélesség mentén Sebesség időbeli változása Sebesség az x. helyen Sebesség y-irányú komponense Befúvási térfogatáram Sebesség z-irányú komponense Vízszintes irányú koordináta
y y0,5 z
[m] [m] [m]
Függőeleges irányú koordináta Specifikus sugárszélesség Az x,y irányokra merőleges harmadik koordináta
Görög betűk Δp Δx δ ε φ λ μ υ ρ τ
[Pa] [m; mm] [-] [-] [%] [W/m2K] [Pa*s] [m2/s] [kg/m3] [s]
Nyomáskülönbség Osztásköz Mérési hiba jele Az örvény kinetikai viszkozitásának együtthatója Relatív páratartalom Átlagos hővezetési tényező Levegő dinamikai viszkozitása Levegő kinematikai viszkozitása Levegő átlagos sűrűsége Idő
Indexek ∞ 0 1 2 3 c e i lam max mean mp RMS stat turb
A szabadsugáron kívül mért értékre vonatkozó index Környezeti paraméterre vonatkozó index Befúvástól függő konstansra vonatkozó index Kísérleti eredményekből származó konstansra vonatkozó index Ismeretlen együtthatóra vonatkozó index Hőmérő elemre vonatkozó index Elválasztó i. pontban mért érték lamináris Maximális érték Átlagérték Mérőperem Fluktuáló komponensre vonatkozó index Statikus Turbulens
Diagramok jegyzéke A könnyebb tájékozódás kedvéért a 7.2. -7.3. fejezetben bemutatott mérési eredmények értékelése során kapott diagramokat táblázatosan összefoglalom. Ábra sorszáma 7.2.1.
Rögzített paraméter
7.2.2. 7.2.3.
Befúvási térfogatáram
7.2.4.-7.2.5
Befúvási térfogatáram
7.2.6.
Résbefúvó anemosztát hossza
7.2.8.
Mérési pont sorszáma
7.2.9.
Mérési pont sorszáma
7.2.1.2.
Résbefúvó anemosztát hossza
7.2.1.3.
Mérési sorozat száma
7.2.1.4. 7.2.1.5. 7.2.1.6.
Résbefúvó hossza és a mérési pontok sorszáma Résbefúvó hossza és a mérési pontok sorszáma
7.3.1. 7.3.2. 7.3.3. 7.3.4.
Befúvási térfogatáram, mérési magasság Befúvási térfogatáram, mérési magasság Befúvási térfogatáram, mérési magasság
7.3.5.
Befúvási térfogatáram, mérési magasság
7.3.6.-7.3.9.
Befúvási térfogatáram, mérési magasság
7.3.10.-7.3.13.
Mérési pont pozíciója, mérési magasság
7.3.14.-7.3.15.
Befúvási térfogatáram, mérési magasság
7.3.16.
Befúvási térfogatáram, mérési
Mérési adatok Befúvási térfogatáram Euler-száma Reynolds-szám függvényében Befújt levegő sebessége a mérési pontokban Befújt levegő turbulencia foka a mérési pontokban Befújt levegő sebessége a mérési pontokban Befújt levegő sebessége a résbefúvó hossza mentén Befújt levegő turbulencia-foka a résbefúvó hossza mentén Látszólagos profiltényező a mérési sorozatokban Látszólagos profiltényező a résbefúvó hossza mentén Átlagos látszólagos profiltényező a térfogatáram függvényében Átlagos mért légsebesség a térfogatáram függvényében Átlagos mért turbulencia-fok a térfogatáram függvényében Befúvási térfogatáramok közötti eltérés Átlagos mért légsebesség változása a tartózkodási zónában Mért sebesség fluktuáció a tartózkodási zónában Mért turbulencia-intenzitás a tartózkodási zónában DR szubjektív huzatérzeti függvény a tartózkodási zónában Sebesség és turbulenciaintenzitás a helyiség hossza mentén Átlagsebesség változása a helyiség szélessége mentén a tartózkodási zónában Sebesség és turbulenciaintenzitás a helyiség hossza mentén
Oldalszám 54
Átlagsebesség gradiens a tar-
87
55 56 57 58 59 59 63 64 65 66 67 69 70-71 72-73 73-74 75-76
77-78
79-80
82-84
pontok pozíciója 7.3.17.
Átlagsebességek aránya
7.3.18.
Mérési magasság
7.3.19.
Befúvási térfogatáram
7.3.20.
Befúvási térfogatáram
tózkodási zónában Átlagsebességek arányának változása a befúvási térfogatáram függvényében Mért turbulencia-intenzitások átlagának változása a befúvási térfogatáram függvényében Mért turbulencia-intenzitások átlagának változása a mérési magasság függvényében Mért turbulencia intenzitások gyakorisága a tartózkodási zónában
88
89
89
90
1. Bevezetés Életünk jelentős részét zárt terekben töltjük, ezért fontos kutatási téma a komfort-tényezők elemzése a különböző épületgépészeti megoldások esetén. E megoldások közül egyre inkább előtérbe kerülnek az érintőleges légvezetési rendszerek (1.1. Ábra), melyek meglehetősen elterjedtek a komfort épületgépészeti és az élelmiszeripari alkalmazásokban egyaránt. Ezen légvezetési rendszereknél a légmozgás uralkodó iránya a határoló felületekkel (fal, ablak, padló, mennyezet) párhuzamos. Doktori értekezésemben e rendszerek egyik mértékadó problémájával, a huzathatás kiküszöbölésének méretezési megoldásaival foglalkozom.
1.1. Ábra: Érintőleges légvezetési rendszer elvi felépítése [1] Mint ismeretes, a huzathatás általánosan kellemetlen közérzetet – ún. diszkomfort érzetet – vált ki a zárt terekben tartózkodóknál. Ennek hatására az emberek magasabb helyiséghőmérsékletet igényelnek, ami viszont növeli az épület energiafogyasztását. A légvezetési rendszerek vizsgálata tehát két szempontból is nagyon fontos: egyik a megfelelő komfortérzet biztosítása, a másik a gazdaságos épületüzemeltetés, energia-megtakarítás. A huzatkomfortot három fő légtechnikai paraméter határozza meg: a levegő átlaghőmérséklete, átlagsebessége és a sebesség időbeli ingadozása. Az utóbbi két mennyiség hányadosát a szakirodalom turbulencia-intenzitásnak nevezi. Ezen fizikai mennyiségek vizsgálatával az utóbbi évtizedekben számos kutató foglalkozott, melyek közül a legjelentősebbek és nemzetközileg elfogadottabbak Fanger és munkatársainak eredményei voltak. A laboratóriumi huzathatás elemzéseket kiegészítették a meglévő, működő rendszerek valós körülmények közötti diszkomfort mérésekkel. A Fanger és munkatársai által a 70-es években felállított huzatmodellt (DR huzatkritérium) a rákövetkező években számos kutató kiegészítette. Ennek megfelelően például Wang és mun1
katársai [2]; [3] figyelembe vették az emberek tartózkodási idejét a huzathatásban, mellyel a szellőzés tranziens jellegét vették figyelembe. További kiegészítése a huzatmodellnek a bőrfelület lokális hőmérsékletének változásának hatása a DR szubjektív huzatérzeti számra. A huzathatással kapcsolatos elemzések során a termikus műemberek alkalmazásával is mérhető a bőrfelület fajlagos hőleadása, valamint annak hőmérséklete, melyek szoros kapcsolatban vannak a huzatérzettel. A mérési eredményeket bizonyos kutatók (pl. Koskela [4], Moureh és Flick [5]; [6]) az áramlás numerikus modellezésére alkalmas (CFD) szoftverekkel kapott eredményekkel is összehasonlították. Ezen vizsgálatok többségében azonban leginkább a hőkomfortot és a helyiségben kialakuló áramképet modellezték. Az általam tanulmányozott szakirodalom elemzése során azonban megállapítottam, hogy a fenti vizsgálatok jelentős részében a kutatók nem vették figyelembe a helyiségben alkalmazott légvezetési rendszer típusa és a huzathatás közötti kapcsolatot. Mivel minden légvezetési rendszer eltérő karakterisztikájú áramképet hoz létre a szellőztetett térben, így ott a sebességés a hőmérsékletmező is jelentősen változik. A leírtak alapján nyilvánvaló, hogy a tartózkodási zónában kialakuló turbulencia-intenzitások nagysága és térbeli eloszlása (gyakorisága) függ az alkalmazott légvezetési rendszer pontos típusától. Az általam feldolgozott szakirodalomban nem jellemző a befúvás környezete, illetve a tartózkodási zóna együttes vizsgálata. Ismeretes ugyanis, hogy a befúvásnál kialakuló áramkép jelentősen függ a befúvó konstrukciójától és az áramlásban jelen lévő esetleges zavarásoktól. Ezek a tényezők együttesen hatással lesznek a térben kialakuló áramképre, ezáltal pedig a huzathatásra. Az egyre inkább előtérbe kerülő érintőleges légvezetési rendszerek vizsgálatával kapcsolatban meglehetősen kevés szakirodalmat találtam. Ezek jelentős része is leginkább a helyiségben kialakuló áramképre, valamint a résbefúvóból kilépő légsugarak méréses- és numerikus vizsgálatára fókuszál. A turbulencia intenzitás térbeli eloszlása, valamint a légvezetési rendszer és a huzathatás kapcsolatának elemzése az általam összegyűjtött szakirodalomban nem található. További probléma, hogy a huzathatás számítására vonatkozó összefüggések, szabványok a légtechnikai tervezéshez csupán irányértékeket adnak meg a turbulencia-fokra vonatkozóan. A szabványok a légvezetési rendszereket csak annak alapján különböztetik meg, hogy elárasztásos, vagy pedig hígításos. Lényeges kérdés tehát, hogy a szabvány által javasolt tervezési értékek mennyiben térnek el a valós turbulencia-fok értékektől, továbbá ez hogyan függ össze az érintőleges légvezetési rendszerrel. Doktori értekezésemben a probléma megoldására egy résbefúvó anemosztáttal felszerelt teszthelyiség érintőleges légvezetési rendszerét vizsgáltam a BME Épületgépészeti és Gépé2
szeti Eljárástechnika Tanszék Légtechnikai Laboratóriumában. A vizsgálataimat izotermikus állapotra végeztem el, méréses vizsgálati módszert alkalmazva, időben állandósult légáramlás esetére. A fentiek alapján a doktori értekezésemben elemzett probléma megoldásához kitűzött vizsgálati célokat a következő fejezetben foglalom össze.
3
2. Célkitűzések Az értekezés az MSZ CR 1752 szabványban helyi diszkomfort tényezőként rögzített huzathatás vizsgálatának eredményeit rögzíti, azaz a szellőztetett tér tartózkodási zónájában a levegő átlagsebességéhez képesti, időben változó sebesség okozta huzat hatását. A „huzathatás” a tartózkodási térben a levegő olyan mértékű áramlása esetén jelentkezik, amely nagymértékű lokális hűtőhatást vált ki valamely testrészen, és ezzel kellemetlen hőérzetet, helyi diszkomfort-érzetet eredményez. A kutatási témámhoz tartozó problémák a következők szerint fogalmazhatók meg:
a szellőztetett terekben a levegő átlagsebességének növelése esetén a tartózkodási zónában a testrészek lokális hőcseréje növekszik, tehát a lokális hűtőhatás is nő, ezért jelentősen romlik a benntartózkodók hőkomfort érzete.
további probléma, hogy a résbefúvóval függőleges irányú befúvással szellőztetett térben, amely megoldást széles körben alkalmazzák, a tartózkodási zónában a turbulencia-fok értéke jelentős szórást mutat a szabványban javasolt értékhez képest.
Célkitűzéseim, a problémafelvetés és a szakmai igények alapján, a következők voltak: 1. Célul tűztem ki, hogy a rendelkezésre álló, egymást kiegészítő módszerek segítségével a lehető legpontosabban megmérjem, megvizsgáljam a tartózkodási zónában a levegőáram fluktuálódásának hatását. 2. Az általam feldolgozott szakirodalom elemzése alapján megállapítottam, hogy eddig nem végeztek függőleges befúvással szellőztetett térben huzathatással, mint diszkomfort tényezővel ilyen irányú kísérleteket, így nem volt ismert, hogy a befúvás pozíciója, illetve irányítottságának milyen a mechanizmusa. Emiatt az is a céljaim közé tartozott, hogy változó térfogatáram mellett megállapítsam és megvizsgáljam, hogy a vizsgált helyi diszkomfort tényező hogyan változik. 3. Sebesség- és turbulencia-fok profilok meghatározása a befúvás környezetében, melynek segítségével bevezetem a látszólagos profiltényezőt. Ezen mennyiség segítségével figyelembe vehető a befúvás környezetében kialakuló áramlást zavaró hatások. 4. Végül célul tűztem ki azt is, hogy a vizsgált tényezőhöz kapcsolódó irodalmak kritikai elemzése, valamint a mérési eredményeim alapján javaslatot adjak, amellyel ki lehet egészíteni a résbefúvásos szellőzéshez kapcsolódó eddigi komfort témájú méretezési módszereket, így segítve a szellőzési rendszerek minél komfortosabb, korszerűbb kialakítását. 4
A célkitűzések megvalósítása érdekében végzett kutatásaim eredményeit bemutató értekezést felépítése: A) A harmadik és negyedik fejezetben a szakirodalom részletes áttekintése található:
az általános hőérzeti komfortot befolyásoló tényezők, a köztük fennálló összefüggések és alkalmazásuk, a helyi diszkomfort tényezők fogalma,
a huzatkomfort fogalma, meghatározási módja, a jelenleg alkalmazott határértékek, valamint a múltbéli kutatások eredményei, tapasztalatai,
A turbulencia fogalma, meghatározása a tartózkodási zónában, valamint a laboratóriumi mérésekkel kapcsolatos szakirodalmak áttekintése, különös tekintettel az érintőleges LVR alkalmazására
a huzathatás okozta diszkomfort fogalma, meghatározási módja, a jelenleg alkalmazott határértékek, valamint a múltbéli kutatások eredményei, tapasztalatai.
azok a módszerek, előnyeikkel és hátrányaikkal, amelyek a hőérzeti komfort kutatásában alkalmaznak, és amelyeket saját kísérleteimhez is alkalmaztam.
B) Az ötödik fejezet az érintőleges légvezetési rendszer elemzése analitikus módszerekkel és eszközökkel a következők szerint:
turbulens szabadsugár elmélete,
a szubjektív huzatérzeti függvény elemzése
C) A hatodik fejezet a választott vizsgálati módszerekkel és a mérések körülményeivel foglalkozik:
a mérőkamra általános leírása,
a környezeti paraméterek méréséhez kapcsolódó mérési módszerek ismertetése,
a turbulencia mérésekhez kapcsolódó mérési módszerek ismertetése.
D) A hetedik fejezet a mérőkamrában végzett mérések eredményeit tartalmazza a fejezet végén értékeléssel és a hibaterjedés analízisével. E) A nyolcadik fejezet tartalmazza a kutatómunka eredményeinek összefoglalását, az eredmények hasznosíthatóságát, valamint a további megoldásra váró kutatási feladatokat. F) A dolgozat zárásaként – kilencedik fejezetben - a kapott új tudományos eredményeket tézispontokban foglalom össze.
5
3. Az értekezésben megfogalmazott célkitűzésekhez kapcsolódó irodalomkutatás 3.1 A huzatkomfort alapfogalmai, kapcsolata az érintőleges légvezetési rendszerrel Definíció szerint a huzathatás egy olyan helyi diszkomfort-tényező, amely a levegő áramlása révén az emberi test lokális túlhűtését eredményezi. Ez a probléma nemcsak a lakóépületekben, hanem gépkocsikban, repülőkön, vonatokon, stb. szintén jellemző. Ennek megfelelően a huzathatás úgy ismert, mint az egyik legzavaróbb diszkomfort-tényező a zárt terekben. A huzat hatására az emberek magasabb belső hőmérsékletet igényelnek, melynek következtében csökken a huzathatással elégedetlenek százalékos aránya (3. 1. 1. Ábra), de ugyanakkor növekszik az épület transzmissziós hővesztesége, illetve az energiafelhasználása. [7]; [8]; [9]; [10]
3. 1. 1. Ábra: Az elégedetlenek százalékos aránya az átlagos légsebesség függvényében [7] Helyi diszkomfort tényezőknek tehát azokat a paramétereket nevezzük, melyek a helyiségben tartózkodókból kellemetlen érzetet váltanak ki [7]; [11]. A leggyakrabban előforduló tényezők a következők:
huzathatás,
hideg-meleg padló hatása,
hideg-meleg fal,
sugárzási aszimmetria,
6
zajterhelés,
fényterhelés
Kezdetben az emberek komfortérzetét a kellemes hőérzettel azonosították, melyet a PMV (Predicted Mean Vote = várható hőérzeti érték) értékkel fejeztek ki elsősorban két paraméter függvényében [12]: PMV = f (M, L) Fanger kutatásai során azonban felismerte, hogy nem elegendő önmagában a kellemes hőérzet jelenléte a zárt terekben, ugyanis a megfelelő hőérzet kialakulásához a huzathatás mértékének is alacsonynak kell lennie [11], [12]. Ennek megfelelően kidolgozta a huzathatás számítására vonatkozó matematikai modellt, a szubjektív várható huzatérzeti számot, mely függ az áramló levegő átlagsebességétől, a sebesség időben ingadozó komponensétől, valamint a léghőmérséklettől [13]: 𝐷𝑅 = (34 − 𝑡𝑚𝑒𝑎𝑛 ) ∙ (𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 − 0,05)0,62 ∙ 0,37 ∙ 𝑇𝑢 ∙ 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 + 3,14 %
3.1.1.
Az MSZ CR 1752 szabvány három komfortkategóriát javasol a tartózkodási zónák huzatkomfortjának tervezéséhez. A DR = 15 [%] az „A” tervezési kategória, DR = 20 [%] már „B” kategória, míg DR = 25 [%] a „C” kategória. A 3.1.1. összefüggésben a sebességet [m/s], a hőmérsékletet [°C], a turbulencia-fokot pedig [%] mértékegységben kell behelyettesíteni annak érdekében, hogy a DR-re [%]-ot kapjunk eredményül. Itt lényeges megjegyezni, hogy a DR-modell alkalmazásának feltételei a következők: 20 < 𝑡𝑚𝑒𝑎𝑛 [°C] < 26; 0,05 < 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 [m/s] < 0,5; 0 < Tu [%] < 70. Fanger és Pedersen 1989-ben felismerte, hogy az áramló levegő sebességének fluktuáló komponense az átlagsebesség mellett jelentősen hozzájárul a szubjektív huzatérzet kialakulásához [14].
7
3. 1. 2. Ábra: A légsebesség időbeni változása [8] Ismeretes, hogy a légsebesség időbeni változása felírható az átlagsebesség és az erre szuperponálódó időben ingadozó (fluktuáló) sebesség átlagának (uRMS) összegeként (3. 1. 2. Ábra): 𝑢 𝜏 = 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 + 𝑢𝑅𝑀𝑆
3.1.2.
Ahol az átlagsebesség: 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 =
𝑇
1 ∙ 𝑇
𝑢 𝜏 ∙ 𝑑𝜏 0
𝑚 𝑠
3 1.3.
A fluktuáló sebességkomponens pedig: 𝑢𝑅𝑀𝑆 =
1 ∙ 𝑇
𝑇 0
(𝑢 − 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 )2 ∙ 𝑑𝜏
𝑚 𝑠
3.1.4. [15]
Mint ismeretes, a helyiségbe bevezetett, kezelt levegő impulzusa a helyiség levegőjét jól érzékelhető, karakterisztikus mozgásra kényszeríti. Ez az elsődleges (primer) légáramlás a zárt terekben másodlagos (szekunder) áramlásokat indukál. Az így kialakuló elsődleges- és másodlagos légáramok összességét légvezetési rendszernek (röviden LVR) nevezzük [15], [16]. Ezek közül a gyakorlatban igen elterjedten alkalmazzák az érintőleges légvezetési rendszert, melyet, a komfort rendeltetésű helyiségeken kívül hűtőházakban, hűtőkocsikban egyaránt alkalmaznak [5].
8
Az érintőleges légvezetési rendszerek alkalmazásakor a levegőt többnyire a tartózkodási zónán kívül vezetik be, rendszerint a helyiség határoló szerkezete mentén (mennyezet, falfelület, esetleg padló). Ez az érintőleges bevezetés lehetővé teszi a nagyobb sebességű befúvást az általában 3 [m]-nél kisebb belmagasságú terekben. [16] Fanger és munkatársai [8]; [9] megállapították, hogy a huzathatást az áramló levegő átlagsebességén és annak ingadozó komponensén kívül jelentősen meghatározza a turbulenciaintenzitás is, mellyel a következő fejezetben foglalkozom.
9
3.2 A turbulencia fogalma, meghatározása a tartózkodási zónában, szabványban való megjelenése Definíció szerint a turbulencia-fok a levegő fluktuáló sebességkomponensének négyzetes integrál középértéke (uRMS) és az átlagsebességnek (𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 ) a százalékos aránya: Tu =
𝑢𝑅𝑀𝑆 ∙ 100 % 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛
3.2.1. [8]; [13]
Itt lényeges megemlíteni, hogy amikor turbulencia-fokról beszélünk, akkor a százalékos értéket használjuk a turbulencia mértékének kifejezésére. A turbulencia-intenzitás kifejezés használatakor pedig csupán az uRMS/𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 hányadost kell figyelembe venni. Ahhoz tehát, hogy a turbulencia-intenzitást a tartózkodási zóna különböző pontjaiban ismerjük, szükséges az áramló levegő fluktuáló sebességkomponensének és az átlagsebességnek a meghatározása. A turbulencia-intenzitás, valamint a huzathatás elemzésekor természetesen azzal a közelítéssel élünk, hogy az áramlás turbulens [17]. Különböző komfortterekben végzett helyszíni mérések eredményei alapján a kutatók megállapították, hogy a turbulencia-fok értéke legtöbbször 0…80 [%] között ingadozik. [18], [19], [20]. Fanger és Christensen 1986-os munkájukban [8] olyan huzatdiagramokat publikáltak, melyek segítségével a huzathatás kockázata, a turbulencia-intenzitás, illetve a turbulencia-fok leolvasható az átlagos légsebesség és a hőmérséklet függvényében (3. 2. 1. Ábra) [17]. Megállapították, hogy az átlagos légsebesség növelésével, állandó belső hőmérséklet mellett csökken a turbulencia-intenzitás, ezáltal pedig a DR számértéke változik.
10
3. 2. 1. Ábra: Turbulencia-intenzitás és légsebesség változása a hőmérséklet függvényében [8]
11
A kísérleti eredmények azt mutatták, hogy a nagyobb turbulencia-intenzitású légáramlás huzatérzetet vált ki a zárt térben tartózkodókból [8]. Ennek fizikai alapja a következő [15], [21]. Minden testet, amit folyadékba, vagy gázba merítenek, határréteg vesz körül, mely hőszigetelésként viselkedik. Ezen a határrétegen keresztül történő hőtranszport függ a határréteg jellemzőitől, pl. vastagság, lamináris, vagy turbulens határréteg, sűrűség, stb. Ha magas turbulenciájú áramlás éri az emberi test felületén kialakult határréteget, akkor az elősegíti a fokozott hőtranszportot. A szigetelő lamináris határréteg csökkenésével a magas turbulenciájú áramlás elősegíti a fokozott hőleadást, a turbulens határréteg uralkodóvá válása növeli a hőátadási tényező értékét. A fajlagos hőáram a lamináris határrétegre a Fourier-féle tapasztalati összefüggést felhasználva: q lam = - λ∙grad(t) [W/𝑚2 ]
3.2.2.
A fajlagos hőáram a turbulens határrétegre: q turb = c∙ρ∙(𝑢𝑅𝑀𝑆 ∙ 𝑡𝑅𝑀𝑆 ) [W/𝑚2 ]
3.2.3.
A fenti egyenletben az 𝑢𝑅𝑀𝑆 ∙ 𝑡𝑅𝑀𝑆 a fluktuáló sebesség és fluktuáló hőmérséklet szorzatának időbeni átlagértéke. A testnek azon részein, ahol fennáll, a q lam < q turb egyenlőtlenség, lokális túlhűtés, vagyis huzatérzet következik be, itt ugyanis fokozottá válik a hőleadás. A huzathatás, illetve a huzatkomfort számíthatósága az épületgépészeti tervezés szempontjából is nagyon lényeges, ezért a turbulencia-intenzitás, illetve a DR számítása a szabványban is megjelenik. Az MSZ CR 1752 szabvány a huzatkomfortra vonatkozóan három tervezési kategóriát ad meg. Legmegfelelőbb az „A” osztály, hiszen itt 15 [%] alatti a DR értéke. Ezt követi
Kategória
a „B”, majd a „C” kategória, mely utóbbi a szabvány szerinti legkedvezőtlenebb osztály.
A B C
A teljes testfelület termikus állapota Hőérzettel elégedetVárható hőérzeti lenek érték százalékos PMV [-] aránya PPD [%] <6 -0,2 < PMV < +0,2 < 10 -0,5 < PMV < +0,5 < 15 -0,7 < PMV < +0,7
Helyi diszkomfort Huzathatással elégedetlenek százalékos értéke DR [%]
Hőmérsékletkülönbséggel elégedetlenek százalékos mértéke [%]
Hideg-meleg padlóval elégedetlenek százalékos értéke [%]
Sugárzási aszimmetriával elégedetlenek százalékos értéke [%]
< 15 < 20 < 25
<3 <5 < 10
< 10 < 10 < 15
<5 <5 < 10
3. 2. 1. Táblázat [sz1]
12
Megtalálható a szabványban továbbá a DR számítási összefüggése, valamint a Fanger-féle huzatkomfort-diagramok (3.2.2. Ábra), a 3. 2. 1. Táblázatban bemutatott tervezési kategóriákra, azonban a turbulencia-intenzitás értékére vonatkozóan nem ad ajánlásokat.
3.2.2. Ábra: A Fanger-féle huzatkomfort-diagramok [9] Az MSZ EN ISO 7730 szabvány [sz3] definiálja a huzathatás korábban már említett fogalmát, valamint megadja az ezzel elégedetlenek százalékos értékét, a DR-t az alkalmazási korlátokkal együtt. Ezen kívül, a szabvány mellékletében diagram formájában megtalálhatók a tartózkodási zónában elfogadható átlagos légsebesség értékek a belső levegő hőmérséklet, valamint a turbulencia-intenzitás függvényében DR = 15 [%]-os esetre („A” tervezési kategória). Az MSZ EN ISO 7726 szabvány [sz2], ami a hő- és huzatkomforttal kapcsolatos fizikai mennyiségek mérésével kapcsolatos, megadja azokat a releváns magasságokat, melyek a turbulencia-intenzitás, a sebesség, valamint a hőmérséklet méréséhez szükségesek. Ezek a magassági értékek a következők:
13
y = 0,1 [m] boka magasság ülő- és álló emberre;
y = 0,6 [m] derékmagasság ülő emberre;
y = 1,1 [m] derékmagasság álló emberre;
y = 1,1 [m] fejmagasság ülő emberre;
y = 1,7 [m] fejmagasság álló emberre.
Értekezésem alapját képező méréseket ezekben, a szabvány által ajánlott mérési magasságokban végeztem el. Az előzőek alapján megállapítható, hogy az említett szabványok nem veszik figyelembe a turbulencia-intenzitás huzatérzetre gyakorolt hatását, valamint az alkalmazott légvezetési rendszerrel való viszonyát. Ennek megfelelően adódik a kérdés, hogy a DR számításakor milyen turbulencia-intenzitás értékeket célszerű figyelembe venni. Ehhez segítséget nyújt az MSZ EN 13779 szabvány [sz4], mely a zárt terek tartózkodási zónáira vonatkozó követelményekkel foglalkozik. A szabvány ajánlása szerint a keveredéses (vagy más néven hígításos) légvezetési rendszerek esetében a DR számításához 40 [%]-os turbulencia-fok értéket célszerű felvenni. Elárasztásos légvezetési rendszereknél ez az érték 20 [%]. A szabványban megtalálhatók még a tartózkodási zóna elhatárolásához szükséges geometriai méretek is. A kutatási témámhoz kapcsolódó szakirodalom tanulmányozása során megállapítottam, hogy a huzathatás elemzésével kapcsolatos szabványok [sz1], [sz2], [sz3], [sz4] mindössze ennek számításához szolgáló összefüggéseket, tervezési irányértékeket, diagramokat adják meg, ugyanakkor nem veszik figyelembe az alkalmazott légvezetési rendszer hatását. Az eddig bemutatott alapfogalmakat felhasználva, a következő alfejezetekben áttekintem azokat a szakirodalmakat, melyek a huzathatás elemzésének különböző módszereit mutatják be.
14
3.3 A laboratóriumi mérésekkel kapcsolatos szakirodalmak áttekintése, különös tekintettel az érintőleges LVR alkalmazására A huzathatással kapcsolatos, eddig publikált és általam tanulmányozott vizsgálatok jelentős része ellenőrzött, laboratóriumi körülmények között zajlott le. A huzathatás vizsgálatára vonatkozó legkorábbi [2] tanulmány Houghten 1938-as munkája [22], melyben a vizsgálatokat 10 élőalany bevonásával végezték, a lamináris tartományhoz közeli áramlás esetére 30 perces tartózkodási időre vonatkozóan. A publikációban a kutatók arra az eredményre jutottak, hogy a huzathatással elégedetlenek százalékos mértéke a légsebesség növelésével nőtt, míg a hőmérséklet növelésével csökkent. Az ezt követő évtizedekben azonban háttérbe szorult a huzatkomfort vizsgálatának jelentősége, majd a 1970-es és ’80-as években elsősorban P. O. Fanger és munkatársai jelentős eredményeket értek el a huzathatás helyszíni- és laboratóriumi vizsgálataival. A huzatkritériumok között megtalálható az elsősorban USA-ban és Japánban alkalmazott ADPI (Air Distribution Performance Index), mely Nevins és Ward nevéhez fűződik [23]. Az ADPI érték azt fejezi ki, hogy a vizsgált személyek hány százaléka ítéli kellemesnek a klimatizált teret. A változó paraméter a levegő átlagsebessége és hőmérséklete, azonban a modell nem veszi figyelembe a sebesség fluktuáló komponensét, illetve a turbulenciaintenzitást. Fanger és Christensen részletes vizsgálatokat végzett a huzathatás érzékelésének vizsgálatára vonatkozóan [8], három különböző helyiséghőmérséklet mellett (20 [°C], 23 [°C] és 26 [°C]) 0,05 és 0,40 [m/s] közötti sebességtartományban vizsgálták a levegőmozgás emberekre gyakorolt hatását. Ebben a tanulmányban a huzathatással elégedetlenek százalékos mértékét még az átlagos légsebesség és a hőmérséklet függvényében fejezték ki, ugyanakkor már felismerték, hogy turbulens áramlás esetén – szemben a korábbi tanulmányokban [22] alkalmazott lamináris áramlással – a turbulencia-intenzitás is hatással lehet a huzatérzékelésre. A vizsgálatokat három releváns magasságban (0,1 [m], 0,6 [m] és 1,1 [m]) végezték el, melynek során elemezték a sebesség időbeli lefutását, a fluktuáló sebességkomponens-, valamint a turbulencia-intenzitás változását az átlagos légsebesség függvényében. A [8] tanulmány továbbfejlesztett változata Fanger és Melikov 1987-es munkája, melyben már figyelembe vették a turbulencia-intenzitás hatását a huzatkritériumra [9]. A vizsgálatokat három különböző turbulencia-fok intervallum esetére (Tu < 12 [%]; 20 [%] < Tu < 35 [%] és Tu > 55 [%].) végezték el. 15
A mérésekhez alkalmazott átlagsebesség-tartomány a tartózkodási zónában 0,05…0,40 [m/s] között változott ambiens hőmérsékleten. A kutatásban részt vevő alanyoknak kérdőív formájában kellett választ adniuk arra a kérdésre, hogy érzékelik-e a huzathatást, és ha igen, akkor melyik testrészükön és milyen mértékben. A kutatók arra az eredményre jutottak, hogy a turbulencia-intenzitásnak jelentős hatása van a DR huzatérzeti számra. A cikkben megadják a huzathatás számítására vonatkozó DR-modellt grafikusan és analitikusan is három fizikai mennyiség függvényében: átlagos légsebesség, turbulencia-fok és levegő hőmérséklet. A szerzők nem térnek ki azonban az alkalmazott légvezetési rendszer típusára. Szintén nem vizsgálták, hogy a helyiség légvezetési rendszere milyen összefüggésben van a DR huzatkritérium változásával, valamint a légáramlás turbulencia-fokával. Az előbb bemutatott szakirodalmak mind stacionárius DR modellekkel foglalkoztak, tehát nem vették figyelembe az alanyok tartózkodási idejét a huzathatásban [2]. Yuemei Wang és munkatársai úgy találták, hogy a DR huzatérzeti szám nemcsak a légsebesség, átlagos léghőmérséklet és a turbulencia-intenzitás függvénye, hanem kiegészíthető a tartózkodási idővel is, amit a nemzetközi szakirodalom „exposure time”-nak nevez és τ-val jelöl [2]. A cikkben bemutatták a DR változását a tartózkodási idő függvényében különböző légsebességeknél és turbulencia-intenzitásoknál. Ennek megfelelően a DR számítására alkalmas összefüggést kiegészítették az időtényezővel. PDτ =
τ ∙ 3,143+0,3696∙𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 ∙Tu ∙ 34- 𝑡𝑚𝑒𝑎𝑛 ∙(𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 - 0,05)0,6223 3.3.1. 1,073∙τ+11,062
A vizsgálatok során a szerzők azt az eredményt kapták, hogy a huzatérzet az első 20 percben jelentősen nőtt, majd ezt követően fokozatosan csökkent. A szerzők ugyan mérték a turbulencia-intenzitás értékét a tartózkodási zónában, azonban nem tértek ki az alkalmazott légvezetési rendszerre, valamint annak kapcsolatára a turbulencia-intenzitással. Wang azt is vizsgálta [3], hogy a tartózkodási időn kívül a turbulencia-intenzitás változása hogyan hat a bőrfelület lokális hőmérsékletének csökkenésére. Azt találta, hogy magas turbulencia-intenzitásnál a huzathatást sokkal kellemetlenebbnek érzik az emberek, mint az alacsony turbulenciájú áramlást. A bőrfelület hőmérsékletének csökkenése jóval nagyobb mértékű az 1 órás tartózkodási idő elteltével a magasabb turbulenciájú áramlásban, mint ugyanez alacsonyabb turbulencia-intenzitás értékeknél. A 3. 3. 1. Ábrán az is megfigyelhető, hogy minél nagyobb a bőrfelület lokális hőmérséklet csökkenése, annál jobban nő a huzathatással elégedetlenek százalékos aránya.
16
3. 3. 1. Ábra: A bőrfelületen történő hőmérséklet-esés [3] Az érintőleges légvezetési rendszerekkel viszonylag kevés, általam tanulmányozott szakirodalom foglalkozik, ezek többnyire a résbefúvóból kilépő szabad- vagy korlátozott légsugarak viselkedésével foglalkoznak. Ezek a vizsgálatok annyiban kapcsolódnak a kutatási témámhoz, hogy a befúvásnál kialakuló sebességprofilt én is elemzem. Guangyu Cao több munkatársával együtt a turbulencia-intenzitás hatását vizsgálta a korlátozott síksugár maximális sebességének leépülésére, érintőleges levegő bevezetés esetére [24]. A cikkben egy résbefúvóból kilépő korlátozott légsugarat vizsgáltak vízszintes befúvást alkalmazva. A mérések során változó paraméter volt a rés hossza, valamint az átlagos befúvási légsebesség a résben. Mérték a turbulencia-intenzitást a résnél, valamint számították a résre vonatkozó Reynolds-számot (jellemző méret a rés mérete). A korlátozott légsugarak vizsgálata nem tárgya a doktori értekezésemnek, azonban a résben végzett mérések eredményei jó összehasonlítási alapot nyújtanak a saját vizsgálataimhoz. Hsin Yu, Chung-Min Liao és Huang-Min Liang 2003-as publikációjukban [25] egy résbefúvó anemosztáttal ellátott helyiség áramlási viszonyait vizsgálták, elsősorban a korlátozott fali légsugárra koncentrálva, érintőleges levegő bevezetést alkalmazva. Az elméleti összefoglalóban a tengely menti sebesség leépülésére több függvényt is bemutatnak, továbbá ismertetik a különböző kutatók által meghatározott empirikus dimenziótlan sebességprofilokat. A mérési eredmények felhasználásával a szerzők bemutatják a helyiségben kialakuló áramképet, azonban a vizsgálat nem terjed ki a huzathatás, illetve a turbulencia-intenzitás elemzésére. A résbefúvónál kialakuló sebességprofil vizsgálata része a kutatási témámnak, így a cikkben 17
bemutatott sebességprofilok összehasonlítási alapot nyújthatnak az általam is mért profilokkal. A szerzők izotermikus levegő bevezetés alkalmazása mellett végezték el a vizsgálataikat, így a vízszintes- és függőleges befúvás közötti különbségeknek nincs jelentősége. Magyar T. [26] publikációjában szintén vizsgálta az izoterm légsugarak viselkedését, valamint a különböző sebességprofilokat. Jean Moureh és Denis Flick [6] szintén vizsgálta a résbefúvó anemosztáttal ellátott helyiségben kialakuló áramlási jellemzőket érintőleges légvezetésre. Munkájuk során részben méréses módszerrel, részben pedig numerikus szimuláció alkalmazásával elsősorban a korlátozott fali légsugarak viselkedését, illetve a helyiségben kialakuló áramkép változását elemezték. A cikkben azonban nem vizsgálták a huzathatást a helyiségben. Moureh és Flick későbbi munkájukban [5] tovább elemezték az érintőleges légvezetési rendszert, elsősorban a helyiségben kialakuló szellőzés hatásosságának vizsgálatára koncentrálva. Hasonlóan a [6] munkájukhoz, ebben a cikkben is vízszintes befúvást és elszívást alkalmaztak izotermikus állapotban, viszont itt sem tértek ki a turbulencia-intenzitás, valamint a DR huzatkritérium vizsgálatára. Guangyu Cao és munkatársai [68] egy résbefúvó anemosztátból kilépő korlátozott légsugarat vizsgáltak korszerű, PIV (Particle Image Velocimetry) sebességmérési módszer segítségével. A tanulmány azonban csupán a befújt légsugár viselkedésének elemzésére terjed ki. Barbara Griefahn és munkatársai elemezték a huzathatás emberre gyakorolt hatását [27] ambiens helyiséghőmérséklet mellett. A tartózkodási zónában három turbulencia-fok értéket (Tu < 30 [%], Tu ≈ 50 [%] és Tu > 70 [%]), valamint különböző átlagos légsebességeket (0,1; 0,2; 0,3 és 0,4 [m/s]) alkalmaztak. A vizsgálatokat vízszintes befúvás esetére végezték el izotermikus állapotban, azonban a légvezetési rendszer típusa nem érintőleges. A vizsgálatok eredményei alapján arra a következtetésre jutottak, hogy minél kisebb az átlagos légsebesség és a turbulencia-intenzitás a tartózkodási zónában, annál kisebb mértékű a huzat érzékelése. A szerzők nem térnek ki a turbulencia-fok eloszlásának vizsgálatára, és nem elemezték a helyiségben kialakuló sebesség- és hőmérséklet gradienst sem. A Hong Kong-i Egyetem kutatói [69] laboratóriumi körülmények között elemezték a termikus diszkomfort emberekre gyakorolt hatását. A vizsgálataik során méréses módszerrel és CFD alkalmazásával elemezték a huzat hatását, mely csupán annak megállapítását célozta meg, hogy a mért szubjektív huzatérzeti számértékek (DR) hány százaléka esik bele a szabvány által megengedett 15-25 [%]-os intervallumba.
18
Az előbb bemutatott kutatók valamennyien 20 [°C] feletti levegőhőmérséklet esetére vizsgálták a huzathatást, azonban Toftum és Nielsen [28] 11 és 17 [°C] levegőhőmérsékletet alkalmaztak a tartózkodási zónában 0,05 és 0,40 [m/s] közötti átlagsebesség tartományban. Az eredmények alapján megállapították, hogy minél kisebb a belső levegő hőmérséklete és minél nagyobb az átlagos áramlási sebesség, annál jobban nő az alanyok hidegérzete a helyiségben. A méréseket három releváns magasságban végezték el: 0,1; 1,1 és 1,7 [m] és bemutatták, hogy a bőrfelület átlaghőmérséklete csökken az áramlási sebesség növelésével a 0,05 és 0,40 [m/s] közötti tartományban. Azt is megállapították, hogy 11 [°C]-os léghőmérséklet mellett az áramlási sebesség növekedésével nő a huzathatás kockázata, míg a hőmérséklet növekedésével kisebb mértékű a szubjektív huzatérzet. A szerzők nem térnek ki a turbulencia-intenzitás mérésére és annak vizsgálatára, továbbá a 11 és 17 [°C] hőmérsékletek a komfort jellegű tartózkodási zónákban nem jellemzők [sz1]. A cikk nem tér ki az alkalmazott légvezetési rendszerre és ennek kapcsolatára a DRhuzatkritériummal. Természetesen lényeges kérdés, hogy az eddig bemutatott fizikai mennyiségeket, mint átlagsebesség, hőmérséklet, turbulencia-intenzitás, fluktuáló sebességkomponens, milyen műszerrel célszerű mérni. Az irány-független, forró gömbfejes szondával való sebességmérés több kutató munkájára is jellemző [4]; [9]; [24], továbbá az MSZ EN ISO 7726 szabvány is hivatkozik rá, mivel ez a legelterjedtebb mérőműszer a komfortkutatásokban. Fanger és Melikov megállapították [9], hogy az áramló levegő fluktuáló sebességkomponense jelentősen növelheti a kialakuló huzatérzetet. A cikkben bemutatott mérési elrendezés állványrendszere hasonlít a saját mérési elrendezésemhez, azonban a vizsgálatokat belső konvektív hőterhelés alkalmazása mellett végezték el 6 [m]-es belmagasság esetére, ami kiesik az érintőleges légvezetési rendszer alkalmazási területéről. Diagram segítségével a szerzők összehasonlítják az irányfüggő- és irány független szondákkal mért turbulencia-fokokat, a mért értékek 30…80 [%] közötti tartományba esnek. A helyiséget több zónára osztják fel: befúvási zóna, tartózkodási zóna és az ezeken kívül eső tartomány. Táblázatos formában megadják a légsebesség, turbulencia-fok és DR változását a különböző zónákban irányfüggő és irány-független műszerrel mért sebességek esetére. Ennek eredményeként arra a következtetésre jutottak, hogy az irány-független szondával való sebességmérés pontosabb eredményt ad. Hazai viszonylatban kevés tanulmányt találtam a huzathatás elemzésére vonatkozóan. A Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem Épületgépészeti és Gépészeti Eljárástechni19
ka tanszékén viszont hosszú évek óta kutatási téma a helyiségekben kialakuló huzathatás laboratóriumi vizsgálata. Magyar Tamás doktori értékezésében [29] bemutatja a kísérlettervezés főbb lépéseit, metodikáját, mely jól alkalmazható a méréseimhez. Bemutatja a mikroklíma fogalmát, az erre vonatkozó követelményrendszert és néhány huzatkritériumot is. A doktori értekezésének tárgya az egy irányból határolt izotermikus légsugarak viselkedése, melynek során bemutatja a különböző kutatók által meghatározott sík, izoterm, szabad légsugarak tengelyre merőleges sebességprofilját. Ezek a következők: Douchez-Cardierques ux0 y = 1 - th2 C u0 y0,5
3.3.2.
ux0 y = cosh-2 C u0 x
3.3.3.
Görtler
Reichardt ux0 - ln2 ∙ =e u0
𝑦 2 𝑦 0,5
3.3.4.
Schlicting ux0 𝑦 = 1 − u0 𝑦0,5
1,5 2
3.3.5.
Sepeljev ux0 = e-0,5∙ u0
y 2 C∙x
3.3.6.
Magyar T. [16] publikációjában ismerteti a különböző légvezetési rendszerek vizsgálatának lehetőségeit, beleértve az érintőleges légvezetési rendszert és az ebben fellépő huzathatás vizsgálatát. A [21] cikkében elvégzi a tartózkodási zónák minősítését huzathatásra a matematikai statisztika eszközeivel. A sebességre vonatkoztatott normális eloszlás eloszlásfüggvényének matematikai transzformálásával a tartózkodási zónában elvégzett mérések eredményeként arra a megállapításra jutott, hogy a cikkben vizsgált tartózkodási zóna átöblítettsége inhomogén. Ez az inhomogenitás a turbulencia-intenzitás térbeli eloszlására is jellemző, ez pedig hatással van a komfortérzetre. A szerző 11 pontban mérte a fluktuáló sebességkompo20
nenst, a levegő átlagos hőmérsékletét, valamint 84 [%]-os megbízhatósági szinten az átlagsebességet. A mért értékekből számította a DR huzatkritériumot és megadta, hogy a mért pontban ez az érték megfelelő, vagy sem. A cikkben diffúz légvezetési rendszert vizsgált, az érintőleges légvezetési rendszerben kialakuló huzathatás vizsgálata nem tárgya a tanulmánynak. Természetesen a laboratóriumi körülmények között végzet huzathatás-vizsgálatok nem minden esetben veszik figyelembe a valós körülményeket, így célszerűnek látszik azon szakirodalmak áttekintése, melyek a huzathatást helyszíni viszonyok között elemezték.
21
3.4 Tartózkodási zónák helyszíni huzatkomfort-méréseivel foglalkozó irodalmak áttekintése A turbulens áramlás jellemzőinek (turbulencia-intenzitás, átlagsebesség, fluktuáló sebesség) helyszíni vizsgálatait elsősorban irodaházakban, lakásokban oktatási épületekben végezték. Kovanen és kutatótársai [18] vizsgálták a helyiség áramlási jellemzőit négy magasságban: 0,05; 0,15; 1,1 és 1,7 [m]. A fluktuáló sebességkomponens frekvenciáját FFT (Fast Fourier Transformation) módszerrel állapították meg számítógépes szoftver segítségével. Fanger és Pedersen megállapították [14], hogy nemcsak a sebesség fluktuációja, hanem annak frekvenciája is diszkomfort érzetet okozhat. Bemutatták, hogy a legnagyobb diszkomfort érzet 0,3…0,5 [Hz] közötti frekvencia-tartományban tapasztalható. Kovanen vizsgálatai alatt a helyiségben nem tartózkodtak emberek, az alkalmazott mérőműszerek pedig hődrótos anemométer és termisztor-szonda. A sebességet és a hőmérsékletet 128 különböző pontban mérték irodában, tárgyalóhelyiségben, stúdióban, ikerházban és lakásban is. Az alkalmazott átlagsebesség tartomány a tartózkodási zónákban 0,05 és 0,30 [m/s] között változott. Táblázatos formában megtalálható a cikkben a turbulencia-intenzitás regressziós egyenletei az átlagos légsebesség függvényében a korrelációs együtthatókkal megadva, különböző mérési magasságokban. Gyakorisági diagramon ábrázolják a mért turbulencia-fok értékeket, melyek 0 és 80 [%] közöttiek, a leggyakoribb értékek pedig 30…39 [%] között találhatók. A szerzők bemutatják a turbulencia-fok változását az átlagos légsebesség függvényében különbözőmagasságokban. Ennek eredményeként azt találták, hogy az átlagos légsebesség növekedésével a legkisebb turbulencia-fok a 0,05 [m] magasságban tapasztalható, míg a legnagyobb érték az 1,1 [m] magasságban egészen kicsi átlagsebességnél. Hanzawa, Melikov és Fanger szintén végzett helyszíni huzathatás-vizsgálatokat [19]. A tanulmányban elemezték a turbulencia-fokot, ennek kiterjedését, valamint a turbulens kinetikus energiát 20 különböző szellőztetett térben. Az átlagsebesség 0,05 és 0,40 [m/s] közötti volt a tartózkodási zónában, a turbulencia-fok pedig 10 és 70 [%] között változott. A mérési eredményeket meglévő numerikus adatokkal hasonlították össze, meglehetősen pontosan. A szerzők összefoglalják a turbulens áramlások főbb jellemzőit, mint fluktuáló sebességkomponens, átlagsebesség, turbulencia-intenzitás, energia spektrum, turbulencia-hosszlépték, turbulens kinetikus energia és a turbulens energia disszipációja. A méréseket négy releváns magasságban végezték el: 0,1; 0,6; 1,1 és 1,7 [m], irány-független szondával több, mint 500 mérési pontban. A hőmérséklet-különbség a szintek között kevesebb, mint 2 [°C] volt, azonban izotermikus befúvás esetében ennek nincs nagy jelentősége. 22
A cikkben bemutatott helyiségtípusok: iroda, iskola, uszoda, előadóterem, tárgyaló, ipari csarnok, tiszta tér lamináris és turbulens áramlással. Bemutatják az átlagsebesség hisztogramokat az átlagsebesség és a turbulencia-fok függvényében a különböző mérési magasságokban. A szerzők grafikusan ábrázolják a relatív (egy adott magasságban mért jellemző) átlagsebesség és a relatív turbulencia-fok változását a padlószinttől mért magasság függvényében. Megállapították, hogy a turbulens kinetikus energia egy állandó magasságnál az átlagsebesség függvényében növekszik turbulens áramlás esetén. A cikkben bemutatott légvezetési rendszerek között található érintőleges légvezetési rendszer is, függőleges oldalfali befúvással és mennyezeti elszívással (irodahelyiség). Az előbb bemutatott helyszíni huzatkomfort vizsgálat során a kutatók arra az eredményre jutottak, hogy a huzathatás egy általános probléma az épületekben, hiszen a huzathatás kialakulása megváltoztathatja a belső levegőminőségét és növelheti az épület energiafelhasználását. Ennek legfőbb oka, hogy a bent tartózkodók a huzathatás következtében emelik a helyiség hőmérsékletét [8]; [9]; [29]; [30]. Chow, Wong és Fung [20] a tartózkodási zónában kialakuló légsebességeket vizsgálta méréses módszerrel hét különböző vasútállomás épületében. A mért adatokból ábrázolták a sebesség eloszlását, valamint számították a turbulencia-intenzitást, az áramlást leíró makroszkopikus jellemzőket, mint a Reynolds-szám, valamint az impulzus-szám. A huzathatás vizsgálatánál a Fanger-féle DR-modellt alkalmazták, ezen kívül számították az ADPI értéket is. A méréseket egy konstans magasságban, a padló szintjétől 1,45 [m]-re végezték el. A mért átlagsebesség értékek 0,1…0,7 [m/s] között változtak, a turbulencia-fok pedig 20 és 80 [%] közötti értékeket vett fel. Mind az átlagos légsebesség-eloszlást, mind pedig a turbulencia-fok eloszlását hisztogramos formában ábrázolták a szerzők. Ezen megfigyelhető, hogy a leggyakoribb mért átlagos levegősebesség 0,1…0,2 [m/s] közötti, a turbulencia-fok leggyakrabban pedig 50 [%] körüli értéket vesz fel. Ábrázolták a fluktuáló sebességkomponenst az átlagsebesség függvényében, majd ezeket más kutatók eredményével hasonlították össze. A turbulenciafokot az átlagsebesség függvényében ábrázolták. Alacsony és magas turbulenciájú áramlásban az átlagsebesség növekedésével a turbulencia-intenzitás is nő, míg a közepes turbulenciájú áramlás esetében ez a tendencia ellentétes volt. Bemutatták ezen kívül – a mérésük alapján - a DR értéket az átlagos légsebesség függvényében 20 [°C] hőmérsékleten turbulens áramlásnál, valamint 25 [°C] hőmérsékleten lamináris áramlásnál. Ezen megállapítható, hogy turbulens áramlásban az átlagsebesség növekedésével meredekebben növekszik a DR érték, mint lamináris áramlásban. 23
A laboratóriumi- és helyszíni huzathatás vizsgálatokat követően célszerű elkészíteni a vizsgált helyiség numerikus szimulációs modelljét, melynek segítségével – a mérési eredményekkel történő validálást követően – további elemzések elvégzésére van lehetőség. Ennek megfelelően a következő alfejezetben azon szakirodalmakat ismertetem, melyek a huzathatás numerikus elemzésével foglalkoztak. A CFD alkalmazására az érintőleges LVR elemzéséhez meglehetősen kevés szakirodalmat találtam.
24
3.5 Számítógépes szimulációs program alkalmazása a huzathatás, mint helyi diszkomfort-tényező vizsgálatában A huzathatás, mint diszkomfort-tényező numerikus szimulációval (CFD = Computational Fluid Dynamics) történő vizsgálatára kevés szakirodalmi hivatkozást találtam. Zhang Lin és munkatársai a légbevezetés elhelyezésének hatását vizsgálták a szellőzés hatásosságára és jellemzőire elárasztásos légvezetési rendszer esetére [31]. Az eredmények elsősorban a hőkomfortra és a belső levegőminőségre vonatkoznak. A cikkben a szerzők foglalkoznak a huzathatás vizsgálatával is Fanger DR modelljére alapozva, melynek eredményeként szemléltetik a helyiségben kialakuló áramképet, hőmérsékletmezőt, a PD hőkomfortot, a PPD eloszlását a térben, valamint a CO2-eloszlás változását a helyiségben. Ábrázolják a levegő átlagéletkorának (mean age of air) eloszlását a helyiségben. A levegő átlagéletkora egy lényeges paraméter a belső levegőminőség vizsgálatánál, melynek értéke irodák esetében 200…400 [sec] közötti. Minél kisebb a levegő átlagéletkora a helyiségben, annál jobban frissül a tartózkodási zóna levegője. A cikkből azonban hiányzik a CFD modell készítéséhez felhasznált turbulencia-modell ismertetése. Koskela, Heikkinen és Niemelä a hőkomfortot és a huzathatást vizsgálták CFD szoftver és méréses módszer alkalmazásával [4]. A cikkben a helyiség különböző zónáiban (tartózkodási zóna, befúvási zóna és perem zóna) méréssel és CFD segítségével vizsgálták az átlagos légsebesség, turbulencia-intenzitás és DR változását. A CFD vizsgálat eredményei a mérési adatokkal korreláltak. Moureh és Flick [5]; [6] numerikusan és méréses módszerrel is vizsgálta egy résbefúvóval ellátott helyiségben kialakuló áramképet érintőlege levegő bevezetés esetére. Az alkalmazott turbulencia modell az RSM (Reynolds Stress Model), a standard k-ε modell és az RNG (ReNormalization Group) modell. A numerikus eredményeket a mérési adatokkal hasonlították össze, melyek jól korreláltak egymással. Az alkalmazott érintőleges légvezetési rendszer vízszintes befúvás és vízszintes elszívás konfigurációjú. Elemezték a helyiségben kialakuló áramképet, összehasonlítva a tanulmányban alkalmazott különböző turbulencia-modelleket. Bemutatják a hőmérsékletmezőt a helyiségben, azonban a huzathatás vizsgálatára nem tér ki a cikk. A numerikus szimuláció alkalmazásához jól hasznosítható elméleti alapot szolgáltat a [32] szakirodalom. Ebben megtalálhatók a különböző numerikus módszerek, ezek alkalmazási korlátai és erősségei, valamint a numerikus modellezés során megoldandó alapegyenletek. Wilcox könyvében [33] részletesen ismerteti a numerikus modellezés során alkalmazható 25
turbulencia-modellek főbb jellemzőit, alapegyenleteit, ami jól hasznosítható a turbulens áramlások CFD modellezéséhez. Hazai vonatkozásban Magyar Tamás és Goda Róbert [34] elkészítette egy érintőleges légvezetési rendszer matematikai modelljét, amiben megadják a légvezetési rendszerek vizsgálatához alkalmazható módszereket:
félempirikus számítások,
numerikus szimuláció alkalmazása,
méréses vizsgálatok háromdimenziós modellek segítségével.
A légmozgási folyamatokat leíró alapvető matematikai alapegyenletek [34], [35], [36]:
kontinuitási egyenlet,
mozgásegyenlet (Navier-Stokes egyenlet),
energiaegyenlet,
szennyezőanyag eloszlása a térben ,
turbulens viszkozitás,
turbulens kinetikus energia,
a turbulens kinetikus energia disszipációja.
Jianhua Fan és munkatársai [37] egy mennyezeti diffúz légvezetési rendszert vizsgáltak méréses módszerrel és CFD alkalmazásával. Elemezték a belső levegő hőmérsékletét, a légsebességet, a falak felületi hőmérsékletét, a nyomáseloszlást a mennyezeten és a szellőzés hatásosságát. A vizsgálatok eredményeként megadták a hőmérséklet-gradiens változását, a légsebesség-profilokat a térben, összehasonlítva a mérési eredményeket a CFD-vel. A DR-t azonban csak méréses módszerrel elemezték. Az alkalmazott turbulencia-modellek: RNG és k-ε modell, 465 000 hexa cellával. A szerzők bemutatják a CFD eredmények mérési adatokkal történő validálását. Gan irodákban vizsgálta numerikus szimuláció segítségével a helyi diszkomfort-tényezőket [38] elárasztásos légvezetési rendszer esetére. A standard k-ε turbulencia modellt alkalmazva elemezte a helyiségben kialakuló áramképet, hőmérséklet-és páratartalom eloszlást figyelembe véve a vezetéssel, hőátadással és sugárzással történő hőátadást. A huzathatás kockázatát Fanger DR modelljének segítségével vizsgálta. A helyiségbe betáplált levegő hőmérséklete 18 és 20 [°C] között változott. Az eredmények azt mutatták, hogy a befúvási sebesség csökkentésével, illetve a befújt levegő hőmérsékletének növelésével csökkent a diszkomfort érzet.
26
Az elárasztásos légvezetési rendszer esetében a befúvás elhelyezése, valamint a befúvó anemosztát és a helyiségben tartózkodók közötti távolság szintén befolyásolja a komfortérzetet. Ez a megállapítás azonban az elárasztásos légvezetési rendszerre érvényes, az érintőleges légvezetési rendszer vizsgálata nem tárgya a cikknek. Mohammed Aziz és munkatársai [70] numerikus szimuláció segítségével vizsgálták egy teszthelyiségben kialakuló áramképet és sebességmezőt, azonban az diffúz légvezetési rendszer esetére és diffúz mennyezeti befúvóelemet alkalmazva. Rohdin és Moshfegh [71] numerikusan és méréses módszerrel elemezték a belső komfortot ipari terekben. Különböző turbulencia modelleket alkalmaztak a numerikus szimulációhoz. A kutatási témám szempontjából a cikk hátránya, hogy egyrészt ipari terek vizsgálatára koncentrál, másrészt a vizsgált légvezetési rendszereket csupán a szerint választja szét, hogy elárasztásos, vagy keveredéses típus. A kutatók célszerűnek látták a termikus műemberek alkalmazását a komfortkutatásokban. Ennek – mint látni fogjuk – azonban a huzathatás vizsgálatában korlátai vannak, hiszen az emberi kísérletekkel ellentétben a termikus műemberen csak a felületi hőleadás változása mérhető a huzathatás intenzitásának függvényében.
27
3.6 Termikus műember alkalmazása a diszkomfort tényezők kutatásában A termikus műembert eredetileg a ruházat termikus hőszigetelésének méréséhez alkalmazták az 1940-es években [39]. Kezdetben álló, majd az 1960-as évektől ülő műembereket is alkalmaztak a laboratóriumi vizsgálatokhoz. Termikus műember segítségével két tényező mérésére van lehetőség [39]; [40]. Az egyik a fajlagos hőleadás [W/m2], a másik pedig az egyenértékű homogenizált hőmérséklet (EHT = Equivalent Homogenous Temperature). Az EHT azt mondja meg, hogy az adott testrészt körülvevő klímát a testrész milyen hőmérsékletűnek „érzi”, vagyis annak a környezetnek a hőmérséklete, amelyben a valós bőrhőmérséklettel rendelkező termikus műember ugyanannyi hőt veszítene, mint a valós környezetben. Az EHT = f(átlagos bőrhőmérséklet, ruházat szigetelőképessége, a bőrfelület fajlagos hőellenállása, ruházattal borított testfelület aránya, száraz hőleadás a bőr felületéről). Nilsson [41] összefoglalta a termikus műemberek legfontosabb tulajdonságait, ami képes a hővezetéses, hőátadásos és hősugárzásos hőveszteség mérésére a teljes felületen minden irányban [40]. Ezek a tulajdonságok a következők [40], [41]:
alkalmas az emberi test egész, vagy helyi hőcseréjének szimulálására,
alkalmazható háromdimenziós hőcsere vizsgálatához,
valóságos módon szerepelteti a száraz hőveszteséget,
objektív mérési eszköz a ruházat hőszigetelő képességének elemzéséhez,
gyors, pontos és ismételhető mérést tesz lehetővé.
A kutatók hamar felismerték, hogy a termikus műemberek alkalmasak a mikroklíma jellemzőinek vizsgálatára a laboratóriumban [40]. Fanger és munkatársai [42] termikus műember segítségével vizsgálták a sugárzási aszimmetria hatását az alanyokra, a felületi hőmérsékleteket, az átlagos sugárzási hőmérsékletet, valamint a termikus műember fajlagos hőveszteséget. Nem elemezték azonban a turbulencia-intenzitás és a DR változását a helyiségben. Cheong és munkatársai [43] a termikus környezetet vizsgálták műember segítségével elárasztásos szellőzés esetére. A női műember 26 különböző fűtött és szabályozott testrészből épül fel. A szerzők három hőmérséklet-gradiens esetére végezték el a vizsgálatokat 0,1 és 1,1 [m] magasság között 20, 23 és 26 [°C] helyiséghőmérséklet esetére. Az átlagos légsebesség a tartózkodási zónában kisebb volt, mint 0,2 [m/s].
28
A vizsgálatok eredményei azt mutatták, hogy a helyiség hőmérsékletnek nagyobb hatása van a hőérzetre, mint a hőmérséklet-gradiensnek. A helyi termikus diszkomfort érzet csökkent a helyiség hőmérsékletének növelésével. Ábrázolták a DR változását a bőrfelület hőmérséklet-változásának függvényében (3. 6. 1. Ábra), majd ennek eredményeként a szerzők azt találták, hogy minél nagyobb a DR számértéke, annál nagyobb a bőrfelület hőmérsékletének változása.
3. 6. 1. Ábra: A DR és a bőrfelület hőmérséklet változása közötti kapcsolat [43] Lényeges tudni azonban, hogy a cikkben a sebességet és turbulencia-intenzitást nem a műemberrel, hanem irány-független hődrótos anemométerrel mérték a műember közelében. Nielsen [44] a termikus műember alkalmazását vizsgálta elárasztásos (displacement ventilation) és keveredéses (mixing ventilation) légvezetési rendszerek esetére. Elárasztásos légvezetés alkalmazásakor elemezte a helyiségben kialakuló függőleges irányú hőmérséklet-gradienst összesen négy műember alkalmazásával. Keveredéses LVR-nél vizsgálták a helyiségben kialakuló maximális légsebesség változását a légcsereszám függvényében üres szobára, bútorozott helyiségre, majd belső hőterhelés alkalmazásával kiegészítve. A szerző azt is bemutatja, hogy a termikus műember a fenti eseteken kívül a helyi szellőzések vizsgálatában is alkalmazható, pl. festéktöltő gép melletti szellőzés, recepcióknál- és autókban alkalmazott helyi szellőztetés. Hazai vonatkozásban viszonylag kevesen foglalkoztak a termikus műember alkalmazásával a diszkomfort-tényezők kutatásában. Magyarországon egyetlen műember található [40], melyet az ÉTI-ben építettek fel Bánhidi László és munkatársai. Ez egy termikus mérőtestből, kétprocesszoros vezérlő és mérési adatgyűjtőből, valamint az adatfeldolgozás elősegítésére szolgáló számítógépből áll. A vizsgálatok során azt a hőmennyiséget, vagyis elektromos energiát mérik, ami szükséges az egyes testrészek előírt hőmérsékletének állandó értéken tartásához.
29
Magyar Zoltán és Ambrus Csaba [45] a sugárzási hőmérsékleti aszimmetria (hideg fal/ablak és a meleg mennyezet) hatását vizsgálták méréses módszerrel, termikus műember alkalmazásával. A szerzők termo víziós felvételek segítségével bemutatják, hogy a termikus műemberen elvégzett méréses vizsgálatok eredményei jól korrelálnak más kutatók élőalanyokon elvégzett korábbi kísérleteinek eredményeivel. Magyar Zoltán doktori értekezésében [46] termikus műember alkalmazásával az ember és különböző emberi testrészek hőleadását vizsgálta különböző hőmérsékletek mellett, eltérő ruházatokban. A diszkomfortot befolyásoló tényezők közül a szerző a ruházattal, a levegő hőmérsékletével, valamint a környező felületek sugárzási hőmérsékletével foglalkozott. Barna Edit doktori értekezésében [40] szintén termikus műemberrel végzett méréses vizsgálatok és numerikus modellezést (CFD). A dolgozat két helyi diszkomfort-tényező együttes hatását vizsgálta: a meleg padló okozta meleg láb diszkomfort és a hideg felület okozta sugárzási hőmérséklet aszimmetria. A szerző felhasználva a laboratóriumi mérések eredményét CFD modell segítségével is bemutatja a fent említett lokális diszkomfort-tényezők hatásait. Az eddig leírtak alapján a következő fejezetben összefoglalom a szakirodalommal kapcsolatos főbb megállapításaimat.
30
4. A szakirodalommal kapcsolatos főbb megállapítások, különös tekintettel az érintőleges légvezetési rendszerre A szakirodalmi összefoglalóban több kutató hivatkozott arra, hogy a huzathatás, mint diszkomfort-tényező általánosan kellemetlen a zárt terekben tartózkodó emberek számára, hiszen fokozza a bőrfelületen keresztül történő lokális hőcserét [8]; [15]; [21]; [43]. Ezen kívül a huzathatás jelenléte gazdaságossági szempontból is kedvezőtlen, hiszen ez a belső hőmérséklet emelésével kompenzálható, így növekszik az épület energiafogyasztása [7]; [22]; [29]; [38]. A huzathatás laboratóriumi mérésekkel történő vizsgálatával számos kutató foglalkozott az elmúlt évtizedekben [2]; [8]; [15]; [17]; [21]. Az erre irányuló legkorábbi [2] tanulmány Houghten 1938-as munkája [22], majd az 1970-80-as évektől Fanger és munkatársai részletesen elemezték a problémát [8]; [9]; [19]; [29]. Kezdetben a huzathatást kifejező szubjektív huzatérzeti számot (DR) az átlagos légsebesség és a hőmérséklet függvényében elemezték [8], majd ez kiegészült a turbulencia-intenzitással [9]. Fanger és Melikov megállapították [9], hogy az áramló levegő fluktuáló sebességkomponense – az átlagsebesség mellett – jelentősen növelheti a kialakuló huzatérzetet. Az évtizedek során voltak olyan kutatók, akik az említett tényezőkön kívül Fanger huzatmodelljét kiegészítették a korábban már definiált tartózkodási idővel [2], valamint elemezték a huzathatás és a bőrfelület lokális hőmérséklet-csökkenése közötti kapcsolatot [3]. A bemutatott szakirodalmakban felvett mérési pontok száma jóval kevesebb, mint a 6.2. pontban általam tervezett mérési elrendezésben. Az érintőleges légvezetési rendszerekkel viszonylag kevés, általam feldolgozott szakirodalom foglalkozik, ezek többnyire a résbefúvóból kilépő szabad- vagy korlátozott légsugarak viselkedésével kapcsolatosak [5]; [6]; [24]; [25]; [29]. Magyar T. [16] publikációjában bemutatja a különböző légvezetési rendszerek vizsgálatának lehetőségeit, beleértve az érintőleges légvezetési rendszert és az ebben fellépő huzathatás vizsgálatát. A szerző [21] cikkében bemutatja a tartózkodási zónák minősítését huzathatásra a matematikai statisztika eszközeivel. A légtechnikai tervezés során lényeges pont a huzathatás számíthatósága a tartózkodási zónában, ugyanakkor az erre vonatkozó műszaki szabványok csupán ajánlott számértékeket tartalmaznak a tervezési kategória függvényében, és nem veszik figyelembe az alkalmazott légvezetési rendszer pontos típusát. A légvezetési rendszereket csupán a légmozgást okozó fő erőhatások alapján különböztetik meg (elárasztásos, vagy pedig keveredéses). Ennek alapján a hígításos (vagy keveredéses) LVR-k esetében az ajánlott turbulencia-fok a DR számításához 31
40 [%], míg elárasztásos LVR esetében 20 [%] [sz1]; [sz2]; [sz3]; [sz4]; [8]. Az említett szabványok ezen kívül tartalmazzák a DR szubjektív huzatérzeti szám meghatározásához szükséges mennyiségek mérését. Az összegyűjtött szakirodalom alapján megállapítottam, hogy a turbulens áramlás jellemzőinek (turbulencia-intenzitás, átlagsebesség, fluktuáló sebesség) helyszíni vizsgálata elsősorban irodaházakban, lakásokban oktatási épületekben jellemző [14]; [18]; [19]; [20]. A bemutatott szakirodalmakban mérték a levegő átlagsebességét, az ingadozó komponenst, hőmérsékletet és turbulencia-intenzitást, valamint ebből számították a DR értéket. A helyszíni vizsgálataik alapján megállapítható, hogy az érintőleges légvezetési rendszer esetén a turbulenciaintenzitás eloszlását a teljes térre nem vizsgálták. Hanzawa, Melikov és Fanger szintén végzett helyszíni huzathatás-vizsgálatokat [19]. A cikkben bemutatott légvezetési rendszerek között található érintőleges légvezetési rendszer is, függőleges oldalfali befúvásra és mennyezeti elszívásra (irodahelyiség). Az általam feldolgozott szakirodalom tanulmányozása alapján megállapítottam, hogy az alkalmazott légvezetési rendszereket csupán a szerint különböztették meg, hogy elárasztásos, vagy pedig keveredéses. Ezen belül a tanulmányok nem térnek ki a konkrét LVR és a huzathatás kapcsolatára. Szintén nem vizsgálták azt, hogy a szabványban megadott turbulenciaintenzitás értékektől mennyi az eltérés a különböző légvezetési rendszerek esetében. A kutatók a vizsgálatok során különválasztották a befúvást a tartózkodási zónától, a kettőt együttesen nem elemezték. A méréses vizsgálatok mellett numerikus szimuláció segítségével kevés érintőleges LVR-t elemeztek, ezek azonban csak a befúvás környezetére koncentráltak [5]; [6]. A CFD szoftverek segítségével többek között a hőkomfortot és a levegőminőséget vizsgálták [29]; [32] a helyiségben kialakuló áramképet [5]; [6], de megtalálható a DR vizsgálata is [4]; [38]. A turbulencia-intenzitás és a huzathatás kapcsolatát nem vizsgálták érintőleges légvezetési rendszer esetére. Néhány kutató termikus műembert is alkalmazott a helyi diszkomfort-tényezők pontosabb vizsgálatához. A műemberrel nem elemezhető közvetlenül a huzathatás, azonban mérhető a bőrfelület lokális hőmérsékletének változása, illetve hőleadása [39]; [40]; [41]; [46], hiszen minél nagyobb a huzathatás mértéke, annál nagyobb a bőrfelület hőmérsékletének változása [43]. A vizsgálatok ennek megfelelően a termikus diszkomfortra koncentrálódnak, a légvezetési rendszert, a turbulencia-intenzitás térbeli változását szintén nem vették figyelembe.
32
5. Érintőleges légvezetési rendszer elemzése analitikus módszerekkel és eszközökkel 5.1. Az érintőeleges légvezetési rendszerek sík szabadsugarai [25]; [26]; [66]; [72] Mint ismeretes, szabadsugárnak nevezünk minden olyan nyílásból kivezetett közegáramot, melyet határoló felülettel nem veszünk körbe. Az érintőleges légvezetési rendszerek egyik legfontosabb jellemzője, hogy a résbefúvó anemosztátból kilépő levegő sík szabadsugarat képez. Ezen szabadsugarak legfontosabb jellemzői: a tengely menti (maximális) sebesség változása a befúvástól mért távolság függvényében, a profiltényező, továbbá a szabadsugár nyílásszöge. Az érintőleges levegővezetés hatására a befújt légsugár kontaktusba kerül egy felülettel, melynek hatására a sík szabadsugárból részlegesen korlátozott légsugarat kapunk eredményül. Ismeretes, hogy a szabad légsugarakban mért sebességprofilok folytonos, szimmetrikus görbével írhatók le egészen addig, amíg a felület torlasztó hatására a sík szabadsugárból korlátozott légsugarat kapunk. Ennek vizsgálata azonban nem képezi a doktori értekezésem tárgyát, csupán a befúvás közvetlen közelében fogok méréseket végezni. A kutatási célkitűzéseim között szerepelt a látszólagos profiltényező bevezetése a befúvásnál végzett sebességmérés eredményeit felhasználva. A profiltényező általános esetben azt mutatja meg, hogy az ideális (homogén) és a valóságban mért sebességprofilok hogyan viszonyulnak egymáshoz. Matematikailag a befúvási sebesség és a befúvásnál mért átlagos légsebesség hányadosa, dimenziótlan formában. A profiltényező azonban a befúvási keresztmetszetre vonatkozik, és nem veszi figyelembe azt, ha a sebességprofilokat a befúvástól távolabbi keresztmetszetekben határozzuk meg. Ebben az esetben ugyanis már számolni kell a szekunder áramlások, adott esetben pedig a falfelült légsugárra gyakorolt torlasztó hatásával. Az alfejezethez kapcsolódó további elméleti alapokat és összefüggéseket a Melléklet C tartalmazza.
33
5. 2. A szubjektív huzatérzeti függvény vizsgálata Fanger és munkatársai [8]; [17] kutatásaikban a huzatkomfort paraméterek egymástól való függését grafikus formában rögzítették a 3.2. fejezetben bemutatott komfort-diagramok segítségével. Értekezésemben célul tűztem ki, hogy ezeket a függőségeket matematikai összefüggések formájában ismertetem a DR-függvény (3.1.1. képlet) érzékenységének vizsgálatának segítségével. Az érzékenységi vizsgálatot [48]; [66] a turbulencia-fok változása szerint végeztem el. Tekintettel arra, hogy a várható szubjektív huzatérzetet kifejező egyenletből a sebességet leíró függvény – a turbulencia-fok függvényében – nem fejezhető ki explicit formában, ezért közelítő numerikus módszerrel (Newton-féle gyökkeresés) hatványfüggvény karakterisztikájú helyettesítő függvényt állítottam elő. A számításokat a Wolfram Alpha online matematikai szoftverrel végeztem el [49]. Az így előállított függvény a hőmérsékletet, a DR-t és a sebességet, mint diszkrét, korlátos paramétert veszi figyelembe. A futó paraméterek tehát a következők:
𝑡𝑚𝑒𝑎𝑛 = 22, 23, 24, 25 és 26 [°C],
DR = 15, 20 és 25 [%],
𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 = 0,1; 0,15; 0,20; 0,25; 0,30 és 0,35 [m/s].
Az itt felsorolt paraméterek esetére azt vizsgáltam, hogy a helyettesítő függvény milyen turbulencia-fok értékeket ad (Melléklet B1). Az ebből kapott 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 = f (Tu) függvényt hatvány trendvonallal közelítem a különböző konstansoknál, melyek a futó paraméterek. A helyettesítő függvény együtthatóit és kitevőit az 5.2.1. Táblázat-ban foglaltam össze. Minden egyes függvény a korrelációs együtthatókkal megtalálható a Melléklet B2-ben. 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 = A∙TuB DR [%]/tmean *°C+ 15 20 25
DR [%]/tmean*°C+ 15 20 25
22 0,336 0,5263 0,8509
22 -0,236 -0,299 -0,378
5.2.1.
"A" együtthatók 23 24 25 0,3192 0,3172 0,5263 0,6535 0,791 0,947 0,9815 1,1299 1,3016 "B" kitevők 23 24 -0,204 -0,179 -0,338 -0,367 -0,396 -0,413 34
25 -0,299 -0,392 -0,429
26 0,6979 1,1299 1,504
26 -0,348 -0,413 -0,443
5.2.1. Táblázat A DR egyenletből előállítottam az átlagos légsebesség, valamint a turbulencia-fok egymástól való függését kifejező deriváltat állandó léghőmérséklet és konstans várható szubjektív huzatérzeti szám (DR [%]) függvényében. ∂𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 = B-1 ∙A∙Tu(B-1) ∂Tu
5.2.2.
Az így előállított derivált azt fejezi ki, hogy a nevezőben szereplő tényező (Tu [%]) egységnyi megváltozása mekkora változást idéz elő a számlálóban szereplő változóban (umean [m/s]), miközben a várható szubjektív huzatérzet állandó szinten marad. Az 5. 2. 2. Táblázatban bemutatom azokat a paraméter csoportokat, amelyeket behelyettesítve a fenti derivált egyenletébe, megkaphatók annak értékei, majd ezek grafikus ábrázolásai, ld. 5. 2. 1. Ábra. Az ábrán szereplő DR = 20 [%]-ot szemléltetési példaként emeltem ki. A Melléklet B3 tartalmazza a különböző várható szubjektív huzatérzeti szintre vonatkozó eseteket. Tu [%]/tmean*°C+ 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
22 -0,034343339 -0,013957401 -0,008242558 -0,005672397 -0,004245027 -0,00334984 -0,002741954 -0,002305306 -0,001978251 -0,001725212
Érzékenység ∂𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 /∂Tu, DR = 20 [%] 23 24 25 -0,040151494 -0,04645 -0,05346 -0,015882672 -0,01801 -0,02037 -0,009232376 -0,01034 -0,01158 -0,006282687 -0,00698 -0,00776 -0,004661008 -0,00515 -0,00569 -0,003652038 -0,00401 -0,00441 -0,002971396 -0,00325 -0,00356 -0,002485234 -0,00271 -0,00296 -0,002122879 -0,0023 -0,00251 -0,001843749 -0,002 -0,00217 5. 2. 2. Táblázat
35
26 -0,06169 -0,02316 -0,01306 -0,0087 -0,00635 -0,00491 -0,00395 -0,00327 -0,00277 -0,00238
Átlagsebesség érzékenysége a turbulencia-fokra(Tu [%]) a léghőmérséklet függvényében, DR = 20 *%+ mellett t = 26 [°C] t = 25 [°C] t = 24 [°C] t = 23 [°C] t = 22 [°C] 100 90
0 -0,01 80
70
-0,02 60
50
40
30
20
10
-0,01-0 -0,02--0,01
-0,03
-0,03--0,02
-0,04
-0,04--0,03
-0,05
-0,05--0,04
-0,06
-0,06--0,05
-0,07
-0,07--0,06
5. 2. 1. Ábra: Érzékenységi függvény, DR = 20 [%] mellett Az 5.2.2. Táblázatban szereplő első derivált értéke azt jelenti, hogy a turbulencia-fok 1 [%]kos változása a DR-szint állandóságát adott léghőmérséklet mellett az 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 (átlagos) légsebességet olyan mértékű megváltoztatásával állítja helyre, amelyet a derivált értéke fejez ki. A fenti megfontolások alapján elkészített diagramokból az alábbi következtetéseket vontam le.
A diagramok jellege folytonos, monoton csökkenő a Tu = 10… 100 [%] tartományon belül. A turbulencia-fok elméleti esetben maximum 100 [%] lehet, azonban a gyakorlatban maximum a 70 [%] körüli értéknek van relevanciája [9]; [13]; [18].
A DR = 15 [%]-os elégedetlenségi szint mellett az érzéketlenségi tartomány 50…100 [%] között található, míg az érzékenységi intervallum a 10…50 [%] közötti intervallumban jellemző. A várható szubjektív huzatérzeti szintet 20 és 25 [%]-ra növelve az érzéketlenségi tartomány szintén 50…100 [%] közötti, míg az érzékenységi intervallum 10…50 [%] közötti.
Az érzékenységi tartományon belül – amely korrelál a szakirodalom által javasolt intervallummal – lényeges kérdés a független változó változására adott válasz sebességének nagysága. Ennek mértékét a korábban használt turbulencia-fok és átlagsebesség összefüggését leíró egyenlet második deriváltja határozza meg. 36
𝜕 2 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 = B-1 ∙(B-2)∙A∙Tu(B-2) ∂𝑇𝑢2
5.2.3.
Az 5. 2. 3. Táblázatban bemutatom azokat a paraméter-csoportokat, amelyeket behelyettesítve a fenti derivált 5.2.3. egyenletébe, megkaphatók az értékei, majd ezek grafikus ábrázolásai, ld. 5. 2. 2. Ábra. A Melléklet B3 tartalmazza a különböző várható szubjektív huzatérzeti szintre vonatkozó eseteket. Érzékenységi gradiens 𝝏𝟐 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 /∂𝑻𝒖𝟐 , DR = 20 [%] Tu [%]/tmean*°C+ 22 23 24 25 26 10 0,007895534 0,009387419 0,010994 0,012786 0,014885 20 0,001604403 0,001856684 0,002131 0,002436 0,002795 30 0,000631655 0,00071951 0,000816 0,000924 0,001051 40 0,000326021 0,000367223 0,000413 0,000464 0,000525 50 0,000195186 0,000217949 0,000244 0,000272 0,000306 60 0,000128355 0,000142308 0,000158 0,000176 0,000197 70 9,00536E-05 9,92446E-05 0,00011 0,000122 0,000136 80 6,62487E-05 7,2631E-05 8,01E-05 8,84E-05 9,85E-05 90 5,05333E-05 5,51477E-05 6,06E-05 6,67E-05 7,42E-05 100 3,96626E-05 4,31068E-05 4,72E-05 5,19E-05 5,75E-05 5. 2. 3. Táblázat Átlagsebesség érzékenysége a turbulencia-fokra (Tu [%]) a léghőmérséklet függvényében, DR = 20 *%+ mellett
t = 26 [°C] t = 25 [°C] t = 24 [°C] t = 23 [°C] t = 22 [°C]
0,015
0,01 0,005 0 100 90 80 70 60 50 40 30
20
0,01-0,015 0,005-0,01 0-0,005
10
5. 2. 2. Ábra: Érzékenységi függvény, DR = 20 [%] mellett A fenti megfontolások alapján elkészített diagramokból az alábbi következtetéseket vontam le.
37
A diagramok jellege folytonos, monoton csökkenő a Tu = 10…100 [%] tartományon belül.
A turbulencia-fok csökkenésével a kompenzáló átlagos légsebesség változásának gyorsasága növekszik. Különösen intenzív a változás gyorsasága a Tu < 40 [%] értékeknél.
Hasonlóképpen, a DR-szint növekedésével azonban nem azonos ütemben változik az érzékenység gyorsasága. A diagramok alapján ugyanis megállapítható, hogy minél nagyobb a várható szubjektív huzatérzet számértéke, annál nagyobb az átlagos légsebesség és a turbulencia-fok egymásra való érzékenységének gyorsasága.
Az elvégzett érzékenységi vizsgálat alapján bizonyítható, hogy az átlagos légsebesség és a turbulencia-fok egymással ellentétes irányú kompenzáló mechanizmussal rendelkezik. Ennek a mechanizmusnak az épületgépészeti gyakorlatban alkalmazott tartományon belül igen jelentős hatása van – a vonatkozó nemzetközi szabványok ajánlásait figyelembe véve (MSZ EN 13779, 20 és 40 [%] turbulencia-fok értékek, ld. 3.2. fejezet).
38
6. Laboratóriumi mérések 6. 1. A mérőkamra általános leírása A kutatásaimat egy 3x3 [m] alapterületű, 3 [m] belmagasságú, hőszigetelt mérőkamrában végeztem el a BME Épületgépészeti és Gépészeti Eljárástechnika Tanszék Légtechnikai Laboratóriumában. A mérőkamra geometriai méreteit és a légtechnikai rendszer kapcsolási vázlatát a 6. 1. 1. Ábra szemléleti. A levegő kezelése egy precíziós klímaszekrény (CRAC) segítségével történt, amit egy légszűrő követett. Közvetlenül a helyiségbe történő csatlakozás előtt egy mérőperemes íriszes légmennyiség-szabályzóval mérhető- és állítható a helyiségbe áramló levegő térfogatárama a mérőperemen mért nyomáskülönbség segítségével. A helyiségben a résbefúvó anemosztát közvetlen az ablak mellett volt, a csatlakozó doboz előtti pillangószeleppel pedig a befújt levegő mennyiségét szabályozhattam. Az alkalmazott érintőleges légvezetési rendszer függőleges befúvás és függőleges elszívás elrendezésű, az elszívó rés – hasonlóan a befúvó anemosztáthoz – szintén az álmennyezetben került kialakításra.
6. 1. 1. Ábra: A mérőszoba vázlata Jelmagyarázat:
39
CRAC = Computer Room Air Conditioning (precíziós klímaszekrény); F* – fojtás íriszes légmennyiség szabályozó segítségével; F – fojtó elem; SZ – légszűrő; PC – adatgyűjtő számítógép; Δpmp – a mérőperemmel mért nyomáskülönbség [Pa].
6. 1. 2. Ábra: Íriszes légmennyiség szabályozó és mérőperem [50] A befúvó- és elszívó légcsatornák az álmennyezetben kerültek kialakításra, a levegőellátást biztosító precíziós klímaszekrény névleges térfogatárama pedig 4000 [m3/h] volt. A mellékágakban lévő pillangószelepeket (F) nyitott állásba helyezve, valamint az íriszes légmennyiség-szabályozó (6. 1. 2. Ábra) segítségével a helyiség méreteinek megfelelően 50…150 [m3/h] mennyiségű levegőt juttattunk a mérőkamrába. Az áramlást homogenizálandó, az íriszes légmennyiség szabályzót a szűrő utáni légcsatorna szakaszba építettem be. A légtechnikai rendszer teljes mértékben recirkuláltatott. A frisslevegő befúvására alkalmazott 1 soros résbefúvó anemosztát L0 = 1000 [mm] hosszú és s0 = 12 [mm] szélességű, az anemosztát típusa pedig: Lindab MTL 15 1 1000, a 6. 1.3. Ábrán bemutatott csatlakozó dobozzal ellátva [51].
40
6. 1. 3. Ábra: Résbefúvó anemosztát 6. 2. Környezeti paraméterek mérése A környezeti paraméterek mérése a következő mennyiségek mérését foglalta magába:
áramló levegő száraz hőmérséklete a befúvásnál egy pontban, a tartózkodási zóna középpontjában, illetve az elszívásnál egy pontban [°C]; a befúvásnál a 6.2.7. Ábrán meghatározott pontokban [°C]; a tartózkodási zónában a 6.2.1. Ábrán meghatározott mérési pontokban [°C];
áramló levegő átlagos relatív nedvességtartalma a befúvásnál egy pontban, a tartózkodási zóna középpontjában, illetve az elszívásnál egy pontban [%];
áramló levegő átlagsebessége a befúvásnál a 6.2.7. Ábrán meghatározott pontokban [m/s]; a tartózkodási zóna meghatározott pontjaiban a 6.2.1. Ábrán meghatározott mérési pontokban [m/s];
áramló levegő fluktuáló sebességkomponense a tartózkodási zóna meghatározott pontjaiban a 6.2.1. Ábrán meghatározott mérési pontokban [m/s];
statikus nyomás mérése a befúvódobozban [Pa];
nyomás mérése a légcsatornában [Pa];
áramló levegő turbulencia-foka a befúvásnál a 6.2.7. Ábrán meghatározott pontokban [%].
A tartózkodási zóna meghatározott pontjaiban (6.2.1. Ábra) a turbulencia-intenzitást a 3.2.1. összefüggés segítségével számítottam. A befúvásnál végzett mérések adatai megtalálhatók a Melléklet E-ben, a tartózkodási zónában végzett mérések eredményei pedig a Melléklet F-ben.
41
Áramló levegő száraz hőmérsékletének mérése A befúvásnál, illetve az elszívásnál a levegő száraz hőmérsékletét hődrótos mérőszonda és NiCr-Ni anyagú hőmérsékletérzékelő segítségével mértem. Az MSZ EN ISO 7726 szabvány javasolja a hőmérséklet méréséhez alkalmazott szonda sugárzástól való védelmét (pl. hidegmeleg padló, fal, stb.). Esetünkben a falak és a padló hőmérséklete azonos a helyiség hőmérsékletével, így a hősugárzás hatása elhanyagolható. Mennyiség
Levegő hőmérséklet
Jelölés
tmean
C osztály (komfort) Mérési VálasztartoPontosság idő (90 mány [%])
10 [°C]tól 40 [°C]-ig
Megkövetelt: ±0,5 [°C] Kívánatos: ±0,2 [°C]
S osztály (hő feszültség) Mérési VálasztartoPontosság idő (90 mány [%])
A lehető legrövidebb. Az érték függ a mérőműszer típusától.
-40 [°C]-tól +120 [°C]-ig
Megkövetelt: 40 [°C]-tól 0 [°C]-ig: (0,5+0,01 t mean ) [°C] >50 [°C]-tól 120 [°C]-ig: 5+0,04* t mean − 50 ) [°C] Kívánatos: Megkövetelt/2
A lehető legrövidebb. Az érték függ a mérőműszer típusától.
Megjegyzés A hőmérsékletmérő műszert védeni kell a hősugárzás hatásától, a hidegmeleg falaktól. A műszer indítását követően legalább 1 perces beállási időt kell biztosítani.
6. 2. 1. Táblázat A szabvány ajánlása szerint a hőmérséklet mérésénél legalább 1 perces beállási időt kell biztosítani a pontos méréshez (6. 2. 1. Táblázat). A tartózkodási zóna meghatározott pontjaiban (6.2.1. Ábra) a levegő hőmérsékletét irányfüggetlen, forró gömbfejes mérőszondával mértem. A mérés elve hasonló a hődrótos anemométerekéhez [52]. A gömbfejes szonda egy elektromos vezető szenzorral van ellátva, melynek elektromos ellenállása jelentősen függ a mért hőmérséklet értéktől. A szonda elektromosan fűtött, miközben az elektromos vezérlő egység a szonda hőmérsékletét állandó értéken tartja (pl. az elektromos ellenállás állandó értéken tartásával). Az áramló levegő hűti a szondát, ahol a szonda felülete és a levegő között konvektív hőátvitel történik. A vezérlő elektronika kompenzálja a hőmérséklet csökkenést a szabályozó ellenállás változtatásával, melynek mértéke arányos a mért hőmérséklettel.
42
6.2.1. Ábra: Mérési pontok a tartózkodási zónában
43
6. 2. 2. Ábra: A mérési pontok elhelyezése a tartózkodási zónában A vizsgált mérőkamrában felvett mérési pontok száma és jelölésük a 6. 2.1. Ábrán látható. A nagy betűk a mérőszonda pozícióját jelzik (6. 2. 2.-6.2.3. Ábra) annak érdekében, hogy a mérőműszert tartó oszlop minél kisebb zavarást okozzon az áramlásban.
6. 2. 3. Ábra: A mérőműszer pozícionálása a tartózkodási zónában való mérésekhez
44
Relatív nedvességtartalom mérése A relatív nedvességtartalom mérése a száraz hőmérséklettel egy időben történt ugyanazon hődrótos szonda segítségével. Az [sz5] szabvány ajánlása szerint a hőmérsékletek értékét nem szükséges korrigálni, hiszen a levegő sűrűség változása a helyiségben nem haladja meg a szabvány által előírt intervallumot, vagyis: 1,16 < ρ < 1,24 [kg/m3]. Ellenkező esetben korrekció szükséges az adott környezeti viszonyoknak megfelelően. Átlagsebesség, fluktuáló sebességkomponens mérése A légtechnikai mérésekhez kidolgozott szabványok az egyes fizikai mennyiségek mérésére többféle műszert kínálnak fel. Az MSZ EN ISO 5167-1:2003 szerint a sebesség mérésére bármilyen, erre alkalmas mérőműszer használható azzal a feltétellel, hogy az áramlás képében nem okozhat számottevő zavarást. A gyakorlatban ez azt jelenti, hogy minél kisebb az adott mérési keresztmetszet, annál kisebb műszert kell alkalmazni. További követelmény, hogy a mérőműszereket meghatározott időközönként kalibrálni kell, melynek eredményét a kalibrálási jegyzőkönyv tartalmazza. Az MSZ EN 24006:2002 előírja, hogy amennyiben irány-függő szondával mérünk, a levegő áramlási sebességének normális irányú komponense merőleges legyen a műszer mérési síkjára. A mérési eredmények pontosságának szempontjából nagyon lényeges a műszer tisztán tartása. A kevésbé körültekintő használatból eredő szennyeződés a hődrót/gömbfej meghibásodását eredményezheti, melynek igen költséges tisztítása többnyire laboratóriumi körülmények között végezhető el. A tartózkodási zóna meghatározott pontjaiban (6.2.1. Ábra) mértem egy irány-független, forró gömbfejes mérőszondával a levegő átlagos sebességét (𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 [m/s]) és annak ingadozó komponensét (uRMS [m/s]), figyelembe véve az MSZ EN ISO 7726 szabvány ajánlásait. A gyakorlatban a legtöbb esetben forró gömbfejes mérőszondát alkalmaznak a sebesség mérésére a szabvány és a szakirodalom szerint (ld. 3.3. fejezet). C osztály (komfort) Mennyiség
Légsebesség
Jelölés
𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛
Mérési tartomány
Pontosság
0,05 [m/s]-tól 1 [m/s]-ig
Megkövetelt: ±(0,05 + 0,05* 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 ) [m/s] Kívánatos: ±(0,02 + 0,07* 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 ) [m/s]
Válaszidő (90 [%])
Megkövetelt: 0,5 [s] Kívánatos: 0,2 [s]
S osztály (hő feszültség) Mérési Válaszidő tartoPontosság (90 [%]) mány Megkövetelt: ±(0,1 + A lehető 0,05* legrövi𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 ) 0,2 [m/s]debb. Az [m/s] tól 20 érték függ a Kívánatos: [m/s]-ig mérőmű±(0,05 + szer típusá0,07* tól. 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 ) [m/s]
6. 2. 2. Táblázat 45
Megjegyzés A műszer indítását követően legalább 3 perces beállási időt kell biztosítani.
A pontos mérés érdekében a szabvány javasolja a műszer rendszeres kalibrálást, és a legalább 3 perces beállási időt (6. 2. 2. Táblázat). A hőegyensúly [sz2]: 𝐶𝑝 = ℎ𝑐 ∙ 𝑡𝐶 − 𝑡
6.2.1.
A méréseket négy magasságban végeztem el az MSZ EN ISO 7726 szabvány ajánlásának megfelelően (6. 2. 3. Táblázat). A mérési pontosság függ attól, hogy komfortmérésről (C osztály) van szó, vagy pedig hő stressz vizsgálatáról (S osztály, 6. 2. 3. Táblázat). A szenzorok elhelyezése Fejmagasság Derékmagasság Boka magasság
Súlyozási tényezők az átlagértékek számításához Homogén környezet Heterogén környezet C osztály S osztály C osztály S osztály 1 1 1 1 1 2 1 1 6. 2. 3. Táblázat
Javasolt magasságok (csak tájékoztatásul) Ülő
Álló
1,1 [m] 0,6 [m] 0,1 [m]
1,7 [m] 1,1 [m] 0,1 [m]
A vizsgálatok során összesen háromféle mintavételezési időt alkalmaztam a sebesség-, hőmérséklet- és turbulencia-intenzitás méréséhez. Ezek rendre 60; 200 és 400 [sec], melyek közül a mérési eredmények elemzéséhez a 200 [sec] hosszúságú mintavételezési időt használtam fel. Statikus nyomás mérése a befúvódobozban A befúvódobozon a statikus nyomás méréséhez kialakított furatok elhelyezését és pozícióit a 6.2.4. Ábrán mutatom be.
6. 2. 4. Ábra: Résbefúvó anemosztát befúvódoboza 46
A befúvódoboz mérete külső méretekkel mérve: 1000x90x240 [mm]. Nyomásmérő furatok száma: 2 [db] az előlapon; 2 [db] a hátlapon és 1 – 1 [db] az oldallapon. A statikus nyomáskivezető furatok kialakítása alapos körültekintést igényel, hiszen a nem megfelelő kivitelezés növeli a mérési hibát. A furat a felületre merőleges legyen, a végén sem kiemelkedés, sem erős lesüllyesztés nem lehet [MSZ EN 24006:2002.]. A kialakítás módja a következő ábrán látható [53] (6. 2. 5. Ábra).
6. 2. 5. Ábra: Statikus nyomásmérő furat kialakítása [53] Az áramlás belsejében uralkodó statikus nyomás kivezetésére az áramlás irányára merőlegesen behelyezett cső nem alkalmas, mivel az áramképet helyileg megzavarhatja. Abban az esetben, ha a befúvódobozban a dinamikus nyomás nem haladja meg a manométer, vagy digitális nyomásmérő műszer által mért érték 2 [%]-át (a befúvódobozra vonatkozóan), akkor az áramvonal görbületi problémának nincs jelentősége [52]. Esetemben ez a különbség kisebb volt, mint 2 [%], ennek megfelelően a furatba az áramlás irányával párhuzamosan elhelyezett Ser-féle tárcsa alkalmazása nem feltétlenül szükséges (6. 2. 6. Ábra). [53] 47
6. 2. 6. Ábra: Ser-tárcsa [53] Az elővigyázatosság kedvéért azonban alkalmaztam a nyomásmérő furatokba behelyezett Sertárcsákat, melyekre légtömören csatlakozó műanyag csövet kell helyezni, amire a műszert rákötve mérhető a statikus nyomás a berendezésben. Követelmény, hogy egy mérési keresztmetszetben legalább 4 statikus nyomáskivezető furatnak kell lennie [sz6]. Ezen furatoktól egy közös műanyag csövön keresztül kivezethető a statikus nyomás a mérőműszerhez. A mért statikus nyomás 4 egyenkénti leolvasás átlaga legyen. A mérőműszer Ser-tárcsára való rákötése után körülbelül 60 másodpercet kell várni, míg a nyomás közel állandó értékre beáll [sz6]. A statikus nyomás mérésének ismérvei az [MSZ EN ISO 5801:2009] szabványban, valamint az [MSZ EN 24006:2002]-ban is megtalálhatók. Nyomás mérése a légcsatornában A 6.1. fejezetben ismertetett elhelyezési módban az íriszes légmennyiség-szabályozót úgy helyeztem el a légcsatornában, hogy teljesült a gyártó által megadott szükséges beépítési távolság az áramlásban zavarást okozó elemektől (T-idom, könyök, stb.). Ezek az értékek a következők:
T-idom esetében az idom után legalább 1D távolság az áramlás irányában;
Könyök esetében legalább 1D távolság az áramlás irányában.
A befúvási térfogatáramot az íriszes légmennyiség-szabályzóval változtattam, a mérőperemen mért nyomáskülönbségből számított térfogatáram pedig [50]: V0 = 3,6∙F*∙ ∆pmp
m3 h
6.2.2.
A 6.2.2. egyenletben F* az íriszes légmennyiség-szabályzó íriszlemezeinek állását jelöli, mely arányos a levegő szabad áramlási keresztmetszetével, ezen kívül 1,0 és 10 közötti skálában állítható (az 1,0 a teljes fojtást jelenti, míg a 10-es állás a teljesen szabad áramlási keresztmetszetet). 48
A méréseket időben állandósult áramlásban végeztem el izotermikus befúvást alkalmazva. Turbulencia-intenzitás mérése A befúvásnál lévő turbulencia-intenzitás méréséhez egy skálázott eszközt készítettem, melynek segítségével pontosan pozícionálható a hődrótos mérőszonda a rés szélessége mentén (6. 2. 7. Ábra). Az osztásköz Δx = 3 [mm], a 0. és a 4. pozíció pedig a résbefúvó két szélének felel meg. A 0. pozíció a fal melletti oldala a résbefúvónak, míg a 4. pozíció a tartózkodási zóna felöli oldal. Ezeknek a mérési eredmények elemzésénél lesz jelentősége.
6. 2. 7. Ábra: Mérési pontok elhelyezése a befúvásnál A turbulencia-fok méréséhez a tartózkodási zóna releváns pontjaiban felvett mérési pontokat a 6.2.1. Ábra tartalmazza. Az MSZ EN ISO 7726 szabvány ajánlásának megfelelően felvett mérési magasságokat a 6. 2. 8. Ábra szemlélteti.
49
6. 2. 8. Ábra: Mérési magasságok elhelyezése a tartózkodási zónában
50
6.3. Turbulencia méréshez kapcsolódó mérési módszer ismertetése Ha az u mean átlagsebességet folyamatosan határozzák meg egy időtartamra vagy egy szakaszra, a Reynolds-féle felbomlási feltételnek f g f g , ahol f és g ingadozó mennyiségek, elméletileg nem tesznek eleget. Ez a turbulencia kaotikus jellegének köszönhető, amely azt mondja ki, hogy u mean u mean növekvő integrációs intervallum esetén [54]. Helyette az együttes átlagot kell használni, a kísérletek N-szer történő ismétlésével (azonos kezdeti és a peremfeltételeknél). Minden megvalósításnak más eredménye lesz, és az együttes átlag meghatározására szolgáló összefüggés: u mean lim N
1 N
N
u n 1
(n) i
6.3.1.
Ahol az n leírja a kísérletek megvalósításának számát. Alkalmazva az "ergodikus elvet", amely kimondja, hogy ha valamely stacionárius folyamat az ergodicitás1 tulajdonságát mutatja, akkor egy stacionárius folyamat időben átlagolt sebessége a következő összefüggésből nyerhető: lim u mean
Tavg
Tavg
u mean
6.3.2.
Egy stacionárius folyamatban a valószínűségi sűrűségfüggvény időben független, a statisztikai átlagok állandó vagy csak az időtartamtól függenek. Az ingadozásokat egy stacioner folyamatban eleve meghatározza egy korlátolt időskála, az ún. integrál időskála TSint . Az integrálási idő skála méri azt az intervallumot, amelyben az ui összefüggésben van az idővel. Amikor az átlagolási idő Tavg tartalmaz nagyszámú, statisztikailag független időintervallumokat (= TSint ), akkor a hipotézis feltételezi, hogy az időben átlagolt érték u meanTavg egyenértékű az együttessen átlagolt u mean értékkel. Ugyanez a tétel igaz a homogén folyamatra is [54]. Fentiekre tekintettel, az átlagsebesség u mean és az ingadozó sebesség komponens u RMS mérésének bizonytalansága egyrészt függvénye az áramlás átlagsebességének, az integrálási hossz int skálának ( Lint S u meanTS ) és a turbulencia intenzitásnak, másrészt a mintavételi intervallum-
nak (T) és a teljes mintavételi időnek ( TStot ) [55]. Ennek eredményeként, a pontossági szin1
* ergodikusnak nevezzük azokat a folyamatokat, amelyeknél majdnem minden realizációból kikövetkeztethető
(elvileg) a folyamat tetszőleges dimenziós eloszlásfüggvénye.
51
tet meg lehet határozni, ami összefüggésben van a vizsgált áramlás mintájával és a független minták számával (N). A Melléklet A-ban egy összefoglaló levezetést ismertettem egy mérés statisztikai bizonytalanságáról. Az alábbiakban vegyünk egy példát a statisztikai bizonytalanságra. Vegyünk egy tipikus beltéri levegő áramlását u mean = 0,1 [m/s] átlagsebességgel és Tu/100 = 0,3 [-] turbulencia-intenzitással. Ha a mért átlagsebességet kell meghatározni ± 1 [%] pontatlansággal és 98 [%]-os megbízhatósági szint mellett, akkor N-nek 4886 kell lennie. Az optimális mintavételi intervallum kiszámítható az integrálási idő skálából ( TSint ), amit meg lehet becsülni az integrál hossz skálából és az áramlás átlagsebességéből. Mikor Lint S a becslés szerint 0,2 [m] [56], akkor a TSint Lint S / u mean = 2 [sec]. A számított optimális mintavételi intervallum T = 2 TStot = 4 [sec], és a teljes mintavételi idő TStot = NT = 19,5×103 [sec]. Ha a turbulencia-intenzitást kell meghatározni azonos pontossággal és megbízhatósági szinten, akkor a teljes mintavételi idő TStot = 22×104 [sec]. A szükséges minták száma a megkívánt u mean pontossághoz Tu/100 = 0,3 [-] esetén Pontatlanság Valószínűség
±1 [%]
±5 [%]
±10 [%]
90 [%]
2450
98
25
95 [%]
3458
139
35
98 [%]
4886
196
49
99 [%]
5945
238
60
6.3.1. Táblázat Mikor a teljes mintavételezési idő 180 [sec], amit az ASHRAE [57] előír, a pontosságot a vizsgált áramlás határozza meg. Amikor a feltételezett körülmények hasonlóak, mint fent, akkor a rendelkezésre álló maximális független minták száma N = 45. A 6.3.1 Táblázat bemutatja be a szükséges független minták számát a kívánt pontosság és a valószínűség függvényében. A fenti mintavételi idő és az adott körülmények figyelembevételével ± 10 [%]-os pontatlanság és 95 [%]-os megbízhatósági szint érhető el. Ha a turbulencia-intenzitás Tu/100 = 0,1 [-] lenne, akkor ± 5 [%]-os pontatlanság és 99 [%]-os megbízhatósági szint lenne lehetséges.
52
7. Mérési eredmények értékelése A befúvásnál, valamint a tartózkodási zónában elvégzett mérések eredményeit a következő alfejezetekben mutatom be. 7. 1. Turbulencia mérés eredményei (60, 200, 400 [sec]) Az MSZ EN ISO 7726 [sz2] és az ASHRAE [57] ajánlása szerint a levegősebesség és a turbulencia intenzitás méréséhez legalább 3 perces, azaz 180 [sec]-os mintavételezési időt szükséges biztosítani. A levegőhőmérséklet mérése esetén ez az idő 60 [sec]. A 6.2.1. Ábrán ismertetett mérési elrendezésben c/III; d/III és e/III. mérési pontokban három különböző mintavételezési időtartamot felhasználva mértem az áramló levegő átlagsebességét, fluktuáló sebességkomponensét, száraz hőmérsékletét és a turbulencia-intenzitást. A releváns pontokban mért értékekből azonban a három különböző mintavételezési időtartamra nem lehet átlagot számolni, hiszen az áramlás sztochasztikus jellege miatt minden időpillanatban más a mért érték, ezért ezek várható értéke sem azonos. A 200 [sec] és a 400 [sec] mintavételezési idők között nincs sok különbség, azonban a 60 [sec] és a 200 [sec] között már nagyobb lesz a differencia. Ezen kívül a [4] és [18] szakirodalmak is hivatkoznak a javasolt, minimális 180 [sec]-os mintavételezési időre. Az ASHRAE ajánlását figyelembe véve a továbbiakban a mérési eredmények elemzését a 200 [sec] mintavételezési időre készítettem el. A különböző mintavételezési időtartamokra vonatkozó mérési adatokat a Melléklet G tartalmazza.
53
7.2 A befúvásnál végzett mérések eredményei A befúvási térfogatáram változtatásával a befúvás környezetében mértem a levegő átlagsebességét, hőmérsékletét és turbulencia-intenzitását a 6.2. pontban leírtaknak megfelelően. A térfogatáram logaritmikus változását az íriszes légmennyiség-szabályzó írisz állásának függvényében a 7. 2. 1. Ábra mutatja.
V0 [m3/h]
Befúvási térfogatáram változtatása 160 140 120 100 80 60 40 20 0
V0= 54,034ln(F*) + 33,18 R² = 0,9861
1,5
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
5,5
6
6,5
7
7,5
8
Írisz állás, F* 7. 2. 1. Ábra: A helyiségbe befújt levegő térfogatáramának változtatása A különböző mérési sorozatokhoz tartozó befúvási sebességeket és térfogatáramokat a 7. 2. 1. Táblázatban foglaltam össze. A befúvási térfogatáramot a 6.2.2. összefüggés alapján számítottam a mérőperemmel mért nyomáskülönbség alapján, a befúvási átlagsebesség pedig: u0 =
V0 m A0 s
7.2.1.
A 7.2.1. összefüggésben az A0 a résbefúvó névleges keresztmetszete: A0 = s0 ∙𝐿0 [m2 ]
7.2.2.
Az átlagos légcsereszám a helyiségben: n= Mérési sorozat 1 2 3 4 5
Írisz állás (F*) 1,5 2 2,5 3 3,5
V0 1 Vh h Δpmp [Pa] 96 91 83 75 67 54
7.2.3. V0 [m3/h] u0 [m/s] 53 1,2 69 1,6 82 1,9 93 2,2 103 2,4
n [1/h] 2,0 2,6 3,2 3,6 4,0
6 7 8
4 5 8
61 47 24
112 124 140
2,6 2,9 3,2
4,3 4,8 5,4
7. 2. 1. Táblázat A helyiség geometriájának megfelelően az átlagos légcsereszám 2 és 6 [1/h] között változik a 7. 2. 1. Táblázatnak megfelelően, így érdemes vizsgálni az áramlás jellegét a befúvásnál. Az épületgépészeti gyakorlatban elsősorban turbulens szabadsugarakkal és befúvással találkozunk [17]; [24]; [26], a lamináris áramlás igen ritka. Ennek eldöntéséhez célszerű ábrázolni a befúvásra vonatkozó Eu-számot a Re-szám függvényében (7. 2. 2. Ábra). Mint ismeretes [26], amennyiben a görbe vízszintessé válik, az áramlás a Reynolds-számra nézve önmodellező.
Euler-szám változása a Re-szám függvényében 10,00
Eu [-]
Eu = -0,0006Re + 3,1639 R² = 0,9255 Eu = -0,0002Re + 2,5224 R² = 0,8397 1,00 500
5000
Re [-]
lamináris turbulens
7. 2. 2. Ábra: Lamináris és turbulens áramlás közötti átmenet Az Euler-szám: Eu=
∆pstat ρ0 ∙u20
7.2.4.
A Reynolds-szám pedig: Re=
u0 ∙s0
υ
-
7.2.5.
Az ábrán is jól látható, hogy az első három mérési sorozatban, 53 < V0 < 82 [m3/h] térfogatáram-tartományban az áramlás lamináris jellegű, a 4. sorozatban, V0 = 93 [m3/h]-nál átmeneti jellegű, míg az 5-8. sorozatban a befúvás turbulens. A 7. 2. 3. Ábrán a sebességprofil változását ábrázoltam a különböző mérési sorozatokban a rés hosszméretének felénél (L0 = 500 [mm]), a rés menti mérési pozíció függvényében (6.2. pont). Ezen megfigyelhető, hogy a befúvási térfogatáram növelésével arányosan nő a befúvási 55
sebesség a rés szimmetriatengelyében (s = 2). A résbefúvó anemosztát szélein (s = 0 és s = 4) a sebesség értéke azonban nem zérus, hiszen a hődrótos mérőszonda kialakításából adódóan a méréseket nem a résben, hanem attól néhány milliméteres védőtávolságban végeztem el. Ennek megfelelően a sebesség értéke a rés széleitől távolabb eső részeken sem nulla (s = -2 és s = 6 pozíciók), hiszen itt már jelentkeznek a szekunder áramlások, illetve a légsugár kontrakciójának hatása. Mindezek ellenére a sebességprofilok – alakjukat tekintve – ebben a keresztmetszetben is közel ideálisnak tekinthetők és szimmetrikus, folytonos görbével írhatók le. Ennek megfelelően a későbbiekben alkalmazható lesz a Simpson formula, a célkitűzésekben korábban már leírt látszólagos profiltényező számításához.
Sebességprofil változása a különböző mérési sorozatokban (L0 = 500 [mm]) 5,0 4,0 3,0
u0 [m/s]
-2
53 [m3/h]
2,0
69 [m3/h]
1,0
82 [m3/h]
0,0
103 [m3/h]
-1
93 [m3/h]
0
1
2
3
4
5
6
Mérési pozíció a rés szélessége mentén (s)
112 [m3/h] 124 [m3/h] 140 [m3/h]
7. 2. 3. Ábra: Sebességprofilok a befúvásnál A 7. 2. 4. – 7. 2. 5. Ábrán ugyanezt elkészítettem a turbulencia-fok változásának szemléltetésére. Mindkét ábrán jól látható, hogy a rés középtengelyében (s = 2) a legkisebb a mért turbulencia-fok nagysága minden mérési sorozatban. Az is megállapítható, hogy ebben a pozícióban jóval kisebb a turbulencia-fok szórása, mint a rés szélein, hiszen itt nagyobb az átlagsebesség értéke, ugyanakkor kisebb a fluktuáció. Minél jobban távolodunk a középtengelytől a résbefúvó szélei felé, annál jobban növekszik a turbulencia-fok mértéke, itt ugyanis már erősödik a sebesség fluktuáló komponensének szerepe a Prandtl-axiómák értelmében.
56
Turbulencia-fok változása (V0 = 53...93 [m3/h]; L0 = 500 [mm]) 14,0
Tu [%]
12,0 10,0 8,0 6,0 4,0 2,0 53 [m3/h]
0,0 -2
-1
0
1
2
3
4
5
6
69 [m3/h] 82 [m3/h]
Mérési pozíció a rés szélessége mentén (s)
93 [m3/h]
7. 2. 4. Ábra: Turbulencia-fok profilok a befúvásnál, V0 = 53-93 [m3/h]
Turbulencia-fok változása (V0 = 103...140 [m3/h]; L0 = 500 [mm]) 7,0
Tu [%]
6,0 5,0 4,0 3,0 2,0 1,0
103 [m3/h]
0,0 -2
-1
112 [m3/h]
0
1
2
3
4
5
Mérési pozíció a rés szélessége mentén (s)
6
124 [m3/h] 140 [m3/h]
7. 2. 5. Ábra: Turbulencia-fok profilok a befúvásnál, V0 = 103-140 [m3/h]
57
Sebességeloszlás a rés szélessége mentén, V0 = 124 [m3/h]
u0 [m/s]
4,5 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 -2
-1
0
1
L = 100 [mm] L = 300 [mm] L = 500 [mm] L = 700 [mm] L = 900 [mm]
2
3
4
5
6
Mérési pozíció a rés szélessége mentén (s) 7. 2. 6. Ábra: Sebességeloszlás a rés szélessége mentén a befúvásnál állandó térfogatáram mellett Egy állandó befúvási térfogatáram érték mellett a 7. 2. 6. Ábrán a rés szélessége mentén mért sebességprofilok láthatók. A levegő hozzááramlási sebessége a görbe jobb és bal oldalán utolsó két pontban megfigyelhető. Elméleti esetben a rés hossza mentén a sebességeloszlás homogén, azonban tekintettel a korábban már említett biztonsági távolságra a műszer és a résbefúvó között, ez a homogenitás nem teljesen jellemző. Ennek további okai lehetnek a résbefúvó belsejében lévő merevítő bordák okozta zavarások az áramlásban; a befúvódoboz egycsonkos kialakítása miatti inhomogenitás, a homogenizáló lemezen lévő furatok a dobozban, valamint a résbefúvó szélein tapasztalható letörés (7.2.7. Ábra).
7.2.7. Ábra: Résbefúvó metszete az áramlásban zavarást okozó elemekkel
58
Hasonló tapasztalható abban az esetben, ha a sebességeloszlást a rés hossza mentén ábrázoljuk (7. 2. 8. Ábra), ahol a futó paraméter a mérési pozíció a rés szélessége mentén (s). Megfigyelhető, hogy a résbefúvó széleinél egyenletesebb a sebesség-eloszlása (s = 0 és 2 = 4-es mérési pozíciók), mert a hozzááramlásból érkező sebességek a főáramlás sebességével kompenzálják egymást, míg az s = 1; 2 és 3 esetében ez a tendencia a mérési eredmények alapján már nem jellemző. Az ábra alapján az is megállapítható, hogy az s = 1; s = 2, valamint s = 3 pozíciókban mért sebességeloszlások közel azonos tendencia szerint változnak, hiszen a résbefúvó szimmetrikus.
Sebességeloszlás a rés hossza mentén, V0 = 124 [m3/h] u0 [m/s]
4,5 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0
s=0 s=1 s=2 s=3 s=4 0
1 100
2 300
3 500
4 700
5 900
6
L0 [mm] 7. 2. 8. Ábra: Seb. eloszlás a résbefúvó anemosztát hossza mentén állandó térfogatáramon
Turbulencia-fok eloszlás a rés hossza mentén, V0 = 124 [m3/h] Tu [%]
9,0 8,0 7,0 6,0 5,0 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0
s=0 s=1 s=2 s=3 s=4 0
100 1
300 2
500 3
700 4
900 5
6
L0 [mm] 7. 2. 9. Ábra: Turbulencia-fok eloszlás a résbefúvó anemosztát hossza mentén állandó térfogatáramon 59
A rés hossza mentén mért turbulencia-fok eloszlását vizsgálva azt tapasztaljuk (7. 2. 9. Ábra), hogy a rés szimmetriatengelyében (s = 2 és s = 3 mérési pozíciók) kevésbé ingadozik az értéke, hiszen mint arról korábban már írtam, az átlagsebesség értéke itt nagyobb, viszont a sebesség fluktuációja kisebb. Az ábrán az is jól látható, hogy az s = 1, 2, 3 mérési pozíciókban a turbulencia-fok változásának jellege közel azonos. Ez a sebesség-eloszlás esetében is megfigyelhető volt (7.2.8. Ábra). A rész szélein azonban (s = 0 és s = 4 pozíciók) a turbulencia-fok magasabb a befúvás közepéhez képest és az ingadozása is jelentősebb. Ennek oka, hogy itt már jelentősebb a sebesség ingadozása a Prandtl-axiómáknak köszönhetően, ezen kívül az átlagsebesség értéke is kisebb, mint a befúvás tengelyében. A fenti diagramokat az összes mérési sorozatra vonatkozóan a Melléklet H tartalmazza. A különböző térfogatáramoknál végzett mérések eredményeinek elemzése alapján megállapítottam, hogy a 3-8. sorozatban (nagyobb térfogatáram értékeknél, a turbulens tartományban) a sebesség-eloszlás a résbefúvó hossza mentén közel homogén, míg az 1-2. sorozatban (kis térfogatáramoknál) jelentős eltérés van a hosszúság mentén. Ennek magyarázata az áramlás jellegének változása, tehát a laminárisból turbulensbe történő átmenet. Az eddig leírtak alapján elmondható, hogy a befúvásnál mért sebességprofilok a különböző zavarások miatt nem ideálisan homogének, ugyanakkor a résbefúvóból kilépő légsugár sík szabadsugárnak tekinthető. Emiatt a profiltényező nem számítható, ezért egy olyan mennyiséget kell keresni, ami arányos a profiltényezővel, azonban figyelembe veszi az említett zavarásokat, tehát a kilépő síksugár kontrakcióját. Ezt a mennyiséget látszólagos profiltényezőnek neveztem el, és a következő pontban bemutatott Simpson-módszer [58] segítségével számítom ki.
60
7. 2. 1. Simpson-módszer A numerikus analízisben a Simpson-módszer egy numerikus integrálási módszer, amellyel a határozott integrál numerikus értékét közelítjük meg, mégpedig a következő összefüggéssel: b
f x ∙dx≈ a
b-a a+b ⋅ f a + 4∙f + f(b) 6 2
7.2.1.1.
7. 2. 1. 1. Ábra: Simpson módszer alkalmazása A 7.2.6. összefüggésben „a” és „b” az integrálási határokat jelenti, „m” a függvény középértéke, f(x) az integrálandó függvény, a P(x) pedig ennek közelítése (7.2.1.1. Ábra). A módszer alkalmazásának feltétele, hogy a függvény folytonos legyen és az [a, b] intervallumon integrálható. Ekkor a fenti közelítő képlettel számítható a görbe alatti terület nagysága. Esetemben a befúvásnál mért sebességprofilok folytonos függvénnyel írhatók le, az integrálási tartomány pedig -1 ≤ s ≤ 5. A Simpson formula alkalmazását egy állandó befúvási térfogatáram mellett a 7. 2. 1.1. Táblázatban mutatom be. A rés egy meghatározott szeletében (L0 = állandó mellett) különböző pozíciókban (s ≠ állandó) mértem a befúvási átlagsebesség nagyságát, majd meghatároztam az s’ súlyarányt, illetve a sebesség és a súlyarány szorzatát. A szimmetria miatt a széleken 0,50-es súllyal számoltam. Sebesség *m/s+, L0 = 100 [mm] u (s = -1) 0,42 u (s = 0) 2,89 u (s = 1) 4,28 u (s = 2) 4,36 u (s = 3) 4,46 u (s = 4) 3,04 61
s' [-] 0,50 1,00
u*s' [m/s] 0,21 2,89
1,00 1,00 1,00 1,00
4,28 4,36 4,46 3,04
u (s = 5) umax
0,40 4,46
0,50
0,20
umean
2,78
u0 Látszólagos profiltényező
3,23 0,859
7. 2. 1.1. Táblázat Mint ismeretes, a profiltényező minden esetben két sebességi érték hányadosa: Φ=
𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 𝑢0
−
7.2.1.2.
ahol u0 befúvási sebesség a térfogatáramból közvetlenül számítható a 7.2.1.1. összefüggéssel, míg a umean függ a befúvásnál kialakuló sebességprofiltól. A számláló egy bonyolult integrál, szimmetrikus, folytonos görbével leírható függvény [26]. Mivel a célom nem a sebességprofil pontos meghatározása, hanem a görbe alatti terület számítása, ezért választottam a Simpsonformulát, ami csak azt köti ki, hogy a folytonos függvény integrálható legyen a két tartomány között. A profiltényező mindig a befúvási keresztmetszetre vonatkozik, azonban a sebességmérő szonda kialakítása miatt 2…3 [mm] biztonsági távolságot kellett hagynom a műszer és a rés között, így esetemben nem beszélhetek valódi profiltényezőről. A réstől távolodva ugyanis megjelenik a geometria hatása kontrakció formájában, ez pedig meghatározza a résbefúvónál kialakuló sebességprofilt is. Ennek megfelelően, a Simpson-módszerrel számított közelítő integrálértéket látszólagos profiltényezőnek neveztem el, figyelembe véve az említett hatásokat. Ezt a látszólagos profiltényezőt, mint viszonyszámot a résbefúvó több keresztmetszetére (L0 = 100; 300; 500; 700 és 900 [mm]) számítottam minden mérési sorozatban (Melléklet I). 1. sorozat
2. sorozat 3. sorozat 4. sorozat 5. sorozat 6. sorozat 7. sorozat 8. sorozat
L0 mm] 100
0,671
0,891
0,873
0,823
0,806
0,757
0,741
0,859
300
0,701
0,688
0,689
0,720
0,821
0,753
0,794
0,772
500
0,687
0,632
0,663
0,750
0,720
0,686
0,703
0,711
700
0,736
0,630
0,637
0,741
0,740
0,690
0,709
0,715
900
0,756
0,871
0,818
0,851
0,795
0,826
0,745
0,788
Min. Min. helye (L0 [mm]) Max. Max. helye (L0 [mm])
0,671
0,630
0,637
0,720
0,720
0,686
0,703
0,711
100
700
700
300
500
500
500
500
0,756
0,891
0,873
0,851
0,821
0,826
0,794
0,859
900
100
100
900
300
900
300
100
7. 2. 1.2. Táblázat
62
A 7. 2. 1. 2. Táblázatban minden mérési sorozatra összefoglaltam a számított látszólagos profiltényezőket a rés hossza mentén. A táblázat adatai alapján megállapítható, hogy a látszólagos profiltényezőnek több helyen is minimuma van. Az 1-4. sorozatban a minimum helye változó, azonban az 5-8. sorozatban (stabil turbulens áramlásnál) a látszólagos profiltényező minimuma végig az L0 = 500 [mm]-nél, tehát a rés közepén található. A maximum értékek helye azonban változó, hiszen az 1.; 4.; és 6. sorozatban L0 = 900 [mm]-nél vesz fel maximumot, a 2.; 3.; és 8. sorozatban L0 = 100 [mm]-nél, míg az 5. és 7. sorozatban L0 = 300 [mm]nél. A táblázatból az is megfigyelhető, hogy az 1-4. sorozatban a maximum és minimum helyek között nagy a távolság (legalább ΔL = 600 [mm]), míg az 5-8. sorozatban ez a távolsági érték jóval kisebb (ΔL = 200…400 [mm] között változik). Ennek oka, hogy a 1-4. sorozatban az áramlás jellege lamináris jellegű, illetve átmeneti, míg az 5-8. mérési sorozatban már turbulens, így a látszólagos profiltényező nemcsak a résbefúvó geometriai jellemzőinek, illetve a gyártási jellegzetességeinek a függvénye, hanem az áramlás jellege is befolyásolja. A látszólagos profiltényező változását a különböző mérési sorozatoknál a rés hossza (mint futó paraméter) függvényében a 7. 2. 1. 2. Ábra szemlélteti.
Látszólagos profiltényező
Látszólagos profiltényező változása a különböző térfogatáramoknál (paraméter a rés hossza) 0,95 0,90 0,85 0,80 0,75 0,70 0,65 0,60 0,55 0,50
L = 100 [mm] L = 300 [mm]
1
2
3
4
5
6
7
Mérési sorozat száma
8
L = 500 [mm] L = 700 [mm] L = 900 [mm]
7. 2. 1. 2. Ábra: Látszólagos profiltényező változása a különböző mérési sorozatokban Az áramlás jellegében (lamináris – turbulens) történő váltás miatt a mérési adatok alapján látható, hogy az egyes görbéknél az 1…3. és 4…8. sorozatban ellentétes a tendencia. Az első 3 mérési sorozatban az L0 = 100 és 900 [mm] hosszértékeknél a látszólagos profiltényező csökken a mérési sorozat (térfogatáram) növelésével, míg a többi hosszúsági értéknél növekszik. A 4. sorozattól kezdődően ez a tendencia ellentétes jellegű. 63
A 7.2.9. – 7.2.1.2. Ábrán mindenhol látható, hogy az L0 = 100 és L0 = 900 [mm]-nél minden diagramnál volt valamilyen eltérés a görbék alakját tekintve, aminek oka a résbefúvó
Látszólagos profiltényező
anemosztát konstrukciójára vezethető vissza.
1,00 0,95 0,90 0,85 0,80 0,75 0,70 0,65 0,60 0,55 0,50
Látszólagos profiltényező változása a rés hossza mentén 1-3. sorozat
1. sorozat 2. sorozat
Látszólagos profiltényező
100
1,00 0,95 0,90 0,85 0,80 0,75 0,70 0,65 0,60 0,55 0,50
300
500 L0 [mm]
700
900
3. sorozat
Látszólagos profiltényező változása a rés hossza mentén 4-8. sorozat
100
300
500 L0 [mm]
700
900
4. sorozat 5. sorozat 6. sorozat 7. sorozat 8. sorozat
7. 2. 1. 3. Ábra: Látszólagos profiltényező változása a résbefúvó hossza mentén A 7. 2. 1. 3. Ábrán a látszólagos profiltényező változását ábrázoltam a rés hosszméretének függvényében, külön bontva az 1…3. és a 4…8. sorozatot, hiszen az áramlás jellegében történő váltás miatt itt ellentétes a tendencia. Mérési sorozat
V0 [m3/h]
1 2 3
53 69 82
Átlagos látszólagos profiltényező 0,710 0,742 0,736 64
Szórás 0,035 0,129 0,104
4 5 6 7 8 Átlag Szórás
93 103 112 124 140
0,777 0,776 0,743 0,739 0,769 0,749 0,023
0,057 0,044 0,058 0,036 0,061
7. 2. 1. 3. Táblázat
Átlagos látszólagos prof. tényező [-]
Látszólagos profiltényező rés hossza menti átlagának változása a térfogatáram függvényében 1,0 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0,0 50
70
90
110
130
150
V0 [m3/h]
7.2.1.4. Ábra: Átlagos látszólagos profiltényező a térfogatáram függvényében A látszólagos profiltényezőkből minden mérési sorozatra egy átlagértéket számoltam a rés hossza mentén, melyet a 7.2.1.4. Ábrán, valamint a 7.2.1.3. Táblázatban mutatok be. Ezen jól látható, hogy a stabil turbulens zónában a viszonyszám szórása kisebb, mint a 2-3. sorozatban, míg a legkisebb szórás érték az 1. sorozatban található. Az ábrán az is megfigyelhető, hogy a hossz menti látszólagos profiltényezők átlaga a térfogatáram függvényében közel egyenletes. A résbefúvó anemosztát hossza mentén számított átlagsebességeket és turbulencia-fokokat a 7. 2. 1. 4. Táblázat-ban foglaltam össze, a szórásokat pedig a 7. 2. 1. 5. Táblázat tartalmazza. A sebességek és turbulencia-fokok alsó indexei a mérési pozíciót jelölik a rés szélessége mentén. Átlagok, 100 < L0 < 900 [mm] Mérési sorozat 1 2 3 4 5
V0 [m3/h] 53 69 82 93 103
us = 1 [m/s] us = 2 [m/s] us = 3 [m/s] 1,45 1,84 2,20 2,69 2,92
1,55 2,12 2,49 2,94 3,23
65
1,40 1,81 2,16 2,70 3,09
Tus = 1 [%] 3,8 4,5 3,5 2,7 2,3
Tus = 2 [%] Tus = 3 [%] 3,2 2,7 2,6 1,9 1,5
3,5 3,2 3,2 2,5 2,1
6 7 8
112 124 140
3,31 3,44 4,05
3,59 3,85 4,35
3,16 3,65 4,14
1,9 2,1 1,8
1,4 1,3 1,2
2,6 1,9 1,9
us = 3 [m/s]
Tus = 1 [%]
Tus = 2 [%]
Tus = 3 [%]
0,13 0,38 0,42 0,26 0,19 0,34 0,30 0,26
1,4 2,3 0,7 0,9 0,5 0,4 0,6 0,1
2,0 2,3 1,3 0,8 0,2 0,6 0,3 0,2
1,3 1,2 1,1 0,9 0,7 0,8 0,6 0,6
7. 2. 1. 4. Táblázat Szórások, 100 < L0 < 900 [mm] Mérési sorozat 1 2 3 4 5 6 7 8
V0 [m3/h] 53 69 82 93 103 112 124 140
us = 1 [m/s] us = 2 [m/s] 0,27 0,54 0,22 0,33 0,37 0,25 0,46 0,25
0,20 0,41 0,31 0,18 0,20 0,18 0,23 0,18
7. 2. 1. 5. Táblázat Az eredmények grafikus ábrázolása a 7. 2. 1. 5. és 7. 2. 1. 6. Ábrán tekinthető meg.
u [m/s]
Hossz menti sebességeloszlás 5,00 4,50 4,00 3,50 3,00 2,50 2,00 1,50 1,00
y = 0,032x - 0,125 R² = 0,997 y = 0,032x - 0,362 R² = 0,991 y = 0,030x - 0,204 R² = 0,993
50
70
90 V0
110
130
[m3/h]
150
s = 1; 100 < L < 900 mm s = 2; 100 < L < 900 mm s = 3; 100 < L < 900 mm
7. 2. 1. 5. Ábra: Sebességeloszlás a rés hossza mentén a térfogatáram függvényében A hossz menti sebességeloszlásról (7.2.1. 5. Ábra) megállapítható, hogy a résbefúvó középtengelyében (s = 2 pozíció) az átlagsebesség közel homogén eloszlású és lineáris trendvonallal közelíthető, továbbá a rés széleihez (s = 1 és s = 3) képest nagyobb értékeket vesz fel állandó térfogatáram esetén. A görbék meredeksége mindhárom esetben közel azonos. Az is látható, hogy az s = 1 és 3 mérési pozícióknál kapott görbék közel ott metszik egymást, ahol az áramlás jellegében (lamináris – turbulens átmenet) váltás van, továbbá a mérési pontokra
66
illesztett regressziós egyenesek közel párhuzamosak, hiszen a résbefúvó, továbbá a mért sebességprofil is szimmetrikus.
Hossz menti turbulencia-fok eloszlás 5,0
Tuátlag [%]
4,0 3,0 2,0 1,0 s = 1; 100 < L < 900 mm
0,0 50
70
90
110
130
V0 [m3/h]
150
s = 2; 100 < L < 900 mm s = 3; 100 < L < 900 mm
7. 2. 1. 6. Ábra: Turbulencia-fok eloszlás a rés hossza mentén a térfogatáram függvényében A hossz menti turbulencia-fok eloszlásáról (7.2.1.6. Ábra) megállapítható, hogy a rés közepén (az átlagsebességgel ellentétes módon) kisebb az értéke állandó térfogatáram mellett, mint a rés szélein. Ezzel a jelenséggel már korábban is találkoztunk, hiszen a résbefúvó középtengelyében nagyobb az átlagsebesség értéke, ugyanakkor kisebb a sebesség ingadozása, így a turbulencia-fok is kisebb lesz.
67
7.3 A tartózkodási zónában végzett mérések eredményei A tartózkodási zóna huzatkomfortjának vizsgálatakor a befúvás elemzésével szemben a mérési sorozatok számának növelésekor a befúvási térfogatáramot csökkentettem. Ennek méréstechnikai okai voltak, mely a mérési eredményeket nem befolyásolja. A 7.3.1. Táblázatban a tartózkodási zóna vizsgálatánál alkalmazott befúvási térfogatáramokat foglaltam össze. Öszszehasonlításképpen a 7.3.2. Táblázatban ismételten bemutatom a befúvás elemzéséhez alkalmazott térfogatáram értékeket és a helyiségben kialakuló légcsereszámokat. Befúvási térfogatáram változása a tartózkodási zóna elemzéséhez Mérési sorozat Írisz állása, F* V0 [m3/h] 1 2 3 4 5 6 7
8 5 4 3,5 3 2,5 2
139 124 110 100 91 79 66
7. 3. 1. Táblázat Befúvási térfogatáram változása a befúvás elemzéséhez Mérési sorozat Írisz állása, F* Δpmp [Pa] V0 [m3/h] u0 [m/s] n [1/h] 1 1,5 96 53 1,2 2,0 2 2 91 69 1,6 2,6 3 2,5 83 82 1,9 3,2 4 3 75 93 2,2 3,6 5 3,5 67 103 2,4 4,0 6 4 61 112 2,6 4,3 7 5 47 124 2,9 4,8 8 8 24 140 3,2 5,4 7. 3. 2. Táblázat A tartózkodási zóna elemzésekor az íriszgyűrűt ugyanabba az F* állásba kellett visszaállítani, mint a befúvás vizsgálatakor. Ebből adódóan a két mérés során beállított térfogatáramok közötti eltérést a 7. 3. 3. Táblázatban foglaltam össze. Ennek alapján látható, hogy a legnagyobb százalékos eltérés sem haladja meg a szabványban előírt 5 [%]-ot, így az eredmények elfogadhatók. V0 [m3/h], befúváshoz 140
V0 [m3/h], tart. zónához 139
68
Eltérés *%+ 0,7
124
124
0,0
112 103 93 82 69
110 100 91 79 66
1,8 3,0 2,2 3,8 4,5
7. 3. 3. Táblázat Itt is érdemes megfigyelni az áramlás jellegéből történő változásokat (ld. 7. 2. pont), ugyanis a lamináris tartományban nagyobb az eltérés mértéke a beállított térfogatáramok között, majd a turbulens tartomány felé haladva csökken az eltérés nagysága. A leírtakat a 7. 3. 1. Ábrán szemléltetem. A térfogatáram közötti eltérés másik oka, hogy a kis térfogatáramok éppen az íriszes légmennyiség-szabályozó alkalmazásának alsó határa, így ott a mérési bizonytalanság is nagyobb. A tartózkodási zóna és a befúvás elemzéséhez beállított térfogatáramok közötti eltérés változása
Eltérés *%+
5,0 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0 50
70
90
110
130
150
V0 [m3/h]
7. 3. 1. Ábra: A beállított térfogatáramok közötti eltérés változása A tartózkodási zóna releváns magasságaiban (ld. 6.2. pont) elkészítettem a mért átlagsebességek síkbeli eloszlását, egy állandó térfogatáram mellett, melyet a jellemző magasságokban készített 4 darab, összetartozó 7.3.2. Ábra szemléltet. A diagramokat minden mérési sorozatra az Melléklet J tartalmazza. Ezeken megfigyelhetők, hogy a padló közelében (y = 0,1 [m]) végzett mérések eredményeként az átlagsebesség síkbeli eloszlása a helyiség területére vonatkoztatva a legegyenletesebb, és az 1. sorozat (V0 = 139 [m3/h]) kivételével minden térfogatáramnál közvetlenül a befúvás helye alatt a sebességek megemelkednek (csúcsok tapasztalhatók a síkban).
69
Ahogy kúszik a levegőréteg a padlón, úgy nő a bekeveredés mértéke, így ez is növelheti a sebességmező inhomogenitását, de ebben benne van a sebességmérés hibája is. A mérési magasság növekedésével, a befúváshoz közeledve azt tapasztaltam, hogy a befúvás alatti területrészen az átlagsebesség-eloszlás síkja jelentősen megemelkedik és a befúváshoz legközelebb eső részeken csúcsosodik. A csúcsok többnyire a III. és az „a” sík metszéspontjánál találhatók. A „c” és az „f” síkok között a sebességeloszlás közel egyenletes (a terület nem teljesen sima, tartalmaz kisebb emelkedéseket és süllyedéseket, de ebben a sebesség fluktuációja, illetve a műszerek pontatlansága is szerepet játszik). Az 5-7. sorozatban azonban a „c” és „f” síkok között már jelentősebb a kiemelkedések és süllyedések mértéke. Az elszívás alatti területen minden mérési sorozatban növekszik az átlagsebesség értéke.
70
7. 3. 2. Ábra: Az átlagsebesség változása állandó térfogatáram mellett A tartózkodási zóna releváns magasságaiban elkészítettem a fluktuáló sebességkomponens síkbeli eloszlását, melyből egy állandó térfogatáram mellett a 7.3.3. Ábrán mutatok részleteket. A diagramot minden befúvási térfogatáramra elkészítettem és a Melléklet K-ban foglaltam össze. A fluktuáló sebességkomponens síkbeli eloszlásának jellege hasonlít az átlagsebességéhez. Itt is elmondható, hogy a padló közelében (y = 0,1 [m]) az eloszlás még közel egyenletes, de a fluktuáció miatt már jelentősebb hullámokat (csúcsokat és völgyeket) tartalmaz. Megfigyelhető, hogy a befúvás környékén nagyobb lesz a fluktuáció, vagyis az uRMS értéke, hiszen a Prandtl-axióma miatt a befújt szabadsugár a környezet levegőjét injektálja.
71
72
7. 3. 3. Ábra: A fluktuáló sebesség változása állandó térfogatáram mellett A sebességekhez hasonlóan a turbulencia-intenzitás síkbeli eloszlását is elkészítettem, melyet a 7. 3. 4. Ábrán mutatok be egy állandó térfogatáramra. Az ábrákat itt is elkészítettem minden mérési sorozatban (ld. Melléklet L), melyek alapján megállapítható, hogy a padló szintjének közelében (y = 0,1 [m]) a turbulencia-intenzitás nem egyenletes, jelentős szórást mutat, szemben az átlagsebesség eloszlásával. Itt érdemes megemlíteni a fal torlasztó hatását a padlón kúszó levegőrétegre. Az ábrán y = 0,1 [m] magasságban ugyanis látható, hogy az elszívás alatt növekszik a turbulencia-intenzitás, hiszen itt a padlón áramló levegő nekiütközik a falfelületnek, ennek hatására visszatorlasztás alakul ki. A peremzónákban (a magasságtól függetlenül) többnyire nagyobb a turbulencia-intenzitás értéke, hiszen itt a fal zavaró hatása is megjelenik. Többek között ez az oka annak, hogy a mérési terület meghatározásakor a falzónával nem számoltam.
73
7. 3. 4. Ábra: Turbulencia-intenzitás változása állandó térfogatáram mellett Fanger huzatmodellje alapján a fenti mennyiségek segítségével a mérési pontokban kiszámítottam a DR várható szubjektív huzatérzeti számot, mely a fentieken túl a levegő átlaghőmér74
sékletét is figyelembe veszi. Az eredményeket a 7. 3. 5. Ábrán mutatom be a releváns magasságokban, egy állandó befúvási térfogatáram esetére. A további térfogatáramokra elkészített diagramokat a Melléklet M tartalmazza. Ezeken megfigyelhető, hogy az y = 0,1 [m] magasságban a 3. és 7. sorozat kivételével minden esetben a befúvás alatti területen megemelkedik a DR értéke, majd a tartózkodási zóna bizonyos területein homogén, a peremzónákban pedig sok esetben nagyobb értéket vesz fel, mint a tartózkodási zóna közepén. Itt azonban figyelembe kell venni a DR függvény alkalmazásának korlátait, melyet a 3.1. pontban részletesen bemutattam. Ennek alapján azokban a pontokban, ahol a mért átlagsebesség értéke kisebb, mint 0,05 [m/s], nem értelmezhető a DR függvény. A padlófelülettől távolodva a befúváshoz közelebb eső síkokban a DR értéke jóval nagyobb, mint a tartózkodási zónában, ahol bizonyos területeken homogén az eloszlása. Ez a tendencia jelleg független a magasságtól, csupán a DR számértéke (nagysága) függ az y-tól, az eloszlás jellege nem. Ez a sajátosság az érintőleges légvezetési rendszer levegővezetéséből adódik.
75
7. 3. 5. Ábra: A DR szubjektív huzatérzeti függvény változása állandó térfogatáram mellett A III. mérési síkban, a helyiség hossztengelyében (annak hossza mentén) végzett mérések eredményeként (7. 3. 6. Ábra) a padló közelében (y = 0,1 [m]) megállapítható, hogy az átlagsebesség nagysága a befúvástól távolodva csökken, míg a fluktuáló sebességkomponens közel egyenletes eloszlású ebben a síkban. A turbulencia-intenzitás a helyiség végén (elszívás közelében) emelkedik, hiszen itt a mérési eredmények alapján az átlagsebesség csökken, ami az elszívás melletti falfelület torlasztó hatásának köszönhető. A padló szintjétől távolodva (y = 0,6 [m], 7. 3. 7. Ábra) látható, hogy a befúvástól távolodva az átlagsebesség egy bizonyos pontig csökken, majd az elszíváshoz közeledve ismét emelkedik. A sebesség fluktuációja a befúvás környékén jelentősebb, majd a tartózkodási zónában és az elszívás alatt közel egyenletes eloszlású. A turbulencia-intenzitás ezzel szemben jelentősen ingadozik a tartózkodási zónában: nagyobb átlagsebességnél kisebb az értéke, míg kisebb átlagsebességnél fordítva (amennyiben az uRMS közel állandó). Tovább közeledve a befúváshoz (y = 1,1 [m], 7.3.8. Áb-
76
ra) hasonló a tendencia az előző esethez azzal a különbséggel, hogy itt már nagyobb az átlagsebesség értéke, a fluktuáció közel itt is egyenletes, alig nőtt, míg a turbulencia-intenzitás is hasonló értékeket vesz fel az y = 0,6 [m] magasságban mért értékekhez képest. Az y = 1,7 [m] magasságban (7.3.9. Ábra) ugyancsak hasonló a tendencia az előző esethez, az átlagsebesség itt is nőtt, miközben a fluktuáció nagysága és jellege alig változott, hasonlóan a turbulenciaintenzitáshoz. Az előbb leírt tendencia minden mérési sorozatban megfigyelhető, az ehhez tartozó diagramokat pedig a Melléklet N-ben foglaltam össze. Sebesség és Tu változása a III. síkban a helyiség hossza mentén, V0 = 139 [m3/h], y = 0,1 [m] 0,40
u [m/s]
0,25
0,30
0,20 0,15
0,20
0,10
Tu/100 [-]
0,30
0,10
0,05
umean
0,00
0,00 0
240 1
510 2
1010 1510 3 4 2010 5 2510 6 2750 7 Helyiség hossza *mm+
8
uRMS Tu
7. 3. 6. Ábra: Sebesség és turbulencia-intenzitás változása, y = 0,1 [m]
0,50
0,60
0,40
0,50 0,40
0,30
0,30
0,20
Tu/100 [-]
u [m/s]
Sebesség és Tu változása a III. síkban a helyiség hossza mentén, V0 = 139 [m3/h], y = 0,6 [m]
0,20
0,10
0,10
0,00
0,00 0
240 1
510 2 1010 3 1510 4 2010 5 2510 6 2750 7
Helyiség hossza *mm+
8
umean uRMS Tu
7. 3. 7. Ábra: Sebesség és turbulencia-intenzitás változása, y = 0,6 [m]
77
0,50
0,50
0,40
0,40
0,30
0,30
0,20
0,20
0,10
0,10
0,00
0,00 0
240 1
510 2 1010 3 1510 4 2010 5 2510 6 2750 7
Tu/100 [-]
u [m/s]
Sebesség és Tu változása a III. síkban a helyiség hossza mentén, V0 = 139 [m3/h], y = 1,1 [m]
umean uRMS
8
Tu
Helyiség hossza *mm+
7. 3. 8. Ábra: Sebesség és turbulencia-intenzitás változása, y = 1,1 [m]
0,60
0,60
0,50
0,50
0,40
0,40
0,30
0,30
0,20
0,20
0,10
0,10
0,00
0,00 0
240 1
510 2 1010 3 1510 4 2010 5 2510 6 2750 7
Helyiség hossza *mm+
8
Tu/100 [-]
u [m/s]
Sebesség és Tu változása a III. síkban a helyiség hossza mentén, V0 = 139 [m3/h], y = 1,7 [m]
umean uRMS Tu
7. 3. 9. Ábra: Sebesség és turbulencia-intenzitás változása, y = 1,7 [m] A 7. 3. 10. Ábrán láthatjuk az átlagsebesség eloszlását a helyiség szélessége mentén a padló közelében végzett mérés eredményeként. Ez alapján elmondható, hogy a befúvás alatt („a” sík) egyenletes az átlagsebesség eloszlása, majd az ezt követő síkokban (tartózkodási zóna) már megfigyelhető az átlagsebesség-eloszlásának egyenetlensége. Ez különösen az elszívás közelében szembetűnő („f” sík), hiszen a padlón kúszó levegőréteget a fal torlasztja. A tartózkodási zóna közepén közel egyenletes az átlagsebesség eloszlása (c, d és e síkok). A 7. 3. 11. Ábrán, az y = 0,6 [m] magasságban a befúvás alatt már nagyobb mértékű a sebességeloszlás egyenetlensége („a” sík), ez a tendencia pedig kiterjed a „b” síkra is. A tartózkodási zóna közepén is itt tapasztalható ez előbb leírt egyenletesség, az elszívás közelében pedig a c-f síkokban mindenhol emelkedik a sebesség értéke. A 7. 3. 12. Ábrán, az y = 1,1 [m] magasságban ismét hasonló a tendencia az y = 0,6 [m]-nél tapasztaltakhoz, azzal a különbséggel, hogy ki78
csit magasabb az átlagsebesség értéke, hiszen közelebb kerültünk a befúváshoz. A 7. 3. 13. Ábrán a magasság növekedésével ugyanezek mondhatók el. Az előbb bemutatott ábrákat minden mérési sorozatra elkészítettem és a Melléklet O-ban helyeztem el. Az ábrákkal kapcsolatban megfogalmazott következtetések minden mérési sorozatban tapasztalhatók azzal a különbséggel, hogy a befúvási térfogatáram csökkentésével az átlagsebesség nagysága is csökken, azonban a jelleg megmarad.
umean [m/s]
Átlagsebesség változása a helyiség szélessége mentén, V0 = 139 [m3/h], y = 0,1 [m] 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00
a b c d
0
1 500
2 1000
3 1500
4 2000
5 2500
6
e
Helyiség szélessége *mm+
f
7. 3. 10. Ábra: Átlagsebesség változása a helyiség szélessége mentén, y = 0,1 [m] Átlagsebesség változása a helyiség szélessége mentén, V0 = 139 [m3/h], y = 0,6 [m] umean [m/s]
0,50 0,40
a
0,30
b
0,20
c
0,10
d
0,00
e
0
1 500
2 1000
3 1500
4 2000
5 2500
6
f
Helyiség szélessége *mm+ 7. 3. 11. Ábra: Átlagsebesség változása a helyiség szélessége mentén, y = 0,6 [m]
79
Átlagsebesség változása a helyiség szélessége mentén, V0 = 139 [m3/h], y = 1,1 [m]
umean [m/s]
0,50 0,40
a
0,30
b
0,20
c
0,10
d
0,00
e
0
1 500
2 1000
3 1500
4 2000
5 2500
6
f
Helyiség szélessége *mm+ 7. 3. 12. Ábra: Átlagsebesség változása a helyiség szélessége mentén, y = 1,1 [m]
umean [m/s]
Átlagsebesség változása a helyiség szélessége mentén, V0 = 139 [m3/h], y = 1,7 [m] 0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 0,00
a b c d e
0
1 500
2 1000
3 1500
4 2000
5 2500
6
f
Helyiség szélessége *mm+ 7. 3. 13. Ábra: Átlagsebesség változása a helyiség szélessége mentén, y = 1,7 [m] A II. síkban elvégzett sebességmérés eredményét a 7. 3. 14. Ábrán szemléltetem. Ezen látható, hogy y = 0,1 [m] magasságban a befúvástól távolodva csökken az átlagsebesség értéke, miközben a fluktuáló komponens a tartózkodási zóna közepéig kismértékben csökken, majd kismértékben ismét emelkedik, de az átlagsebesség változásához képest állandónak tekinthető. Ebben a kismértékű csökkenésben a mérőműszer mérési hibája is benne van. A turbulencia-intenzitás a helyiség közepéig kismértékben csökken, majd fokozatosan emelkedik egészen az elszívásig, ahol a fal torlasztó hatása miatt nagyobb mértékű a fluktuáció. Ez a tendencia a többi mérési sorozatban is megfigyelhető, azonban az 5-7. sorozatban a turbulenciaintenzitásnak jelentősebb ingadozása tapasztalható az előző sorozatokhoz képest. Az y = 0,6 [m] magasságban megfigyelhető, hogy a befúvástól távolodva az átlagsebesség csökken, majd 80
az elszívás alatt ismét emelkedik. A fluktuáló sebesség értéke a befúvástól távolodva a helyiség közepére a felére csökken, majd beáll egy állandó értékre. A turbulencia-intenzitás ezen két sebességérték változásának megfelelően ingadozik a síkban. Ezen tendencia minden mérési sorozatban megfigyelhető. Tovább növelve a magasságot, y = 1,1 [m] esetében a befúvástól távolodva csökken az átlagsebesség értéke, majd az elszívás alatt emelkedik. Hasonlóan az előző magassági értékhez, a fluktuáló sebességkomponens a befúvástól távolodva a helyiség közepére körülbelül felére csökken, majd stabilizálódik. A turbulencia intenzitás pedig ezen két sebességkomponens változását követi. Ezen tendencia minden térfogatáramnál megfigyelhető. Végül az y = 1,7 [m] magasságban azt tapasztaltam, hogy a befúvástól távolodva az átlagsebesség csökken, azonban a tartózkodási zóna közepén (van, hogy előbb) emelkedik, és az elszívásig ismét fokozatosan növekszik. A fluktuáló sebességkomponens az előzőkhöz hasonlóan a befúvástól távolodva körülbelül felére csökken, majd közel állandó értékre beáll. A 3. mérési sorozatban az átlagsebesség tendenciája megtörik, mert a befúvástól távolodva hol nő, hol pedig csökken. A 7. 3. 14. Ábrán bemutatott diagramokat a Melléklet P tartalmazza. Mivel a helyiség geometriája szimmetrikus, illetve nem tartalmaz zavarásokat (emberek, bútorok, belsőépítészeti elemek, stb.), így a IV. síkban (kis eltérésekkel, melyek a mérési hibából adódnak) ugyanaz a tendencia figyelhető meg az előbb bemutatott mennyiségek változásában, mint a 7. 3. 14. Ábrán, ennek megfelelően ezeket az ábrákat a Melléklet P tartalmazza.
0,30
0,25
0,25
0,20
0,20
0,15
0,15 0,10
0,10 0,05
0,05
0,00
0,00 0
240 1
510 1510 2510 2 1010 3 4 2010 5 6 7
Helyiség hossza *mm+
81
8
Tu/100 [-]
u [m/s]
Sebesség és Tu változása a II. síkban a helyiség hossza mentén, V0 = 139 [m3/h], y = 0,1 [m]
umean uRMS Tu
0,35 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00
0,70 0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 umean 0,00
Tu/100 [-]
u [m/s]
Sebesség és Tu változása a II. síkban a helyiség hossza mentén, V0 = 139 [m3/h], y = 0,6 [m]
0 240 1
2 1010 3 1510 4 2010 5 510
6 7 2510
uRMS Tu
8
Helyiség hossza *mm+
0,35
0,70
0,30
0,60
0,25
0,50
0,20
0,40
0,15
0,30
0,10
0,20
0,05
0,10
0,00
0,00 0
240 1
510 2510 2 1010 3 1510 4 2010 5 6 7
8
Tu/100 [-]
u [m/s]
Sebesség és Tu változása a II. síkban a helyiség hossza mentén, V0 = 139 [m3/h], y = 1,1 [m]
umean uRMS Tu
Helyiség hossza *mm+
0,25
0,60
0,20
0,50 0,40
0,15
0,30 0,10
0,20
0,05
0,10
0,00
0,00 0
240 1
510 2510 2 1010 3 1510 4 2010 5 6 7
Helyiség hossza *mm+
82
8
Tu/100 [-]
u [m/s]
Sebesség és Tu változása a II. síkban a helyiség hossza mentén, V0 = 139 [m3/h], y = 1,7 [m]
umean uRMS Tu
7. 3. 14. Ábra: Sebesség- és turbulencia-fok változása a helyiség hossza mentén, különböző magasságokban A fal mentén (attól meghatározott védőtávolságra) végzett mérések eredményét a 7. 3. 15. Ábrán foglaltam össze.
0,25
0,3
0,20
0,25 0,2
0,15
Tu/100 [-]
u [m/s]
Sebesség és Tu változása az I. síkban a helyiség hossza mentén, V0 = 139 [m3/h], y = 0,1 [m]
0,15 0,10
0,1
0,05
0,05
0,00
0 0
1
510 2 1010 3 1510 4 2010 5 2510 6
7
umean uRMS
8
Tu
Helyiség hossza *mm+
0,16 0,14 0,12 0,10 0,08 0,06 0,04 0,02 0,00
0,5 0,4 0,3 0,2
Tu/100 [-]
u [m/s]
Sebesség és Tu változása az I. síkban a helyiség hossza mentén, V0 = 139 [m3/h], y = 0,6 [m]
0,1 0 0
1
510 2
1010 3 1510 4 2010 5 2510 6
Helyiség hossza *mm+
83
7
8
umean uRMS Tu
0,18 0,16 0,14 0,12 0,10 0,08 0,06 0,04 0,02 0,00
0,5 0,4 0,3 0,2
Tu/100 [-]
u [m/s]
Sebesség és Tu változása az I. síkban a helyiség hossza mentén, V0 = 139 [m3/h], y = 1,1 [m]
0,1 umean
0 0
1
510 2 1010 3 1510 4 2010 5 2510 6
7
uRMS
8
Tu
Helyiség hossza *mm+
0,18 0,16 0,14 0,12 0,10 0,08 0,06 0,04 0,02 0,00
0,6 0,5 0,4 0,3 0,2
Tu/100 [-]
u [m/s]
Sebesség és Tu változása az I. síkban a helyiség hossza mentén, V0 = 139 [m3/h], y = 1,7 [m]
0,1 0 0
1
2 1010 3 1510 4 2010 5 2510 6 510
Helyiség hossza *mm+
7
8
umean uRMS Tu
7. 3. 15. Ábra: Sebesség- és turbulencia-fok változása a helyiség hossza mentén, különböző magasságokban Az ábrákon láthatjuk, hogy y = 0,1 [m] magasságban az átlagsebesség eloszlása közel egyenletes a helyiség hossza mentén, míg a 2-4. sorozatban csökkenő tendenciát mutat a befúvástól távolodva, az 5. sorozatban pedig kezdetben növekszik, majd csökken, a 6. sorozatban „hullámzik”, míg a 7. mérési sorozatban csak az elszívás alatti területen csökken kis mértékben. A fluktuáló sebességkomponens a 3. és 5. sorozat kivételével mindenhol egyenletes, a turbulencia-intenzitás pedig követi ezek változását. Az y = 0,6 [m] magasságban az átlagsebesség a tartózkodási zónában majdnem egyenletes, majd az elszívás alatt nő az értéke. A 2. sorozatban az átlagsebesség fokozatosan növekszik a befúvástól távolodva, a 3. sorozatban váltakozva növekszik, illetve csökken, majd a 4-5. sorozatban ismét nő, a 6. sorozatban pedig az elszí84
vásig állandó, majd ott növekedni kezd, míg a 7. sorozatban pedig ez a növekedés már a tartózkodási zóna közepén megindul. A fluktuáló sebességkomponens a 2-3. és a 6. sorozat kivételével végig közel egyenletes, míg a 7. sorozatban az elszívás alatt kissé megemelkedik. Az y = 1,1 [m] magasságban az tapasztalható, hogy a befúvástól távolodva az átlagsebesség értéke az 1. és 3. sorozatban felváltva nő, illetve csökken, a 2. sorozatban fokozatosan nő, a 4. sorozatban a tartózkodási zónában állandó, majd az elszívás alatt a falnál megemelkedik, az 5. sorozatban pedig ez az emelkedés nem sokkal a befúvás után már bekövetkezik. A 6. sorozat tendenciája hasonló a 4. sorozatéhoz, a 7. sorozat pedig hasonlít az 5. sorozathoz átlagsebesség változásának tekintetében. A fluktuáló sebességkomponens ebben a magasságban az 1-3., 5. és 7. sorozatban majdnem egyenletes, a 4. és 6. sorozatban nagyobb szóródást mutat. Természetesen a turbulencia-intenzitás változása követi az átlagsebesség és fluktuáló komponensének változását. Az y = 1,7 [m] magasságban az átlagsebesség a befúvástól távolodva növekszik az 1., és a 35. sorozatban, míg a többi esetben kiugró pontok törik meg ezt a növekedési tendenciát. Az 14. sorozatban az uRMS sebességkomponens leginkább a befúvás alatti területen szór jelentősebben, az 5-6. sorozatban a befúvás alatti terület közelében, míg a 7. sorozatban mindenhol a tartózkodási zónában. Az előbb bemutatott diagramokat a Melléklet Q tartalmazza minden mérési sorozatra elkészítve. Az V. síkban végzett mérések eredményei csak részben szimmetrikusak az I. síkkal. Az eltérések a következőkben jelentkeznek. Az 1. sorozatban y = 0,1 [m]-nél az V. síkban a befúvástól távolodva csökken az átlagsebesség értéke (1 kiugró pont van), míg az I. síkban egyenletes. Jelentős eltérés még az y = 1,7 [m]-nél, itt ugyanis az V. síkban az átlagsebesség közel egyenletes, míg az I. síkban a befúvástól távolodva fokozatosan növekvő tendenciát mutat. Az 1. sorozat V. sík esetében az y = 0,6 [m] kivételével a fluktuáció egyenletes, míg y = 0,6-nál a befúvás alatt kissé növekszik. A 2. sorozatban az átlagsebesség az V. síkban, y = 0,1 [m] magasságban egyenletes eloszlású, míg az I. síkban a befúvástól távolodva csökken. A következő szinten y = 0,6 [m]-nél hasonló a tendencia, de az V. síkbeli diagram tartalmaz egy kiugró pontot. Az y = 1,1 [m] magasságban az átlagsebesség ellentétes tendenciájú az I. síkhoz képest, míg a legmagasabb síkban a tendencia hasonló a két síkban. Az uRMS sebességkomponens minden magasságban egyenletes, kivéve y = 0,6 [m], ahol jelentős ugrás van az eloszlásban. A 3. sorozatban y = 0,1 [m] magasságban az V. síkban egyenletes az átlagsebesség eloszlása, míg az I. síkban a befúvástól távolodva a tartózkodási zóna közepétől csökkenni kezd. Az y = 0,6 [m]-nél növekvő tenden85
ciát mutat az átlagsebesség az V. síkban, y = 1,1 [m]-nél hasonló az I. síkhoz, míg y = 1,7 [m] esetében váltakozva nő, illetve csökken, szemben az I. síkkal, ahol a befúvástól távolodva növekedett az átlagsebesség. Az uRMS sebességkomponens az y = 0,6 [m] kivételével mindenhol hasonló az I. síkhoz, közel egyenletes eloszlású. A 4. sorozatban az y = 0,1 [m]-nél az átlagsebesség az V. síkban nem sokkal a befúvást követően csökkenni kezd, míg az I. síkban ez a csökkenés később indul meg. A következő magasságban az átlagsebesség az V. síkban a tartózkodási zóna közepéig csökken, majd növekedni kezd, míg az I síkban végig nő. Az y = 1,1 [m] esetében ugyanez elmondható. Az y = 1,7 [m]-nél az átlagsebesség az V. síkban (1 kiugró pont kivételével) fokozatosan nő, hasonlóan az I. síkban ugyanennél a magasságnál tapasztaltakhoz. Az RMS sebességkomponens az y = 0,1 és 1,7 [m] magasságokban egyenletes, míg y = 0,6 és 1,1 [m]-nél a befúvás alatti területen nagyobb, majd onnantól csökkenni kezd és egyenletessé válik az V. síkban. Itt még az y = 0,6-nél a befúvás alatt kicsit emelkedik a fluktuáció. Az 5. sorozatban az V. síkban y = 0,1 [m]-nél a tartózkodási zóna közepéig nő, majd onnan csökken az átlagsebesség, míg az I. síkban ez a csökkenés sokkal hamarabb megindul. A következő magasságban az V. síkban a tartózkodási zóna közepéig csökken az átlagsebesség, majd onnan ismét nő, míg az I. síkban ugyanitt fokozatosan nő az átlagsebesség a befúvástól távolodva. Az y = 1,7 [m] magasságban az átlagsebesség a befúvástól távolodva fokozatosan nő hasonlóan az I. síkhoz, csupán a jelleg kicsit más. Az V. síkban az uRMS szinte minden magasságban közel egyenletes, egyenletesebb, mint az I. síkban mért értékek. A 6. sorozatban V. síkban, y = 0,1 [m] magasságban az átlagsebesség a befúvástól távolodva kismértékben nő, majd intenzívebben csökken, míg az I. síkban felváltva nő, illetve csökken. Az y = 0,6 [m] magasságában a tartózkodási zóna közepéig az átlagsebesség csökken, majd nő az V. síkban, míg az I. síkban ez a tendencia kevésbé ilyen nagy meredekségű. Az V. síkban ugyanez a jelleg figyelhető meg a további két magasságban az átlagsebesség változásában. A fluktuáló sebességkomponens az y = 0,1 és 0,6 [m] magasságokban közel egyenletes, míg az y = 1,1 és 1,7 [m]-nél jelentősebb szórást mutat. A 7. mérési sorozatban az V. síkban és y = 0,1 [m] magasságban a befúvástól távolodva az átlagsebesség kismértékben csökken, hasonlóan az I. síkhoz. Az y = 0,6 [m] magasságban növekedő tendencia jellemző mindkét síkban, y = 1,1 [m]-nél szintén, míg az y = 1,7 [m]-nél is kiugró ponttal. A fluktuáció az V. síkban y = 0,1 és 1,1 [m] között majdnem egyenletes, csupán az y = 1,7 [m] magasságban van jelentősebb szórása a tartózkodási zóna közepén. 86
A 7. 3. 16. Ábrán elkészítettem az átlagsebesség gradiensének változását.
Helyiség belmagasság, y *m+
Átlagsebesség gradiens változása, V0 = 139 [m3/h] 2 1,5 1
III/a
0,5
III/b III/c
0
III/d
0,0
0,2
0,4
0,6
umean [m/s]
III/e III/f
7. 3. 16. Ábra: Átlagsebesség gradiensének változása a tartózkodási zónában Ezen látható, hogy az „a” és „b” mérési síkban, tehát a befúvás alatti területen és mellette, a magasság növekedésével az átlagsebesség értéke azonos tendenciával növekszik. Ezt követően a tartózkodási zónában a magasság növelésével azonos tendencia szerint csökken az átlagsebesség értéke, azonban a legmagasabb mérési magasságban kismértékű növekedés tapasztalható, ebben azonban bene van a sebességmérő szonda mérési hibája. A 2. sorozatban hasonló a tendencia, azzal a különbséggel, hogy az „a” síkban az 1,7 [m] magasságban kissé visszahajlik a gradiens görbe, míg a „b” síkban az átlagsebesség állandó minden magasságban. A diagramokat minden sorozatra elkészítve (Melléklet R) megállapítható, hogy a befúvás alatti területen („a” és „b” síkok) az átlagsebesség gradiense eltérő jellegű a tartózkodási zóna többi részéhez képest. Az átlagsebességekből minden y magassági értékre, minden sorozatban számoltam egy átlagértéket, majd ezek arányát elkészítettem. A referencia sebességi értéknek a padló szintjének közelében (y = 0,1 [m]) mért átlagsebességek átlagát választottam, ugyanis ezen a szinten meglehetősen egyenletes volt az átlagsebesség eloszlása. 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 ,𝑦=0,6 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 ,𝑦=1,1 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 ,𝑦=1,7 ; ; 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 ,𝑦=0,1 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 ,𝑦=0,1 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 ,𝑦=0,1
7.3.1.
Ezeknek az arányszámoknak a változását a térfogatáram függvényében a 7. 3. 17. Ábrán mutatom be, a 7.3.4. Táblázat adatai alapján. Mérési sorozat 1 2
V0 [m3/h]
u0,6/u0,1
u1,1/u0,1
u1,7/u0,1
139 124
0,707 0,722
0,705 0,706
0,725 0,602
87
3 4 5 6 7
110 100 91 79 66
0,744 0,706 0,760 0,687 0,789
0,718 0,651 0,677 0,657 0,693
0,712 0,653 0,649 0,620 0,719
7. 3. 4. Táblázat
Átlagsebességek aránya
Átlagsebességek arányának változása 1,0 0,9 0,8 0,7 0,6
u0,6/u0,1
0,5 50
70
90
110
130
150
V0 [m3/h]
u1,1/u0,1 u1,7/u0,1
7. 3. 17. Ábra: Átlagsebességek arányának változása a tartózkodási zónában Az ábra alapján megállapítható, hogy az átlagsebességek aránya a térfogatáram függvényében hasonló tendenciával változik, a különbség abban van, hogy az egyes pontok hol nagyobb, hol kisebb mértékben térnek el (ugranak ki) egymáshoz képest. A legegyenletesebb eloszlást az y = 1,1 [m] magasságban mért átlagsebességek aránya mutatja a 0,1 [m] magasságban mért átlagsebességek átlagára vonatkoztatva. A tartózkodási zónában mért turbulencia-intenzitásokból szintenként készítettem egy átlagot minden térfogatáramra, melyet az alábbi 7.3.5. Táblázatban foglaltam össze. Átlagos turbulencia intenzitás *-] Mérési sorozat
V0 [m3/h]
1 2 3 4 5 6 7
139 124 110 100 91 79 66 Minimum Maximum
0,1 [m] 0,6 [m] 1,1 [m] 1,7 [m] 0,23 0,22 0,26 0,25 0,22 0,23 0,23 0,22 0,26
0,36 0,33 0,39 0,35 0,30 0,37 0,32 0,30 0,39
7. 3. 5. Táblázat 88
0,39 0,34 0,44 0,44 0,35 0,44 0,39 0,34 0,44
0,36 0,36 0,41 0,42 0,32 0,42 0,33 0,32 0,42
Átlag *-] 0,33 0,31 0,38 0,36 0,30 0,36 0,32 0,30 0,38
Turbulencia-intenzitás/100 *-]
Turbulencia-intenzitás átlagának változása 1. 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 y = 0,1 [m] y = 0,6 [m] y = 1,1 [m] y = 1,7 [m]
0,00 50
70
90
110
130
150
V0 [m3/h]
7. 3. 18. Ábra: Turbulencia-intenzitások átlagának változása a tartózkodási zónában A 7. 3. 18. Ábrán a szintenként mért turbulencia-intenzitások átlagának változása látható a térfogatáram függvényében. Ennek alapján megállapítható, hogy turbulencia-intenzitások átlaga minden szinten azonos ütemben változik a térfogatáram függvényében, kisebb kiugrásokkal. A legkisebb turbulencia-intenzitások a padló szintjének közelében tapasztalhatók (y = 0,1 [m]), majd a magasság növekedésével a turbulencia mértéke is növekszik. Az y = 1,1 és 1,7 [m] magasságokban nincs sok eltérés a turbulencia-intenzitások átlaga között.
Turbulencia-intenzitás átlagának változása 2. 0,50
Tu/100 [-]
0,40 0,30 0,20
139 [m3/h] 124 [m3/h]
0,10
110 [m3/h] 100 [m3/h]
0,00 0,1
0,6
1,1
Függőleges irány, y *m+
1,6
91 [m3/h] 79 [m3/h] 66 [m3/h]
7. 3. 19. Ábra: Turbulencia-intenzitások átlagának változása a tartózkodási zónában A 7. 3. 19. Ábrán a turbulencia-intenzitás átlagának változását ábrázoltam a magasság függvényében, a futó paraméter pedig a térfogatáram. Ezen megfigyelhető, hogy a turbulencia minden térfogatáram értéknél azonos ütemben változik. A 124 [m3/h] kivételével minden mé-
89
rési sorozatban az 1,1 [m] magasságig nő az értéke, majd kismértékben csökken a következő magasságig.
Turbulencia-fok gyakorisága a tartózkodási zónában, V0 = 139 [m3/h] 35
Gyakoriság
30 25 20 15 10 5 0 0 15 2103154205 256 30 45 11 50 12 5513 6014 6515 7016 7517 8018851990 7 35 8 40 9 10 209521100 22
Turbulencia-fok [%] 7.3.20. Ábra: Turbulencia-fok gyakoriság a tartózkodási zónában, állandó térfogatáramon A 7.3.20. Ábrán a tartózkodási zónában mért turbulencia-fok gyakoriságát ábrázoltam egy állandó térfogatáram esetére. A diagramot minden térfogatáramra, azaz mérési sorozatra elkészítettem és a Melléklet S-ben foglaltam össze. A gyakorisági-diagramok alapján levonható legfontosabb következtetés az, hogy a tartózkodási zónában mért turbulencia-fokok érintőleges légvezetési rendszer alkalmazása esetén eltérnek az [sz4] szabványban megadott 40 [%]-os értékektől. A térfogat-áramonkénti eltéréseket a 7.3.6. Táblázatban foglaltam össze. Mérési sorozat
V0 [m3/h]
Leggyakrabban előforduló turbulencia-fokok [%]
1 2 3 4 5 6 7
139 124 110 100 91 79 66
25…30 25…30 50…55 40…45 25…30 30…35 25…30
7.3.6. Táblázat
90
Eltérés az [sz4] szabványban megadott Tu = 40 [%]-os értéktől -10…-15 -10…-15 +10…+15 0…+5 -10…-15 -5…-10 -10…-15
Érdemes azt is megvizsgálni, hogy a tartózkodási zónában mért turbulencia-fok értékeknek mekkora százaléka tér el az [sz4] szabvány által ajánlott 40 [%]-os értéktől. Az eltéréseket a 7.3.7. Táblázatban foglaltam össze.
Mérési sorozat
V0 [m3/h]
Tu ≤ 40 [%] darab
Tu > 40 [%] darab
1 2 3 4 5 6 7
139 124 110 100 91 79 66
85 92 67 72 94 81 97
31 24 49 44 22 35 19
40 [%]-nál kisebb, vagy egyenlő adatok százalékos aránya 73 79 58 62 81 70 84
40 [%]-nál nagyobb adatok százalékos aránya 27 21 42 38 19 30 16
7.3.7. Táblázat A 7.3.7. Táblázatban az adatok százalékos arányát a tartózkodási zónában mért turbulenciafok értékek összes darabszámához (116 érték) viszonyítottam. Látható, hogy a mért adatok többsége minden mérési sorozatban a Tu = 40 [%]-os érték alatt található. A legkevesebb 40 [%] feletti turbulencia-fok érték a 7. mérési sorozatban tapasztalható (16 [%]), V0 = 66 [m3/h] térfogatáramnál, hiszen ebben a tartományban az áramlás jellege már átmeneti. A legtöbb 40 [%] feletti adat pedig a 3. mérési sorozatban van (42 [%]) a turbulens tartományban V0 = 110 [m3/h] értéknél. A legtöbb 40 [%]-nál kisebb turbulencia-fok érték a 7. mérési sorozatban található (84 [%]), míg a legkevesebb 40 [%]-nál kisebb érték a 3. mérési sorozatban van (58 [%]).
91
7.4. Hibaszámítás [59] A műszaki gyakorlatban előforduló fizikai mennyiségek mérésekor minden esetben számolni kell az ún. mérési hibával, mely a mért mennyiséget terheli. Ez a mérési hiba a legtöbb esetben a mérőműszer saját pontatlanságából származik, de okozhatja a mérési módszer hibája, a mérőszemély(zet) által elkövetett hiba, leolvasási pontatlanság, környezeti paraméterek változása, stb. Ennek megfelelően a mérési eredmények helyes megadása a következő: Mért mennyiség ± Abszolút mérési hiba A relatív mérési hiba az abszolút mérési hiba és a mért mennyiség hányadosának százalékban kifejezett értéke: Relatív hiba = (Abszolút mérési hiba / Mért mennyiség)*100 [%] A méréseimhez felhasznált műszerek gyártói által megadott mérési hibák a következők: Mért mennyiség, mértékegység
Megadott mérési hiba
Mérőperemen mért nyomáskülönbség (Δpmp), Pa
±1 [%]-a a leolvasott értéknek
Statikus nyomás (Δpstat), Pa
±1 [%]-a a leolvasott értéknek
Íriszlemez állása (F*)
0,1 [osztás] ±0,03 [m/s] ± 5 [%]-a a leolva-
Átlagsebesség (umean), m/s
sott értéknek ±0,01 [m/s] ± 3 [%]-a a leolva-
Fluktuáló sebesség (uRMS), m/s
sott értéknek
7.4.1. Táblázat Gyakori eset azonban, hogy valamely fizikai mennyiséget (FM) nem egy, hanem több mért adat felhasználásával tudunk meghatározni. Ebben az esetben számolni kell a mérési hibák halmozódásával, melyet hibaterjedésnek nevezünk. Esetemben a térfogatáram és a turbulencia-intenzitás mérés abszolút hibájának meghatározása a cél a hibavándorlás számításának módszerével. Ekkor az abszolút hibát a következő összefüggés alapján kell meghatározni: 𝑁
𝐴𝑏𝑠𝑧𝑜𝑙ú𝑡 ℎ𝑖𝑏𝑎 =
𝛿𝑋𝑖 ∙ 𝑖=1
𝜕𝐹𝑀 𝜕𝑋𝑖
2
Ahol Xi a mért mennyiség jele. A 7.4.1. összefüggésben: X1 = Δpmp, vagyis a mérőperemmel mért nyomáskülönbség [Pa], X2 = F*, vagyis az íriszlemez állásának leolvasási pontatlansága [-]. 92
7.4.1.
𝐴𝑏𝑠𝑧𝑜𝑙ú𝑡 ℎ𝑖𝑏𝑎 =
𝛿∆𝑝𝑚𝑝
2
𝜕𝑉0 ∙ 𝜕∆𝑝𝑚𝑝
+
𝛿𝐹 ∗
𝜕𝑉0 ∙ ∗ 𝜕𝐹
2
7.4.2.
A parciális deriváltak, felhasználva a 6.2.2. összefüggést: 𝜕𝑉0 𝐹∗ = 1,8 ∙ 𝜕∆𝑝𝑚𝑝 ∆𝑝𝑚𝑝
7.4.3.
𝜕𝑉0 = 3,6 ∙ ∆𝑝𝑚𝑝 𝜕𝐹 ∗
7.4.4.
A fentiek alapján a 7.4.2. egyenlet: 𝐴𝑏𝑠𝑧𝑜𝑙ú𝑡 ℎ𝑖𝑏𝑎 =
𝛿∆𝑝𝑚𝑝 ∙ 1,8 ∙
2
𝐹∗ ∆𝑝𝑚𝑝
2
+
𝛿𝐹 ∗
∙ 3,6 ∙ ∆𝑝𝑚𝑝
7.4.5.
A turbulencia-intenzitás abszolút hibája, elvégezve a parciális deriválásokat, felhasználva a 3.2.1. összefüggést: 𝐴𝑏𝑠𝑧𝑜𝑙ú𝑡 ℎ𝑖𝑏𝑎 =
𝛿𝑢𝑅𝑀𝑆 ∙
1 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛
2
+ 𝛿𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛
𝑢𝑅𝑀𝑆 ∙− 2 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛
2
7.4.6.
A befúvás környezetének, továbbá a tartózkodási zóna elemzéséhez mért adatok abszolút és relatív hibáit a Melléklet B4 tartalmazza. A táblázatok adataiból jól látható, hogy a relatív mérési hiba minden mérési sorozatban a szabványban rögzített értéken belül található, így a mérések eredményei elfogadhatók.
93
8. A kutatómunka eredményeinek összefoglalása 8.1. Az eredmények összefoglaló értékelése A doktori értekezésben bemutattam az érintőleges légvezetési rendszerben elvégzett huzathatás vizsgálatok jelentőségét, valamint az általam összegyűjtött szakirodalom hiányosságait. A dolgozat bevezető részében kitűzött célok megvalósítása érdekében a befúvás környezetében, illetve a tartózkodási zónában szabványos légtechnikai méréseket végeztem el. Ennek során mértem a levegő átlagsebességét, a sebesség ingadozó összetevőjét, hőmérsékletét és turbulencia-fokát. Newton-féle gyökkeresést alkalmazva elvégeztem a szubjektív huzatérzeti függvény (DR) érzékenységi vizsgálatát, melynek alapján a huzathatást okozó paraméterek egymásra való érzékenységét elemeztem. Ennek alapján megállapítottam, hogy a turbulencia-fok csökkenésével a kompenzáló átlagos légsebesség változásának gyorsasága növekszik. Különösen intenzív a változás gyorsasága a Tu < 40 [%] értékeknél. Megállapítható továbbá, hogy minél nagyobb a várható szubjektív huzatérzet számértéke, annál nagyobb az átlagos légsebesség és a turbulencia-fok egymásra való érzékenységének gyorsasága. A befúvás környezetében elvégzett mérések segítségével elemeztem a résbefúvó környezetében kialakuló áramlást, különös tekintettel az áramlási zavarásoknak a sebesség- és turbulencia-fok eloszlásra való hatására. Ezen hatások figyelembe vételére bevezettem a látszólagos profiltényezőt. Megállapítottam, hogy a résbefúvó hossza mentén számított átlagos látszólagos profiltényezők a térfogatáram függvényében közel konstans jelleget mutatnak, tehát függetlenek a befúvás térfogatáramától. A sebességprofilok segítségével bemutattam, hogy a rés szimmetria-tengelyében a sebességnek maximuma, míg a turbulencia-foknak minimuma van. Ezen kívül a rés szélein jelentősebb volt a turbulencia-fok szórása. A tartózkodási zóna vizsgálata során elvégzett mérések eredményeként elkészítettem az átlagsebesség, fluktuáló sebesség, turbulencia-fok és a DR szubjektív huzatérzeti szám eloszlását minden mérési magasságoz tartozó síkban. A leírt jellemzők eloszlásának segítségével bemutattam az érintőleges légvezetési rendszer áramképének jellegzetes karakterisztikáját. Elkészítettem a sebességek, valamint a mért turbulencia-intenzitások eloszlásának változását a helyiség szélessége-, valamint a hossza mentén. Az átlagsebesség függőleges irányú gradiensének elkészítésével bemutattam a sebességmező változását az érintőleges légvezetés sajátosságainak megfelelően.
94
A tartózkodási zónában mért turbulencia-fok értékekre minden mérési sorozatban gyakorisági diagramot készítettem el. A gyakorisági-diagramok alapján levonható legfontosabb következtetés az, hogy a tartózkodási zónában mért turbulencia-fokok érintőleges légvezetési rendszer alkalmazása esetén eltérnek a szabványban megadott 40 [%]-os értékektől. Látható volt, hogy a mért adatok többsége minden mérési sorozatban a Tu = 40 [%]-os érték alatt található. A mérési eredmények alapján így igazolható, hogy a szabvány által javasolt tervezési irányérték a turbulencia-fokra vonatkozóan a valóságban jelentősen függ a légvezetés jellegzetességeitől, továbbá a tartózkodási zóna egyes pontjaiban jelentős az eltérés.
95
8.2. Az eredmények hasznosítása A befúvásnál végzett méréseim eredményeként bevezetett látszólagos profiltényező segítségével figyelembe vehető a résbefúvó anemosztát konstrukciójának hatása a befúvási áramképre. A befúvóelem konstrukciójának kialakítása elsősorban gyártástechnológiai megfontolásokon alapul, így a mérési eredményeim segítséget nyújthatnak a résbefúvók geometriájának megfelelőbb kialakításához. A mérési eredményeim alapján az érintőleges légvezetési rendszer alkalmazása esetén a releváns magasságokban ismert a turbulencia-fok, valamint a sebességmező eloszlása. A tartózkodási zóna diszkrét pontjaiban mért értékek összehasonlíthatók a szabvány által javasolt 40 [%]-os turbulencia-fok értékkel. Ennek eredményeként a DR szubjektív huzatérzeti szám meghatározása pontosabbá válik, hiszen a tartózkodási zóna meghatározó pontjaiban jelentős eltérések mutatkoztak a turbulencia-fokok között. 8.3. További megoldásra váró feladatok és lehetőségek A kutatási témámhoz kapcsolódó további vizsgálati lehetőségeket a következő pontokban foglalom össze. 1) Belső hőterhelés hatásának vizsgálata a huzatkomfortra, különös tekintettel a turbulencia-fok, valamint a sebességmező térbeli eloszlására. 2) Anizotermikus (hűtött) légbefúvás alkalmazása, majd a dolgozatban ismertetett méréses vizsgálatok újbóli elvégzése. 3) A dolgozat elején bemutatott célkitűzések vizsgálata a többi légvezetési rendszer esetében, majd az így kapott eredmények összehasonlítása. 4) Numerikus modell készítése és megoldása a térre vonatkozóan, majd ezek összehasonlítása a mérési eredményekkel.
96
9. Tézisek 1. tézis: Megállapítottam, a turbulencia-fokra (Tu) elkészített gyakorisági-diagramok alapján, hogy a tartózkodási zónában mért turbulencia-fokok érintőleges légvezetési rendszer alkalmazása esetén eltérnek a szabványban rögzített – hígításos szellőzésnél - 40 %-os értéktől.
A mért adatok túlnyomó többsége minden mérési sorozatban a Tu = 40%-os érték alatt található. A mérési eredmények kisebbik hányada meghaladja a 40%-os értéket.
Mérési sorozat
V0 [m /h]
Tu ≤ 40 % darab
1 2 3 4 5 6 7
139 124 110 100 91 79 66
85 92 67 72 94 81 97
3
Tu > 40 % darab 31 24 49 44 22 35 19
40%-nál kisebb, vagy egyenlő adatok százalékos aránya 73 79 58 62 81 70 84
40%-nál nagyobb adatok százalékos aránya 27 21 42 38 19 30 16
Indokolt, hogy az érintőleges légvezetési rendszernél az ajánlott turbulencia fok a nemzetközi normaértéktől eltérő legyen. Célszerűnek látszik a többi keveredéses légvezetési rendszer hasonló vizsgálata. 2. tézis: Megállapítottam, hogy a huzathatás számításában a turbulencia-fok csökkenésével a kompenzáló átlagos légsebesség változásának sebessége növekszik, mely különösen intenzív a Tu < 40% értékeknél. A DR-szint növekedésével azonban nem azonos ütemben változik az érzékenység gyorsasága, ugyanis megállapítható, hogy minél nagyobb a várható szubjektív huzatérzet számértéke, annál nagyobb az átlagos légsebesség és a turbulencia-fok egymásra való érzékenysége, illetve a változás sebessége. Az elvégzett érzékenységi vizsgálat alapján bizonyítható, hogy az átlagos légsebesség és a turbulencia-fok egymással ellentétes irányú kompenzáló mechanizmussal rendelkezik. Ennek a mechanizmusnak az épületgépészeti gyakorlatban
97
alkalmazott tartományon belül igen jelentős hatása van, ellentétben a vonatkozó nemzetközi szabványok ajánlásaival.
3. tézis: A mérések alapján megállapítottam, hogy az érintőleges légvezetési rendszernél alkalmazott résbefúvó anemosztátnál, az általam bevezetett látszólagos profiltényező a térfogatáram függvényében állandónak tekinthető, nagysága 0,75; szórása 0,023.
Mint ismeretes, a profiltényező a mindenkori átlagsebesség és a maximális sebesség viszonya. A disszertációmban bevezetett látszólagos profiltényező ennek egy módosított változata, mely nem a befúvási síkra vonatkozik. A vonatkoztatási sík a befúvási síktól a mérési biztonsági távolsággal tér el. A méréshez felhasznált résbefúvó anemosztát kialakításából, valamint a mérőműszer és a befúvó között biztosítandó biztonsági távolságból adódóan, a réstől távolodva a sebességprofil karakterisztikája nem változik. Az említett hatás figyelembevételéhez bevezettem a látszólagos profiltényezőt, felhasználva a Simpson formulát, mint numerikus integrálási módszert.
98
4. tézis: Megállapítottam, hogy az érintőleges légvezetési rendszer esetén a résbefúvó anemosztát elhelyezése hatással van a turbulencia-fok eloszlására és szórására. A fal felőli oldalon a turbulencia-fok szórásának értéke jelentős mértékben eltér a tartózkodási zóna felőli oldalhoz képest. A mérési eredményeim alapján megállapítottam továbbá, hogy az érintőleges légvezetési rendszernél, bokamagasságban –ahol magasabb a bőrfelület idegvégződések sűrűsége (huzatérzés, y = 0,1 m)- a turbulencia-intenzitás nem egyenletes, jelentős szórást mutat, szemben az átlagsebesség eloszlásával.
A rés hossza mentén mért turbulencia-fok eloszlásáról megállapítottam, hogy a rés közepén (ahol az átlagsebességnek maximuma van) kisebb az értéke állandó térfogatáram mellett, mint a rés szélein. A peremzónákban (a magasságtól függetlenül) nagyobb a turbulencia-intenzitás értéke, itt a fal zavaró hatása érezhető. 5. tézis: A tartózkodási zónában elvégzett sebességmérések eredményeként megállapítottam, hogy a résbefúvó anemosztát pozíciója, illetve az érintőleges légvezetés meghatározza a tartózkodási zónában kialakuló sebességmezőt. A vizsgált légvezetési rendszer közel egyenletes eloszlást eredményez a padlószint közelében az átlagsebességet és a fluktuáló sebességkomponenst illetően. Az érintőleges légvezetési rendszernél a komfort szempontjából kiemelt magasságokban mért légsebességek, a bóka szinten mért sebességekhez viszonyítva állandók a légmennyiségtől függetlenül.
A tartózkodási zóna komfort tervezés szempontjából kiemelkedő jelentőséggel bír a boka magasság (4. tézis), ezért nem közömbös ott a légáramlás jellemzőinek változása. A bevezetett arányszámok alapján megállapítható, hogy a legegyenletesebb eloszlást az y = 1,1 m magasságban mért átlagsebességek aránya mutatja.
99
6. tézis: Megállapítottam, a négy releváns mérési magasságra (y = 0,1; 0,6; 1,1 és 1,7 m) meghatározott szintenkénti turbulencia-intenzitás átlagai alapján, hogy a turbulencia-intenzitások átlaga minden szinten azonos ütemben változik a térfogatáram függvényében. A legkisebb turbulencia-intenzitások a padló szintjének közelében tapasztalhatók (y = 0,1 m), majd a magasság növekedésével a turbulencia mértéke is növekszik. Az y = 1,1 és 1,7 m magasságokban minimális az eltérés a turbulencia-intenzitások átlaga között.
100
10. Summary Resident comfort zone draft impact assessment, in particular the tangential air management system Goda Róbert
In my PhD thesis I presented the importance of draft impact assessment of the tangential air management system, and I collected literature shortcomings. In order to achieve the objectives set out in the introductory part of the paper out of the air environment or in the occupied zone was carried out standard ventilation measurements. I measured the average air speed velocity of the fluctuating component of the integrated squared time average of the temperature and the degree of turbulence in doing so. Using Newton's radical search function did the subjective drafts (DR) sensitivity analysis, which is based on the sensitivity of the parameters that cause drafts to each other were analyzed. On this basis, the degree of reduction in turbulence-compensating changes in the average air speed velocity increases. In particular, the speed of change in the intensive Tu <40% values. I also found that the greater the number of drafts expected subjective value, the greater the sensitivity of the mean velocity and turbulence degrees on each other's speed. Measurements made using the area of the supply air slot diffuser analyzed the evolving environment of the flow, in particular the effect of disturbances in the flow velocity and turbulence-degree distribution. These effects are introduced to take into account the apparent factor profile. I found that the average apparent factors calculated profile along the length of the slot diffuser flow show a nearly constant as a function of nature, that is independent of the supply air flow. The velocity profiles showed that the gap symmetry axis of the maximum speed, and the degree of turbulence minima. In addition, the edges of the gap was larger than the turbulence degree of variation. Measurements taken during the examination of the occupied zone as a result I made the average velocity, fluctuating velocity, turbulence and DR-degree subjective No drafts distribution for each measurement plane magasságoz. The features are described using the distribution of the introduced tangential air flow management system for a typical image characteristics. I made the velocities and the measured turbulence intensity distribution of the change in the width of the room, as well as along the length. Producing vertical gradient of the mean velocity change of the velocity field is presented in accordance with tangential air flow characteristics. The occupied area is measured in degrees of turbulence values at each measurement series frequency chart I made it. Based on the frequency diagrams, that the application of the occupied area is measured in degrees of turbulence tangential air management systems are different from the standard 40% of the specified values. It was shown that most of the measured data in each measurement series in the Tu = 40% value. Based on the test results so that the standard, as a planning guide values in technical writing for the degree of turbulence in reality considerably depending on the characteristics of air flow, and each point in the occupied zone of significant differences.
101
11. Irodalomjegyzék [1] Dr. Bánhidi László: Épületgépészet a gyakorlatban – I. kötet, 6. fejezet. Verlag Dashöfer Kiadó, Budapest, 2001. [2] Yuemei Wang, Zhiwei Lian, Peter Broede, Li Lan: A time-dependent model evaluating draft in indoor environment. Energy and Buildings, 49 (2012), pp. 466-470. [3] Yuemei Wang, Zhiwei Lian, Li Lan: The effect of turbulence intensity on local skin temperature and subjective responses to draft. Energy and Buildings 43 (2011), pp. 2678-2683. [4] H. Koskela, J. Heikkinen, R. Niemelä, T. Hautalampi: Turbulence correction for thermal comfort calculation. Building and Environment 36 (2001), pp. 247-255. [5] J. Moureh, D. Flick: Airflow characteristics within a slot-ventilated enclosure. International Journal of Heat and Fluid Flow 26 (2005), pp. 12–24. [6] Jean Moureh, Denis Flick: Wall air–jet characteristics and airflow patterns within a slot ventilated enclosure. International Journal of Thermal Sciences 42 (2003), pp. 703–711. [7] Thermal comfort, ASHRAE Handbook, 2005. Fundamentals. [8] P. O. Fanger – N. K. Christensen: Perception of draught in ventilated spaces. Ergonomics, 1986; 29:2, pp. 215-235. [9] P. O. Fanger, Dr. – A. K. Melikov, Dr – H. Hanzawa: Air turbulence and sensation of draught. Energy and Buildings, 12 (1988), pp. 21-39. [10] K. W. D. Cheong, W. J. Yu, R. Kosonen, K. W. Tham, S. C. Sekhar: Assessment of thermal environment using a thermal manikin in a field environment chamber served by displacement ventilation system. Building and Environment 41 (2006), pp. 1661-1670. [11] K. E. Charles: Fanger’s Thermal Comfort and Draught Models. National Research Council Canada, Institute for Research in Construction, vol. 2, pp. 19-22., 2003. [12] Fanger, P.O. Thermal comfort analysis and applications in environmental engineering. McGraw-Hill, New York, 1970. [13] Fanger, P.O., A.K. Melikov, H. Hanzawa, and J. Ring, J.: Turbulence and draft. ASHRAE Journal 31(4), pp. 18-25, 1989. [14] P. O. Fanger, C. J. K. Pedersen: Discomfort due to air velocities in spaces. Proc. of the meeting of Commission B1, B2, E1 of the IIR, Belgrade, 1977, 4, pp. 289-296. [15] Magyar Tamás, Dr.: Laboratóriumi kísérletek a huzathatás mérésének továbbfejlesztésére. Magyar Épületgépészet, LVII. évfolyam, 2008/5. szám, pp. 3-7. [16] Magyar Tamás: A helyiségek levegőátöblítése. Épületgépészet, 1990. 5-6. szám, pp. 189-194. 102
[17] P. O. Fanger, Dr. – A. K. Melikov, Dr.: Turbulencia és huzat. Épületgépészet, 1989/2. szám, pp. 52-54. [18] K. Kovanen, O. Seppänen, K. Sirén, A. Majanen: Turbulent air flow measurements in ventilated spaces. Environment International, Vol. 15, pp. 621-626, 1989. [19] H. Hanzawa, A. K. Melikow, P. O. Fanger: Airflow characteristics in the occupied zone of ventilated spaces. ASHRAE Trans., Vol. 93, Part 1, 1987, pp. 524-539. [20] W.K. Chow, L.T. Wong, W.Y. Fung: Field measurement of the air flow characteristics of big mechanically ventilated spaces, Building and Environment 31 (6) (1996) pp. 541–550. [21] Magyar Tamás: Qualification of the occupied zones of different types of air supply systems on the basis of measurements. Periodica Polytechnica vol. 44, No. 2, pp. 217-227 (2000). [22] F.C. Houghten, C. Gutberlet, E. Witkowski: Draft temperatures and velocities in relation to skin temperature and feeling of warmth, ASHRAE Transactions 44 (1938) pp. 289–308. [23] R. Nevins – E. Ward: Room air distribution with on air distributing ceiling. ASHRAE Transaction, 1968, vol. 4, pp. 123-132. [24] Guangyu Cao, Claudia Kandzia, Dirk Müller, Jorma Heikkinen, Risto Kosonen, Mika Ruponen: Experimental study of the effect of turbulence intensities on the maximum velocity decay of an attached plane jet. Energy and Buildings 65 (2013), pp. 127-136. [25] Hsin Yu, Chung-Min Liao, Huang-Min Liang: Scale model study of airflow performance in a ceiling slot-ventilated enclosure: isothermal condition. Building and Environment 38 (2003), pp. 1271 – 1279. [26] Magyar Tamás: Egy irányban határolt izotermikus levegősugár viselkedése zárt terekben. Műszaki doktori értekezés. Budapest, 1979. [27] B. Griefahn, C. Kunemund, U. Gehring: The significance of air velocity and turbulence intensity for responses to horizontal drafts in a constant air temperature of 23 [◦C], International Journal of Industrial Ergonomics 26 (6) (2000), pp. 639–649. [28] J. Toftum, R. Nielsen: Draught sensitivity is influenced by general thermal sensation, International Journal of Industrial Ergonomics 18 (4) (1996), pp. 295–305. [29] Fanger, P. O.: Efficient ventilation for human comfort. International Symposium on Room Air Convection and Ventilation Effectiveness (vol. 3, pp. 296-306). Tokyo: University of Tokyo (1992). [30] Griefahn, B., Kunem und, C., & Gehring, U.: The impact of draught related to air velocity, air temperature and workload. Applied Ergonomics, 32 (4), pp. 407-417, 2001.
103
[31] Zhang Lin, T. T. Chow, C. F. Tsang, K. F. Fong, L. S. Chan: CFD study on effect of air supply location on the performance of the displacement ventilation system. Building and Environment 40 (2005), pp. 1051-1067. [32] Joel H. Ferziger, Milovan Peric: Computational Methods for Fluid Dynamics, 3rd edition. Springer - Verlag, 2002. [33] David C. Wilcox: Turbulence Modeling for CFD. DCW Industries Inc., California, 1994. [34] Magyar Tamás, Goda Róbert.: Laboratory modeling of tangential air supply system. PERIODICA POLYTECHNICA SER. MECH. ENG. VOL. 44, NO. 2, PP. 207–215 (2000). [35] Garbai L, Székely G: Basic flow differential equations applied in building service engineering. PERIODICA POLYTECHNICA-MECHANICAL ENGINEERING 44:(2) pp. 357-376. (2000) [36] Garbai L, Krope J: Basic flow equations in stationary conditions for Building Service Engineering. GÉPÉSZET '98: Proceedings of First Conference on Mechanical Engineering. Budapest, Magyarország, 1998.05.28-1998.05.29. (TU Budapest) Budapest: Springer Hungarica Kiadó, pp. 612-616. Vol. 1-2. kötetISBN: 963-699-078-6. [37] Jianhua Fan, Christian Anker Hviid, Honglu Yang: Performance analysis of a new design of office diffuse ceiling ventilation system. Energy and Buildings 59 (2013), pp. 73-81. [38] Gouhui Gan: Numerical investigation of local thermal discomfort in offices with displacement ventilation. Energy and Buildings 23 (1995), pp. 73-81. [39] Tanabe, S.; Arens, Edward A.; Bauman, Fred; Zhang, H.: Evaluating thermal environments by using a thermal manikin with controlled skin surface temperature. ASHRAE Transactions 1994, Vol. 100, Part 1, pp. 36-42. [40] Barna Edit: A sugárzási hőmérséklet aszimmetria és a meleg padló együttes hatása a hőérzetre. PhD értekezés, Budapest 2012. Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem. [41] Nilsson, HO: Comfort climate evaluation with thermal manikin methods and computer simulation models. Dissertation, Department of Civil and Architectural Engineering, Royal Institute of Technology, Sweden. NR 2004:2. [42] P. O. Fanger; Bánhidi L.; B. W. Olesen: Comfort limits for heated ceilings. ASHRAE, vol. 6, pp. 126-133. 1980. [43] K. W. D. Cheong, W. J. Yu, R. Kosonen, K. W. Tham, S. C. Sekhar: Assessment of thermal environment using a thermal manikin in a field environment chamber served by displacement ventilation system. Building and Environment 41 (2006), pp. 1661-1670.
104
[44] Nielsen, PV: The Importance of a thermal manikin as source and obstacle in full-scale experiments. Nilsson and Holmér edited Proceedings of Third International Meeting on Thermal Manikin Testing 3IMM, 1999, pp. 89. [45] Magyar Zoltán, Ambrus Csaba: Sugárzási hőmérséklet aszimmetria vizsgálata termikus műemberrel. Magyar Épületgépészet, 2011/06. szám [46] Magyar Zoltán: Termikus műember alkalmazási lehetőségei hőkomfort vizsgálatoknál. Doktori értekezés, Szent István Egyetem, Gödöllő, 2011. [47] Bartal Imrich: Hideg fal és légáramlás együttes hatása. Doktori értekezés (BME), Budapest, 2012. [48] Bánhidi László, Garbai László, Bartal Imrich: A humánkomfort komplex mutatói, az emberi test statikus és dinamikus hőmérlege. MAGYAR ÉPÜLETGÉPÉSZET 57:(10) pp. 1620. (2008). [49] Wolfram Alpha online matematikai szoftver. Elérhetőség: http://www.wolframalpha.com/input/?i=using+Newton%27s+method+solve+%283422%29*%280.20-0.05%29^0.62*%283.14%2B0.37*0.20*x%29+%3D+15 Utolsó megtekintés: 2013. 11. 23. [50] Lindab íriszes légmennyiség szabályzó és mérőperem. Elérhetőség: http://itsolution.lindab.com/lindabwebproductsdoc/pdf/documentation/ads/cz/technical/diru.p df Utolsó megtekintés: 2013. 11. 23. [51] Lindab résbefúvó termékkatalógus, 2013. Elérhetőség: http://itsolution.lindab.com/lindabwebproductsdoc/pdf/documentation/comfort/hu/technical/m tl.pdf Utolsó megtekintés: 2013. 11. 23. [52] Vad János, Dr.: Advanced flow measurements. University lecture note. Műegyetemi Kiadó, 2008. [53] Dr. Gruber József, Dr. Blahó Miklós: Folyadékok mechanikája. Tankönyvkiadó, Budapest, 1981. [54] Nieuwstadt, F.T.M. 1992. Turbulentie, Utrecht: Epsilon Uitgaven, The Netherlands [55] Bruun, H.H. 1995. Hot-wire Anemometry, Oxford University Press Inc., New York, USA [56] Melikov, A.K., Hanzawa, H. and Fanger, P.O.: 1988. Airflow characteristics in the occupied zone of heated spaces without mechanical ventilation, ASHRAE Transactions, vol. 94 part 1, pp. 52-70. 105
[57] ASHRAE. 1992. ANSI/ASHRAE Standard 55-1992, Thermal Environmental Conditions for Human Occupancy, Atlanta: American Society of Heating, Refrigerating, and Airconditioning Engineers, Inc., USA. [58] Atkinson, Kendall A.: An Introduction to Numerical Analysis. 2nd, John Wiley & Sons (1989). [59] Kemény Sándor, Deák András: Mérések tervezése és eredményeik értékelése. Műszaki Könyvkiadó, 2. kiadás, Budapest, 1993. [60] Garbai László: Távhőellátás: Hőszállítás. Budapest: Typotex Kiadó, 2012. 956 pp. (ISBN:978-963-279-739-7). [61] Tennekes, H. and Lumley, J. L. 1972. A First Course in Turbulence, MIT Press, Cambridge, Massachusetts, USA. [62] George, W.K., Beuther, P. D. and Lumley, J. L. 1978. Processing of random signals, Proc. Dynamic Flow Conference, pp. 757-799, Marseille, France [63] Schlichting, H., 1968. Boundary Layer Theory. McGraw-Hill, New York, 6th edition, 747 pp. [64] D.B. Spalding: Konvektív tömegátadás, Budapest, Műszaki Könyvkiadó, 1968. [65] H.W. Reddick and F.H. Miller. Wiley: Advanced Mathematics for Engineers, New York 1962, third edition, pp. 265. [66] N. Rajaratnam: Turbulent Jets. Elsevier Scientific Publishing Company, Amsterdam – Oxford – New York, 1976. [67] Garbai László, Jasper Andor: A külső hőmérsékletek tartamdiagramjának matematikai leírása. MAGYAR ÉPÜLETGÉPÉSZET 61:(10) pp. 3-7. (2012) [68] Guangyu Cao, Markku Sivukari, Jarek Kurnitski, Mika Ruponen: PIV measurement of the attached plane jet velocity field at a high turbulence intensity level in a room. International Journal of Heat and Fluid Flow 31 (2010), pp. 897–908. [69] Zhang Lin: Effective draft temperature for evaluating the performance of stratum ventilation. Building and Environment 46 (2011), pp. 1843-1850. [70] Mohammed A. Aziz, Ibrahim A.M. Gad, El Shahat F.A. Mohammed, Ramy H. Mohammed: Experimental and numerical study of influence of air ceiling diffusers on room airflow characteristics. Energy and Buildings 55 (2012), pp. 738–746. [71] P. Rohdin, B. Moshfegh: Numerical modelling of industrial indoor environments: A comparison between different turbulence models and supply systems supported by fi eld measurements. Building and Environment 46 (2011), pp. 2365-2374.
106
[72] Lajos Tamás: Az Áramlástan alapjai, Mackensen Kft., 2008, Budapest. Egyetemi tankönyv Szabványjegyzék: [sz1] MSZ CR 1752:2000. Épületek szellőztetése. Épületek belső környezetének tervezési alapjai. [sz2] MSZ EN ISO 7726:2003. A hőmérsékleti környezet ergonómiája. A fizikai mennyiségek mérőeszközei. [sz3] MSZ EN ISO 7730:2006. A hőmérsékleti környezet ergonómiája. A hőkomfort analitikus meghatározása és megadása a PMV- és a PPD-index kiszámításával, valamint a helyi hőkomfort kritériumai. [sz4] MSZ EN 13779:2007. Nem lakóépületek szellőztetése. Helyiségek szellőztető és légkondicionáló rendszereinek teljesítménykövetelményei. [sz5] MSZ EN 308:2000. Hőcserélők. Levegő-levegő és füstgáz-levegő hővisszanyerő berendezések teljesítményének vizsgálati eljárásai. [sz6] MSZ EN ISO 5167-1:2003, Anyagárammérés nyomáskülönbség elvén működő eszközökkel olyan kör keresztmetszetű csővezetékben, amelyet az áramló anyag teljes keresztmetszetében kitölt. 1. rész: Alapelvek és alapkövetelmények. [sz7] MSZ EN ISO 5167-2:2003, Anyagárammérés nyomáskülönbség elvén működő eszközökkel olyan kör keresztmetszetű csővezetékben, amelyet az áramló anyag teljes keresztmetszetében kitölt. 2. rész: Mérőperemek.
A felsorolt szabványok a dolgozat beadásakor mind hatályosak voltak, ld. Magyar Szabványügyi Testület, www.mszt.hu
107
12. Tézisekhez kapcsolódó publikációk és tudományos közlemények Goda Róbert: Desinging of 3D Air model with Measurement of Ventilation Room. Miskolc, Magyarország, 1999.08.08-1999.08.14. 430 p., ISBN:963 661 378 8 (1999). Magyar T, Goda R: Laboratory modelling of tangential air supply system. PERIODICA POLYTECHNICA-MECHANICAL ENGINEERING 44:(2) pp. 207-215. (2000) Goda Róbert, A. Adel, Száday Edit, Bánhidi László: Possibility to take into account the joint impact of draught and assymetrical radiation in dimensioning thermal comfort in a hot environment. Temesvár, Románia, 2005. (2005) Barna Lajos, Barna Edit, Goda Róbert: Modelling of Thermal Comfort Conditions in Buildings. In: Siavash H Sohrab, Haris J Catrakis, Nikolai Kobasko (szerk.) New Aspects of Heat Transfer: Thermal Engineering and Environment. Athén: WORLD SCIENTIFIC AND ENGINEERING ACAD AND SOC, 2008. pp. 354-359. ISBN: 978960-6766-97-8 Goda Róbert: Measurement and Simulation of Air Velocity in the Test Room with Slot Ventilation. In: Clima2010: Sustainable Energy Use in Building. Antalya, Törökország, 2010.05.09-2010.05.12. Antalya: Paper R6-TS46-PP03. Goda Róbert, Both Balázs, Dr Magyar Tamás: Laboratóriumi kísérletek érintőleges légvezetési rendszerek síksugaraival. MAGYAR INSTALLATEUR 23:(05) pp. 20-21. (2013) Goda Róbert, Both Balázs: Érintőleges légvezetési rendszerek síksugarainak vizsgálata. MAGYAR ÉPÜLETGÉPÉSZET 62:(6) pp. 4-7. (2013) Both Balázs, Goda Róbert: Résbefúvó anemosztátok méréses vizsgálata érintőleges légvezetési rendszer alkalmazása esetén. MAGYAR ÉPÜLETGÉPÉSZET 60:(11) pp. 8-12. (2011) Goda Róbert: Investigation of Draught Comfort of an Occupied Zone Applying Tangential Air Distribution System. Energy and Buildings (benyújtva a szerkesztőségbe, ENB-D-1301337).
108
13. Mellékletek Tartalom: Melléklet A Melléklet B1 Melléklet B2 Melléklet B3 Melléklet B4 Melléklet C Melléklet D
Melléklet A (6. 3. fejezethez kapcsolódó melléklet) [60]; [61] Feltételezve egy Gauss eloszlású valószínűségi eloszlás függvényt (pdf), a pdf p(X(n)) egy statisztikailag független mintának X(n) , melyek egy véletlen (ergodikus) folyamat valódi együttes átlaga X , köré összpontosul X standard szórással. Legyen a standard változó z=(X- X )/ X , a standardizált Gauss pdf-t, p(z), ki lehet fejezni
1 z2 / 2 , e 2
p( z )
A.1.
És a megfelelő kumulatív valószínűségi eloszlás függvényt is z
P( z )
p( )d .
A.2.
Ha X(n)-nek vesszük a becsült együttes átlagát X , a bizonytalanság kifejezhető -z/2<( X(n)- X )/ X
A.3.
Ahol z/2 a z értéke, mikor P(z/2) = 1-/2. Statisztikailag X(n) a X -z/2 X < X(n) < X +z/2 X tartományba esik, amikor a valószínűség (1-)*100 [%].
Jelölje a mért értéket X , és a valódi értéket X , a mért átlagértéket X , akkor statisztikailag
X -z/2[ X ]< X < X +z/2[ X ]
A.4.
tartományba esik, amikor a valószínűség (1-)*100 [%]. A bizonytalanság becsült statisztikai
mennyiségként adható meg, amit a szórás mennyisége határoz meg. Az X varianciája a következő:
Var[ X ]=2[ X ]. Mivel X(n) együttes átlaga u mean lim N
1 N
N
u n 1
(n) i
A.5.
és feltételezve azonos eloszlású és statiszti-
kailag független mintákat, akkor Var[XN]=1/N*var[X]=x2/N,
A.6.
Ahol N független megvalósítások, és x2 a mintarekord szórása [50]. Adott egy ergodikus folyamat, a statisztikai mennyiség értékelhető időbeli (time-mean) átlagolással: Var[XN] =
Var[ X ]. A varianciára felírható
var[ X ] 2 [ X ]
x2 N
2Tsint x2 , Tstot
A.7.
Ahol Tstot a teljes mintavételezési idő és következésképpen N Tstot/2 Tsint [67]. Az időtörténeti rekord minták két elválasztott időskálája hozzájárul a statisztikailag független minták mennyiségi kiértékeléséhez. Az A.7. egyenletben Tsint- az autokorrelációs függvényből határozzuk meg és megmutatja azt az intervallumot amelyben az X korrelál az idő függvényében. Az idő intervallum skálák a nagy örvényű áramlásokra jellemzőek (méret és sebesség). Az optimális minta időintervallum, T, egyenlő 2*Tsint-szel. A mintavétel lassan növelné a mérési időt a pontosság számottevő növekedése nélkül, s gyorsabb ütemben növelné a bizonytalanságot, mivel a minták nem lennének statisztikailag függetlenek. A normalizált négyzetes középérték hibát:
[ X ]
[X ] X
1/ 2
1 x 2Tsint tot X X Ts
x X
,
A.8.
A bizonytalanság kifejezhető a mért érték átlagával:
X 1 z / 2 [ X ] 1 z / 2 [ X ] , X
A.9.
(1-)100 [%] valószínűségnél. Adott X(T) = X +x(T), ahol a turbulens mennyiség hasonló levezetéssel írható le:
1/ 2
[ x 2 ] 2Tsint [x ] tot . x2 Ts 2
A.10.
Azonos minta feltételnél a turbulens mennyiség bizonytalansága nagyobb, mint a középérték bizonytalansága.
Melléklet B1 No. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44
tmean [°C] 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 24 24 24 24 24 24 24 24
umean [m/s] 0,10 0,10 0,10 0,15 0,15 0,15 0,20 0,20 0,20 0,25 0,25 0,25 0,30 0,30 0,30 0,35 0,35 0,35 0,10 0,10 0,10 0,15 0,15 0,15 0,20 0,20 0,20 0,25 0,25 0,25 0,30 0,30 0,30 0,35 0,35 0,35 0,10 0,10 0,10 0,15 0,15 0,15 0,20 0,20
DR [%] 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20
Tu [%] 131,58 203,73 275,88 37,31 68,61 99,91 12,33 30,59 48,84 2,71 14,93 27,15 -1,69 7,18 16,04 -3,88 2,90 9,69 151,26 229,96 308,67 45,85 79,99 114,13 17,31 37,23 57,14 6,04 19,37 32,70 0,73 10,40 20,07 -2,03 5,37 12,78 174,87 261,45 348,02 56,09 93,65 131,20 23,29 45,19
45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 77 78 79 80 81 82 83 84 85 86 87 88 89 90
24 24 24 24 24 24 24 24 24 24 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26
0,20 0,25 0,25 0,25 0,30 0,30 0,30 0,35 0,35 0,35 0,10 0,10 0,10 0,15 0,15 0,15 0,20 0,20 0,20 0,25 0,25 0,25 0,30 0,30 0,30 0,35 0,35 0,35 0,10 0,10 0,10 0,15 0,15 0,15 0,20 0,20 0,20 0,25 0,25 0,25 0,30 0,30 0,30 0,35 0,35 0,35
25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25
67,10 10,04 24,70 39,36 3,63 14,27 24,91 0,19 8,33 16,48 203,73 299,93 396,12 68,61 110,34 152,07 30,59 54,93 79,27 14,93 31,21 47,51 7,18 18,99 30,82 2,90 11,95 21,00 239,80 348,02 456,25 84,26 131,20 178,15 39,71 67,10 94,48 21,04 39,36 57,69 11,61 24,91 38,21 6,30 16,48 26,66
Melléklet B2 DR [%] 15 20 25
DR [%] 15 20 25
DR [%] 15 20 25
DR [%] 15 20 25
DR [%] 15 20 25
tmean = 22 [°C] umean = 0,336Tu-0,236 R² = 0,968 umean = 0,5263Tu-0,299 R² = 0,9806 umean = 0,8509Tu-0,378 R² = 0,9979 tmean = 23 [°C] umean = 0,3192Tu-0,204 R² = 0,9159 umean = 0,6535Tu-0,338 R² = 0,9925 umean = 0,9815Tu-0,396 R² = 0,9991 tmean = 24 [°C] umean = 0,3172Tu-0,179 R² = 0,8478 umean = 0,791Tu-0,367 R² = 0,997 umean = 1,1299Tu-0,413 R² = 0,9996 tmean = 25 [°C] umean = 0,5263Tu-0,299 R² = 0,9806 umean = 0,947Tu-0,392 R² = 0,9989 umean = 1,3016Tu-0,429 R² = 0,9999 tmean = 26 [°C] umean = 0,6979Tu-0,348 R² = 0,9945 umean = 1,1299Tu-0,413 R² = 0,9996 umean = 1,504Tu-0,443 R² = 0,9999
Melléklet B3 No.
tmean *°C+
umean [m/s]
DR [%]
Tu [%]
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42
22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 23 24 24 24 24 24 24
0,10 0,10 0,10 0,15 0,15 0,15 0,20 0,20 0,20 0,25 0,25 0,25 0,30 0,30 0,30 0,35 0,35 0,35 0,10 0,10 0,10 0,15 0,15 0,15 0,20 0,20 0,20 0,25 0,25 0,25 0,30 0,30 0,30 0,35 0,35 0,35 0,10 0,10 0,10 0,15 0,15 0,15
15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25
131,58 203,73 275,88 37,31 68,61 99,91 12,33 30,59 48,84 2,71 14,93 27,15 -1,69 7,18 16,04 -3,88 2,90 9,69 151,26 229,96 308,67 45,85 79,99 114,13 17,31 37,23 57,14 6,04 19,37 32,70 0,73 10,40 20,07 -2,03 5,37 12,78 174,87 261,45 348,02 56,09 93,65 131,20
43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 77 78 79 80 81 82 83 84 85 86
24 24 24 24 24 24 24 24 24 24 24 24 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26
0,20 0,20 0,20 0,25 0,25 0,25 0,30 0,30 0,30 0,35 0,35 0,35 0,10 0,10 0,10 0,15 0,15 0,15 0,20 0,20 0,20 0,25 0,25 0,25 0,30 0,30 0,30 0,35 0,35 0,35 0,10 0,10 0,10 0,15 0,15 0,15 0,20 0,20 0,20 0,25 0,25 0,25 0,30 0,30
15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20 25 15 20
23,29 45,19 67,10 10,04 24,70 39,36 3,63 14,27 24,91 0,19 8,33 16,48 203,73 299,93 396,12 68,61 110,34 152,07 30,59 54,93 79,27 14,93 31,21 47,51 7,18 18,99 30,82 2,90 11,95 21,00 239,80 348,02 456,25 84,26 131,20 178,15 39,71 67,10 94,48 21,04 39,36 57,69 11,61 24,91
87 88 89 90
26 26 26 26
0,30 0,35 0,35 0,35
DR [%] 15 20 25
a 169733 234333 299000
b -179858 -248789 -317774
15 20 25
187300 257867 328433
-198609 -273886 -349166
15 20 25
208533 286000 363633
-221249 -303917 -386730
15 20 25
234333 320567 406700
-248789 -340774 -432683
15 20 25
266633 363633 460567
-283249 -386730 -490155
DR [%]/tmean *°C+ 15 20 25
DR [%]/tmean *°C+ 15 20 25
22 0,336 0,5263 0,8509
22 -0,236 -0,299 -0,378
25 15 20 25
38,21 6,30 16,48 26,66
tmean = 22 *°C+ c d 70845 -12415 98316 -17344 125804 -22275 tmean = 23 *°C+ 78321 -13757 108313 -19137 138308 -24518 tmean = 24 *°C+ 87337 -15373 120287 -21286 153281 -27205 tmean = 25 *°C+ 98316 -17344 134966 -23919 171595 -30491 tmean = 26 *°C+ 112049 -19808 153281 -27205 194498 -34600
e A 827,37 0,336 1180,1 0,5263 1533 0,8509
B -0,236 -0,299 -0,378
923,48 0,3192 1308,4 0,6535 1693,4 0,9815
-0,204 -0,338 -0,396
1039,1 0,3172 1462,3 0,791 1885,7 1,1299
-0,179 -0,367 -0,413
1180,1 0,5263 1650,6 0,947 2120,9 1,3016
-0,299 -0,392 -0,429
1356,5 0,6979 1885,7 1,1299 2414,9 1,504
-0,348 -0,413 -0,443
"A" együtthatók 23 24 25 0,3192 0,3172 0,5263 0,6535 0,791 0,947 0,9815 1,1299 1,3016
23 -0,204 -0,338 -0,396
"B" kitevők 24 -0,179 -0,367 -0,413
26 0,6979 1,1299 1,504
25 -0,299 -0,392 -0,429
Érzékenység 𝝏umean/𝝏Tu, DR = 15 [%] Tu [%]/tmean *°C+ 22 23 24 25 10 -0,024118914 -0,0240264 -0,02477 -0,03434
26 -0,348 -0,413 -0,443
26 -0,04222
20 30 40 50 60 70 80 90 100
Tu [%]/tmean *°C+ 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
Tu [%]/tmean *°C+ 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
-0,01023964 -0,006203487 -0,00434722 -0,003299368 -0,002633679 -0,00217679 -0,001845604 -0,001595563 -0,001400741
-0,0104292 -0,0064008 -0,004527 -0,0034604 -0,0027784 -0,0023078 -0,001965 -0,0017052 -0,0015021
-0,01094 -0,00678 -0,00483 -0,00371 -0,003 -0,0025 -0,00213 -0,00186 -0,00164
-0,01396 -0,00824 -0,00567 -0,00425 -0,00335 -0,00274 -0,00231 -0,00198 -0,00173
Érzékenység 𝝏umean/𝝏Tu, DR = 20 [%] 22 23 24 25 -0,034343339 -0,040151494 -0,04645 -0,05346 -0,013957401 -0,015882672 -0,01801 -0,02037 -0,008242558 -0,009232376 -0,01034 -0,01158 -0,005672397 -0,006282687 -0,00698 -0,00776 -0,004245027 -0,004661008 -0,00515 -0,00569 -0,00334984 -0,003652038 -0,00401 -0,00441 -0,002741954 -0,002971396 -0,00325 -0,00356 -0,002305306 -0,002485234 -0,00271 -0,00296 -0,001978251 -0,002122879 -0,0023 -0,00251 -0,001725212 -0,001843749 -0,002 -0,00217 Érzékenység 𝝏umean/𝝏Tu, DR = 25[%] 22 23 24 25 -0,04910523 -0,05505 -0,06169 -0,06926 -0,01889333 -0,02092 -0,02316 -0,02572 -0,01080574 -0,01188 -0,01306 -0,01441 -0,00726924 -0,00795 -0,0087 -0,00955 -0,00534499 -0,00582 -0,00635 -0,00695 -0,00415753 -0,00451 -0,00491 -0,00535 -0,00336188 -0,00364 -0,00395 -0,00429 -0,00279685 -0,00302 -0,00327 -0,00355 -0,00237783 -0,00256 -0,00277 -0,003 -0,0020565 -0,00221 -0,00238 -0,00258
-0,01658 -0,0096 -0,00651 -0,00482 -0,00377 -0,00306 -0,00256 -0,00218 -0,00189
26 -0,06169 -0,02316 -0,01306 -0,0087 -0,00635 -0,00491 -0,00395 -0,00327 -0,00277 -0,00238
26 -0,07826 -0,02878 -0,01603 -0,01059 -0,00767 -0,0059 -0,00472 -0,00389 -0,00329 -0,00282
Átlagsebesség érzékenysége a turbulencia-fokra (Tu [%]) a léghőmérséklet függvényében, DR = 15 *%+ mellett t0 = 26 [°C] t0 = 25 [°C] t0 = 24 [°C] t0 = 23 [°C] t0 = 22 [°C] 100 90
0
80
70
60
50
40
30
20
10
-0,01
-0,01-0
-0,02
-0,02--0,01
-0,03
-0,03--0,02 -0,04--0,03
-0,04
-0,05--0,04
-0,05
Átlagsebesség érzékenysége a turbulencia-fokra (Tu [%]) a léghőmérséklet függvényében, DR = 20 *%+ mellett t0 = 26 [°C] t0 = 25 [°C] t0 = 24 [°C] t0 = 23 [°C] t0 = 22 [°C] 100 90
0 -0,01 80
70
-0,02 60
50
40
30
20
10
-0,01-0 -0,02--0,01
-0,03
-0,03--0,02
-0,04
-0,04--0,03
-0,05
-0,05--0,04
-0,06
-0,06--0,05
-0,07
-0,07--0,06
Átlagsebesség érzékenysége a turbulencia-fokra (Tu [%]) a léghőmérséklet függvényében, DR = 25 *%+ mellett t0 = 26 [°C] t0 = 25 [°C] t0 = 24 [°C] t0 = 23 [°C] t0 = 22 [°C] 100
90
0
80
-0,02 70
60
50
40
30
20
10
-0,04
-0,02-0 -0,04--0,02 -0,06--0,04
-0,06
-0,08--0,06
-0,08
Érzékenységi gradiens 𝝏2umean/𝝏Tu2, DR = 15 [%] Tu [%]/tmean *°C+ 22 23 24 25 26 10 0,005392989 0,00529543 0,005396 0,007896 0,009912 20 0,001144792 0,00114929 0,001192 0,001604 0,001947 30 0,000462367 0,00047025 0,000493 0,000632 0,000751 40 0,00024301 0,00024944 0,000263 0,000326 0,000382 50 0,000147548 0,00015254 0,000162 0,000195 0,000226 60 9,81484E-05 0,00010206 0,000109 0,000128 0,000148 70 6,95329E-05 7,2662E-05 7,77E-05 9,01E-05 0,000103 80 5,15846E-05 5,4137E-05 5,81E-05 6,62E-05 7,51E-05 90 3,96409E-05 4,1759E-05 4,5E-05 5,05E-05 5,7E-05 100 3,13206E-05 3,3106E-05 3,57E-05 3,97E-05 4,45E-05
Tu [%]/tmean *°C+ 10 20 30 40 50 60 70 80
Érzékenységi gradiens 𝝏2umean/𝝏Tu2, DR = 20 [%] 22 23 24 25 26 0,007895534 0,009387419 0,010994 0,012786 0,014885 0,001604403 0,001856684 0,002131 0,002436 0,002795 0,000631655 0,00071951 0,000816 0,000924 0,001051 0,000326021 0,000367223 0,000413 0,000464 0,000525 0,000195186 0,000217949 0,000244 0,000272 0,000306 0,000128355 0,000142308 0,000158 0,000176 0,000197 9,00536E-05 9,92446E-05 0,00011 0,000122 0,000136 6,62487E-05 7,2631E-05 8,01E-05 8,84E-05 9,85E-05
90 100
Tu [%]/tmean *°C+ 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
5,05333E-05 5,51477E-05 6,06E-05 6,67E-05 7,42E-05 3,96626E-05 4,31068E-05 4,72E-05 5,19E-05 5,75E-05 Érzékenységi gradiens 𝝏2umean/𝝏Tu2, DR = 25 [%] 22 23 24 25 26 0,011677223 0,013191 0,014885 0,016824 0,019118 0,002246416 0,002506 0,002795 0,003124 0,003516 0,000856535 0,000949 0,001051 0,001167 0,001306 0,000432156 0,000476 0,000525 0,00058 0,000647 0,000254208 0,000279 0,000306 0,000337 0,000375 0,000164777 0,00018 0,000197 0,000217 0,00024 0,000114208 0,000125 0,000136 0,000149 0,000165 8,31365E-05 9,05E-05 9,85E-05 0,000108 0,000119 6,28277E-05 6,82E-05 7,42E-05 8,09E-05 8,92E-05 4,89035E-05 5,3E-05 5,75E-05 6,27E-05 6,89E-05
Átlagsebesség érzékenysége a turbulencia-fokra (Tu [%]) a léghőmérséklet függvényében, DR = 15 *%+ mellett t0 = 26 [°C] t0 = 25 [°C] t0 = 24 [°C] t0 = 23 [°C] t0 = 22 [°C]
0,01 0,008 0,006
0,008-0,01
0,004
0,006-0,008
0,002 0 100 90 80
70
60
50
40
30
20
10
0,004-0,006 0,002-0,004 0-0,002
Átlagsebesség érzékenysége a turbulencia-fokra (Tu [%]) a léghőmérséklet függvényében, DR = 20 *%+ mellett t0 = 26 [°C] t0 = 25 [°C] t0 = 24 [°C] t0 = 23 [°C] t0 = 22 [°C]
0,016 0,014 0,012 0,01 0,008 0,006 0,004 0,002 0
0,014-0,016 0,012-0,014 0,01-0,012 0,008-0,01 0,006-0,008 0,004-0,006 0,002-0,004
100 90 80
70
0-0,002 60
50
40
30
20
10
Átlagsebesség érzékenysége a turbulencia-fokra (Tu [%]) a léghőmérséklet függvényében, DR = 25 *%+ mellett t0 = 26 [°C] t0 = 25 [°C] t0 = 24 [°C] t0 = 23 [°C] t0 = 22 [°C]
0,02 0,015 0,01
0,015-0,02 0,01-0,015
0,005 0 100 90 80
70
60
50
40
30
20
10
0,005-0,01 0-0,005
Melléklet B4 – Mérési hibák Befúvás elemzése, írisz lemez állása mérési sorozat 1 2 3 4 5 6 7 8
Írisz állás
Leolvasási hiba
Mért eredmény
Relatív hiba
osztás
osztás
osztás
%
1,5 2 2,5 3 3,5 4 5 8
0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1
1,5 ± 0,1 2 ± 0,1 2,5 ± 0,1 3 ± 0,1 3,5 ± 0,1 4 ± 0,1 5 ± 0,1 8 ± 0,1
6,7 5,0 4,0 3,3 2,9 2,5 2,0 1,3
Befúvás elemzése, mérőperemen mért nyomáskülönbség mérési sorozat 1 2 3 4 5 6 7 8
Δpmp
Abszolút hiba
Mért eredmény
Relatív hiba
Pa
Pa
Pa
%
96 91 83 75 67 61 47 24
1,0 0,9 0,8 0,7 0,7 0,6 0,5 0,2
95,6 ± 1 90,8 ± 0,9 83,4 ± 0,8 74,7 ± 0,7 67 ± 0,7 60,9 ± 0,6 47,1 ± 0,5 23,5 ± 0,2
1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0
Befúvás elemzése, befúvódobozban mért statikus nyomások mérési sorozat 1 2 3 4 5 6 7 8
Δpstat
Abszolút hiba
Mért eredmény
Relatív hiba
Pa
Pa
Pa
%
5 7 10 12 15 17 20 26
0,0 0,1 0,1 0,1 0,1 0,2 0,2 0,3
5±0 7 ± 0,1 10 ± 0,1 12 ± 0,1 15 ± 0,1 17 ± 0,2 20 ± 0,2 26 ± 0,3
1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0
Befúvás elemzése, befúvási térfogatáram mérési sorozat 1 2 3 4 5 6 7 8
V0
Abszolút hiba
Mért eredmény
Relatív hiba
3
m /h
3
m /h
3
m /h
%
53 69 82 93 103 112 124 140
3,5 3,5 3,3 3,2 3 3 2,8 3,4
53 ± 3,5 69 ± 3,5 82 ± 3,3 93 ± 3,2 103 ± 3 112 ± 3 124 ± 2,8 140 ± 3,4
6,6 5,1 4,0 3,4 2,9 2,7 2,3 2,4
Tartózkodási zóna elemzése, mérőperemen mért nyomáskülönbség mérési sorozat 1 2 3 4 5 6 7
Δpmp Pa 23 48 59 63 72 78 85
Abszolút hiba Pa 0,2 0,5 0,6 0,6 0,7 0,8 0,9
Mért eredmény Pa 23 ± 0,2 48 ± 0,5 59 ± 0,6 63 ± 0,6 72 ± 0,7 78 ± 0,8 85 ± 0,9
Relatív hiba % 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0
Tartózkodási zóna elemzése, befúvódobozban mért statikus nyomás mérési sorozat 1 2 3 4 5 6 7
Δpstat Pa 25 19 16 15 13 10 7
Abszolút hiba Pa 0,3 0,2 0,2 0,2 0,1 0,1 0,1
Mért eredmény Pa 25 ± 0,3 19 ± 0,2 16 ± 0,2 15 ± 0,2 13 ± 0,1 10 ± 0,1 7 ± 0,1
Relatív hiba % 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0
Tartózkodási zóna elemzése, befúvási térfogatáram mérési sorozat 1 2 3 4 5 6 7
V0
Abszolút hiba
Mért eredmény
Relatív hiba
m3/h 139 124 110 100 91 79 66
m3/h 3,5 2,8 2,9 3 3,1 3,2 3,3
m3/h 139 ± 3,5 124 ± 2,8 110 ± 2,9 100 ± 3 91 ± 3,1 79 ± 3,2 66 ± 3,3
% 2,5 2,3 2,6 3,0 3,4 4,1 5,0
Melléklet C (5.1. alfejezethez kapcsolódó melléklet) 5.1 Sík turbulens szabadsugár elmélete [29]; [63] 5. 1. 1. Bevezetés A kifejlett szabadsugár a Re-számra nézve önmodellező. Bizonyítható, hogy a légsugarak sebességprofilja az önmodellező tartományban – saját léptékben ábrázolva – egyetlen görbével fejezhetők ki. Ugyancsak ezzel a módszerrel egyszerűvé válik a tengelysebesség változásának távolság függvényében való ábrázolása. Az áramlásra merőleges sebességeloszlás (sebességprofil) leírása, például Gauss-féle eloszlást feltételezve a következő módon történik:
u x0 u0 e
y (ln 2 ) y 0,5
2
5.1.1.
ahol y0,5 a mindenkori tengelysebesség feléhez tartozó, tengelyre merőleges irányú távolság. Mivel a tervezendő berendezést szabadsugár mérőállástól csak a mérőtér kialakítása különbözteti meg, ezért első közelítésben elhagyható a „zavarás” hatása. Tanulmányozható a szabadsugár viselkedése, majd a levont következtetések alapján elemezhetők azok a tényezők, melyek befolyásolják a szabadsugár viselkedését. Vizsgálataimat csak a turbulens áramlás esetére korlátozom, mert a lamináris jellegű szabadsugarak a gyakorlatban csak extrém esetben fordulnak elő [29]. A turbulens áramlás jellemzője, hogy a főirány mozgására szuperponálódik egy ingadozó mellékmozgás. Schlichting [64] úgy értékeli ezt a mellékmozgást, hogy az egyes „közegcsomagok” a főirányba és arra merőlegesen végeznek mozgást, amely olyan látszatot kelt, mintha a közeg áramlásakor a folyadékrészek alakváltozást szenvednek. Következésképpen az áramlás fenntartásához többletenergia szükséges. Jelölje a térkoordinátáknak megfelelően az ingadozó mellékmozgás összetevőit uRMS, vRMS, wRMS, és akkor felírható a sebességek és a nyomás pillanatnyi értéke. u( ) u mean u RMS , v( ) vmean v RMS , w( ) wmean wRMS , p( ) pmean p RMS 5.1.2.
Az átlagsebesség alatt a tér bizonyos pontjában fellépő időbeli középértéket tekintjük, azaz:
1 1 c d u 2 v 2 w 2 1 0 0
5.1.3.
A fentiekből következik, hogy a változó értékek (uRMS, vRMS, wRMS) időbeli középértékei nullával egyenlők. Bebizonyított tény [65], hogy a szabadsugár tengely menti sebességének
csökkenése nem csupán a távolság függvényében növekvő közegmennyiség mozgatásával van összefüggésben. Ugyanis a turbulens mellékmozgás növekedése a főirányú mozgástól energiát von el, amely a kialakuló turbulencia kinetikus energiájává alakul át. Ugyanakkor az ingadozó mozgás energiája a legkisebb turbulencia elemeken keresztül hővé alakul. A folyamat hű leírása csak súrlódásos közeg mozgástörvényeinek leírásával lehetséges, amelyet NavierStokes-féle differenciál egyenletként ismerünk. 5. 1.2 Mozgásegyenletek Ebben a részben fogom kidolgozni a turbulens sík szabadsugár mozgás egyenleteit. A Reynolds féle egyenletek Descardes koordinátarendszerben felírva [64] a következőek: 2 u v u w u u u u 1 p 2 u 2 u 2 u u RMS u v w v 2 2 2 RMS RMS RMS RMS x y z x x y z y z x 5.1.4. 2 v w v v v v 1 p 2 v 2 v 2 v u RMS v RMS v RMS u v w v 2 2 2 RMS RMS x y z y x x y z y z 5.1.5.
2 w w w w 1 p 2 w 2 w 2 w u RMS wRMS v RMS wRMS wRMS u v w v x y z z x 2 y 2 z 2 x y z 5.1.6.
A kontinuitási egyenletet felírva:
u v w 0 x y z
5.1.7.
Ahol az x irány a sugár axiális iránya, az y normális iránya a x-nek és a rés szélességének az irányába esik, valamint a z irány a harmadik tengelye a koordináta rendszernek. Az u, v, w és az uRMS, vRMS, wRMS a turbulens átlag és a fluktuáló sebességet jelöli az x, y, z koordináta irányban. Mivel az átlagos áramlás kétdimenziós, w = 0, bármely mennyiség z irányú változásának (/z) értéke szintén nulla. Továbbá a u RMS wRMS 0 , v RMS wRMS 0 és az áramlás időtől független, stacioner, így a u/τ =0 és v/τ =0. Az áramlásban a keresztirányú áramlás mértéke kicsiny, továbbá az u értéke sokkal nagyobb, mint a v értéke a sugár jelentősebb részén. A sebesség és a feszültség gradiensek az y irányban sokkal nagyobbak, mint az x irányban. Ezen megfontolások után mozgásegyenletek a következő formára egyszerűsödnek:
u
u u u 1 p 2 u u v v v 2 RMS RMS RMS x y x y x y 1 p u RMS 0 y y
2
5.1.8.
2
5.1.9.
u v 0 x y
5.1.10.
Integrálva az 5.1.9. egyenletet y szerint, y-tól a sugár külső széléig, a következő összefüggés adódik:
p p v '2
5.1.11.
A fenti 5.1.8. egyenletet felváltó összefüggés az alábbi formájú lesz:
u
u u 1 dp 2 u u v 2 2 v v 2 RMS RMS u RMS v RMS x y dx y x y
5.1.12.
A fenti egyenlet jobboldalának utolsó tagja kisebb, mint a többi, így elhanyagolható. Emiatt a redukált mozgásegyenletek:
u u 1 dp 2 u u RMS v RMS u v v 2 x y dx y y
5.1.13.
u v 0 x y
5.1.14.
És
Ahol p az egyszerűség kedvéért p-nek lett írva. Az 5.1.13. egyenlet átírható az alábbi feltétellel:
1 u 1 1 S lam S turb u RMS v RMS y y y y
5.1.15.
A turbulens szabad sugárban, a szilárd határok hiánya miatt, Sturb jóval nagyobb, mint Slam, ezért indokolt az Slam elhagyása, így az 5.1.13. egyenlet a következő formát veszi fel:
u
u u 1 dp 1 S turb v x y dx y
5.1.16.
Mivel a nyomás gradiens az axiális irányban elhanyagolhatóan kicsi és sugár egyszerűbb feltételek mellet tanulmányozható lehessen, legyen p/x = 0. az 5.1.16. és az 5.1.10. egyenletek a következő képen néznek ki: u
u u 1 S turb v x y y
u v 0 x y
5.1.17. 5.1.18.
Amelyek a sík szabadsugarak jól ismert mozgásegyenletei nulla nyomás gradiens mellett az axiális irányban. A kényelem kedvéért Sturb helyett S-t írok. 5. 1.3 Mozgás egyenlet integrálása A sík turbulens sugarat egy pangó környezetbe bocsátjuk ki zéró nyomás-gradienssel, s mivel külső erő nincsen, könnyen belátható, hogy a lendület a sugár axiális irányában megmarad. Térjünk át erre a kritériumra, mely hasznos lesz, mikor bonyolultabb szituációkat tanulmányozunk. Az 5.1.17. egyenletet megszorozva -val és integrálva y = 0-tól y = -ig, s így
u u S u dy v dy dy x y y 0 0 0
5.1.19.
Figyeljük meg a különböző tagjait a fenti egyenletnek.
u 1 1 d u dy u 2 dy u 2 dy (Liebnitz tételből, [47]) x 2 x 2 dx 0 0 0
v 0
v u u dy uv 0 u dy u dy y y x 0 0
5.1.20.
5.1.21.
Hiszen y = 0; u =𝑢, v = 0 és y; u = 0, v = ve, ahol ve véges mennyiség, az úgynevezett „elválasztó sebesség”, amit később figyelembe veszek. Így:
u 1 d v u 2 dy y 2 dx 0 0
5.1.22.
A 5.1.19. egyenlet bal oldala egyenlő lesz:
d u 2 dy dx 0
5.1.23.
Figyelembe véve a hátralévő időtartamot:
S
y dy S
0
S S (0) 0
5.1.24.
0
Mivel S = 0 szimmetria megfontolásból és ésszerűen feltételezhető, hogy S() is nulla, ezért lesz az 5.1.19. egyenlet:
d u 2 dy 0 dx 0
5.1.25.
Az 5.1.25 egyenlet azt mondja ki, hogy a lendület fluxusának változása az x irányban nulla, a lendület fluxus konzervált (tartósított).
Ha a sík sugarat egy 2s0 szélességű résből bocsátjuk ki u0 egyenletes sebességgel, a rés minden egységhosszára, a lendület fluxusa M0 = 2s0u02. Ha elképzeljük, hogy ez a lendület fluxus egy (fiktív) vonalforrásból áramlik ki, helyezkedik el a virtuális eredet, ahonnan az x-et mértük. Integrálva az 5.1.25-öt:
2 u 2 dy M 0
5.1.26.
0
Sík sugár vizsgálatánál a lendület fluxus M0, mint mennyiség, ellenőrzése fontos. Hatékonyan helyettesíthető s0 és u0-lal. Azaz egy adott M0 értéknél hasonló sugár-viselkedést kapunk különböző s0 és u0 kombinációnál. Használva a lendületegyenlet integrálját, fejlesztünk egy jóslási módszert a sebesség és a „lenght scale” változására. A sík turbulens sugárnál láttuk, hogy a sebesség eloszlás a teljesen kifejlődött zónában hasonló. Tehát: u/𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 =f(),ahol =y/b
5.1.27.
Feltéve, hogy 𝑢 és b egyszerű formájúnak: 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 xp
5.1.28.
bxq
5.1.29.
Behelyettesítve az 5.1.27-t, 5.1.28-t és az 5.1.29-t az 5.1.25. egyenletbe, kapjuk:
d 2 u mean bf 2 d 0 dx 0
5.1.30.
Ahol f2 helyén f2() van. Átírva az 5.1.30-at:
d 2 2 bu mean 0 f d 0 dx
Amiben
f
2
5.1.31.
d állandó, így
0
d 2 bu mean 0 dx
5.1.32.
Az 5.1.32 egyenlet alapján elmondható, hogy a bu2m független x-től, tehát: b𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 2x0, így xq+2px0 éa q+2p=0.
5.1.33.
A p és q értékeihez szükség van még egy egyenletre, melyre több megoldást is kidolgoztak (mozgásegyenletek hasonlósági analízise, energiaegyenlet integrálása, elválasztó hipotézis, impulzusnyomatéki egyenlet integrálása), melyek közül az energiaegyenlet integrálást alkalmazom.
5. 1.4. Az energiaegyenlet integrálása Szorozzuk meg az első mozgási egyenletet u-val és integráljuk y = 0-tól y = -ig, s kapjuk:
2 u 0
u u S dy uv dy u dy x y y 0 0
5.1.34.
Legyen E = u2/2, a kinetikus energia egységnyi térfogatra.
2 u 0
u u 2 E dy u dy u dy x x 2 x 0 0
5.1.35.
u E 0 uv y dy 0 v y dy
5.1.36.
E u u E DE 0 u x dy 0 uv y dy 0 u x v y dy 0 D dy
5.1.37.
2
Ahol D/Dτ jelentése a részecske származéka és a DE/Dτ a kinetikus energia teljes változási sebessége.
u 0
Ahol
S u u dy uS 0 S dy S dy y y y 0 0
5.1.38.
u a turbulencia keletkezés sebessége, a Reynolds nyírófeszültség által. y
DE u 0 D dy 0 S y dy
5.1.39.
Amely azt mondja, hogy a kinetikus energia csökkenésének a sebessége egyenlő a turbulencia keletkezésének sebességével. A fenti egyenletet a jelenlegi céljainknak megfelelő, kissé más formában fogom átírni. u 2 u 2 u E u 2 u dy u dy dy 0 x 0 y 2 2 x x 2
E u 2 u 2 0 v y dy 0 v y 2 dy v 2
0
0
u 2 v 2 y
dy 0
u 2 u 2 x
5.1.40.
dy
5.1.41.
Hozzátéve a fenti két kifejezéshez
u 0
Akkor írható, hogy:
E E u 2 d u 2 dx v dy u dy udy x y x 2 dx 0 2 0 0
5.1.42.
d u 2 u udy S dy dx 0 2 y 0
5.1.43.
Az 5.1.43. egyenletből látható, hogy a kinetikus energia mennyiségének csökkenési sebessége megegyezik a turbulencia keletkezés sebességével. A korábbi feltevések segítségével az 5.1.43. egyenletet sikerült átírni az alábbi formára:
d 3 2 bu mean f 3 d u mean gu mean f ' d dx 0 2 0
d 1 3 3 bu mean f d u mean gf ' d dx 2 0 0
Legyen
1 3 0 2 f d F1 és
5.1.45.
gf ' d F , ahol F1 és F2 állandó, az 5.1.45. átírható: 2
0
d 3 bu mean F dx 2 3 F1 u mean
5.1.44.
5.1.46.
d 3 bu mean Valójában dx 3 x 0 , gyakorlatilag q 3 p 1 3 p 0 . u mean 1 Egyszerűsítve q = 1. 5.1.33. használatakor p = . 2
5. 1. 5 Kiterjedési megfontolások A korábban tárgyaltakból a sík sugárra felírható: 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 = f(M0,,x)
5.1.47.
A szabad sugár problémáknál, ha a résre vonatkozó Reynolds szám, Re = 2s 0u0/ néhány ezernél nagyobb, az 5.1.47.-ben a (molekuláris) viszkozitás hatása elhanyagolható. A pi-teoria alapján az 5.1.47. egyszerűsíthető: u mean M0 x
C1 , állandó.
5.1.48.
Mivel M0 = 2s0u20, az 5.1.48. egyszerűsödik:
u x0 u0
2C1 x s0
C1 x s0
5.1.49.
Az ismeretlen C1 konstans értékét a későbbi kísérleti eredményekből kapjuk. A „lenght scale”-lel kapcsolatban írhatnánk: b = f2(M0,,x)
5.1.50.
Az 5.1.50.-es egyenletet egyszerűsítve: b/x=C2
5.1.51.
vagy b/s0=C2(x/s0)
5.1.52.
Ha Q a sugár bármely metszetében, hasonló módszerrel, bemutatható, hogy: M0x
Q C3
Vagy
5.1.53.
Q x C3 Q0 s0
5.1.54.
5. 1.6 Tollmien megoldás A mozgás egyenlet megoldásával határozzuk meg a sebességeloszlás formáját. Van három ismeretlen, u, v, S, de csak két egyenletünk, ezért szükségünk van egy plusz egyenletre. A hiányzó egyenletként használjuk a Prandtl keveredési úthossz formuláját.
u S l y
2
2
5.1.55.
Bármely metszetben, a dimenziós megfontolásokból tudunk felírni:
l b vagy l=b vagy l=C2x
5.1.56.
Amiben egy állandó. Nézzük először a nyírófeszültséget: 2 1 S 1 2 2 2 u u 2 u 2 C 2 x 2C 2 x 2 y y y y 2 y
5.1.57.
1 S u 2 u a3 x2 y y y 2
5.1.58.
Ahol a3 = 2(C2)2, egy újabb állandó. Értékeljük az 5.1.17. egyenlet bal oldalát:
u u mean
y y y y f 2 f f f1 f1 b x ax C2 x
5.1.59.
Ahol = y/ax, a végső egyenlet egyszerűsége végett. Ekkor: u mean
C1u 0 s0 x
n x
Ahol n egy dimenziós tényező, mely független az x-től, ezért
5.1.60.
u
n f x
5.1.61.
Annak érdekében, hogy kapcsolatot dolgozzunk ki a v-vel hozzuk be a „stream function”-t:
u
udy
, v x y
n faxd an x fd an x F x
5.1.62. 5.1.63.
Ahol F = fd.
v
1 F an x F an( xF ' ) x x 2 x x v
an F F ' 2 x
5.1.64. 5.1.65.
Ahol F’ = dF/d
u n n 1 nF ' n f F ' F '' x x x x x 2x x x x
5.1.66.
u n F' F ' ' x x x 2
5.1.67.
u n2 1 2 2 F ' F ' F ' ' És u x x 2
5.1.68.
an F F ' 2 x
5.1.69.
Így v
u n 1 n F ' F '' y y x ax x
5.1.70.
u n 2 FF ' ' 2 F ' F ' ' y x 2
5.1.71.
1 S u 2 u a3 x2 y y y 2
5.1.72.
v
Amelyiket le lehet egyszerűsíteni:
1 S n 2 F'' F''' y x 2
5.1.73.
Helyettesítsük az 5.1.68.-tól az 5.1.73.-ig egyenleteket az 5.1.17.-be, s kapjuk: 1 1 F '2 F ' F ' ' F ' F ' ' FF ' ' F ' ' F ' ' ' 2 2
5.1.74.
1 1 F ' ' F ' ' ' FF ' ' F '2 0 2 2
5.1.75.
2F ' ' F ' ' ' FF ' ' F '2 0
5.1.76.
d FF ' 0 d
5.1.77.
Amit átrendezve:
2 F ' ' F ' ' ' Összegyűjtve a peremfeltételeket:
y=0; =0; u/𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 =F’(0)=1
(1)
y=;=; u/𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 =F’()=0
(2)
y=0; =0; v=0; [1-64]-ből, F(0)=
(3)
y=0; S=0; F’’(0)=0
(4)
y=; S=0; F’’()=0
(5)
S integráljuk az 5.1.77.-t, kapjuk a következőt: F ' '2 FF ' C
5.1.78.
Az integrálás konstansa meghatározható, alkalmazva a = 0 peremfeltételt., láthatjuk, hogy C = 0, ezért az 5.1.78. az alábbi formájú lesz: F ' '2 FF ' 0
5.1.79.
Ezt a nem lineáris másodfokú közönséges differenciál egyenletet Tollmien (1926) oldotta meg numerikusan és az eredményeket a Táblázat 1. tartalmazza a és a u/𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 = F’() ellenében. A táblázat könnyen átalakítható az u/𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 és a = y/b viszonyára. Tollmien megoldásából láthatjuk, hogy b/ax = 0,955. Ha a kísérletekből megtaláljuk az „a” együtthatót, akkor meghatározható C2 a „lenght scale” egyenletben. Ez az „a” konstans jön be a sebesség leépülésbe az ábra szerint.
2 u 2 dy M 0 2s0 u 02
5.1.80.
0
Átírhatjuk az 5.1.80.-t:
u F ' axd s u 2
2 mean
2 0
5.1.81.
s0 ax
5.1.82.
0
0
2
u mean u 0
1
F ' d 2
0
u mean u0
1
1
1
a
x s0
F ' d 2
0
F ' d
Felhasználva Tollmien megoldásából:
2
0
5.1.83.
0,685 , írható:
u mean 1,21 1 u0 a x s0
5.1.84.
5. 1.7 Goertler megoldás A turbulens nyírófeszültséget, Prandtl második egyenletét használta Goertler (1942), felírva:
S
u y
5.1.85.
Ahol ismert. Goertler feltételezte, hogy: 𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 b vagy = k𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 b, ahol k egy állandó. Tegyük fel
u u mean
y F ' F ' x
5.1.86.
Ahol egy állandó. Tudjuk mutatni, hogy:
u
n F ' ( ) x
n
v
5.1.87.
x F ( )
5.1.88.
n 1 F F ' x 2
5.1.89.
És S kC2
n2 F ' ' x
5.1.90.
Behelyettesítve ezeket a megfelelő formában a mozgás egyenletbe, kapjuk 1 FF ' kC2 2 F ' ' 0 2
Használva
1
5.1.91.
, az 5.1.91. egyenlet átalakul:
2 kC2
2FF 'F ' ' 0
5.1.92.
F 2 F' C
5.1.93.
Integrálva
Szedjük össze a peremfeltételeket erre a problémára. y=0; =0; u/𝑢𝑚𝑒𝑎𝑛 =F’(0)=1; F’(0)=1
(1)
y=0; =0; S=0; F’’(0)=0
(2)
y=0; =0; v=0; F(0)=0
(3)
y=; =; u=0; F’()=0
(4)
y=; =; S=0; F’’()=0
(5)
Használva az (1) és a (3) peremfeltételt az 5.1.93. egyenlet egyszerűsödik:
F 2 F'1
5.1.94.
Az 5.1.93. megoldását lehet írni:
1 e 2 1 e 2
5.1.95.
És F ' 1 tanh 2
5.1.96.
F tanh
Tehát így
v u mean
u u mean
y 1 tanh 2 x
1 y y 1 y 2 y tanh tanh x x x 2 x
5.1.97.
5.1.98.
A sebesség eloszlás meghatározható más turbulencia modell felhasználásával is. Goldstein (1938) tárgyalta az „örvény-átvitel teória” alkalmazását a légsugár problémára. Schlichting (1968) tárgyalta a Reichardt féle modellt. Nagyon jól tárgyalja a különböző turbulencia modelleket, beleértve néhány újabbat is, Launder és Spalding (1972) „Mathematical Models of Turbulence” műve.
Melléklet D A mérések elvégzéséhez felhasznált eszközök Sebesség, hőmérséklet, turbulencia-fok mérése a befúvásnál: Gyártmány, típus
testo, 435-4
Gyári szám
01658941/903
Tárolási hőmérséklet
-30 … +70 [°C]
Üzemi hőmérséklet
-20 … +50 [°C]
Mérési tartomány
0 … +25 [hPa]
Pontosság
±0.02 [hPa] (0 … +2 hPa)
Felbontás
0.01 [hPa] = 1 [Pa]
Hőmérséklet, páratartalom mérése a térben: Gyártmány, típus
testo 435-1
Gyártási szám
01637577/901
Tárolási hőmérséklet
-30… +70 [°C]
Üzemi hőmérséklet
-20… +50 [°C]
Mérési tartomány
-200…+400 [°C]
Pontosság
±0.3 [°C] (-60…+60°C)
Mérési tartomány
0 … +20 [m/s]
Felbontás
0.01 [m/s]
Statikus nyomás mérése a befúvódobozban, nyomáskülönbség mérése a mérőperemen: Gyártmány, típus
AIRFLOW MEDM500 digitális nyomásmérő
Gyári szám
47880
Felbontás
0,1 [Pa]
Mérési tartomány
0…500 [Pa]; 0…28,8 [m/s]
Üzemi hőmérséklet
0…699 [°C]
Pontosság
± 1 [%]
További információ
http://www.aeft.co.kr/MEDM-500_digital_manometer.htm
Sebesség-, hőmérséklet és turbulencia-fok mérése a térben: Gyártmány
DANTEC MULTICHANNEL FLOW ANALYZER
Típus
54N10
Gyári szám
123/6578
Gyártmány
DANTEC LOW VELOCITY FLOW ANALYZER
Típus
54N50
Gyári szám
9054N0504
Gyártmány, típus
Dantec 9054R0102
Serial
2059
Hőmérséklet mérése a térben és a befúvásnál: Gyártmány, típus
AMR THERM 2288-2 NiCr-Ni hőmérő
Mérési tartomány
-20…70 [°C]
