Cercetari Privind Realizarea Unor Proceduri Performante DE Evaluare Si Clasificare A Microclimatului Interior
CERCETĂRI PRIVIND REALIZAREA UNOR PROCEDURI PERFORMANTE DE EVALUARE ȘI CLASIFICARE A MICROCLIMATULUI INTERIOR
Capitolul 1 – Introducere
Introducere
1.1 Problematica abordată
Asigurarea confortului termic pentru ocupanții clădirilor este scopul principal al inginerilor proiectanți de sisteme de instalații de încălzire, ventilare și climatizare precum și al producătorilor de echipamente aferente clădirilor. Dezvoltarea tehnologiei în acest domeniu trebuie să fie strâns corelată cu integrarea și îmbunătățirea mijloacelor existente de evaluare și predicție a calității ambianțelor studiate. Astfel, o abordare tehnologică de optimizare a echipamentelor terminale și a strategiilor de utilizare, trebuie să fie precedată de o îmbunătățire a cunoștințelor legate de evaluarea confortului termic și de îmbunătățirea tehnicilor experimentale folosite în mod curent, ce nu sunt întotdeauna adecvate scopului urmărit. Mai mult, sistemele de control și automatizare ale clădirilor asigură, alături de celelalte sisteme, o ambianță adecvată utilizatorilor, iar cuplarea acestora cu sistemele de detecție și predicție a parametrilor interiori a pus bazele conceptului de clădiri inteligente. Dezvoltarea sistemelor integrate de control este in plin avânt, este momentul ca domeniul confortului termic să se alăture tendinței de optimizare si inovare.
În prezent, avem posibilitatea de a utiliza metode și echipamente complexe atât în ceea ce privește capacitatea de calcul, cât și tehnicile experimentale. Modelele actuale de confort termic sunt concepute în general cu ajutorul unor ipoteze simplificatoare [1-3], din cauza resurselor limitate disponibile la acea vreme – majoritatea fiind propuse cu peste 30 de ani în urmă. Se remarcă utilizarea unor modele de evaluare a confortului neadaptate la condițiile întâlnite în mediile considerate. O posibilitate pentru rezolvarea acestei problematici este reevaluarea și adaptarea modelelor teoretice existente pentru diferite condiții interioare (autovehicule, clădiri, etc.) focalizate pe confortul termic al utilizatorilor. Fără îndoială toate aceste direcții de cercetare trebuie precedate de studii teoretice pentru ameliorarea modelelor existente care par să fie neadaptate în diferite cazuri [4-7].
Un alt domeniu de studiu al confortului termic este confortul termic al ocupanților autovehiculelor. Preocupările inginerilor din industria automobilelor au început să fie orientate către un transport ce oferă confort de-abia în ultimul deceniu, în paralel cu un interes sporit către scăderea costurilor de producție și o siguranță crescută. De fapt, abordarea specialiștilor din ingineria automobilelor s-a bazat cu precădere pe metodele utilizate pentru spațiile din clădiri, cu o tradiție de peste 50 de ani. În domeniul autovehiculelor, confortul termic și în general, calitatea mediului interior (Indoor Environmental Quality – IEQ), a dobândit o importanță tot mai mare și datorită faptului că oamenii petrec din ce în ce mai mult timp în autovehicule, fie că acestea sunt automobile sau vehicule de transport în comun. Controlul parametrilor climatului interior conduce la diminuarea factorilor perturbatori pentru șofer contribuind la o deplasare în condiții de siguranță. Pe de altă parte, cerințele actuale legate de reducerea consumului de combustibil și de o utilizare eficientă a energiei au readus în atenția cercetătorilor aspecte legate de optimizarea sistemelor și a prescripțiilor legate de proiectarea acestora. De exemplu, necesitatea reducerii aporturilor termice exterioare în spațiul ocupat de pasageri reprezintă un criteriu de proiectare încă din faza preliminară de concepție, conducând spre o bună corelare între obținerea confortului termic și reducerea costurilor aferente.
Evaluarea și predicția deficitară a stării de confort termic în interiorul autovehiculelor sunt influențate de principalele caracteristici ale acestui mediu caracterizat de parametri puternic tranzitorii atât în timp cât și în spațiu. Astfel, neuniformitatea termică a mediului interior asociată cu valori locale diferite ale vitezei și temperaturii aerului, radiația solară și fluxul de căldură radiativ cauzat de suprafețele interioare, conduc la o îngreunare a determinării factorilor de confort [6, 8]. Spre deosebire de clădiri, ambianța din habitaclu este influențată preponderent de condițiile termice tranzitorii. Diferențele de natură psihologică, precum și fiziologică dintre pasageri accentuează și mai mult aceste aspecte delicate. Astfel, mediul interior din habitaclu este afectat de un număr mare de parametri ce includ: diferite structuri de suprafețe și temperaturi ale acestora, variația locală a temperaturii aerului, distribuția vitezei aerului într-un interior cu o geometrie complexă, umiditatea relativă, intensitatea radiației solare și reflexia acesteia, unghiurile ei de incidență, tipul de îmbrăcăminte, etc. Mai mult, unii dintre acești parametri sunt corelați prin relații încă necunoscute [6]. Toți acești factori complică atât încercările de modelare, cât și abordarea experimentală.
Teza este structurata pe mai multe capitole, cu scopul de a integra cat mai bine toate etapele parcurse până la final și de a explica necesitatea acestui demers. Prin această lucrare, s-a dorit aprofundarea noțiunilor de confort cu scopul de a iniția primii pași în concepția unor metode și unelte de evaluare inovative, complexe, ce pot fi cu ușurință integrate în sistemele de monitorizare a clădirilor inteligente. Construcția unui manechin termic complex, care răspunde dinamic, dar mai ales fiabil, stimulilor termodinamici din jur, reprezintă deschiderea unui drum unic in Romania. Este pentru prima oară când se concepe și construiește la noi in țară un astfel de echipament destinat evaluării mediului interior.
În acest context, principalul obiectiv al tezei de doctorat este realizarea unei metode noi de monitorizare a ambiantelor interioare prin evaluarea calității acestora. Direcțiile urmărite au fost conceperea unei unelte inovatoare de evaluare a confortului termic, precum si realizarea unor modele numerice performante ce permit o evaluare parametrică cu acuratețe. Prin acest studiu se dorește îmbogățirea cunoștințelor asupra confortului ocupanților, ce este un domeniu complex, mult prea puțin înțeles si aprofundat.
În prima parte, manuscrisul de teză este sistematizat în jurul studiului stării actuale a cercetării, urmărindu-se mai multe direcții, și anume: metode, modele și indici specifici pentru predicția a confortului termic în spații interioare, precum și tehnici numerice de simulare a corpului uman în interacțiunea sa cu mediul ambiant. Astfel, Capitolul 2 urmărește caracterizarea generală a principalelor modele de confort, precum si a metodelor utilizate până în prezent. Sunt prezentate atât modelele de evaluare bazate pe bilanțul termic dintre corpul uman si mediu, precum si modelele ce surprind mecanismele fiziologice de termo-reglare. În a doua parte sunt descrise metodele practice de evaluare prin implicarea de subiecți umani, manechini termici sau diferite instrumente de măsură. Acest capitol a permis orientarea studiilor ulterioare in zonele de interes, cu scopul de a aduce un aport consistent și valoros în domeniu.
În Capitolul 3 este prezentată conceperea și elaborarea manechinului termic ca instrument de măsură avansat pentru evaluarea climatului interior. Au fost urmărite două direcții cu scopul de a optimiza instrumentul de măsură conceput: în prima parte a tezei a fost construit un manechin simplificat, cu nouă zone controlate independent, iar în partea a doua a fost realizat manechinul termic avansat cu sistem inteligent de control integrat a celor 36 de zone. Manechinul simplificat a permis evaluarea temperaturilor suprafețelor și consumurilor de energie electrică, deschizând calea către concepția celui avansat, oferind informații valoroase cu privire la controlul suprafețelor încălzitoare utilizate. Acesta din urma simulează corpul uman cu fidelitate, fiindu-i implementat și un circuit respirator similar.
În urma construcției manechinului termic simplificat și a celui avansat, în Capitolul 4 este descrisă partea de exploatare experimentală dedicată evaluării confortului termic în diferite situații, pornind de la evaluarea climatului interior în autovehicule, ajungând la studii experimentale în condiții de laborator și terminând prin exploatarea în condiții reale. Utilizarea manechinului termic avansat ca instrument de evaluare a mediului interior in condiții reale a dovedit acuratețea și fiabilitatea acestuia, în condițiile în care răspunsul termic redat de către manechin a fost apropiat de voturile senzației termice exprimate de către subiecții umani.
În Capitolul 5 sunt elaborate modelele numerice pentru evaluarea calității ambientale, validate cu ajutorul metodelor experimentale concepute în cadrul acestei teze de doctorat. Interacțiunea dintre diferitele tipuri de curgere din ambiante (curenți de convecție, curgeri uniforme și/sau jeturi de aer) este principalul factor de influentă asupra confortului și de aceea utilizarea metodelor numerice de tip Computational Fluid Dynamics(CFD) reprezintă o alegere justificată pentru realizarea modelelor. În același timp, rezultatele obținute din simulările CFD trebuie să fie validate pornind de la măsurări experimentale realizate în condiții cât mai apropiate de cele reale, pentru a permite apoi exploatarea lor în cadrul unor studii parametrice. Modelul numeric rezultat este un model robust, ce poate fi exploatat pentru diferite scenarii, cu aplicații în varii domenii. Perspectivele acestui model nu au întârziat să apară, fiind deja exploatat în mai multe studii pentru diferite proiecte de cercetare.
În capitolul final, Capitolul 6, sunt prezentate principalele concluzii, contribuții personale și perspective ale acestei teze de doctorat. Se arată astfel importanța unei metode avansate de evaluare a confortului termic, cu aplicabilitate imediată. Aceasta metodă reprezintă un răspuns în căutările cercetătorilor din domeniu spre a regândi modalitatea de adaptare a noilor clădiri inteligente către utilizatorii lor, prin evaluarea cu fidelitate a ambiantelor cu scopul de a oferi condiții optime acestora.
1.2 Obiectivele tezei
Obiectivele generale ale acestei teze de doctorat au fost elaborarea unor instrumente de măsură inteligente pentru evaluarea calității mediului interior din punct de vedere termic pe de-o parte și elaborarea unor modele numerice de tip CFD pentru a permite clasificarea microclimatului interior cu ajutorul studiilor parametrice.
Pentru îndeplinirea acestor două obiective generale, a fost necesară fixarea unor repere a căror urmărire a asigurat ducerea la bun sfârșit a proiectului de doctorat. Astfel a fost necesară sistematizarea stării actuale a cercetării, urmărindu-se mai multe direcții, și anume: metode, modele și indici specifici pentru predicția confortului termic în spații interioare, precum și tehnici numerice de simulare a corpului uman în interacțiunea sa cu mediul ambiant. A urmat o fază de proiectare a celor două prototipuri de manechine termice prezentate, urmată de familiarizarea cu tehnicile de măsură și mijloacele experimentale folosite. Etapa de familiarizare cu tehnicile numerice CFD și cu pachetul software ANSYS, a fost urmată la rândul ei de proiectarea modelelor numerice. Prezentarea acestor repere constituie unul dintre obiectivele secundare ale manuscrisului, fără însă a putea pune la îndoială greutatea acestei sinteze de mijloace și metode utilizate. Însăși multitudinea de aspecte abordate, conferă o anumită densitate manuscrisului, făcându-ne să alegem prezentarea a doar câteva studii de caz, atât experimentale cât și numerice. Aceste studii de caz ne-au permis evidențierea unor situații variate de lucru, punând în valoare posibilitățile valoroase de studii ulterioare cu ajutorul uneltelor dezvoltate.
Capitolul 2 – Starea actuală a cercetării în domeniul evaluării calii un circuit respirator similar.
În urma construcției manechinului termic simplificat și a celui avansat, în Capitolul 4 este descrisă partea de exploatare experimentală dedicată evaluării confortului termic în diferite situații, pornind de la evaluarea climatului interior în autovehicule, ajungând la studii experimentale în condiții de laborator și terminând prin exploatarea în condiții reale. Utilizarea manechinului termic avansat ca instrument de evaluare a mediului interior in condiții reale a dovedit acuratețea și fiabilitatea acestuia, în condițiile în care răspunsul termic redat de către manechin a fost apropiat de voturile senzației termice exprimate de către subiecții umani.
În Capitolul 5 sunt elaborate modelele numerice pentru evaluarea calității ambientale, validate cu ajutorul metodelor experimentale concepute în cadrul acestei teze de doctorat. Interacțiunea dintre diferitele tipuri de curgere din ambiante (curenți de convecție, curgeri uniforme și/sau jeturi de aer) este principalul factor de influentă asupra confortului și de aceea utilizarea metodelor numerice de tip Computational Fluid Dynamics(CFD) reprezintă o alegere justificată pentru realizarea modelelor. În același timp, rezultatele obținute din simulările CFD trebuie să fie validate pornind de la măsurări experimentale realizate în condiții cât mai apropiate de cele reale, pentru a permite apoi exploatarea lor în cadrul unor studii parametrice. Modelul numeric rezultat este un model robust, ce poate fi exploatat pentru diferite scenarii, cu aplicații în varii domenii. Perspectivele acestui model nu au întârziat să apară, fiind deja exploatat în mai multe studii pentru diferite proiecte de cercetare.
În capitolul final, Capitolul 6, sunt prezentate principalele concluzii, contribuții personale și perspective ale acestei teze de doctorat. Se arată astfel importanța unei metode avansate de evaluare a confortului termic, cu aplicabilitate imediată. Aceasta metodă reprezintă un răspuns în căutările cercetătorilor din domeniu spre a regândi modalitatea de adaptare a noilor clădiri inteligente către utilizatorii lor, prin evaluarea cu fidelitate a ambiantelor cu scopul de a oferi condiții optime acestora.
1.2 Obiectivele tezei
Obiectivele generale ale acestei teze de doctorat au fost elaborarea unor instrumente de măsură inteligente pentru evaluarea calității mediului interior din punct de vedere termic pe de-o parte și elaborarea unor modele numerice de tip CFD pentru a permite clasificarea microclimatului interior cu ajutorul studiilor parametrice.
Pentru îndeplinirea acestor două obiective generale, a fost necesară fixarea unor repere a căror urmărire a asigurat ducerea la bun sfârșit a proiectului de doctorat. Astfel a fost necesară sistematizarea stării actuale a cercetării, urmărindu-se mai multe direcții, și anume: metode, modele și indici specifici pentru predicția confortului termic în spații interioare, precum și tehnici numerice de simulare a corpului uman în interacțiunea sa cu mediul ambiant. A urmat o fază de proiectare a celor două prototipuri de manechine termice prezentate, urmată de familiarizarea cu tehnicile de măsură și mijloacele experimentale folosite. Etapa de familiarizare cu tehnicile numerice CFD și cu pachetul software ANSYS, a fost urmată la rândul ei de proiectarea modelelor numerice. Prezentarea acestor repere constituie unul dintre obiectivele secundare ale manuscrisului, fără însă a putea pune la îndoială greutatea acestei sinteze de mijloace și metode utilizate. Însăși multitudinea de aspecte abordate, conferă o anumită densitate manuscrisului, făcându-ne să alegem prezentarea a doar câteva studii de caz, atât experimentale cât și numerice. Aceste studii de caz ne-au permis evidențierea unor situații variate de lucru, punând în valoare posibilitățile valoroase de studii ulterioare cu ajutorul uneltelor dezvoltate.
Capitolul 2 – Starea actuală a cercetării în domeniul evaluării calității mediului interior
Starea actuală a cercetării în domeniul evaluării calității mediului interior
2.1 Introducere
Încă din faza de concepție o clădire trebuie proiectată în așa fel încât să fie confortabilă, funcțională și să răspundă cerințelor impuse de către ocupanți. În aceste condiții clădirea trebuie să-i protejeze pe aceștia de condițiile exterioare nefavorabile, să le ofere o ambianță plăcută și nu în ultimul rând o calitate a aerului interior ridicată. Calitatea mediului interior reprezintă un punct de interes major in domeniul clădirilor, fiind obiectivul final urmărit de către utilizatori. Mai mult, unul dintre cei mai importanți parametri, definitoriu în ceea ce privește percepția, este confortul termic.
Confortul termic este un termen subiectiv definit de o multitudine de senzații care este asigurat de o multitudine de factori ce influențează starea termică experimentată de către ocupant. Prin urmare este destul de dificil să se găsească o definiție universală pentru acest concept și există în literatură mai multe modalități pentru definirea confortului termic. Confortul termic este uneori definit prin: „condițiile ambientale pentru care o persoana nu ar prefera un mediu diferit [9]”. O altă definiție oferită de standardul american ASHRAE 55 [10] prezintă confortul termic ca fiind „un concept subiectiv al stării de bine generate de echilibrul dintre corp și mediul înconjurător”. Deoarece ființele umane sunt diferite, acest termen se referă de obicei la un set de parametri optimi, pentru care un procent majoritar al unui grup de persoane se simte confortabil în relația cu mediul înconjurător [11].
Confortul termic este asigurat de către toți factorii ce influențează schimbul de căldură dintre corpul uman și mediul înconjurător. Astfel, se poate face diferența dintre factorii ce caracterizează organismul uman (vârstă, sex, greutate, rata metabolică, tipul de activitate etc.), factorii legați de haine cum ar fi rezistența termică, structura materialului, numărul de straturi, sau factorii legați de mediu ca temperatura aerului, viteza, umiditatea, presiunea, intensitatea și frecvența turbulenței [12-15]. Pentru a atinge echilibrul termic, organismul variază continuu raportul dintre energia termică produsă și cea cedată. Menținerea acestui echilibru este prima condiție care intervine în stabilirea stării de confort termic. Fanger [13] a arătat că "sistemul de termoreglare al omului este destul de eficient și tinde în primul rând să asigure un echilibru termic, fără un efort evident și apoi să își adapteze reacția la stimuli externi".
Organismul uman produce căldură în principal prin metabolism, schimbând această energie termică cu mediul (în principal prin fenomene de transfer termic precum radiația, convecția și fenomene de transformare de fază întâlnite în procesul de respirație/transpirație) [16]. Aproximativ 75% din energia produsă este disipată prin radiație și convecție în timp ce restul este disipat prin evaporare [14].
Fig.1: Schema de reglare a temperaturii autonome și comportamentale la om la Hensen [11]
În momentul în care căldura corpului nu poate fi disipată către mediul înconjurător sau cantitatea cedată este prea mare, se instalează senzația de disconfort termic. Această situație apare atunci când temperatura mediului ambiant este mai mare/mica decât temperatura corpului sau atunci când există alți factori perturbatori. Sistemul de termoreglare al organismului încearcă să mențină constantă temperatura corpului în timpul variațiilor anumitor parametri. Hensel [11] menționează că sistemul de termoreglare uman este mult mai complicat și încorporează principii de control mult mai avansate decât oricare sistem actual de reglare artificial.
În Fig.1 sunt prezentate caracteristicile de bază ale sistemului termoregulator uman conform studiului lui Hensen [11]. Variabila controlată este o valoare integrată a temperaturii interne în corelație cu cea a temperaturii de pe suprafața pielii. Sistemul termoregulator este influențat de căldura internă generată prin nivelul de activitate precum și de factori exteriori precum variațiile temperaturii exterioare. Modificările termice externe sunt rapid detectate de termo-receptorii din piele. Acest lucru permite sistemului de termoreglare să acționeze înainte ca perturbațiile generate de mediul exterior să afecteze temperatura interioară a organismului. Important în acest sens este faptul că termo-receptorii din piele detectează variațiile temperaturii mediului exterior precum și frecvența modificării acesteia. Termoreglarea organismului este controlată de hipotalamus. Exista diferite acțiuni de control de care acesta dispune, dintre acestea pot fi amintite: producția de căldură prin intensificarea activității mușchilor (tremur), intensificarea sau reducerea fluxului de căldură cedat prin vasodilatație sau vasoconstricție, apariția fenomenului de evapo-transpirație și pierderea de căldură prin respirație. Valorile temperaturilor ambientale la care intervin aceste acțiuni de control nu sunt obligatoriu identice, și pot să depindă unele de altele [17]. În afară de sistemul termoregulator al organismului, există de asemenea un sistem de termoreglare conștient, exprimat prin ajustarea nivelului de îmbrăcăminte precum și a nivelului de activitate prestat de ocupant. Acest sistem de termoreglare este asociat cu senzația conștientă de confort sau disconfort termic [13].
Studiile din literatură dedicate confortului termic pot fi împărțite în două categorii: pe de o parte cel dedicat abordării clasice a confortului termic (incluzând abordarea lui Fanger precum și modelele nodale de evaluare a senzației termice) și pe de alta parte cele dedicate analizei confortului adaptativ.
În ultimii 40 de ani s-au desfășurat campanii experimentale care au implicat subiecți umani, acestea ducând la realizarea bazelor metodelor de estimare a gradului de confort termic al persoanelor expuse anumitor condiții de mediu. Cele mai cunoscute modele sunt modelul lui Fanger, PMV – "Predicted Mean Vote" cu indicele asociat PPD- "Predicted Percentage of Dissatisfied" [13] și modelul termoregulator cu două noduri J.B. Pierce [18, 19]. Modelul Fanger este un model empiric care calculează un vot mediu previzibil pe baza unor parametri și a unor ecuații simplificate de transfer de căldură dintre corpul uman și mediul înconjurător. Fanger și-a fundamentat teoria pe rezultate obținute în condiții controlate în laborator – reflectând starea de confort a subiecților umani studiați. Acest model a fost criticat de-a lungul timpului de un număr mare de cercetători și din această cauză au fost propuse ulterior alte modele. Pornind de la ideea că organismul reacționează și încearcă în permanență să se adapteze la condițiile de mediu, teoria "modelelor adaptive" a câștigat din ce în ce mai mult teren. Astfel, corpul uman se poate adapta din punct de vedere fiziologic, comportamental și psihologic. Modelele fiziologice complexe sunt însă preferate în special atunci când se încearcă simularea sistemului de termoreglare a organismului uman, chiar dacă se fac mai multe presupuneri și simplificări privind modul în care acest sistem funcționează.
Studiile lui Fanger stau la baza a două standarde importante [12, 20] care sunt utilizate în momentul actual pentru evaluarea confortului termic în orice tip de incintă locuită, chiar dacă standardele au fost inițial concepute a fi aplicate numai pentru clădiri. Cercetările efectuate de Fanger, precum și alte cercetări ulterioare, au fost realizate cu ajutorul subiecților umani îmbrăcați în haine standardizate care practicau activități standard și care erau expuși condițiilor controlate din laborator. Rezultatele obținute astfel au condus la stabilirea intervalelor specifice ale parametrilor ambientali în care majoritatea ocupanților, caracterizați prin factori personali similari (activitate, nivel de îmbrăcăminte etc.), vor percepe mediul ca fiind acceptabil. Este binecunoscut faptul că din cauza interacțiunii dintre structura clădirii, gradul de ocupare al acesteia, sistemele de încălzire, ventilare și climatizare condițiile corespunzătoare unui regim staționar sunt foarte rar întâlnite în clădiri și aproape deloc în medii caracterizate de mișcări neuniforme și tranzitorii (ex: habitaclul unui automobil). În concluzie aplicarea standardelor menționate mai sus în aceste cazuri conduce la obținerea unor rezultate eronate.
Într-unul dintre primele studii ale lui Fanger [21] este subliniat efectul fluctuației vitezei aerului asupra senzației de disconfort, iar mai târziu această idee a fost concretizată [22] într-o corelație între intensitatea turbulentă locală a aerului și un indice de disconfort termic, numit “Procentul de persoane nemulțumite legate de senzația de curent de aer (Draft Rate – DR)”. Ulterior, Arens et al. [23] au observat faptul că valorile vitezei aerului și ale intensității turbulente sunt percepute ca fiind mai mult sau mai puțin supărătoare și în funcție de temperatura aerului. Studii similare atestă acest lucru ajungând la concluzia că o curgere turbulentă de aer poate fi percepută pozitiv în anumite condiții [24, 25]. Griefahn și Kunemund [26], în 2002, au studiat influența vârstei, a sexului persoanelor și a stării de oboseală asupra disconfortului termic local. Autorii au ajuns la concluzia că vârsta nu are o influență primordială cu toate că în general persoanele în vârstă au un metabolism încetinit și manifestă o sensibilitate crescută la curenții de aer, iar persoanele de sex feminin sunt mai sensibile și resimt mai ușor senzația de disconfort, precum și cele cu o stare semnificativă de oboseală.
Validitatea modelului PMV propus de profesorul Fanger a fost pusă la îndoială de mulți cercetători, cu precădere în cazurile în care condițiile inițiale utilizate pentru conceperea modelului sunt cu mult diferite fata de situația studiata . Modelul DR al lui Fanger a fost mai puțin analizat și corectat, iar problemele apărute din metodele de interpretare și comparare a rezultatelor experimentale dintre răcirea locală și cea la nivelul întregului corp, reprezintă principalul punct slab al celor două modele[27, 28].
O altă modalitate de evaluare pe cale experimentală a stării de confort termic se bazează pe utilizarea unor dispozitive mai mult sau mai puțin sofisticate, respectiv a manechinelor termice. Aceste dispozitive modelează fizic corpul uman și a efectele sistemului de termoreglare fie prin controlul temperaturii suprafețelor diferitelor zone anatomice, fie prin controlul puterii electrice injectate pentru încălzirea diferitelor zone anatomice. Cu ajutorul unui manechin termic se poate obține valoarea unui indice specific, numit temperatură echivalentă, utilizând o serie de ipoteze simplificatoare.
Unul dintre punctele slabe ale studiilor ce vizează simulările numerice ale curgerilor de aer în clădiri sau alte spații locuite, este legat de faptul că se omite considerarea influenței curenților convectivi generați de surse de căldură, cum ar fi corpul uman, asupra distribuției studiate [29]. În general, atenția este îndreptată doar către curgerile generate de către dispozitivele terminale de distribuție a aerului. După cum este arătat de către Kosonen et al [29], punctele de valori maxime ale vitezei aerului în zona de ocupație depind de intensitatea surselor de căldură și a distribuției acestora. Astfel, interacțiunile dintre diferitele curgeri existente într-o încăpere pot avea o importanță semnificativă în estimarea confortului termic al ocupanților [30].
În literatură se arată că forme ale manechinului virtual cât mai apropiate de forma umanoidă conduc la rezultate corecte de evaluare a confortului termic [30-33] comparativ cu cazul utilizării unor modele simpliste. În același timp, rezultatele obținute cu ajutorul metodelor numerice de tip Computational Fluid Dynamics – CFD trebuie validate, iar studiile experimentale în care sunt utilizați subiecți umani sunt destul de costisitoare în timp și resurse materiale. Un compromis mulțumitor este utilizarea manechinelor termice care pot simula comportamentul corpul uman într-o manieră mai mult sau mai puțin realistă, cel puțin ca și sursă de căldură [34]. Odată ce modelele CFD sunt validate pe cale experimentală, acestea pot genera informații valoroase legate de domeniul confortului termic [6, 7, 30, 35, 36].
O altă abordare a modelării răspunsului termofiziologic uman și a cuantificării senzației de confort este reprezentată de așa numitele modele nodale. Acestea sunt fie modelul cu două noduri [19, 37] fie modele mai avansate – modelul Berkeley [38] care a fost utilizat în principal pentru evaluarea calității ambientale în autovehicule sau în mediile în care avem curgeri neuniforme în clădiri. Modelul Berkeley utilizează un număr nelimitat de secvențe de parametri de intrare, climatici și fiziologici, numite faze. Fiecare fază este constituită din următorii parametri: durată, metabolism, constante de natură fiziologică, îmbrăcăminte (rezistența termică a îmbrăcămintei și permeabilitatea la umiditate), temperatura aerului, temperatura medie de radiație (sau o listă a temperaturilor suprafețelor, emisivitate și factori de formă), viteza aerului, umiditatea relativă, proprietățile termice ale suprafețelor de contact. Fazele sunt des utilizate pentru reprezentarea segmentelor de timp în care condițiile ambientale sunt constante sau variază liniar cu timpul. Deoarece lungimea unei faze este arbitrară, condițiile tranzitorii pot fi simulate prin aproximări liniare scurte. Obiectul nod este unitatea de bază în această structură pe obiecte. Toate procedurile de simulare efectivă cum ar fi producerea de căldură, transferul de căldură și mecanismul de reglare, se realizează în cadrul obiectelor nod. Nodurile multiple sunt organizate sub forma unor structuri arborescente care sunt gestionate de obiecte de rang superior, numite obiecte segment. Corpul virtual este astfel constituit din diferite segmente care sunt conectate între ele prin circuitul de sânge.
Aceste modele nodale de termoreglare care pot fi utilizate în cadrul evaluării mediilor asimetrice din punct de vedere termic, au nevoie de o dezvoltare ulterioară și de o îmbunătățire. De exemplu, modelul cu două noduri [19, 37] se adresează cu precădere condițiilor tranzitorii, iar modelul Berkeley de evaluare a confortului termic este orientat către efectele răcirii în ambianțe calde. Obiectivul urmărit pe termen lung este obținerea unei predicții corecte a transferului de căldură dintre corpul uman cu formă realistă și mediu folosind tehnici de modelare CFD. Rezultatul astfel obținut va fi integrat direct în modelul de termoreglare, astfel încât să se poată obține o evaluare cât mai precisă a senzației termice pentru diferite zone ale corpului. Acest lucru rămâne un deziderat, o astfel de cuplare nu a fost încă realizată, cu excepția câtorva încercări izolate [7].
O parte dintre proiectele de cercetare derulate în cadrul Facultății de Inginerie a Instalațiilor, de către echipa de cercetare de la centrul CAMBI, au ca direcție dezvoltarea unor prototipuri de manechine termice avansate, care să poată simula corpul omenesc și să poată cuantifica fluxurile termice dintre acestea și mediul lor ambiant. Aceste manechine sunt capabile să reproducă și procesul aeraulic de respirație. Prototipurile sunt prevăzute cu sisteme de achiziție de date proprii, cu soft de achiziție coordonat și permit înregistrarea și controlul temperaturilor de pe suprafețe sau a puterii electrice injectate. Strategia de control poate fi cu ușurință modificată.
Prototipul de manechin termic avansat prezentat în prezentul manuscris, a cărui dezvoltare a fost unul dintre principalele obiective ale tezei de doctorat, se înscrie în seria acestor unelte sofisticate dezvoltate la centrul CAMBI.
Conceperea primului prototip de manechin termic din această serie a avut drept idee de bază necesitatea unei metode de validare experimentală pentru dezvolatarea modelării numerice de tip CFD în echipa noastră [4, 5].
În cele ce urmează, prin studiul bibliografic propus în acest capitol, încercăm să răspundem la câteva întrebări printre care:
Care sunt limitele modelelor menționate mai sus în cazul unei abordări de tip CFD și experimental și pentru care se pot obține cele mai bune rezultate? Sunt modelele existente adaptate la metodele curente de evaluare a ambianțelor interioare din moment ce acestea nu au fost actualizate de zeci de ani?
Care este "cel mai bun" model de confort termic? Avem nevoie de o evaluare suplimentară sau doar o mai bună implementare a modelelor existente? Care sunt perspectivele viitoare pentru estimarea confortul termic?
2.2 Principalele modele de evaluare a calității mediului interior din punct de vedere termic
2.2.1 Modelele lui Fanger si alte modele si indici de evaluare bazați pe un bilanț termic al schimbului de căldura dintre corpul uman si mediul ambiant Votul Mediu Previzibil (PMV) și Procentul de persoane nemulțumite (PPD)
Studiile lui Fanger au pornit de la ipoteza că starea de confort termic este dată de echilibrul termic în care se află corpul uman cu mediul înconjurător, presupunând o egalitate între căldura produsă de organism, cea consumată și transferată către mediul înconjurător. Analizând cele mai importante variabile ce pot influența starea de confort termic și introducându-le în ecuația de echilibru termic al corpului uman (căldura schimbată cu mediul prin radiație, convecție, conducție, respirație și transpirație), rezultatul a fost un indice ce poate prezice un vot al unor ocupanți fictivi în anumite condiții interioare. Acest indice este PMV-ul (Predicted Mean Vote sau Votul Mediu Previzibil ) [13], având ca valori o scală de șapte puncte(de la -3 la +3) ce descrie senzația termică resimțită:
(1)
în care:
(2)
în care:
M: căldura generată de metabolism (W/m2);
W: nivelul de activitate (W/m2);
tcl: temperatura la nivelul hainelor (°C);
pa: presiunea vaporilor de apă (Pa);
ta: temperatura aerului (°C);
Icl: izolația termică a hainelor (Clo)
Având la baza indicele PMV, Fanger pune bazele unui nou indice de confort termic: PPD (Procentul Previzibil de Nemulțumire), indicând procentul de persoane aflate în disconfort termic.
O valoare de 10% a indicelui PPD corespunde unei plaje de valori intre -0,5 și 0.5 pentru PMV. Chiar și pentru PMV = 0 aproximativ 5% dintre ocupanții încăperii declară că resimt o senzație de disconfort. Indicele PPD este exprimat prin relația:
(3)
Aceste relații au fost determinate în urma investigațiilor experimentale pe subiecți umani, care au arătat că temperatura medie a pielii și perspirația sunt strâns legate de starea de confort termic resimțită de subiect [13]. Astfel, a fost determinată o singură ecuație, care presupune că toata perspirația generată se evaporă chiar și purtând haine normale în medii interioare standard cu un nivel scăzut de activitate.
Indicele senzației de curent de aer (DR)
Un studiu ulterior al lui Fanger și Pedersen [21] a avut ca rezultat obținerea efectelor fluctuațiilor vitezei aerului asupra confortului termic. Astfel, Fanger și Christensen în [22] au corelat intensitatea turbulenței locale a aerului interior cu senzația de disconfort termic printr-un indice numit "Draft Rate". Aceasta senzație de disconfort a fost transpusă într-un model local de confort termic, deschizând domeniul studiului local al confortului termic. Studiul indică zonele în care apare senzația de disconfort termic în cazul utilizării unui sistem de distribuție a aerului dimensionat incorect. Draft rate-ul este un indice care depinde de viteza medie a aerului, de temperatura aerului și de valoarea intensității turbulenței aerului.
(4)
în care:
ta- temperatura medie a aerului [°C];
– viteza medie a aerului [m/s];
Tu- intensitatea turbulenței aerului [%];
Modelele de confort termic propuse de Fanger au fost folosite timp de mai mult de patruzeci de ani, fiind capabile să prezică o stare de confort general. Trebuie reținut faptul că cele mai multe date referitoare la confortul termic au fost obținute în condiții de echilibru simulate în laborator. Aceste modele reprezintă modelele de confort termic utilizate cel mai frecvent până în prezent pentru evaluarea confortului termic interior [39]. Ele constituie baza pentru cele două standarde principale [10, 12], utilizate în prezent pentru evaluarea confortului termic în toate tipurile de ambianțe ocupate.
Temperatura Efectivă (ET)
Timp de 50 de ani metoda de evaluare a confortului termic a fost temperatură efectiva (ET) [40]. Acest indice se calcula pe baza a trei parametri de confort, adică temperatura aerului, umiditatea relativă și viteza aerului. Mai târziu, influența ratei metabolice și termoizolația introdusă de articolele de îmbrăcăminte au fost integrate, într-o manieră similară cu cea propusă de către Fanger și de către Gagge într-o temperatură efectivă corectată (ET*), precum și într-o scară corespunzătoare temperaturii efective standard (SET*). ET* se bazează pe echilibrul termic al corpului uman. SET* utilizează integrarea modelului cu două noduri [19], și este standardizat de către ASHRAE [10]. Ca și în cazul PMV-ului, aceste modele sunt caracteristicile echivalente ale anumitor medii virtuale, cu valori luate în considerare ca fiind derivate din modele empirice.
Modelul temperaturii echivalente este standardizat atât în ASHRAE cât și în ISO. Este denumit Temperatura Operativă în ASHRAE 55 [10] și este menit să evalueze confortul termic în general. În standardul ISO 14505/2 [41] este denumit Temperatura Echivalentă și este menit să evalueze confortul termic în automobile. Temperatura echivalentă sau cea operativă reprezintă temperatura uniformă a unei încăperi de culoare neagră în care un ocupant ar schimba aceeași cantitate de căldură prin radiație și convecție ca și într-un mediu neuniform din punct de vedere termic [10]. Pentru valori date ale umidității, ale vitezei aerului, a ratei metabolismului și a nivelului de îmbrăcare al unei persoane, o zonă de confort poate fi determinată ca fiind o plajă de valori ale temperaturii operative în care persoana respectiva resimte senzația de confort termic.
Temperatura operativă și temperatura echivalentă folosesc aceeași metodă de calcul pentru valori ale vitezei aerului înconjurător mai mici decât 0.1 m/s, ținând cont de coeficienții de transfer de căldură prin convecție și prin radiație a ocupantului [10]
Pentru valori ale vitezei aerului înconjurător mai mari decât 0,1 m/s, temperatura echivalentă este exprimată în felul următor
; (5)
în care:
ta: temperatura aerului (°C);
va: viteza aerului (m/s);
Icl: izolația termică a îmbrăcămintei (Clo);
tmr: temperatura medie de radiație (°C);
Temperaturile echivalente ar putea fi determinate cu ajutorul unuia sau mai multor senzori elipsoid așa cum este descris în EN ISO 14505/2 [41]. O altă metodă bazată pe studiile efectuate cu un manechin termic furnizează temperatura echivalentă pentru medii asimetrice, cum ar fi vehiculele [41].
Înainte de studiile lui Fanger, în scopul de a evalua uniformitatea vitezei aerului și a temperaturii, Koestel și Tuve [42] au studiat efectul de mișcării aerului asupra confortului termic și au definit Draft Rate-ul ca fiind orice senzație locală de răcire sau de încălzire locală pentru orice parte a corpului resimțită din cauza mișcării și temperaturii aerului, umiditatea și transferul radiativ considerându-se constante. Ei au definit EDT [43] ca fiind diferența de temperatură dintre orice punct din zona ocupată și condițiile de control, prin utilizarea unui raport inițial propus de Rydberg și Norback [44] și mai târziu modificat de Straub [45]:
(6)
În care:
Ti: temperatura aerului interior [K];
Tamean:Temperatura medie a aerului interior [K];
vai: viteza locală a aerului [m/s];
Valorile obținute prin calcul ale indicelui EDT ar trebui să fie între 1,1 K (indică o senzație de cald) și -1.7 K (indicând o senzație de frig), pentru un mediu confortabil și o limită de cel puțin 80% din ocupanții mulțumiți [45, 46]. Aceste valori sunt luate în considerare pentru o activitate sedentară. Raportul dintre numărul de puncte în cazul în care este calculat EDT între limitele specificate mai sus și numărul total de puncte reprezintă ADPI (Air Performance Index Diffusion).
2.2.2 Modele fiziologice de termoreglare.
Valabilitatea modelului PMV propus de Fanger a fost pusă la îndoială de mulți cercetători. Astfel, în funcție de condițiile impuse mediului testat s-au obținut diferențe majore comparând rezultatele pe model cu cele obținute în condiții reale sau în medii neomogene. Discrepanțele majore constatate între temperatura neutră prezisă și temperatura acceptată de ocupanți au fost puse pe seama dificultății în obținerea unor valori corecte corespunzătoare îmbrăcămintei ocupanților sau a metabolismului acestora. În majoritatea cazurilor, estimările eronate ale acestor două variabile duc la o exprimare cu un grad scăzut de precizie a PMV-ului. Modelul DR al lui Fanger a fost mult mai puțin discutat sau corectat, probleme apărând la interpretarea și compararea rezultatelor între răcirea locală și răcirea globală a corpului, dată fiind problema determinării vitezei aerului în jurul corpului uman [27, 28].
În strânsă legătură cu modele lui Fanger s-au dezvoltat modelele termo fiziologice nodale care au avut ca scop modelarea generării fluxului de căldură de către corpul uman și transferul acestora către mediul exterior. În loc să se coreleze senzația de confort pe o scară definită în mod empiric pe baza transferului de căldură, aceste modele oferă o variație a temperaturii pielii ca rezultat al reacțiilor fiziologice. În acest fel, marea diferență dintre modelul lui Fanger și modelele nodale îl constituie posibilitatea de a simula capacitatea de adaptare a corpului uman la stimuli externi în regim dinamic. Cu cât sunt luați în calcul mai mulți factori, cu atât modelul are în componentă mai multe noduri. Reacțiile fiziologice apar în procesul de termoreglare care reprezintă o caracteristică a corpului uman de a se adapta la diferite condiții de mediu prin schimbarea fluxurilor de căldură cu mediul exterior (de ex. prin tremurat, care duce la o accelerare a metabolismului, vasodilatare și vasoconstricție, care duce la variația pierderilor de căldură prin convecție și radiație cu mediul exterior sau transpirație, care duce la o intensificare a pierderilor de căldura prin evaporare, etc.).
Modelele termo-fiziologice au apărut inițial în cercetările dezvoltate de armata americană având ca scop îmbunătățirea articolelor de îmbrăcăminte. În 1972, Givoni și Goldman [47] au dezvoltat un model empiric ce avea ca scop obținerea temperaturii interne a corpului uman. În urma cercetărilor aceștia au ajuns la concluzia că pentru orice combinație de factori legați de rata metabolismului, mediu și îmbrăcăminte, se poate determina temperatura de echilibru a interiorului corpului, iar obținerea temperaturii pielii ar putea fi generată prin utilizarea unor formule pentru a prezice răspunsul adecvat situației studiate.
Modelul binodal al lui Pierce
Acest model a fost propus de Gagge et al. [19] presupunând că organismul uman poate fi simulat folosind două straturi: interiorul și pielea. Modelul ia în calcul modificările temperaturii interiorului (engl. core) și a pielii (engl. skin). Mecanismele termoregulatoare (transpirația, circulația sanguină la nivelul pielii, tremuratul etc.) sunt definite ca semnale trimise de la Core și Skin pentru modelarea nivelului de activitate în încăperi în regim staționar. În urma mai multor studii modelul a fost testat și îmbunătățit [48].
Modelul Stolwijk
Acest model multi-nodal a fost prezentat în 1970. Este un model ce conține 25 de noduri [49] și a fost dezvoltat pentru a fi folosit în cercetări cu aplicații în industria aerospațială fiind testat în medii cu temperaturi neuniforme. În cadrul acestui model corpul uman a fost împărțit în șase părți anatomice, fiecare parte fiind compusă la rândul ei din alte patru elemente (piele, grăsime, mușchi și os), iar cel de-al 25-lea nod fiind sângele în. Datorită divizării corpului uman în cele șase părți, modelul este un model dinamic, fiind capabil să previzioneze senzația resimțită de subiect în fiecare zonă a corpului. Mediul în care se realizează simulările este aproximat în continuare ca fiind în regim static, dar prin acest model se pun bazele modelelor de termoreglare adaptativă.
Modelul KSU
Acest model a fost dezvoltat la Universitatea de Stat din Kansas (KSU) în 1977 [50] și este similar cu cel propus de Gagge, însă rezultatul simulărilor este un indice care caracterizează senzația resimțită de ocupant, aceasta fiind calculată în mod diferit pentru medii cu temperatură scăzută sau ridicată.
Modelul IESD-Fiala
Modelul IESD (Institute of Energy and Sustainable Development- Marea Britanie)- Fiala este un model propus în 1998 de catre Dusan Fiala care se bazează pe principiul de termoreglare [51, 52], și implică două sisteme de control unul pasiv și unul activ. Sistemul activ este un model numeric care estimează reacțiile sistemului termoregulator (vasoconstricție, vasodilatație, tremurat și transpirație), în timp ce sistemul pasiv simulează reprezentarea mulți-secvențială a corpului și transferul termic care apare în interiorul și la suprafața acestuia. Modelul a fost validat prin studii experimentale în medii caracterizate atât printr-un regim static cât și printr-unul dinamic, obținându-se rezultate concludente în ambele situații [53, 54].
Prin combinarea indicelui EDT cu conceptul modelului Fiala [55-58] apare indicele UTCI (Universal Thermal Climate Index). Acest nou model, a fost publicat intr-un număr de lucrări în cursul ultimilor ani [56, 59]. Indicele a fost obținut ca derivat din punct de vedere conceptual dintr-o temperatură echivalentă: pentru orice combinație de temperatură a aerului, viteza aerului, radiație și umiditate, UTCI este definit ca temperatura aerului dintr-o ambianță uniformă care ar produce același răspuns dinamic cu al modelului fiziologic
Modelul termoregulator cu 65 de noduri
Acesta este un alt model ce are la baza modelul Stolwijk [60] și a fost propus de Tanabe et al. în 2002. Modelul acestui manechinului termic este compus din 16 zone, fiecare zonă fiind împărțită în 4 straturi: os, mușchi, grăsime și piele. Al 65-lea nod este sângele care schimbă căldură printr-un proces de convecție cu toate celelalte noduri. Coeficienții de transfer de căldură și gradul de izolație al hainelor au fost stabilite pe baza experimentelor efectuate pe manechine termice. În acest studiu se propune și o cuplare cu modelele numerice de tip CFD în urma căreia se pot obține rezultate satisfăcătoare [60].
Modelul multi-element
Acest model nodal este o îmbunătățire a modelului Stolwijk cu 65 de noduri prin îmbunătățirea stratului ce definește îmbrăcămintea [61]. Acest strat a fost modificat ținând cont de faptul că transpirația se acumulează pe suprafața pielii. Modelul este conectat cu un model de transfer de căldură și umiditate care ia în considerare absorbția vaporilor de apă în fibra textilă. Mai mult, în acest model este inclusă și o componentă ce ia în considerare un nivel de îmbrăcare cu mai multe straturi. Rezultatele simulărilor sunt coerente cu rezultatele exploatate în urma studiilor experimentale. Practic numărul de noduri inclus în model este nelimitat, depinzând bineînțeles de resursele de calcul disponibile. Alte modele multi-nod sunt practic îmbunătățiri ale celor vechi [62].
Totuși, aplicabilitatea acestor modele nodale încă nu a fost inclusă în standardele internaționale sau ghiduri de bună practică ca o posibilă metodă pentru evaluarea senzației de confort local și global.
Modelul Berkeley
Este vorba despre un model care folosește un număr nelimitat de seturi de parametri aferenți mediului și corpului denumite faze [63].Fiecare fază este compusă din următoarele date:
– durată
– rata metabolismului
– constanta fiziologică
– îmbrăcăminte
– temperatura aerului
– temperatura medie de radiație
– viteza aerului
– umiditatea relativă
– proprietățile suprafeței de contact termic
Fazele sunt folosite în mod comun să reprezinte un segment de timp unde condițiile mediului sunt constante sau variază liniar cu timpul. Din moment ce lungimea unei faze este arbitrară, variațiile non-liniare pot fi simulate pe perioade scurte ca aproximații ale unei variații liniare. Toate constantele incluse în model pot fi schimbate în momentul introducerii datelor de intrare. Pentru a defini fiecare element al modelului fizic este necesară o serie de obiecte (Fig. 2). Nodul obiect este unitatea de bază în această structură de obiecte.
Toate procedurile de simulare actuale, precum producția de căldură, transferul de căldură și mecanismul de termoreglare sunt realizate prin intermediul nodurilor obiectului. Nodurile multiple sunt organizate sub forma unei structuri arborescente care este susținută de un obiect de nivel superior, respectiv un segment. Un segment are ca obiect la rândul său sângele care conține o arteră și o venă. Corpul este realizat din câteva segmente care sunt conectate între ele prin intermediul sângelui. Nodurile schimbă căldură între ele prin conducție și convecție cu ajutorul sângelui.
2.2.3 Teoria confortului adaptiv
În 1994 de Dear [64] și-a exprimat rezerva în ceea ce privește valabilitatea abordării lui Fanger și implicit a contestat validitatea modelului. Prima problemă ridicată o constituie modalitatea de evaluare a confortului termic pe baza unor rezultate obținute în laborator în urma unor studii efectuate în condiții diferite de cele reale. Acesta spune ca "Exista dubii în ceea ce privește realismul rezultatelor experimentelor obținute în camera climatică". A doua problemă ridicată este aceea că în nici unul dintre modelele lui Fanger nu sunt considerați factori ce țin de influența social-culturală, aclimatizarea persoanei etc. [65].
Un model adaptativ își propune analiza acceptabilității mediului înconjurător, este dependent de context, de comportamentul ocupanților precum și de așteptările acestora, se bazează pe studii experimentale cu persoane aclimatizate și din aceste motive poate reda corect răspunsul ocupanților la stimulii externi întâlniți în mod uzual în clădiri (fig.3).
Mecanismul de adaptare a ocupanților a fost împărțit de către de Dear [65] în trei categorii: comportament adaptativ, adaptare fiziologică și adaptare psihologică
Fig. 3: Schema principială a modelelor adaptative
Modelul de confort adaptativ a fost conceput pentru a fi folosit in cladirile natural ventilate și pune accentul pe capacitatea ocupanților de a iși modifica asteptările față de condițiile interioare în funcție de media lunară a temperaturii aerului exterior și temperatura operativă interioară. Modelul ține cont și de nivelul de îmbrăcăminte al ocupanților în mod indirect prin punerea accentului pe corelarea nivelului de îmbrăcare al acestora în funcție de parametrii climatului exterior.
Limite pentru umiditate și viteza aerului nu sunt stabilite pentru aplicarea modelului, acesti parametrii nefiind luați în calcul de acest model.
Metoda adaptativă de evaluare a confortului este prezentata în capitolul 5.3 din standardul ASHRAE 55 [10] și repezintă o metodă optională de determinare a conditiilor termice acceptabile in spatiile natural ventilate. Ocupanților le este permis să interacționeze cu parametrii aerului interior, modificându-i pentru a își atinge nivelul de confort dorit. Aceștia au posibilitatea să acționeze ferestrele, pot utiliza sisteme de ventilație mecanică fără tratarea acestuia. Nivelul de activitate al ocupanților ar trebui să se încadreze intre 1met și 3met. Modelul stabilește două nivele de performanță a ambianței: 80% respectiv 90% acceptabilitate. În standard sunt stabilite grafic valorile temperaturii operative în funcție de temperatura medie lunară Fig. 4
Fig. 4: Domenii de temperatură operativă acceptabilă în incinte unde se aplică modelul adaptativ[10]
De-a lungul timpului s-au propus mai multe formule de calcul ce realizează legătura dintre temperatura operativă și temperatura medie lunară fiecare având particularitățile sale [65-69].
În paralel cu Ashrae 55 a apărut Standardul EN 15251 [70] acesta stabilind patru categorii de confort (numite I, II, II si IV) atat pentru modelul clasic al lui Fanger cât și pentru modelul adaptativ realizat în cadrul proiectului SCAT [68]
Standardul EN 15251 este similar cu ASHRAE 55 dar intervalele aferente temperaturii operative sunt usor diferite iar valoarea temperaturii exterioare este ponderată pe o perioadă de șapte zile (Fig. 5).
În mediile valori extreme ale temperaturii exterioare, adaptabilitatea poate avea adesea o influență importantă. Separat de îmbrăcăminte pot să apară și alte forme de adaptare, cum ar fi pozitia corpului și nivelul redus de activitate, acestea sunt dificil de cuantificat având ca rezultat acceptarea unor temperaturi interioare mai ridicate.
Numeroși cercetători au încurajat în ultimii ani efectuarea studiilor experimentale în clădiri reale în scopul obținerii unor informații cât mai apropiate de realitate. De asemenea prin mărirea plajei în care pot varia parametrii aerului interior, acest standard a fost propus a fi implementat în clădiri sustenabile sau cu consum redus de energie.
Datorită nivelului de libertate pe care ocupanții îl au pentru a își satisface cerințele în materie de confort există riscul de a genera consumuri mai mari de energie ceea ce duce la nesustenabilitatea modelului.
Tabel 1: Descrierea aplicabilitatii pentru categoriile propuse de EN 15251 și intervalele de confort corespunzatoare
Fig. 5: Categoriile de confort adaptativ adoptate de EN 15251 în funcție de media pe șapte zile a temperaturii aerului exterior.
2.3 Principalele metode practice de evaluare a calității mediului interior din punct de vedere termic
Pentru evaluarea confortului termic se utilizează atât metode de predicție cât și metode de determinare directă, experimentală. În continuare vor fi detaliate principalele metode experimentale utilizate în evaluarea confortului termic.
2.3.1 Studii ce implică participarea unor eșantioane de subiecți umani
Înainte de studiile lui Fanger s-au desfășurat multe studii ce aveau ca subiect evaluarea confortului termic resimțit de ocupanții clădirilor. Aceste studii au avut ca scop evaluarea senzației resimțite de diferite persoane în medii cu diferite valori ale parametrilor ambientali, în special la locul de muncă [71-74]. Ulterior, experimentele realizate de Nevins et al [75] și McNall [76] au permis o comparare a valorilor obținute cu cele publicate de Fanger, prin numărul mare de studenți ce au fost implicați ca subiecți în cursul campaniilor de măsurări, aceștia reprezentând o unealtă importantă în evaluarea confortului.
Fanger a desfășurat testele bazându-se pe studenți sau persoane în vârstă din Statele Unite ale Americii și Danemarca, expuse unor condiții termice diferite pentru diferite activități [13, 77], în condiții controlate în laborator.
Cele mai multe studii experimentale au fost realizate într-o încăpere climatică în cadrul Universității Tehnice din Danemarca. Dimensiunile acesteia sunt 2.8 x 5.6 x 2.8m, în această încăpere simulându-se diferite condiții ale mediului interior. Aceste limitări la situații specifice au fost contestate de mulți cercetători, Fanger admițând faptul că pot apărea mici abateri de la model, profesorul explicând totodată că oamenii vor fi mai influențați de variațiile de temperatură decât de erorile induse de mediul constant simulat în laborator.
În paralel cu studiile în condiții controlate au fost realizate și alte studii ce demonstrează influența condițiilor nestaționare. Diferența dintre confortul termic și senzația resimțită în timpul schimbărilor condițiilor de mediu a fost demonstrată de Gagge în 1967 [78]. Subiecții au fost expuși pe perioada unei ore unui mediu neutru din punct de vedere termic, apoi au fost supuși unor medii mult mai calde, respectiv mai reci, pe o perioada de două ore și apoi au revenit în mediul inițial. Rezultatele au arătat ca disconfortul a dispărut mai rapid în cazul cald-neutru decât în cazul rece-neutru.
Autorii unor alte studii dedicate [11] au arătat faptul că au fost întâmpinate dificultăți în timpul campaniilor experimentale din cauza faptului că răspunsurile subiecților au fost reacții subiective la schimbarea condițiilor mediului interior. Se pot realiza unele corecții prin utilizarea unor scări de evaluare a reacțiilor diferite ale subiecților (2, 7 sau 9 puncte precum și utilizarea cuvintelor gen "acceptabil" sau "inacceptabil"); sau prin evidențierea unor diferențe în funcție de caracteristicile fiziologice ale subiecților (sex, vârstă, naționalitate etc.). Condițiile speciale create de Fanger folosind camera climatică au dus la ideea că subiecții umani trebuie testați în condiții reale și nu în condiții rigide impuse de camera climatică [79], idee susținută și de Dear [80]. O altă abordare ce poate apărea în studiile cu subiecți este problema senzației locale percepute cu impact asupra senzației generale de confort. Această abordare a fost studiată în amănunt la Universitatea Berkeley [81-84] precum și de alți cercetători [48, 85-88],rezultatele ajutând la validarea modelelor de confort termic pentru evaluarea mediilor neuniforme termic.
2.3.2. Instrumente de măsură
Încă de la primele studii ale lui Fanger precum și de la dezvoltarea indicilor PMV și PPD, s-a propus de către Korsgaard și Madsen [89, 90] din Danemarca un instrument ce măsoară simultan acești indici. Acest instrument a fost echipat cu un senzor de viteză omni-direcțional, o sondă de umiditate precum și un senzor de temperatură operativă ce are o formă elipsoidală cu axele de 56mm și 160mm (Fig. 6a). Pentru senzorul de temperatură operativă elementul de măsurare este un fir de nichel bobinat, acesta măsurând temperatura medie a elipsoidului. Forma și mărimea elementului de măsură facilitează măsurarea directă a temperaturii operative. Mărimea acestuia a fost aleasă în așa fel încât raportul pierderilor de căldură dintre radiație și convecție să fie similar cu cel al corpului uman. Forma a fost aleasă astfel încât suprafețele calde, respectiv cele reci, să aibă aceeași influență asupra senzorului ca și în cazul corpului uman. Senzorul poate simula atât o persoană ce stă în poziție verticală în momentul când acesta este poziționat pe verticala, o persoană ce are poziția așezat în momentul în care este inclinat la 30 grade față de verticală, cât și o persoană ce stă în poziția culcat în momentul în care acesta este poziționat la orizontală. Culoarea și structura suprafeței elementului de măsură au fost alese pentru a simula cât mai realist posibil o persoană cu constituție medie având o vestimentație normală. Astăzi, acest echipament este larg folosit, inclusiv pentru a măsura senzația de curent de aer (Fig. 6b). Standardul EN ISO 14505/2 [91] ce stabilește criteriile de confort termic în vehicule furnizează dimensiuni diferite față de instrumentul de măsură pentru clădiri. Astfel se propune un elipsoid cu laturile de 50mm respectiv 200mm. Standardul recomandă folosirea câtorva senzori montați pe un manechin cu formă umană pentru a putea realiza o evaluare atât globală cât și locală a temperaturii echivalente.
Fig. 6: a) Instrument de evaluare a confortului termic propus de către Korsgaard și Madsen [89, 90]
b) Instrument modern de evaluare a confortului termic compus dintr-o sondă omni-directională, sondă de umiditate și o sondă de temperatură operativă [92]
Altă metodă de evaluare a temperaturii echivalente este utilizarea senzorilor de suprafață – spre exemplu o suprafață mică de platină încălzită electric la diferite temperaturi pentru simularea diferitelor niveluri de activitate (în general este menținută la o putere constantă de 85W/m²). Senzorii sunt poziționați pe suprafața unui manechin termic cu formă cât mai apropiată de realitate sau pe corpul unei persoane. Pentru a furniza o singură valoare pentru temperatura echivalentă, valorile individuale obținute de fiecare senzor sunt adunate și mediate [1]
Instrumentul de evaluare al disconfortului propus de Nilsson [93], inclusiv pentru evaluarea confortului termic în cabinele autovehiculelor, constă într-o suprafață dublă, încălzită. Diferența fluxului mediu de căldură dintre cele două suprafețe poate fi transformat direct într-un element ce ajută la evaluarea asimetriei termice. Semnalele electrice primite de la suprafața încălzită sunt transformate de un microprocesor într-o valoare denumită flux de căldură perceput, care este echivalent cu senzația de disconfort termic local.
2.3.3 Manechine termice
Starea actuală a dezvoltării manechinelor termice
O altă metodă experimentală de evaluare a confortului termic are la bază manechinele termice –cu formă umană cât mai apropiată de realitate încălzite electric – care au ca mod de control fie controlul temperaturii segmentelor corpului, fie un control al puterii disipate pe fiecare segment în parte. Aceste instrumente au fost utilizate în diferite scopuri de mai mult de 70 de ani. La început ele au fost utilizate pentru a testa îmbrăcămintea proiectată pentru a proteja soldații din armata americană [35], fapt pentru care forma și sistemele de încălzire utilizate pentru a simula corpul uman erau foarte simple. De atunci forma geometrică și complexitatea manechinelor termice au crescut apropiindu-se din ce în ce mai mult de forma reală a corpului uman.
Numărul zonelor controlate independent a crescut de la o singură zonă ce corespundea întregii suprafețe a manechinului până la un număr ridicat (de ordinul zecilor) de zone controlate individual [94]. Materialele utilizate pentru realizarea manechinelor termice s-au diversificat pornind de la cupru și plastic incluzând în prezent, pentru finisarea suprafețelor exterioare, materiale precum fibra de carbon sau siliconul care prezintă avantajul unui comportament termic similar cu cel al pielii umane.
Inițial, aceste manechine erau propuse doar pentru testarea materialelor utilizate în industria textilă, apoi aplicațiile lor s-au diversificat. Utilizarea manechinelor termice în domeniul confortului termic a început să câștige teren, iar tehnologia utilizată la realizarea acestora a permis abordări diverse. Manechinele termice pot fi utilizate pentru testarea a diferite medii, iar rezultatele pot fi interpretate pentru a stabili nivelul de confort termic. În plus, manechinele termice pot fi utilizate pentru a se evalua transferul de căldură, calitatea aerului interior, curgerea aerului în jurul corpului uman, nivelul de îmbrăcare, etc.
Cele mai multe manechine termice existente simulează căldura emisă de corpul uman mediului exterior în timp ce altele reprezintă instrumente mai mult sau mai puțin sofisticate de măsură pentru simularea sistemului de termoreglare al corpului uman și pentru evaluarea pierderii de căldură a corpului către mediul interior [35]. Alte manechine, mai avansate, sunt dotate cu sistem respirator și pot fi utilizate pentru a analiza calitatea aerului interior.
Inițial, din cauza limitărilor generate de poziția verticală a manechinelor, numărul de scenarii de studiu experimental era limitat. Pe măsură ce modelele de manechine au evoluat și acestea au fost dotate cu articulații, s-a permis studiul unor cazuri ce implicau diferite alte poziții ale corpului uman. Ulterior aceste articulații au asigurat manechinului termic un grad de mobilitate și astfel a fost posibil să se realizeze simularea corpului uman în mișcare. Cele mai multe dintre aceste modele au fost utilizate în teste realizate de producătorii din industria textilă. Manechinele termice au început să fie folosite pe scară largă, îmbunătățite în mod constant ajungând să se comporte la fel ca un subiect uman, integrând în componența sa și un sistem respirator sau chiar un sistem ce simulează transpirația prin porii pielii.
Manechinele folosite în cadrul studiilor avansate de confort termic sunt scumpe și fragile, dar prezintă și multe avantaje, printre care amintim simularea foarte precisă a respirației umane, măsurări ale transferului global de căldură, metode de măsurare a rezistenței termice a îmbrăcămintei etc. Cu ajutorul unui astfel de instrument performant se poate măsura transferul de căldură prin convecție, conducție și radiație pe toată suprafața acestuia, indiferent dacă ne referim la un aport sau la o pierdere de căldură [95].
În funcție de numărul de segmente, rezoluția spațială se poate mări, modelele de ultimă generație putând avea mai mult de 100 de segmente. Un manechin termic poate fi subiectul unor teste pe termen lung, cu un grad de repetabilitate ridicat, în condiții extreme sau chiar periculoase pentru subiecții umani, precum și în situații în care interpretarea subiectivă poate avea o influență majoră asupra rezultatelor studiului. Un manechin poate simula orice temperatură sau distribuție de temperatură pe suprafața pielii sau poate controla cantitatea de căldură disipată și poate înregistra modul in care transferul de căldură se realizează (natura și intensitatea transferului de căldură).
De-a lungul timpului au existat mai multe abordări ale studiului confortului termic și calității aerului. Una dintre abordările principale presupune analiza parametrilor ce influențează senzația de confort termic și definirea unor intervale de variație a acestora pentru care senzația de confort termic este resimțită de un număr cât mai mare de ocupanți [96, 97]. O altă direcție de cercetare este reprezentată de evaluarea concentrațiilor de poluanți în aerul interior, acestea putând fi influențate de prezența ocupanților [98]. În această categorie pot fi incluse: studii experimentale în laborator și in-situ cu privire la dinamica evoluției concentrațiilor de poluanți și a fenomenelor asociate, cum ar fi dispersia acestora, studii de modelare și simulare numerică sau studii clinice de evaluare a impactului purității aerului interior asupra sănătății ocupanților [99].
Un pas important în simularea unui corp uman a fost implementarea unui sistem respirator in corpul manechinului [100, 101]. Manechinul termic WALTER [102] a fost îmbunătățit prin implementarea unui sistem de perspirație ce constă intr-un material textil umezit cu ajutorul unei pompe, aceasta controlează temperatura prin eliberarea căldurii de vaporizare. Un alt instrument este Thermal Observation Manikin[103] or TOM care a fost proiectat pentru a măsura căldura primită în incinte confinate (ex. habitaclul autovehiculelor). Aceste instrumente înglobează sisteme de răspuns termo-fiziologice care țin seama de fluxurile de căldură dintre suprafață și mediul înconjurător, temperaturile suprafețelor și puterea injectată in suprafață, toate aceste informații fiind utilizate pentru calculul unei senzații termice. Interesul crescut pentru asigurarea confortului termic a condus la dezvoltarea unor noi instrumente de evaluare a acestuia în special în industria auto. Manechinul ADAM (ADvanced Automotive Manikin) [104] are 126 de segmente individual controlabile acoperite cu un material ce asigura controlul temperaturii, umidității și al căldurii cedate. Manechinul este alimentat prin intermediul conductoarelor iar comanda și controlul sunt realizate printr-o conexiune fără fir. Sistemul respirator este simulat prin intermediul unui ventilator montat la interior.
Calitatea ambianței interioare are un efect asupra confortului, sănătății, performanței și productivității ocupanților [105]. Din punct de vedere termic este foarte important ca ocupanții să se afle în neutralitate termică în raport cu mediul în care se află și să nu resimtă disconfort local [12]. Nivelul de poluare interior poate, de asemenea, să afecteze calitatea aerului interior percepută de ocupanți. Pe de altă parte, există o corelație între nivelul de percepție al gradului de puritate al ambianțelor interioare și gradul de confort termic. Cu alte cuvinte, este posibil în anumite situații ca indiferent de gradul de poluare interioară, percepția calității aerului interior să fie influențată de gradul de confort sau disconfort termic, și în mare, de cei doi parametri ai aerului interior, temperatura și umiditatea [16, 106, 107].
Metode de control ale manechinelor termice
În literatură sunt precizate patru moduri ce pot fi aplicate pentru a controla un manechin termic: (1) modul confort, bazat pe ecuația lui Fanger [12], care simulează fluxul de căldură și temperatura suprafeței manechinului asemănătoare cu fluxul de căldură și temperatura pielii unei persoane normale mulțumită din punct de vedere al confortului termic în situația mediului studiat; (2) temperatura constantă pe întreaga suprafață a manechinului (de obicei valori situate în jurul 34ºC); (3) temperatura suprafeței constantă dar diferită pentru fiecare segment al corpului în parte și (4) flux de căldură constant din corpul manechinului.
Temperatura echivalentă determinată în modul confort și în modul de temperatură constantă este aceeași [108]. Cu toate acestea, din cauza diferitelor temperaturi de pe suprafața corpului, valorile fluxului convectiv la suprafața manechinului nu sunt aceleași pentru cele patru moduri de control. Prin urmare, este recomandată utilizarea unui manechin termic în modul confort, deoarece redă cel mai realist distribuția temperaturilor corpului uman. Modul de flux constant de căldură poate fi utilizat în cazul în care vrem să obținem comparații relative ale mediilor cu temperatura ambiantă peste 34 °C.
În cele ce urmează vor fi abordate caracteristicile constructive ale manechinelor termice precum și influența fiecărei caracteristici asupra modului de comportare al modelului în cadrul campaniilor de măsură.
Împărțirea pe zone a manechinului și dimensiunea acestor zone
Corpul uman simulat cu ajutorul unui manechin termic influențează distribuția aerului în încăpere acționând ca un obstacol în calea curgerii aerului și comportându-se ca o sursă de căldură. [109]
Literatura ne arată că de-a lungul timpului au fost utilizate în campaniile de măsurări manechine cu forme de bărbat și manechine cu forme de femeie [60], [109], [35]. Rezultatele obținute dovedesc că forma corpului are o influență importantă asupra distribuției aerului din jurul manechinului. Un alt factor important îl reprezintă stratul de aer aflat între îmbrăcăminte (în cazul în care manechinul este îmbrăcat) și suprafața corpului. Având în vedere că acești parametri influențează semnificativ rezultatele obținute este foarte important să fie utilizat un manechin termic cu formă și dimensiuni cât mai apropiate de realitate. Spre exemplu, în practică au fost utilizate în general manechine termice prevăzute cu circuit respirator și cu o suprafață totală a corpului de aproximativ 1.44m² [100]
Utilizarea unui manechin termic poate fi direcționată ca modalitate de măsură a stării de confort, sau pur și simplu ca sursă de căldură ce influențează curgerile de aer în jurul manechinului. De-a lungul timpului au fost utilizate diferite tipuri de manechine termice cu diferite forme și dimensiuni [15, 35].
Melikov [108] propune pentru studiul efectelor locale ale neuniformității temperaturii mediului ambiant asupra corpului uman ca manechinul să poată fi împărțit în segmente distincte încălzite, iar temperatura acestor zone să poată fi controlată individual. Având în vedere că segmentele încălzite se influențează reciproc prin radiație (mai ales în cazul în care manechinul este dezbrăcat), acest fapt duce la un impact negativ asupra acurateței măsurărilor. Impactul negativ este chiar mai mare în momentul în care segmentul este de dimensiuni mici. Relația dintre răspunsul corpului uman la influența unui mediu cu neuniformitate termică și dimensiunea segmentului expus nu este încă bine stabilită. Prin urmare, numărul de segmente în care trebuie împărțită suprafața manechinului depinde foarte mult de aplicația studiată.
Numărul de segmente încălzite electric este foarte important pentru a avea posibilitatea studiului local cât mai amănunțit într-un mediu neuniform din punct de vedere termic.
În [110] este prezentat un manechin care este împărțit în 25 de segmente acesta putând fi utilizat pentru un spectru larg de simulări. Aceste segmente sunt prezentate în Fig. 7: picior stâng și drept, gambă, coapsă, piept, antebraț, partea superioară a brațului, fața, partea de sus a capului, gât, pelvis, coapsele (care pot fi împărțite în două segmente, unul în contact cu scaunul, iar celălalt în contact mediul ambiant), partea superioară a brațului interior (îndreptată spre trunchi) și brațul exterior superior (îndreptată spre mediul înconjurător).
Fig. 7: Model de manechin termic cu 25 de segmente [110]
Melikov [108] atrage atenția asupra faptului că pentru un manechin așezat, zona segmentelor în contact cu scaunul (coapsă inferior, spate, pelvis) ar trebui să fie cât mai aproape de zona de contact a suprafeței scaunului. Acest lucru va îmbunătăți foarte mult acuratețea măsurării temperaturii echivalente.
Manechine ce simulează mecanismele de transpirație și perspirație
Căldura latentă, asociată fenomenului de transpirație și perspirație, cedată de către corpul uman, poate avea valori din ce în ce mai importante odată cu creșterea temperaturii mediului înconjurător. Simularea transpirației este dificil de realizat și nu este disponibilă pentru majoritatea manechinelor termice existente în prezent.
Diferite soluții pentru imitarea fenomenelor de transpirație și perspirație sunt prezentate în literatură [111], cu rezultate mai mult sau mai puțin satisfăcătoare. Unul dintre primele manechine termice cu posibilitatea de a simula transpirația este cel propus de Madsen [111], utilizat pentru a testa performanțele unui scaun de mașină ventilat. Tamura [112] a dezvoltat un manechin termic cu formă anatomică, cu un strat amovibil suplimentar destinat simulării transpirației, cu 17 zone termice diferite și cu un număr total de 180 de „pori” care pot umidifica suprafața acestuia. Manechinul finlandez Copelius [113] are și el formă anatomică, cu 18 zone termice diferite și un număr de 187 de „glande sudoripare”.
2.3.4 Utilizarea modelelor CFD pentru evaluarea numerică a calității mediului interior
Abordarea experimentală prin utilizarea manechinelor termice sau a subiecților umani trebuie să ia în considerare răspunsul corpului uman la variația în ansamblu a multitudinii de parametri asociați mediului studiat.
Astfel, pentru a trage concluzii cu o marjă de eroare cât mai mică este necesară realizarea unui număr ridicat de sesiuni de măsurări experimentale. Având în vedere cele exprimate anterior, investigația numerică de tip CFD (Computational Fluid Dynamics) începe să câștige popularitate în rândul cercetătorilor în ultima perioada de timp în special în domeniul confortului termic și al calității ambientale, datorită economiilor de resurse materiale și financiare implicate în partea experimentală.
Începând din 1973, Nielsen [114], a prezentat metoda de investigație de tip CFD ca fiind o alternativă la măsurările experimentale, oferind un avantaj major datorită flexibilității pe care o permite, mai ales în definirea condițiilor de desfășurare a fenomenului/procesului precum și a condițiilor la limită.
Informații despre parametrii confortului termic, calitatea aerului interior, eficiența ventilării și a sistemului de climatizare pot fi extrase utilizând ca parametri viteza aerului, temperatura acestuia, concentrația diverșilor poluanți, precum și alți parametri de interes, valorile acestora fiind rezultate in urma unui calcul CFD.
De-a lungul timpului au fost publicate un număr mare de studii în acest domeniu, dintre acestea remarcându-se cercetările întreprinse în [32, 33, 114] în care s-a studiat modelarea corpului uman pornind de la modele simple până la modele complexe. Rezultatele acestor studii arată că o formă cât mai apropiată de realitate a manechinului utilizat ca model duce la rezultate cu erori acceptabile în studiul și evaluarea confortului termic. În același timp rezultatele obținute prin simularea numerică de tip CFD trebuie validate experimental înainte ca modelul să fie folosit în simulări complexe cu un număr mare de parametri.
Alte studii au încercat să evalueze care este cel mai potrivit model de turbulență în funcție de geometria subiectului precum și strategia de ventilare aplicată [114]. Murakami, Sorensen și Voigt [32, 33, 114], s-au concentrat pe studiul câmpurilor de viteză și al fluxurilor de căldură convectivă și radiativă cedate de corpul uman. Sorensen [115] a fost primul cercetător care a calculat valoarea fluxului de căldură schimbat între corpul uman și suprafețele înconjurătoare. În studiile lor Bjorn și Nielsen [100], și Hayashi et al.[116] au realizat prin simulare numerică distribuția poluanților în jurul corpului uman precum și impactul acestora asupra calității aerului interior inhalat de ocupant.
Dezvoltarea modelelor corpului uman și interacțiunea acestora cu mediul interior s-a făcut pas cu pas pornind de la modele 2D ale curgerii aerului interior în jurul unor geometrii simple în condiții izoterme. Trecerea la simulări numerice 3D a permis observarea cu un grad de precizie mult îmbunătățit a unor curgeri, în special cele din jurul manechinului termic. De asemenea această trecere a permis luarea în considerare a fluxurilor de căldură radiative între suprafețe.
Nivelul de detalii al modelului numeric utilizat în alte studii a fost dictat de resursele de calcul disponibile la acea vreme. Dacă în studiul său, Dunnett[117] a folosit un cilindru cu o secțiune eliptică pentru a simula o persoană în picioare, Niwa et al. [118] au simulat numeric curgerea aerului din încăpere în jurul unui om în poziția așezat printr-o curbă. Alți cercetători au folosit modele rectangulare 3D pentru a simula curgerile de aer în jurul unor persoane în poziția așezat [119] sau în picioare [120-123].
Odată cu creșterea puterii de procesare a calculatoarelor, formele și complexitatea geometriilor utilizate au ajuns să se apropie din ce în ce mai mult de forma reală a corpului uman. Astfel, în cadrul studiilor prin simulare numerică, s-au introdus manechinele termice virtuale. Pentru unele studii, acestea au fost prevăzute inclusiv cu sistem respirator sau cu un generator virtual de vapori pentru a simula procesul de transpirație.
Pentru a genera forme complexe ale organismului uman au fost utilizate programe de proiectare pe calculator sau chiar și scanere 3D pentru scanarea organismului uman cu ajutorul unui laser.
Topp and Nielsen [109, 124] au studiat prin intermediul simulărilor numerice influența poziției corpului asupra curgerii unidirecționale. Studiile au arătat ca influenta geometriei corpului se manifestă doar în imediata vecinătate a corpului, ceea ce este foarte important pentru studii ce includ curgerile orientate spre zona fetei precum și curgerile generate de respirația subiectului.
O geometrie cât mai apropiată de realitate a modelului este necesară pentru a studia curgerile convective în jurul ocupanților cu scopul evaluării confortului local al acestora. Acest lucru este necesar pentru analiza confortului termic al persoanelor aflate în autoturisme precum și în cazul ventilării personalizate. În aceste cazuri, zona studiată se situează la nivelul pielii subiectului. Din cauza dificultății de realizare a unei grile de calcul cât mai detaliate pentru domeniul de interes studiat, foarte puține studii au introdus modele ale corpului uman apropiate de realitate [125, 126].
Configurarea cazului numeric implică alegerea unui model de turbulență în care vor fi incluși algoritmi ce iau in considerare tipul și regimul de curgeri, capacitățile de calcul disponibile, precizia de calcul, fenomenele fizice care se doresc simulate numeric, etc. Studiile realizate de Chen și Xu [25, 127] au arătat aplicabilitatea unor modele de turbulență cu zero ecuații ce se pot aplica pentru predictibilitatea curgerii în spatii fără cerințe speciale, obținându-se o economie de resurse de calcul. Un alt model de turbulență testat de Torano et al. [128] este modelul Spalart-Allmaras ce a fost comparat cu modele k-ε și cu rezultate experimentale. Ambele modele au oferit rezultate satisfăcătoare.
Pentru medii precum habitaclul autoturismelor, utilizarea unor modele precum k-ε și modelul k-ε optimizat pentru numere Reynolds mici s-au dovedit a fi un succes. În studiile lui Bosbacha et al. [129] simulările numerice au fost validate prin măsurări utilizând tehnica PIV (Particle Image Velocimetry) în interiorul habitaclului.
Alte modele precum SST k-ω [130] s-au dovedit a fi mai precise în reproducerea câmpurilor de viteză și a distribuțiilor de temperatură în încăperi de tip birou [131]. În [132] s-a arătat prin măsurări PIV în jurul manechinului termic amplasat sub acțiunea unui sistem de ventilare personalizată că în zona de respirație curgerea este foarte complexă și este caracterizată printr-o puternică turbulentă anisotropică ceea ce duce la punerea sub semnul întrebării a rezultatelor obținute prin utilizarea unor modele de turbulență isotropice.
Modelul LES (Large Eddy Simulation) prin comparație cu clasa de modele RANS oferă posibilitatea de a caracteriza dinamica transferului de masă și căldură [133] dar implică necesitatea disponibilității unor resurse de calcul ridicate ceea ce il face un model aproape imposibil de utilizat în ziua de azi.
Condițiile la limită utilizate într-o simulare în jurul corpului uman sunt de asemenea foarte importante. Primele studii ce foloseau un manechin cu forma umanoidă luau în considerare doar transferul convectiv dintre corp și mediul înconjurător [134]. Condițiile la limită din acest studiu constau in impunerea unui flux de căldură de 20W/m² pe o suprafața a corpului modelat considerând că nici o altă curgere de aer în afară de cea convectivă nu se produce.
Discretizarea modelului, în acest caz, s-a limitat la 125.000 de celule (Fig. 7). S-a obținut o viteză medie de 0.26m/s a curentului convectiv generat de corpul uman, valoare ce a fost validată și în cadrul unor sesiuni de măsurări experimentale [134]. Distribuția de temperatură în jurul corpului, cât și valorile coeficienților de convecție pe suprafața pielii au fost de asemenea în concordanță cu valorile obținute în cadrul campaniilor de măsurări experimentale. În același studiu s-a considerat o viteză constantă de 0.25m/s dar valorile obținute prin simulare numerică nu au putut fi validate prin măsurări experimentale. Mai târziu Murakami et al. [32] au cuplat un model de transfer de căldură prin radiație cu modelul de transfer de căldură prin convecție precum și cu degajarea de umiditate prin transpirație pentru o forma a corpului uman mult simplificată. Condițiile la limită pe suprafața corpului au fost introduse cu ajutorul unui model cu două noduri [135] impunând o uniformitate a transferului de căldură între corp si mediul înconjurător iar prin intermediul unui proces iterativ s-a putut controla temperatura pe suprafața pielii. Rezultatele au fost satisfăcătoare pentru o viteză maximă a curgerii convective de 0.23m/s și pentru un flux de căldură total de 100.4W/m². Temperatura pielii s-a stabilizat la 33.3°C și temperatura interioară a corpului la 36.8°C. O altă încercare de a cupla un model nodal cu tehnica de investigație de tip CFD a fost propusă de Tanabe [60]. El a propus utilizarea modelului cu 16 segmente fiecare cu cate 4 straturi: os, mușchi, grăsime, piele și sistemul central ce reprezintă sistemul circulator. Datorită faptului că transferul de căldură prin radiație și convecție s-a calculat folosind coeficienți de transfer termic determinați empiric, codul CFD a fost folosit doar pentru a calcula curgerea de aer în jurul corpului uman virtual. Alte studii au abordat aceeași direcție și sunt prezentate în literatură [51, 125, 136, 137].
Evaluarea confortului termic pe baza indicilor PMV și DR poate fi realizată relativ ușor prin utilizarea tehnicii de investigare de tip CFD, dar până în prezent nu există multe studii publicate pentru a pune în valoare avantajele utilizării acestei metode.
Un exemplu de utilizare a metodei CFD pentru a evalua confortul termic în cazul utilizării unui sistem de răcire prin radiație a fost publicat de Catalina et al [138]. Din nefericire ca și alte studii, nici acesta nu ține cont de prezența corpului uman și de interacțiunea dintre curgerea convectivă generată de corpul uman și de alte curgeri din încăpere.
O problemă des întâlnită în cazul acestui tip de abordare este aceea că la faza de proiectare a clădirii precum și la nivelul simulării comportării în timp a clădirii nu este luat in considerare faptul că există un curent convectiv generat de corpul uman ce interacționează cu celelalte curgeri din încăpere [29]. În clădiri, în general atenția este îndreptată spre curgerile generate de sistemele de distribuție a aerului sau de sistemul de tratare a aerului, fără a se ține cont de curgerea convectivă generată de corpurile ocupanților. Kosonen [29] a arătat faptul că viteza maximă în zona de ocupare depinde de sursa de căldură și de distribuția aerului în încăpere. Astfel curgerea în sine este foarte importantă când estimăm nivelul de confort al ocupanților. Un exemplu în această direcție este dat de un studiu al lui Torano et al [128] în care sunt prezentate date preluate din studii de tip CFD și validate prin intermediul unor campanii de măsurări cu ajutorul unui manechin termic. În același timp, studii recente ale lui Martinho et al [139] au propus un model geometric detaliat. Acest model a folosit un manechin termic avansat dar în cadrul acestor masurări nu s-a evaluat confortul termic ci doar fluxurile de căldură generate de către diferite părți ale corpului manechinului.
2.4 Concluzii și obiective reținute
În urma cercetării documentare s-a ajuns la concluzia că modelele de evaluare a confortului termic nu sunt suficient de detaliate sau sunt modele destul de particularizate pe un anumit mediu specific ce nu poate fi generalizat. De asemenea doar câteva dintre aceste modele pot evalua senzația de confort atât în situație statică cât și în situație dinamică pe baza unui model termoregulator.
Unele modele au fost preluate și înglobate în standarde internaționale dar acestea nu au mai fost schimbate de foarte mult timp. Fanger [140] arăta în 2001 că standardele de la acea vreme sunt depășite și susținea necesitatea de a reconsidera conceptul de confort termic pentru a dezvolta medii cât mai apropiate de necesitățile ocupanților iar utilizarea în practică a unor standarde depășite nu poate asigura condiții acceptabile pentru ocupanți [140].
Analizând două articole publicate la 20 de ani diferență [27] și [13] putem observa că nimic nu s-a schimbat în definiția și utilizarea indicilor de evaluare a confortului termic propuși de Fanger.
Așa cum am arătat anterior, una dintre problemele pe care aceste standarde nu le rezolvă este extrapolarea rezultatelor obținute pentru o varietate de situații care nu sunt în mod obligatoriu adaptate. Copiii spre exemplu pot să fie mai sensibili față de parametrii mediului interior. Întrebarea ce se ridică este dacă aceste metode prezentate anterior sunt încă valide în aceste cazuri. Cu ajutorul chestionarelor optimizate, cercetătorii au observat că Votul Senzației Termice (TSV-ul) este mai mare decât valoarea măsurată a PMV-ului [141]. Persoanele mai in vârstă sunt mai sensibile la schimbările parametrilor mediului înconjurător pe perioada de vară față de perioada de iarnă, fapt ce poate fi pus pe seama nivelului de îmbrăcare. Prin comparație tinerii adulți au răspuns diferit față de persoanele adulte aflându-se în aceleași condiții de mediu de aici rezultând faptul că există o adaptare individuală a subiecților la condițiile de mediu în funcție de vârstă. Alți autori[142] au arătat că senzația termică resimțită de persoanele în vârstă este în general mai scăzută în comparație cu persoanele tinere confirmând în acest fel faptul că metodele actuale de evaluare a confortului termic trebuiesc a fi îmbunătățite în continuare.
Cea mai precisă metodă de evaluare a confortului termic este cuplarea unui model numeric cu un model de termoreglare a corpului uman (Fig. 2b). Astfel se pot obține rezultate excelente prin cuplarea celui mai avansat model de termoreglare multi-nod Berkeley[63] care ia în considerare senzația de confort percepută atât de o anumită parte a corpului precum și de întregul corp. Evaluarea trebuie realizată atât în situații de uniformitate cât și de asimetrie a temperaturilor acestea fiind cazuri care sunt întâlnite în realitate atât în clădiri cât și în habitaclul autovehiculelor.
Modelele actuale de confort termic sunt folosite în medii non-uniforme și necesită un studiu amănunțit fiind un sector încă insuficient explorat. De exemplu modelul Fiala [57] pare să se adreseze în principal spatiilor tranzitorii, în timp ce modelul Berkeley se concentrează pe efectul de răcire în medii cu temperaturi ridicate. În plus se observă faptul că analiza pe termen lung a transferului de căldură între corpul uman și mediul înconjurător se poate realiza prin metode CFD ce pot fi utilizate apoi ca date de intrare în modelele nodale în vederea evaluării senzației de confort local al corpului uman. Această cuplare nu a fost încă făcută.
Metoda temperaturii echivalente prezentate în standardul ISO 14505 [1] folosește atât senzori cât și metode bazate pe manechinul termic pentru a evalua senzația termică resimțită de ocupant în medii cu distribuții asimetrice de temperatură cum ar fi autovehiculele. Fiind o metodă simplificată aceasta nu include un model de termoreglare și ar trebui utilizată cu mari rezerve când este luată în considerare evaporarea de pe suprafața pielii. Standardul ISO 14505 pare sa acorde mai multă atenție mediilor cu temperaturi ridicate și mai puțină în mediile cu temperaturi scăzute dacă facem o comparație cu modelul Berkeley. Acest lucru ar putea recomanda ISO 14505 doar pentru evaluarea confortului termic atunci când căldura latentă de vaporizare constituie doar o mică parte din căldura totală transferată de corpul uman. Modelul oferă rezultate acceptabile în cazul unor instalații de ventilare personalizată.
În cazul incintelor autovehiculelor confortul termic poate fi influențat și de alți parametrii ale căror interacțiuni nu au fost încă stabilite. Spre exemplu este cunoscută influența materialului cu care este acoperit scaunul autovehiculului [8, 143, 144]. Senzația termică generată de însăși suprafața materialului este in strânsă legătură cu proprietățile acestuia, însă este puternic influențată de o multitudine de alți factori care în ansamblu generează o senzație subiectivă din partea subiectului. Materialele textile spre exemplu generează o senzație reconfortantă prin design și culoare.
Modelarea confortului termic este scopul final în utilizarea modelelor bazate pe ecuația de bilanț termic de căldură. E adevărat că toate modelele țin seama de faptul că există niște răspunsuri fiziologice ale organismului pentru o anumită stare fiziologică a acestuia. Totuși nu este clar dacă exista o astfel de relație și care este modul de exprimare a acesteia în mod universal valabil. Starea de confort este în mod sigur un răspuns psihologic nu un răspuns fiziologic și ar trebui să ne așteptăm ca mai mulți factori non-fizici să aibă impact asupra percepției de confort termic (spre exemplu așteptările pe care le au ocupanții).
În abordarea confortului termic adaptativ, nu există parametri ca temperatura fixă aferenta confortului termic, senzația fiind dictată de comportamentul ocupanților sau de intervenția acestora asupra parametrilor de mediu în acord cu situația de confort în care se află aceștia la o anumită temperatură. Modelul de confort adaptativ poate fi luat în considerare ca fiind o soluție care mărește intervalul parametrilor de confort acceptabili, ceea ce face posibilă implementarea de metode de economisire de energie mai accentuate decât în clădirile proiectate pentru a funcționa pe baza modelului lui Fanger. Cu toate acestea rezultate obținute în urma adoptării modelului adaptativ la faza de proiect a clădirii au arătat ca unele clădiri proiectate a fi sustenabile nu satisfac așteptările ocupanților [17]. Mai mult decât atât, Nicol si Humphreys [79] au avertizat că un standard ce vizează un consum de energie redus ducând la creșterea disconfortul ocupanților nu poate fi mai economic decât unul care încurajează consumul de energie deoarece pe baza principiului modelului adaptativ ocupanții pot folosi energie suplimentară pentru a elimina senzația de disconfort.
Reținem importanța metodelor de evaluare a disconfortului local mult mai adaptate condițiilor reale din clădiri și alte incinte. Se impune în acest sens orientarea eforturilor de cercetare numerică și experimentală către abordări ale studiului confortului termic cu ajutorul manechinilor termici virtuali și experimentali. Se impun de asemenea stabilirea unor noi indici de clasificare a spațiilor ocupate care să ia în considerare aceste efecte locale ale senzatiei de disconfort termic.
Capitolul 3 – Elaborarea unor instrumente de evaluare a calității mediului interior
3. Elaborarea unor instrumente de evaluare a calității mediului interior
3.1 Introducere
În cadrul echipei noastre de cercetare s-au realizat de-a lungul timpului și urmează a fi realizate mai multe modele de manechine termice. Până în prezent au fost evaluate mai multe concepte de realizare practică. Astfel, primul prototip de manechin termic, Thermal Boy 1, are o formă anatomică, a fost conceput în postură verticală și comportă un număr redus de segmente controlate individual. Acest prototip a reprezentat punctul nostru de plecare pentru înțelegerea modului de funcționare a unui manechin termic și a fost îmbunatățit prin introducerea unui circuit respirator. Un al doilea prototip de manechin termic dezvoltat în cadrul tezei de doctorat, este un prototip intermediar cu geometrie simplificată, care ne-a permis pe de-o parte evaluarea metodelor practice de realizare a anumitor „module” ce intră în componența unui manechin termic, iar pe de altă parte ne va permite în continuare validarea modelelor CFD preliminare ce sunt la ora actuală în curs de dezvoltare. Cel de-al treilea prototip, Thermal Boy 2, este manechinul termic avansat cu circuit respirator, ce reprezintă de fapt obiectivul părții experimentale a tezei de doctorat.
3.2 Prototipul de manechin termic simplificat
Un al doilea prototip de manechin termic dezvoltat este un prototip intermediar cu geometrie simplificată. Acest manechin are o geometrie formată din module paralelipipedice ce permite validarea unor modele numerice de tip CFD, ce utilizeză o grilă de calcul de tip nestructurat [145]. Aceste modele ne pot ajuta să testăm rapid anumite ipoteze de lucru legate de dinamica curgerilor investigate ulterior. Pe de altă parte el ne-a permis evaluarea metodelor practice de realizare a anumitor „module” ce intră în componența unui manechin termic.
3.2.1 Construcția manechinului
Manechinul termic a fost conceput pentru a avea poziția asezat. Acesta este împărțit în nouă zone independent controlabile din punct de vedere electric. Cele nouă zone anatomice sunt delimitate din punct de vedere anatomic de zona capului, zona umerilor, membrele superioare, gambele și coapsele, pieptul, spatele precum și zona șezutului (Fig.8). Suprafața exterioară a manechinului este de 1.8 m2 similară cu o persoană standard. În literatură s-au găsit referințe conform cărora suprafața exterioara a corpului (sau BSA) este de 1.7m2 pentru o femeie și 1.9m2 [146]. Valoarea aleasă a fost de 1.8 m2 ca fiind o medie între cele două. Lista zonelor este prezentata în Fig.8:
1 – Capul;
2 – Umerii;
3,4 – Mână dreapta/stângă ;
5 – Pieptul;
6 – Zona femurală;
7 – Gambele;
8 – Șezutul;
9– Spatele)
Fig.8: Zonarea manechinului cu formă simplificată
Suportul din care a fost realizat manechinului este polistirenul extrudat, îmbinările fiind realizate prin lipire cu spumă poliuretanică și prindere mecanică cu șuruburi (
Fig. 9).
În cadrul sesiunilor de testare au fost utilizate mai multe tipuri de film încălzitor de la diferiți producători. Filmul încălzitor (Fig. 10a) este o suprafață formată din mai multe straturi laminate pentru a avea o structură unitară. Între cele două straturi de folie se află o rețea încălzitoare formată din pulbere de carbon. Această suprafață încălzitoare se alimentează la cele două capete prin intermediul unor folii de cupru (Fig. 10 b). Am observat, contrar așteptărilor noastre, că diferitele suprafețe încălzitoare având aceeași densitate de putere nu se comportă la fel. Diferențele substanțiale între suprafețele testate sunt date de neuniformitatea temperaturii pe suprafața încălzitoare. Acest lucru a fost pus în evidență cu camera infraroșu și de asemenea validat cu senzori de temperatură de contact. Neuniformitatea distribuției temperaturii pe suprafața încălzitoare nu poate fi ignorată, putând ajunge până la un ecart de 7 °C pe lungimea de 30cm a unui film încălzitor (Fig. 11).
Fig. 9. Diferite stadii ale realizării manechinului termic cu formă simplificată
Fig. 10 a) Fotografie a unei suprafețe încălzitoare. b) Schema constrictiva a elementului încălzitor.
Fig. 11: Neuniformitate termică pe o suprafață încălzitoare testată
Fig. 12: Comparații între temperatura suprafeței corpului uman și a manechinului termic utilizând camera de termoviziune.
Pentru ca măsurările din perioada de testare a suprafețelor încălzitoare să poată fi cât mai apropiate de comportamentul termic ulterior al manechinului termic s-a procedat la lipirea filmului încălzitor pe o placă de polistiren extrudat (similară cu cea din care este realizat manechinul termic) cu ajutorul unei benzi dublu adezive. Structura din polistiren ne oferă pe de-o parte un suport rigid, ușor ce nu duce la cresterea greutății modelului, cât și un suport cu o inerție termică extrem de scăzută.
După alegerea tipului de film încălzitor am realizat acoperirea manechinului urmărind suprafețele predefinite. Acoperirea s-a realizat astfel încât să avem o acoperire coerentă a acestuia cu suprafețe încălzitoare. Conexiunile electrice au fost realizate prin sertizare, iar traseele de cablu au fost montate îngropat în corpul manechinului pentru a nu genera discontinuități pe suprafață. S-au luat toate măsurile necesare de siguranță și s-au realizat măsurări pentru a elimina orice imperfecțiune a conexiunilor electrice din interiorul manechinul. S-a ținut seama de faptul că aceste cabluri au fost înglobate în corpul manechinului sub filmul încălzitor și s-a optat pentru un tip de cabluri ce prezintă stabilitate în funcționare la temperaturi de peste 70 °C. Această opțiune a fost luată în calcul din motive de stabilitate în timp, existând riscul de acumulare a căldurii în interiorul manechinului.
În timpul unor teste preliminare ce s-au desfășurat fără nici un sistem de control al temperaturii pe suprafață, aceasta s-a stabilizat la 45°C în condițiile în care temperatura ambiantă avea valoarea de 20°C. Acest lucru a fost încurajator datorită faptului că ne permite să folosim acest instrument intr-o plajă largă de măsurări, oferind o flexibilitate foarte bună în alegerea scenariului simulat.
Utilizarea acestui tip de element de încălzire are și o serie de dezavantaje provenite din modalitatea constructivă în care acesta este realizat (o succesiune de benzi încălzitoare urmate de o bandă de aceeași dimensiune fără suprafață încălzitoare – Fig. 11).
Astfel, apare o succesiune de benzi reci-calde ce duc la o neuniformitate a temperaturii pe suprafață ce nu poate fi acceptată și trebuie să fie evitată [147]. O soluție eficientă a fost aceea de a acoperi întreaga suprafață a manechinului cu o folie adezivă de aluminiu, deoarece aceasta asigură o foarte bună conductivitate termică ceea ce ajută la asigurarea unei uniformități a temperaturii pe suprafața manechinului.
Alegerea foliei de aluminiu ca și soluție de uniformizare a temperaturii pe suprafață a introdus o altă problemă respectiv imposibilitatea de a utiliza camera infraroșu ca și instrument de măsură calitativă din cauza emisivității foliei de aluminiu, iar silueta operatorului camerei infraroșu se reflectă pe suprafață. Am ales soluția acoperiri stratului de folie de aluminiu cu un strat de bandă adezivă din material plastic transparent și acoperirea întregii suprafețe a manechinului cu un material textil ușor.
După finalizarea modelului fizic a apărut necesitatea validări acestuia și s-au realizat un set de teste ce sunt prezentate în Fig. 12.
3.2.2 Determinări ale temperaturilor suprafetelor
Măsurarea temperaturii pe suprafață cu ajutorul camerei IR
Pentru acest test a fost utilizată o cameră de măsurări în IR FLIR E60. Temperatura aerului a fost constantă având valoarea de 26°C. Fiecare zonă a manechinului a fost alimentată electric și s-a realizat un reglaj individual utilizând un câte un variator de tensiune pentru fiecare dintre cele 9 zone (Fig. 14). Temperatura pentru fiecare zonă a corpului a fost măsurată utilizând camera IR și senzori de contact. Temperaturile au fost comparate cu temperaturile corpului uman și cu valori din literatură [148]. Dat fiind faptul că temperatura interioară a aerului a fost constantă și considerând nivelul de activitate al ocupantului ca fiind munca de birou, atingerea temperaturilor pe suprafață a fost ușor de realizat, acestea fiind similare cu ale corpului uman în aceleași condiții (Fig. 12).
Măsurări cu senzori de temperatură de contact
Pentru a elimina erorile introduse de calibrarea defectuoasă a camerei IR (alegerea incorectă a indicelui de emisivitate al materialului ce acoperă suprafața testată), am decis validarea temperaturilor pe suprafața utilizând senzori de contact. Pentru fiecare zonă am utilizat doi senzori de temperatură pentru a măsura temperatura și nivelul de uniformitate pe suprafață (nivel validat anterior prin evaluari utilizând camera IR). În Tabel 2 sunt centralizate valorile temperaturilor măsurate cu senzorii de contact pe fiecare zonă a manechinului. Instrumentul utilizat a fost un termometru LUTRON TM939 ce utilizează până la patru senzori de temperatura de tip termocuplu tip J (Fig. 13).
Fig. 13: Termometru TM 946 cu senzori de contact
Tabel 2: Măsurări cu senzori de contact tip J pentru fiecare zonă anatomică definită
Determinarea consumurilor electrice
Utilizarea energiei electrice și a efectului Joule ne oferă un avantaj major în campania de măsurări datorită faptului că energia electrică este singura sursă de energie care se transformă integral în căldură prin efect Joule. Am realizat măsurări ale consumurilor de energie pentru a estima cantitatea de căldură disipată de manechin, urmărind o corelare între rezultatele obținute și valorile uzuale generate de metabolismul corpului uman în condiții de activitate redusă. Pentru a realiza aceste măsurări am utilizat un wattmetru. Pentru calibrare am măsurat consumul de energie aferent echipamentului prin citirea acestui consum fără nici un consumator racordat la rețea, stabilind că această valoare este constantă și egală cu 2W. Pentru a impune o temperatură pe suprafață am folosit un variator de tensiune (Fig. 14), iar după setarea temperaturilor dorite pe fiecare zonă în parte și intrarea în regim a fiecărei zone s-a realizat și citirea consumului electric cu ajutorul wattmetrului pentru fiecare zonă anatomică. În Tabel 3 am realizat o centralizare a acestor consumuri. Având în vedere că suprafața manechinului trebuie să aibă valoarea de 1.8m2 echivalentă cu a unei persoane adulte, am putut să facem o apreciere a degajărilor de căldură [149] acestea fiind coerente și egale cu degajările de căldură sensibilă aferente unei persoane aflată în poziția așezat și efectuând munca de birou.
Tabel 3: Consumurile electrice pentru fiecare circuit
Fig. 14: Variator de tensiune montat pe fiecare circuit electric
Datorită faptului că am avut un număr redus de senzori de măsură a temperaturii de contact (10 senzori – termocuple tip K – conectați in stația de achiziție National Instruments și achiziția unei noi extensii a stației de achiziție ar implica costuri importante am optat pentru realizarea unei stații de achiziții de temperaturi.
Realizarea unei stații de achiziție de temperaturi utilizând senzori digitali și etalonarea acesteia
Odată finalizat modelul cu formă simplificată ne-am propus să realizăm o stație performantă de achiziție a temperaturilor de asemenea cu costuri reduse. Stația de achiziție a fost proiectată pentru a ne permite achiziția simultană de date de la 19 senzori de temperatură. Scopul realizării acesteia a fost posibilitatea de a achiziționa date de pe suprafața manechinului simplificatla un eșantion de timp de 1s. Manechinul este dotat cu 9 zone impunându-se realizarea unei soluții cu 18 canale de achiziție a temperaturilor (câte două canale pentru fiecare zonă) și un canal pentru achiziția temperaturii interioare a încăperii.
Pentru realizarea proiectului s-a utilizat o placă de dezvoltare arduino (Fig. 16a). Placa poartă numele de placă de dezvoltare deoarece oferă o flexibilitate ridicată și poate fi customizată pentru a îndeplini taskuri din cele mai diferite. Cu ajutorul unei astfel de plăci de dezvoltare se pot realiza proiecte începând de la semnalizarea unui proces până la dezvoltarea unor sisteme mult mai complexe cum ar fi control și alarmare la distanta, semnalizare incendiu și realizare de control la distanță a unor roboți.
Fig. 15: Senzor Dallas 18B20
a)b)
Fig. 16 a) Placa de dezvoltare Arduino; b) Baie termostată
Fig. 17: Citiri de temperatură în baia termostată utilizând senzorul 1
Placa de dezvoltare are la bază un mic calculator care interpretează semnalele de intrare și în funcție de comenzile predefinite poate lua decizii cu privire la modul de utilizare a informațiilor de intrare. Datorită gradului de adaptabilitate hardware și software permite o interacțiune destul de mare cu mediul înconjurător.
Fig. 18: Abaterea senzorilor de la temperatura etalon pentru plaja de temperatura 2-20 și 20-58ºC
Placa poate gestiona 6 intrări analogice și 14 intrări/ieșiri digitale. Alimentarea acesteia poate fi realizată atât prin alimentare de la o sursă externă, prin intermediul unui port USB sau prin intermediul unei baterii locale obținând astfel o flexibilitate în utilizare. Modul de alimentare este detectat automat și nu sunt necesare setari suplimentare. Tensiunea de alimentare poate varia pe o plajă foarte mare, între 5 și 20V. Sub 5V sistemul devine instabil (întreruperi spontane ale funcționării, nerecunoașterea senzorilor etc.). Datorită ușurinței de modificare a sistemului, citirea senzorilor se poate realiza atât prin intermediul conectării sistemului la un calculator PC cât și prin implementarea unui sistem de stocare local (un card SD). Dezavantajul stocării pe un card local este dat de riscul de suprascriere a valorilor înregistrate, resetarea datei și orei pe dispozitiv și implicit imposibilitatea de a identifica măsurările realizate.
Fig. 19: Abaterea senzorilor de la temperatura etalon pentru plaja de temperatură 2-20 și 20-58ºC
Precizia sistemului este data de precizia senzorilor utilizați. În cazul acesta utilizăm senzori digitali Dallas 18B20 (Fig. 15) cu o precizie de 0.5˚C și o rata de achiziție de 750ms cu o codare de 12biti a informației. Rata de achiziție poate creste de 4 ori în cazul în care se transmisia se codează pe 9bits scăzând în același timp și precizia citirii.
Tabel 4: Tabel centralizator pentru erorile senzorilor comparativ cu temperatura setată în baia termostatată.
În urma etalonării senzorilor în baia termostată (Fig. 16b) am observat ca la temperaturi scăzute (3-20˚C) senzorii au o eroare egală cu eroarea menționată în fisa tehnică de produs (respectiv 0.5˚C). La temperaturi egale cu plaja în care urmează să se realizeze măsurările (20-60˚C) performanța senzorilor crește foarte mult, eroarea acestora scăzând foarte mult până în jurul valorii de 0,06˚C, ceea ce ne încurajează să ii utilizam în campanile de măsurări ce urmează și demonstrează fiabilitatea soluției aleasă.
Protocolul de măsurare presupune setarea băi termostate la temperatura dorită. Datorită faptului ca nu am avut la dispoziție un fluid izolator electric am utilizat o mănușă chirurgicală ca soluție de izolare electrică a senzorilor. Mănușa chirurgicală a fost rigidizată pe cadrul metalic pentru a nu exista riscul alunecării acesteia datorită curentului puternic convectiv generat de pompa băi termostate. Dat fiind faptul că în jurul senzorilor aflați în mănușa se află aer am așteptat o perioadă de 100s. După stabilizarea temperaturii în baia termostată pentru ca aerul din mănușa să ajungă la aceeași temperatură. În Fig. 17 se observa zona în care temperatura în baia termostatată se stabilizează.
3.3 Prototipul de manechin termic avansat
3.3.1 Construcția manechinului
Alegerea elementelor încălzitoare
Încă de la elaborarea primului prototip de manechin termic – Thermal Boy 1 – de la Facultatea de Inginerie a Instalațiilor, în cadrul tezei de doctorat a doamnei Cristiana Croitoru [150], a apărut evidentă constatarea importanței formei umanoide a acestuia. Din acest motiv, obiectivul principal al prezentei teze de doctorat a constat în propunerea unui prototip de manechin termic avansat pentru a deveni un instrument de măsură performant. Prototipul nou creat are din punct de vedere constructiv o postură verticală ca și Thermal Boy 1. Pentru prima dată, în țara noastră, a fost realizat un manechin termic avansat, cu 36 de zone de măsură, controlate independent și cu posibilitatea de cuplare la un ciruit respirator dezvoltat în cadrul unui alt proiect de cercetare [151].
Pentru alegerea sistemului de încălzire au fost testate mai multe soluții de încălzire electrică de tip film încălzitor, dar elementele încălzitoare de tip conductor electric îmbrăcat într-o suprafață de silicon s-au dovedit a fi cea mai bună soluție datorită uniformității temperaturii pe suprafață. Aceste elemente încălzitoare – patch-uri – sunt realizate dintr-un strat subțire de silicon (1,5 mm), care include un circuit de încălzire realizat dintr-un fir de nichelină și o folie de protecție. Din punct de vedere electric alimentarea acestor suprafețe încălzitoare se realizează la tensiunea de 24V curent continuu din motive de securitate pe de o parte și din motive de ușurință a controlului acestora pe de altă parte. Puterea electrică unitară a fiecărei suprafețe încălzitoare este de 24W.
Aceste suprafețe încălzitoare au fost lipite pe suprafața manechinului cu o bandă dublu adezivă pentru a urmării cât mai fidel forma acestuia. Suprafețele încălzitoare au fost alese astfel încât să acopere într-un mod cât mai exact fiecare zonă a manechinului.
Suprafețele încălzitoare au fost realizate pe bază de comandă de către un producător din China. Din considerente de eficientizare a costurilor de achiziție s-a redus numărul de forme diferite, fiind utilizate un număr de cinci tipuri de suprafețe diferite. Prototiparea unui numar ridicat de tipuri de piese raportat la numărul redus de bucăți ar fi dus la cresterea costurilor de producție precum și la o durată de realizare a acestora mai ridicată. Formele au fost alese astfel încât cu un număr minim de modele individuale să acopere optim întreaga suprafață a manechinului.
a)b)
c)
Fig. 20 a) Suprafața încălzitoare realizată din silicon b) Suprafețe încălzitoare dispuse pe corpul manechinului; c) Tipurile de suprafețe încălzitoare utilizate în cadrul acoperirilor
a) b)
Fig. 21 a) Distribuția de temperatură neuniformă pe suprafața filmului încălzitor.
b) Comparație între temperatura superficială a pielii umane și a unui patch de silicon
În Fig. 20c) sunt prezentate matrițele ce au fost utilizate pentru realizarea suprafețelor încălzitoare. Au fost comandate în final un număr de 65 de bucăți tip 1; 4 bucăți tip2; 10 bucăți tip 3; 4 bucăți tip4 și 8 bucăți tip 5. În Fig. 20a) este prezentat un set de astfel de suprafețe. S-a solicitat furnizorului ca suprafața încălzitoare să fie dotată cu un cablu de alimentare de 1m lungime cu proprietăți ce permit funcționarea normală chiar și la temperaturi ridicate. Furnizorul a asigurat protecția cablurilor într-o manta din teflon.
În Fig. 21 sunt comparate distribuțiile de temperatură pe suprafața unui film flexibil încălzitor din poliamidă, pe suprafața pielii (braț) și pe suprafața unei suprafețe încălzitoarea din silicon.
3.3.2 Testarea suprafețelor încălzitoare pentru soluția aleasă
Răspunsul în regim staționar
În scopul de a valida partea de încălzire a manechinului avansat și pentru a oferii datele necesare pentru realizarea sistemului de automatizare am efectuat mai multe teste pentru a evidenția uniformitatea distribuției de temperatură pe suprafață, timpul de răspuns, senzorii utilizați pentru partea de control precum și caracteristicile electrice ale componentelor utilizate.
În primă fază am realizat teste de uniformitate a temperaturii pe suprafața fiecărei zone încălzitoare. Pentru a reproduce cât mai fidel situația ce urmează a fi pusă în practică (suprafața încălzitoare montată pe suport de poliuretan rigid) am realizat un stand experimental special în acest scop (Fig. 22).
Standul a fost realizat dintr-o placă de polistiren extrudat pe suprafața căreia s-au lipit patch-urile încălzitoare prin intermediul aceleiași benzi dublu adezive. Scopul utilizării polistirenului extrudat a fost acela de a simula cât mai fidel comportarea poliuretanului rigid, polistirenul fiind un material ușor de procurat și având o capacitate termică ușor de neglijat.
Amplasarea celor doi senzori de temperatură s-a făcut astfel: unul dintre senzori s-a montat în centrul de greutate al suprafeței încălzitoare, iar al doilea s-a poziționat la 2cm de una dintre marginile suprafeței încălzitoare pe același ax cu primul senzor. Senzorii au fost fixați cu folie de aluminiu adezivă și acoperiți cu bandă adezivă transparentă. Testele s-au realizat simultan pe toate suprafețele încălzitoare la aceeași temperatură interioară.
Fig. 22: Standul de testare a suprafețelor încălzitoare.
Testul răspunsului a fost realizat în două etape. În prima etapa am utilizat o cameră de termoviziune FLIR E60. În timpul încercărilor, temperatura aerului în încăpere a fost relativ constantă (în jurul valorii de 24°C) și am variat tensiunea de alimentare. Am urmărit gradul de uniformitate a temperaturii pe suprafață. În Fig. 23 se observă că distribuția elementului încălzitor în masa suprafeței este influențată de forma acesteia. Se observă faptul că această distribuție influențează și gradul de uniformitate a temperaturii pe suprafață.
Fiecare zonă a fost alimentată utilizând o sursă de alimentare programabilă de precizie HAMEG HMP-2020 (Fig. 24a). Aceastra oferă posibilitatea utilizatorului de a stabili tensiunea de alimentare a circuitului cu o precizie de până la 10-3 V. Cunoscând plaja de temperaturi ce urmeaza a fi utilizată am realizat standul de măsură. Temperatura pentru fiecare zonă a fost măsurată cu ajutorul termocuplurilor tip K conectate la o placă de achiziție National Instruments și cu ajutorul softului Labview Signal Express (Fig. 24b și c). Acest sistem de măsură de înaltă performanță ne-a permis să urmărim în timp real modul de comportare al elementelor de încălzire la diferite solicitări termice sau pentru a calibra camera IR, precum și pentru a înregistra evoluția în timp a gradientului de temperatură pe suprafață, timpul de raspuns al suprafeței, corelația temperatura-tensiune etc.
Fig. 23: Testarea uniformității distribuției de temperatură pe suprafața patch-urilor
Din punct de vedere electric s-au realizat și studii de răspuns ale elementelor încălzitoare la diferite tensiuni electrice de alimentare. Aceste teste s-au realizat pentru fiecare tip de suprafață în parte, pentru mai multe eșantiaone pentru a se putea implementa răspunsul acestora în sistemul de automatizare. În urma testelor s-a constatat o foarte bună similaritate a rezistentelor diferitelor tipuri de suprafețe încălzitoare și implicit o comportare similară la aceeași tensiune de alimentare.
Rezultatele primelor teste realizate cu camera de termoviziune IR ne-au încurajat să credem că soluția aleasa este cea optimă. Datele necesare pentru implementarea sistemului de reglare a manechinului sunt legate de corelația dintre tensiunea de alimentare, curentul ce străbate suprafața încălzitoare precum și timpul de stabilizare a temperaturii la o anumita tensiune aplicată. În cadrul testelor se vizează de asemenea corelarea între tensiune, curent de alimentare și temperatura suprafeței.
b) c)
Fig. 24: a) Sursa de tensiune utilizată HAMEG HMP-2020; b) Stație de achiziție de date National Instruments; c) Măsurări de temperatură pe suprafață utilizând LABVIEW EXPRESS 2011.
Fig. 25: Variația temperaturii suprafeței cu tensiunea de alimentare
Protocolul stabilit pentru obținerea răspunsul unei zone evoluează de la temperatura camerei la un semnal treapta de la 0-100mA urmărindu-se timpul de răspuns și de stabilizare a temperaturii suprafeței (
Fig. 25). Repetarea protocolului de măsurare s-a efectuat și pentru semnale treaptă de curent pornind de la 0 la 100mA, 200mA, 250mA, 300mA, 350ma, 400mA, 450mA, 500mA și 1000mA.
Pentru a studia comportamentul suprafețelor încălzitoare s-au realizat studii în intervalul de temperaturi uzuale de utilizare al manechinului (20-45˚C) și curenți cu valori intre 0 și 500mA atât în regim de încălzire
Fig. 25 cât si de răcire
Fig. 26 de la o traptă de temperatură ridicată până la temperatura ambiantă.
Valorile temperaturilor pe suprafață au fost centralizate pentru diferite tipuri de zone încălzitoare și modul de răspuns al acestora la diferite tensiuni de alimentare în Tabel 5.
Tabel 5: Variația temperaturii pe suprafață pentru diferite tipuri de suprafețe încălzitoare
În urma campaniei de testare a suprafețelor am observat un răspuns bun al acestora, comportamentul termic fiind asemănător.
Fig. 26: Timpul de stabilizare în regim de încălzire și racire
Teste în regim dinamic
S-au efectuat o serie de teste utilizând un stand experimental special construit în acest scop (Fig. 27) pentru testarea suprafețelor încălzitoare în regim dinamic. În Fig. 28 sunt prezentate rezultatele unui studiu de reglare a temperaturi ce utilizează o sursă de tensiune constantă, modul de funcționare al sistemului de automatizare este de tipul tot-nimic, alimentarea realizându-se la tensiunea de 12Vcc.
În figură se poate observa modul de funcționare în semnal treaptă al sursei precum și modul în care variază temperatura pe suprafața încălzitoare. În acest test se intenționează menținerea temperaturii la valoare presetată de 36.5 °C. Până la momentul de timp t=500V în sistem nu exista nici o perturbație. La momentul de timp t=500s pornește un ventilator (tensiune de alimentare 2.5V) ce intensifică transferul de căldură prin convecție iar sistemul de reglare compensează pierderea de căldură printr-o funcționare pe o perioadă de timp mai mare a sursei de alimentare.
Prin creșterea în intensitate a perturbației (tensiunea de alimentare a ventilatorului creste la 4.5V) se observă că sistemul de reglare nu mai poate să mențină temperatura constantă deși sursa funcționează la tensiunea nominală o perioadă neîntreruptă (t 600 sec).
La t 900 sec. se mărește din nou debitul de aer la ventilator (tensiunea de alimentare a ventilatorului crește la 9.5V). Se observă că sistemul de control nu reușește să mențină temperatura constantă pe suprafață, aceasta scăzând până la 34° C.
a) b)
Fig. 27: Fotografii ale standului pentru testarea în regim dinamic a elementului încălzitor din cauciuc siliconic: a) vedere de ansamblu; b) focalizare pe elementul siliconic și pe ventilator (elementul perturbator)
Fig. 28: Înregistrări experimentale de reglare a temperaturii; sursa alimentată la 12 V
La t 1000s ventilatorul este oprit și sistemul de control aduce temperatura pe suprafața la temperatura de referință (36.5gradeC).
Fig. 29: Studiu experimental de reglare a temperaturii; sursa alimentată la 24 V
Principiul de lucru al manechinului este acela de a controla temperatura pe suprafață a fiecărei zone individuale și să înregistreze consumul de energie electrică și o indicare a stării termice a fiecărei zone. Fiecare circuit de încălzire (de exemplu, o zonă sau un "segment" al manechinului) este încălzit în funcție de comanda dată de un controler de proces care, la rândul său depinde de înregistrarea temperaturii senzorilor plasați pe fiecare zonă.
Un alt test vizează menținerea temperaturii constante utilizând o sursă de tensiune continuă de 24V. În acest test ca și în cel precedent se urmărește menținerea temperaturii pe suprafața la 36.5grade C. În Fig. 29 se observă modul în care bucla de reglare intervine pentru a menține temperatura constantă. Până la t 150s sistemul funcționează în regim staționar fără nici o perturbare.
Începând cu t 150s este alimentat ventilatorul la o tensiune de 2.5V. Se observă că bucla de reglare reușește să mențină temperatura relativ constantă.
La t 300s se mărește intensitatea perturbației prin modificarea tensiunii de alimentare de la 2.5V la 3.5V bucla de reglare reușind să compenseze perturbația.
La t 400s se modifică din nou tensiunea de alimentare a ventilatorului la valoarea de 9.35V compensarea realizându-se și în acest caz. Sistemul este lăsat să funcționeze în această configurație până la t 590s se oprește funcționarea ventilatorului și se observă o reacție întârziată a buclei de reglare. Aceasta reușește să restabilească temperatura setată pe suprafață.
Chiar dacă acest tip de element de încălzire părea să fie cea mai bună soluție pentru proiectul actual, există încă unele regiuni în care circuitul de încălzire lipsește iar valorile de temperatură sunt mai mici decât în câmp (de exemplu marginile unei suprafețe încălzitoare) – un astfel de exemplu este prezentat în Fig. 21b). Trebuie evitată apariția unor zone cu temperatură neuniformă a suprafeței manechinului. Pentru a elimina acest inconvenient am, decis ca și în cazul primelor două modele, să acoperim întreaga suprafață a manechinului cu folie adezivă de aluminiu pentru a asigura un transfer de căldură prin conducție îmbunătățit. La final, pentru a facilita investigații suplimentare cu camera de termoviziune (IR) întreaga suprafață a manechinului a fost acoperită cu o folie adezivă transparentă. Manechinul va fi acoperit de haine reale, în funcție de situația studiată sau cu un material textil negru ușor.
3.3. 3 Realizarea sistemului de încălzire
Manechinul termic a fost conceput pentru a funcționa în ambele poziții atât așezat culcat cât și în picioare. În faza de concepere a manechinului am stabilit un număr de zone ce urmează a fi realizate. Inițial am dorit zonarea manechinului în cât mai multe zone dar numărul acestor zone a fost limitat din considerente de costuri, posibilitățile tehnice precum și de limitările impuse de automatist.
Fig. 30: Zonele independent controlate delimitate cu bandă galbenă
Fiecare suprafață încălzitoare a fost comandată la producător cu 1m de cablu conductor electric izolat cu teflon. Aceste conductoare de alimentare electrice ce deservesc suprafețele încălzitoare au fost înglobate în interiorul manechinului (în structura suport) în nișe special realizate în acest scop (Fig. 32, Fig. 33 și Fig. 34). Această decizie am luat-o în urma analizării fezabilității soluției de amplasare a conductoarelor de alimentare electrică pe exteriorul suprafeței manechinului. Aceasta soluție a fost eliminată datorită faptului că aceste cabluri ocupă o suprafață considerabilă prin grosimea lor și introduc o capacitate termică imposibil de neglijat, în plus acestea ar influența curgerile de aer din jurul manechinului precum și distribuția de temperaturi pe suprafața corpului acestuia. În același timp, prin modul în care se poate realiza achiziția de date de la senzorii de temperatura am constatat că pe suprafața exterioară vor fi amplasate și conductoarele ce vor prelua date de la acestia. Suprapunerea celor două tipuri de conductoare putând duce la citiri cu erori datorită nivelului de poluare electromagnetica indus de cablurile de alimentare electrică a suprafețelor încălzitoare.
Fig. 31: Distribuția suprafețelor încălzitoare pe suprafața manechinului
Fiecare suprafață încălzitoare este prevăzută cu două fire de alimentare electrică. Astfel pentru acoperirea unei zone cu “n” suprafețe încălzitoare trebuie prevăzut spațiu pentru 2n fire de alimentare. Pentru a limita numărul de fire ce alimentează zonele încălzitoare și pentru a oferit o stabilitate sporită sistemului s-au stabilit și realizat reglete locale pentru fiecare zona anatomică.
Firele fiecărei zone electrice au fost conectate prin intermediul pinilor conectați prin presare intr-o regletă montată special pentru fiecare zonă anatomică. Această regletă este alimentată din sursa de tensiune prin intermediul unui fir ce alimentează acea zonă anatomică.
În Fig. 34 este prezentată o astfel de regletă amplasată în zona cefei. Aceasta deservește exclusiv zona capului. Zona capului este împărțită în patru zone distincte (ceafă, gât, și zona parietală stângă și dreaptă). Tot în Fig. 34 se pot observa pini conectați pe firele suprafețelor încălzitoare precum și ieșirile din regleta cu cablu negru-roșu ce deservesc câte o zona anatomică.
Fig. 32: Conductoare de alimentare electrice montate în structura suport.
Fig. 33: Detaliu pozare regletă montată în interiorul manechinului
Fig. 34: Detaliu montaj regletă zona mediană a spatelui
În total au fost realizate 6 reglete centralizatoare. Acestea au fost amplasate după cum urmează:
Regleta ceafa (Fig. 35) – montată îngropat în partea central superioară a spatelui (Fig. 33):
– Zona 1 – Zona gurii
– Zona 2 – Zona cefei
– Zona 3 – Zona parietala stângă
– Zona 4 – Zona parietala dreaptă
Fig. 35: Schema de conexiune electrică pentru suprafața capului
Regleta mână (Fig. 36) – Montată îngropat în zona claviculei aceasta alimentând cu energie electrică următoarele zone:
– Zona 23 – Zona interioara palma
– Zona 20 – Zona exterioara palma
– Zona 19 – Zona antebraț exterioara
– Zona 22 – Zona antebraț interioara
– Zona 18 – Zona umăr exterior
– Zona 21 – Zona sub-braț
Fig. 36– Schema de conexiune electrică pentru suprafața aferentă unei mâini
Regleta piept (Fig. 37) – montată îngropat în zona abdomenului aceasta alimentând cu energie electrică următoarele zone:
– Zona 8 – Zona umerilor
– Zona 9 – Zona pieptului
– Zona 10 – Zona abdomen și zona anterioara a brâului
Fig. 37: Schema de conexiune electrică pentru suprafața aferentă pieptului
Regleta spate (Fig. 38) – montată îngropat în zona dorsală aceasta alimentând cu energie electrică următoarele zone:
– Zona 5 – Zona umerilor
– Zona 6 – Zona toracică
– Zona 7 – Zona lombară și sacrală
Fig. 38: Schema de conexiune electrică pentru suprafața aferentă spatelui
Regleta picior (Fig. 39) – montata îngropat în lateralul femurului aceasta alimentând cu energie electrică următoarele zone
– zona 11/12 – zona femurală
– zona 13/14 – zona tibiei
– zona 15 – zona călcâi
– Zona 16 – zona metatarsiană
– zona 17 – zona plantară
Fig. 39: Schemă conexiune electrică pentru picior
Fig. 40: Stadiu intermediar al realizării manechinului
Aceste zone anatomice au fost repartizate și alimentate dintr-un număr de 7 reglete centralizatoare montate îngropat conform cu pozițiile menționate.
În funcție de suprafața acoperită s-au folosit diferite combinații de suprafețe încălzitoare. Am avut în vedere ca fiecare zonă anatomică să fie cât mai bine acoperită cu suprafețe încălzitoare și în același timp să se evite pe cât posibil suprapunerea a două zone încălzitoare existând riscul apariției fenomenul de supraîncălzire locală ceea ce ar duce la o deteriorare a materialului încălzitor.
În Tabel 6 s-a centralizat modul de acoperire al fiecărei zone anatomice cu suprafețe încălzitoare.
Pentru uniformizarea temperaturii pe suprafață am recurs la acoperirea acesteia cu folie de aluminiu auto-adezivă. Pentru o zonare mai ușoară au fost delimitate zonele cu ajutorul unei benzi electro-izolante. Întreaga suprafață fiind acoperită ulterior cu bandă adezivă transparentă. În Fig. 40 este prezentat un stadiu intermediar al realizării manechinului, putându-se observa toate straturile din care este format precum și modul de amplasare al conductoarelor electrice.
Tabel 6: Acoperirea zonelor anatomice cu suprafețe tipurile de încălzitoare
3.3. 4 Arhitectura sistemului de control
Schema logică a sistemului de comandă și control este prezentată în Fig. 41. Acesta este compus din două părți: partea de achiziție de date și monitorizare, precum și partea de control a sistemului de încălzire.
Partea de achiziție de date și de monitorizare trebuie să respecte mai multe cerințe: utilizarea unui număr cât mai redus de cabluri de transmitere a datelor, încercându-se limitarea pe cât posibil a elementelor perturbatorii între manechin în sine și ambientul termic evaluat, precum și cea mai rapidă rată de achiziție posibilă.
Fig. 41: Arhitectura sistemului de achiziție de date
Sistemul de achiziție a datelor centralizează datele de la 72 de senzori și le transmite la partea de control. Această transmitere se face prin intermediul unui modul de comunicație Bluetooth care are avantajul folosiri unei frecvențe libere și rapide de comunicare a datelor (până la 2,4 GHz). Fiecare senzor de temperatură comunică printr-o interfața serială, după un timp de răspuns de 70 – 100ms de la activarea acestuia. Pentru a evita o reacție lentă a întregului sistem, s-a ales pentru a crea o arhitectură distribuită a sistemului de achiziție de date, astfel s-au paralelizat procesele (Fig. 41). În acest scop, au fost create opt module distincte de achiziție de date (Fig. 41 și Fig. 43a), acestea permit o frecvență de eșantionare teoretică de 1Hz.
Topologia sistemului de achiziție de date este de tip "token-ring". Modulele primesc mesaje de la un singur vecin și pot trimite mesaje doar către un vecin într-o singură direcție a inelului (Fig. 41). Un modul are rolul de master (modul de comunicare principal).
Se inițiază comunicații de date verificându-se că legăturile dintre module sunt operaționale și funcționează în mod corespunzător apoi se alocă identități software pentru fiecare modul slave.
După ce a recepționat toate datele, acestea sunt comunicate prin modulul Bluetooth către unitatea de control principal. Aceasta din urmă comandă pornirea și oprirea sistemului de achiziție și permite interogarea unor parametri de lucru dacă este necesar.
Fig. 42: Arhitectura modulului slave
Fiecare dintre modulele slave așteaptă comanda de inițializare de la modulul de master și apoi începe achiziția de date de la opt senzori dedicați. Odată ce datele au fost colectate, se va aștepta modulul vecin pentru a trimite datele obținute și apoi să fie adăugate propriile valori de temperatură sau orice mesaj de eroare, dacă este cazul. Toată secvența de date este apoi trimisă la celălalt modul vecin, care este în așteptare. Ciclul se repetă pentru un ciclu de achiziție de date.
Sistemul de control principal comunică prin modulul Bluetooth cu partea de achiziție de date și are acces la toate temperaturile citite de toți senzorii de temperatură pe suprafața manechinului. Odată ce datele sunt primite, sistemul de control principal poate apela rutina de reglare pentru menținerea constantă a temperaturii de suprafață. În același timp, aceasta poate interacționa cu utilizatorul prin intermediul unei interfețe software instalată pe un calculator dedicat Fig. 44. Utilizatorul indică temperatura dorită pentru fiecare zonă și poate urmări evoluțiile în timp real a fiecărei temperaturi pe suprafață cât și consumul de energie.
a)
b) c)
Fig. 43: Placa de control proiectată de echipa de automatizare: a) placa de achiziție de date de la senzori, b) placa de control a sursei de tensiune, c) sistemul de comunicații Bluetooth
Cele 36 de zone anatomice în care a fost împărțit manechinul sunt vizibile în Fig. 30 (se pot identifica zonele pe model, acestea fiind delimitate cu bandă galbenă). Pe fiecare zonă sunt prevăzuți doi senzori de temperatură. O interfață software dedicată (Fig. 44) ii permite utilizatorului să specifice valorile referințelor pentru fiecare temperatură de suprafață a fiecărei zone, îi permite monitorizarea evoluției fiecărei temperaturi citite de cei 72 de senzori disponibili dar și pentru a înregistra consumul de energie electrică aferent segmentelor.
Fig. 44: Programul de achiziție de date și control a manechinului
Fig. 45: Arhitectura sistemului de control
3.3. 5 Implementarea sistemului de control și măsură
Achiziția temperaturilor se face utilizând senzori de temperatură digitali cu o precizie foarte bună (±0.1°C). Acești senzori sunt montați pe suprafața manechinului prin intermediul unei benzi de aluminiu auto adezive ce este protejata la exterior cu ajutorul unei benzi adezive din plastic transparent.
Pentru a asigura calitatea contactului între senzor si suprafață se va utiliza o pasta termo-conductoare cu proprietăți electro-izolatoare. Legătura dintre senzori și placa de achiziție de date este realizată din cablu utilizat în instalațiile cu tensiuni reduse pentru detecție și alarmare 4×0.22mm ecranat. În interiorul cablului exista un fir ce este utilizat ca și nul comun pentru senzori.
Din punct de vedere constructiv un astfel de senzor are 3 conectori: unul pentru alimentare, unul pentru nul și unul pentru transmisie de date. Cablul utilizat pentru conectarea senzorilor are 5 fire și pe un astfel de cablu se pot prelua date de la doi senzori. Având în vedere că fiecare zonă a corpului manechinului este prevăzut cu doi senzori se ajunge în situația în care se prevede câte un cablu de date pentru fiecare segment al corpului uman.
Fig. 46: Poziționarea senzorilor pe manechinul avansat
Pentru a limita influența cablurilor, acestea au fost conduse către o zonă special proiectată pentru a amplasa plăcuțele de achiziție aferente sistemului de automatizare a manechinului. Această zonă a fost poziționată în zona median posterioară a acestuia (Fig. 47a). În Fig. 47b se poate observa amplasarea plăcuțelor de achiziție de temperaturi în nișa special proiectată în acest scop.
a) b)
Fig. 47: a)Zona de colectare cabluri senzori b) placa de achiziție montata în manechin
Studiul comportamentului senzorilor numerici pe manechinul avansat
Stația de achiziție a fost utilizată intr-o sesiune de măsurări pe manechinul avansat. Unul dintre testele efectuate este prezentat în Fig. 48 unde am verificat uniformitatea temperaturii suprafeței aferente unei singure zone (zona 18) compuse din două suprafețe încălzitoare de silicon. În acest caz, ne-am propus să evaluam răspunsul dat de elementele de încălzire în zona de joncțiune (de exemplu, zona de frontieră intre două suprafețe încălzitoare unite). Aceste teste preliminare ne-au ajutat să optimizăm pozițiile senzorilor de temperatură digitali pentru partea de control al manechinului.
Fig. 48: Montarea senzorilor digitali pe suprafața manechinului. Studiu zona 18
Pentru acest studiu am alimentat două suprafețe identice (zona ce corespunde umerilor manechinului –Fig. 48), ambele zone fiind legate în paralel și alimentate de la aceeași sursă de tensiune. Rezistentele electrice aferente celor două zone fiind egale au rezultat curenți și tensiuni de alimentare identice pentru ambele zone (tensiunea de 12.37V și un curent de 1000mA).
Am observat diferențe majore ale temperaturilor citite de senzorii pereche montați pe suprafețe similare, rezultatele fiind centralizate în Tabel 7. Pentru a elimina erorile de citire am montat în paralel cu senzorii digitali, în aceleași poziții termocuplurilor conectate la o stație de achiziție National Instruments.
Fig. 49: Detaliu zonă măsurare (zona 18) cu poziționarea senzorilor
Punctele de citire se află în centrul de greutate a suprafeței încălzitoare la egală distanta de margine. Punctul 2/7 a fost poziționat pe aceeași axa de simetrie la intersecția celor două suprafețe încălzitoare. Punctul 4/9 a fost poziționat pe axa de simetrie la 5 cm de extremitatea superioară a suprafeței încălzitoare.
S-au observat diferențe însemnate intre termocuplurile și senzorii de temperatură digitali.
Tabel 7: Tabel centralizator cu măsurările în faza inițiala asupra zonei 18
Considerând diferențele de temperatură prea mari am realizat un test cu camera de termoviziune pentru a evalua uniformitatea temperaturii pe suprafață constatându-se o bună uniformitate a acesteia și am ajuns la concluzia ca ar putea fi o eroare de citire sau un contact imperfect al senzorilor cu suprafața încălzitoare (Fig. 50). Contactul imperfect este pus pe baza formei constructive a senzorilor.
Fig. 50: Test cu camera infraroșu pentru verificarea neuniformității pe suprafață
Pentru a îmbunătății contactul senzorului cu suprafața manechinului am utilizat pastă siliconică elector-izolantă Fig. 51. În Fig. 52 a este prezentată o imagine realizată cu camera infraroșu în care am lasat in mod intenționat folia de aluminiu neacoperită cu bandă adezivă transparentă. Se pot observa diferențele dintre suprafețele acoperite doar cu folie de aluminiu și cele acoperite cu folie de aluminiu și banda adezivă transparentă.
Fig. 51: Pastă siliconică termo-conductoare
Fig. 52: Imagine termografică a zonei 18 cu senzorii aplicați cu pastă termoconductoare și folie de aluminiu
În Tabel 8 sunt prezentate noile temperaturi citite în urma aplicării pastei termoconductoare
Tabel 8: Tabel cu valorile obținute după optimizarea contactului dintre senzori și suprafața încălzitoare
Datorită îmbunătățirii contactului intre senzori și suprafață se pot elimina aceste erori ducând la o precizie bună a citirilor. Concluzia la care ajungem este ca acesti senzori sunt performanți iar rapiditatea cu care aceștia răspund ii recomandă a fi utilizați cu succes în cadrul unor sesiuni de măsurări.
Manechinul termic este un instrument avansat ce poate simula fidel prezenta unui ocupant uman. În Fig. 53 sunt prezentate imaginile termografice ale unei persoane și a manechinului termic având doar câte o zona pornită.
C
Fig. 53: Comparație între temperatura diferitelor zone ale corpului uman și a manechinului termic avansat
3.3. 6 Implementarea unui circuit respirator
Pentru a putea simula respirația umană este necesar a cunoaște relatia pentru modelarea acesteia. Variația debitului masic inspirat/expirat pentru o persoană ce exercită o activitate ușoară este reprezentată în Fig. 54 a) iar în Fig. 54b) este prezentată variatia vitezei aerului inspirat/expirat pentru o persoană în activitate usoară. Această funcție are forma:
(7)
În care: Dm reprezinta debitul masic,
t este timpul in secunde,
a coeficient determinat empiric egal cu 0.25,
b coeficient determinat empiric egal cu 1.9.
a)b)
Fig. 54: a) Variația debitului masic inspirat/expirat pentru o persoană în activitate ușoară;
b) Variația vitezei aerului inspirat/expirat pentru o persoană prestând o activitate ușoară
Pentru a realiza un control al sistemului este necesară realizarea unei interfețe grafice precum și schimbarea microcontrolerului ce controlează actuatorul. Actuatorul este necesar a fi schimbat pentru a asigura mai multe regimuri de simulare.
Pentru a implementa soluțiile de respirație s-au practicat în manechinul termic două seturi de orificii: unul în plan orizontal (Fig. 55a) cât și unul în plan înclinat la 45 grade față de orizontală (Fig. 55b); această configurație ne permite realizarea unor studii ale jeturilor de aer generate de respirația nazală în cazul manechinului termic avansat.
a)b)
Fig. 55: a) Orificii practicate în plan orizontal în manechinul termic b)Orificii practicate la 45 de în grade de orizontala
In cadrul proiectului Proiect PN-II-RU-PD-2011-3-0099 a fost realizat de catre Bode [151], în laboratorul nostru, un ansamblu experimental pentru reproducerea respiratiei unei persoane ce prestează o activitate usoară (Fig. 56).
a)b)c)d)
Fig. 56: Etapele conceperii ansamblului experimental utilizat pentru reproducerea respiratiei umane; a) Etapa conceperii plăcii de control a actuatorului; b) Etapa programării microcontrolerului; c) imagine cu placa de control; d) imagine cu acturatorul liniar
Ansamblul experimental utilizat pentru reproducerea respiratiei unei persoane în activitate ușoară poate fi vizualizat în Fig. 57. Acesta poate fi conectat la prototipul nostru de manechin.
Fig. 57: Ansamblu experimental utilizat pentru reproducerea respiratiei umane
3.3. 7 Perspective viitoare de dezvoltare a altor prototipuri avansate de manechini termici
Colaborarea cu Institutul National de Cercetări Aerospațiale Elie Carafoli din cadrul proiectului de cercetare EQUATOR, ne-a permis testarea unui nou sistem de control a temperaturii ce utilizează suprafața încălzitoare nu doar sursa de căldura ci și cu rol de senzor de temperatură. Elementul încălzitor din interiorul suprafeței încălzitoare este de tip rezistiv ce își modifică rezistența electrică odată cu variația temperaturii. Acest lucru ne permite să facem o corelare intre temperatura suprafeței încălzitoare și rezistența electrică a acesteia. Pentru a realiza acest control este nevoie de un montaj prin intermediul căruia se menține constantă rezistența termică a elementului rezistiv din interiorul suprafeței încălzitoare.
Pentru a testa fezabilitatea punerii în practică a acestei idei s-au realizat o serie de teste. Scopul acestor teste este de a realiza o corelare a variație temperaturii suprafeței și a variației rezistentei electrice a elementului rezistiv.
În cadrul acestui test a fost utilizată baia termostată și sursa de tensiune utilizată și în cadrul etalonării senzorilor digitali. Pentru măsurarea rezistenței electrice am utilizat multimetre, acestea legându-se în serie cu elementul încălzitor. Schema de măsurare este prezentată în Fig. 58a.
Pentru a avea o precizie bună a măsurărilor și pentru ca efectul Joule al suprafeței încălzitoare să nu influențeze creșterea temperaturii în baia termostată, tensiunea de alimentarea a fost setată o tensiune de alimentare de 1V. Pentru a avea o precizie mai bună au fost utilizate două multimetre BM857A(Fig. 59b) și AX-585B(Fig. 60c)
În urma testelor am obținut o serie de valori care ne încurajează să credem ca soluția poate fi aplicata cu succes. În Fig. 61a am prezentat schema funcțională de principiu a montajului ce urmează a fi realizat. În acest caz două zone încălzitoare ce aparțin aceluiași segment sunt conectate în punte Wheatstone cu alți doi rezistori ce au o rezistență constantă în timp și cu temperatura. Aceste grupuri de rezistori sunt alimentate de la o sursă de tensiune constantă a cărei valoare este ajustabilă în funcție de semnalul primit de la ieșirea amplificatorului diferențial. Dacă temperatura elementelor încălzitoare are tendința să scadă sub valoarea dorită atunci și rezistența electrică a acestora va prezenta o scădere, aceasta va duce la creșterea diferenței de tensiune aplicate amplificatorului diferențial. Acesta o va amplifica și va aplica o tensiune mai mare de comandă sursei de tensiune constantă. Datorita acestui fapt se generează o creștere a tensiunii aplicate grupului de rezistori rezultând o creștere a curentului prin aceștia și implicit a puterii disipate. Creșterea puterii disipate pe elementele încălzitoare va conduce la o creștere a cantității de căldură degajată în unitatea de timp având ca rezultat o creștere a temperaturii ceea ce va compensa tendința de scădere inițială a acesteia.
a) b) c)
Fig. 62: a)Schema circuitului de măsurare a variației rezistenței patch-ului cu temperatura; b) Multimetru AX-585B c) Multimetru BM857A
a)
b)
Fig. 63: a) Schema de principiu a circuitului de reglare automată a temperaturii fiecărei suprafețe încălzitoare; b) Diferite teste realizate pentru evidențierea variației rezistenței elementului încălzitor cu temperatura;
În cazul în care există o tendință de creștere a temperaturii peste valoarea dorită, are loc o autoreglare a acesteia în sens opus față de mecanismul descris mai sus. Măsurările efectuate confirmă aceasta oportunitate.
În Fig. 63b am prezentat modul în care variază rezidența electrică a suprafețelor încălzitoare cu temperatura suprafeței pe intervalul de interes (20-40 grade C). Putem observa în această figură faptul ca avem o creștere aproximativ constant a rezistentei electrice pe intervalul studiat. Din măsurări a rezultat o variație a rezistentei de aproximativ 3.68mΩ/°C ceea ce ne este suficient pentru a utiliza suprafața încălzitoare ca și senzor de temperatură.
Capitolul 4 – Studii experimentale dedicate evaluării confortului termic în diferite ambianțe
4. Studii experimentale dedicate evaluării confortului termic în diferite ambianțe
4.1 Introducere
Acest capitol își propune să treacă în revistă patru serii de campanii experimentale realizate în jurul celor două prototipuri de manechine termice prezentate în capitolul anterior. Aceste campanii experimentale reprezintă patru abordări diferite propuse în cadrul unor studii mai largi și sunt prezentate aici spre a exemplifica modul de lucru și utilitatea celor două prototipuri într-o varietate de condiții. Inainte de a trece la prezentarea efectivă a acestor rezultate experimentale, am dorit să repertoriem de manieră sintetică principiile de măsură și cele mai importante dintre echipamentele utilizate. O parte din aceste echipamente au fost deja amintite în capitolul precedent.
4.2 Principii de măsură și echipamente utilizate
4.2.1 Termografia infraroșu
Termografia este o tehnică care permite obținerea unei imagini cu ajutorul radiației infraroșii. Imaginea obținută este denumită termogramă. Camera infraroșu măsoară și vizualizează radiația infraroșie a unui obiect. Radiația spectrală infraroșie este invizibilă ochiului uman și este cuprinsă între lungimile de undă 0,75 μm și 100 μm a spectrului electromagnetic. Temperaturilor care se regăsesc în mediul ambiant (0-50°C) le sunt asociate lungimi de undă cuprinse între 9-14μm. Cum radiația infraroșie este emisă de orice corp care are temperatura superioară temperaturii de zero absolut, termografia face posibilă vizualizarea unui obiect cu sau fără iluminare vizibilă. Fenomenul de radiație este dependent de temperatura suprafețelor studiate și de natura lor iar cu ajutorul camerei de termoviziune, temperatura poate fi determinată. Radiația măsurată de camera infraroșu nu depinde doar de temperatura suprafeței ci și de emisivitate. Radiația provenită din mediul ambiant este în același timp reflectată de obiect. Radiația reflectată de obiect și radiația emisă de obiect sunt influențate de capacitatea de absorbție a atmosferei. Pentru realizarea măsurării precise a temperaturii, este necesară compensarea diferitelor efecte ale surselor reflectante. Această compensare este efectuată automat de către camera infraroșu. Pentru a putea face această compensare trebuie considerați câțiva factori: emisivitatea obiectului, temperatura aparentă reflectată, distanța între obiect și aparat, umiditatea relativă, temperatura atmosferei.
Emisivitatea este parametrul cel mai important. Emisivitatea este definită ca fiind măsura radiației emisă de un corp față de radiația emisă de un corp negru, aflat la aceeași temperatură. Emisivitatea are valori între 0,1 și 0,95. Pielea umană are emisivitatea cuprinsă între 0,97 și 0,98. Emisivitatea metalelor este redusă și crește odată cu temperatura, pe când emisivitatea altor corpuri are valori ridicate și scade odată cu temperatura.
În timpul campaniei experimentale măsurarea temperaturii suprafeței manechinului, precum și a profilului de temperaturi de deasupra capului manechinului a fost realizat cu ajutorul unei camere de termoviziune FLIR E60 (Fig. 64)
În cazul campaniei noastre de măsurări, pentru a putea determina cu precizie profilele de temperatură, a trebuit să determinăm emisivitatea suprafețelor unde am dorit stabilirea temperaturii. Deși în cărțile de specialitate există tabele de emisivități, totuși aceste valori nu pot fi luate în considerație decât cu scop orientativ, deoarece valorile lor sunt de principiu, iar emisivitatea obiectului de măsurat poate diferi față de valorile de principiu. Există două metode de definire a emisivității: una este cea cu ajutorul termometrului de contact sau cea cu ajutorul camerei de termoviziune. Prima metodă și cea folosită de noi, constă în măsurarea temperaturii cu ajutorul unui termometru de contact, urmată de măsurarea temperaturii suprafeței cu ajutorul camerei de termoviziune cu emisivitatea setată la valoarea 1. Diferența între valoare temperaturii măsurate cu ajutorul termometrului de contact și valoarea temperaturii citite cu ajutorul camerei de termoviziune se datorează setării unei valori a emisivității prea mare. Micșorând treptat emisivitatea, am modificat temperatura până când aceasta a coincis cu valoarea arătată de termometrul de contact. Emisivitatea astfel setată corespunde emisivității reale a suprafeței obiectului măsurat.
Așa cum vom vedea mai departe (în capitolul 5) această tehnică de măsură ne-a servit la compararea cu rezultatele numerice a câmpului de temperatură din curentul convectiv generat de manechinul termic. Pentru realizarea acestui scop am folosit un carton de culoare neagră foarte subțire, amplasat în planul sagital al manechinului, deasupra capului său. Astfel, în figura 65 este prezentată distribuția câmpului de temperaturi în această zonă.
Fig. 64: Camera de termoviziune Flir E60
Camera de termoviziune poate surprinde doar temperatura unei suprafețe, nu si temperatura aerului din încăpere, motiv pentru care am utilizat un carton de culoare neagră amplasat deasupra capului. Pe acesta am marcat o rețea de măsură ce mă va ajuta în obținerea coordonatelor punctelor citite. Acest test mi-a permis să vizualizez distribuția de temperatură pe un întreg plan (sagital si coronar) și nu doar în anumite puncte distincte cum am fi procedat în cazul utilizării sondei de temperatură si viteză.
Am utilizat acest tip de suprafață deoarece oferă cele mai bune rezultate [152]. De asemenea influența dată de acest plan asupra curgerii de aer precum si a distribuției de temperatură este neglijabilă datorită vitezelor scăzute ale aerului și datorită faptului că acest plan este poziționat în paralel cu sensul de curgere [153].
A fost necesară o perioadă scurtă de intrare în regim între momentul poziționării suprafeței de măsură si momentul realizării imaginii cu camera de termoviziune. Am realizat fotografii ale celor două planuri (sagital si coronar) rezultatele fiind reprezentate în Fig. 65 si Fig. 66.
Fig. 67: Stand studiu curgere convectivă
Pentru a putea avea o rezoluție și o transpunere în spațiu a imaginii, respectiv a datelor, pe planul de măsură am trasat o rețea de puncte de măsură. Distanța între punctele de măsură este de 5cm și sunt marcate utilizând folie de aluminiu (Fig. 67). Alegerea acestui material a fost făcută pentru a putea fi observate pe imaginea preluată cu camera de termoviziune datorita diferenței mari de emisivitate a acestuia.
Programul are o flexibilitate sporită prin implementarea unor facilități de ajustare a emisivității materialului fotografiat permițând practic o recalibrare a imaginii. De asemenea oferă diferite scheme de vizualizare ce permit ajustarea grafica a imaginii pentru evidențierea intervalelor vizate de temperatură (Fig. 70).
Ca și opțiuni de prelucrare a datelor acest program permite și exportul temperaturilor aferente tuturor punctelor din fotografia IR intr-un format CSV ușor de procesat si prelucrat ulterior.
Aceste imagini au fost prelucrate ulterior în programul furnizat de producătorul camerei de termoviziune obținându-se temperatura în fiecare punct ce se dorește a fi citit.
4.2.2 Sistemul de evaluare și măsurare a confortului Confort Sense
Pentru realizarea campaniei de măsurări am utilizat Sistemul ConfortSense de la Dantec Dynamics destinat măsurării multipunct a vitezei și temperaturii aerului. Măsurătorile de curenți de aer necesită senzori omnidirecționali cu o frecvență de răspuns de minim 2 Hz. De asemenea sistemul dispune și de o sondă pentru măsurarea temperaturii operative și a umidității relative. Sistemul este conform cu normativele Europene EN 13182, ISO 7726, ISO 7730 si cu standardele ASHRAE standard 55 și ASHRAE standard 113. Sistemul conține o unitate principală cu până la 16 intrări la care pot fi conectate 16 sonde de măsură. Sonda omnidirecțională măsoară viteza și temperatura. Sistemul Confort Sense dispune de o unitate principală și de o serie de sonde pentru măsurarea diverșilor parametrii.
Sonda pentru determinarea indiceli senzației de current de aer (DR) este echipată cu un senzor omnidirecțional din film subțire pentru măsurarea vitezei și un termistor cu răspuns rapid pentru măsurarea temperaturii. Senzorul de viteză este alcătuit din două sfere cu diametrul de 3mm învelite într-un film de nichel și acoperite cu un film de quartz. Una dintre sfere este ținută la o temperatură constantă superioară față de cealaltă, iar energia necesară pentru menținerea acestei temperaturi este măsurată. O funcție de transfer convertește această energie măsurată în viteză. Acest senzor este protejat de o colivie metalică. Datorită designului minimalist obstrucția fluxului de aer este redusă.
Sonda de umiditate măsoară direct umiditatea relativă. Principiul de măsură este bazat pe proprietățile higroscopice ale unui polimer închis între doi electrozi. Acest film polimeric absoarbe sau eliberează vapori de apă în funcție de modul cum umiditatea relativă crește sau descrește. Proprietățile dielectrice ale acestui polimer depind de cantitatea de apă conținută de el. Pe măsură ce umiditatea relativă se schimbă proprietățile dielectrice ale filmului se schimbă astfel încât capacitatea senzorului se schimbă. Din valoarea măsurată a capacității unitatea calculează umiditatea relativă.
Sonda de temperatură operativă are o formă elipsoidală cu un diametru de 56mm și o lungime de 160mm. Senzorul este reprezentat de o spiră de nichel înfășurată care măsoară temperatura medie pe suprafața elipsoidului. Forma și mărimea elementului facilitează măsurarea directă a temperaturii operative. Mărimea ei este astfel aleasă încât să raportul între pierderea prin radiație și convecție să fie similară cu cea a corpului uman. Forma sondei este aleasă astfel încât suprafețele reci sau calde să aibă aceeași influență asupra sondei așa cum ar avea asupra unei ființe umane. Senzorul simulează o persoană în picioare atunci când este în poziție verticală, o persoană în poziție șezândă atunci când este înclinată sub un unghi de 30° și o persoană în poziție orizontală când sonda este așezată în poziție orizontală. Culoarea și structura suprafeței sunt concepute de manieră să imite o persoană îmbrăcată pe cât de realist posibil.
Fig. 75. Interfață grafica software Comfort Sense
Citirile si înregistrările se realizează prin intermediul unei aplicații specializate (Fig. 75), dedicate acestui instrument dezvoltată si furnizată de către Dantec Dynamics. Aplicația permite realizarea rețele de măsură pentru a permite extragerea de câmpuri de viteză si temperatură.
Sonda de temperatură si viteză a fost montata pe un sistem de deplasare ISEL IMS S8 (Fig. 76). Aceasta este o un sistem performant ce poate fi programat a realiza translații foarte precise pe toate cele trei axe cu o precizie de 1mm.
Controlerul integrează toate componentele necesare (alimentare electrică, circuit de oprire în regim de urgență, elementele de control, etc). Conectarea la calculator se realizează prin intermediul unei interfețe seriale RS232. Controlul sistemului de deplasare a fost realizat prin intermediul unei interfețe software furnizată de Dantec Dynamics. Interfața este simplă și permite definirea unei grile de măsură prin introducerea coordonatelor pe cele trei axe raportat la sistemul de referință impus de utilizator.
4.2.3 Camera climatică
Studiul experimental s-a desfășurat în celula climatică din cadrul laboratorului de instalații. Această celulă climatică poate să simuleze diferite solicitări termice caracteristice unei încăperi reale. Toate elementele anvelopei încăperii sunt active și pot fi controlate individual prin intermediul sistemului de automatizare. Pentru realizarea acestei cerințe fiecare perete este prevăzut cu conducte din polietilenă cu barieră de oxigen ce sunt alimentate cu apă ca și agent termic. Pentru diminuarea influentelor externe asupra încăperii, panourile cu conducte sunt izolate la exterior cu polistiren expandat. Asigurarea uniformității temperaturii pe suprafața interioară este asigurată prin placarea panourilor cu gips carton. Continuitatea sistemului de distribuție a agentului termic este asigurat si prin elementele mobile ale încăperii (respectiv ușa).
Sistemul de iluminat ales este de tip fluorescent pentru limitarea degajărilor de căldură în interior și pentru a avea o influență cât mai redusă asupra parametrilor interiori.
Aceasta celulă a fost concepută pentru a se putea desfășura atât măsurări standard utilizând senzori de temperatură si viteză cât si sesiuni de măsurări PIV (Particle Image Velocimetry), motiv pentru care suprafețele interioare ale încăperii au fost vopsite în negru pentru limitarea reflexiilor. Pentru un control bun al uniformității temperaturii conectarea panourilor s-a realizat utilizând o bucla Tickelman. Acest tip de conexiune asigură o uniformitate a debitelor prin toate panourile.
Alimentarea cu agent termic s-a realizat cu ajutorul unei centrale termice pentru încălzire iar pentru simularea în regim de răcire este utilizat un chiller. Legătura dintre sistemul de distribuție si cel de producere a agentului termic se realizează prin intermediul unei butelii de decuplare hidraulică ce asigură un debit constant în cele doua bucle (producere si distribuție).
Sistemul de distribuție a fost conceput cu cate un circuit pentru fiecare perete(zonă) pentru asigurarea uniformității temperaturii pe fiecare element de anvelopă. În Fig. 78 am prezentat sistemul de distribuție precum si sistemul de automatizare al întregii celule. La interior senzorii de temperatură sunt montați câte unul pe fiecare zonă iar pentru a asigura un control mai bun al timpului de răspuns automatizarea a fost gândită cu o funcționare în cascadă a controlului prin montarea unui senzor de temperatură pe conductă, astfel încât temperatura la plecare a agentului termic sa fie în concordantă in conformitate cu cerințele setate de utilizator.
Încăperea este prevăzută cu un sistem propriu de ventilație. Acesta permite diferite strategii de ventilare. Pe de-o parte poate simula introducerea/evacuarea prin zonele laterale ale încăperii în sisteme de ventilare de tip sus-jos, jos-sus cât și prin intermediul plafonului. Prin acest mod de realizare sunt asigurate premizele unor viitoare direcții de cercetare ce pot viza curgeri de aer în camere curate.
Fig. 78. Sistemul de automatizare si control celula climatică
Sistemul de automatizare aferent camerei climatice este capabil a menține temperatura setată de utilizator. Intervalul de variație al temperaturii pe suprafață este de ±0.5˚C. Interfața grafică a sistemului este simplă și permite interacțiunea utilizatorului cu sistemul de comandă.
Interfața este organizată în ferestre de tip tab ce permit afișarea informațiilor în timp real. În Fig. 79 este prezentată interfața principală (Sinoptic) a sistemului de automatizare. În această interfață se poate citi în timp real valoarea temperaturii pe fiecare dintre elementele de închidere a încăperii cât și temperatura agentului ce alimentează aceste suprafețe. De asemenea se poate vizualiza si gradul de închidere al vanei cu trei căi.
Interfața grafică are înglobat un modul ce permite o vizualizare în timp a variației temperaturilor pe fiecare din zonele monitorizate. În Fig. 80 este prezentat un astfel de grafic cu variația temperaturilor. În acest grafic utilizatorul are posibilitatea de a monitoriza anumite temperaturi sau în paralel, monitorizarea tuturor temperaturilor cu o rată de eșantionare de 1s.
Toate funcționalitățile sistemului de automatizare pot fi accesate și vizualizate atât local cât si la distanță prin intermediul unei interfețe web ce permite accesul în timp real la aceste date. Pentru moment din motive ce țin de dificultăți tehnice, respectiv realizarea fizică a rețelei de internet, această funcție nu este utilizată urmând să se implementeze în viitorul apropiat.
Această interfață grafică permite intervenția utilizatorului în modul de funcționare al pompelor și al sistemului de automatizare. În Fig. 81 este prezentat panoul de control pentru automatizarea pompelor de circulație. Aici se poate seta individual modul de funcționare al acestora în regim manual (pornit/oprit) sau cu comandă automată subordonate sistemului de automatizare.
În Fig. 82 utilizatorul poate alege modul de funcționare al automatizării. Sistemul ii permite alegerea între trei moduri de funcționare: modul manual, modul automat comandat de senzorul de ambient si modul automat în cascadă. Acest lucru se realizează prin accesarea interfeței din Fig. 83 și activarea/dezactivarea senzorilor aferenți temperaturii conductei.
Modul de control al sistemului de automatizare este realizat prin intermediul impunerii unui prag minim și al unui prag maxim al temperaturii acceptate si variație histerezis.
Fiecare zonă a încăperii este controlată de un regulator. Acesta poate fi controlat individual de către utilizator din fereastra prezentată în Fig. 82. Regulatorul poate fi setat să funcționeze în trei moduri: modul automat, modul manual precum si modul fix prin simpla apăsare a butonului aflat în fereastra de control.
Fiecare zonă este prevăzută cu senzor de contact pe conducta de alimentare cu agent termic precum si cu senzor de contact pe suprafața interioară. Sistemul de automatizare poate funcționa intr-o treapta sau în două trepte (în cascadă) în funcție de opțiunea utilizatorului. Pentru funcționarea în regim de cascadă valoarea prezentă (PV) pentru regulatoarele de contact este valoarea mediată pe 30 de secunde recepționată de la senzorul de contact de pe conductă.
Valoarea prezentă pentru regulatoarele de ambient este egală cu valoarea mediată pe 30 de secunde recepționată de la senzorul de contact de pe suprafața interioară.
Valoarea impusă (SV) este o valoare impusă regulatoarelor în mod individual si are legătură cu valoarea senzorului pe care il monitorizează în mod direct. Astfel valoarea setată în regulatoarele de contact/ambient este dată de raportul dintre valoarea impusă și constantă de divizare pentru fiecare zonă în parte.
Reglajul servomotoarelor se realizează în două moduri: fie sunt conduse de regulatoarele de contact prin valoarea impusă MV (manual value) care va deveni SV (set value) pentru regulatoarele de interior; fie prin regulatoarele de ambient , moment în care senzorii de contact de pe conductă vor fi dezactivați iar SV-ul acestora se va introduce manual în căsuța respectivă de către utilizator.
Fig. 83. Comutarea din modul automat standard în automat în cascadă
Având în vedere că acest sistem de automatizare ne oferă o eroare de ±0.5˚C și datorită faptului că acesta nu are un modul de înregistrare a datelor, am vrut să validez valoarea citită de senzorii sistemului de automatizare și în același timp sa stochez variațiile temperaturilor pe fiecare suprafață precum și a temperaturii aerului. În acest scop am utilizat o stație de achiziție National Instruments prevăzuta cu 12 termo-cuple (Fig. 84).
Termocuplele sunt poziționate în zona senzorilor de contact aferenți sistemului de automatizare (Fig. 86). Timpul de eșantionare este de o secundă. Pentru a citi senzorii de temperatură am utilizat software-ul Labview Express 2011 (Fig. 87).
Pentru un contact bun al termocuplelor și a senzorilor aferenți camerei climatice a fost utilizată o pastă termoconductoare cu particule ceramice ce îmbunătățește transferul termic între senzor și suprafață. De asemenea am utilizat o folie de aluminiu pentru a realiza uniformitatea temperaturii pe suprafața de contact.
Uniformitatea temperaturii pe suprafață este relativ constantă dată fiind forma constructivă a panourilor montate. În Fig. 85 am prezentat o fotografie a unui astfel de panou ce funcționează în regim de răcire. Se poate observa că temperatura medie a suprafeței este de ±24˚C și acest nivel de uniformitate este suficient pentru scopul în care folosim incinta.
4.3 Studii experimentale cu ajutorul prototipului de manechin termic simplificat
4.3.1 Evaluarea prototipului de manechin termic simplificat în condiții de laborator
Un prim exemplu de campanie experimentală este prezentat în acest paragraf. Manechinul a fost așezat în centrul celulei experimentale. Pe suprafața manechinului au fost amplasate termocuple pentru măsurarea temperaturii la suprafață. Cum temperatura a fost considerată constantă pe segmente (cap, trunchi, picioare) aceste dispozitive au fost dispuse pe câte o parte. În cazul picioarelor, deoarece acestea au o parte orizontală și o parte dispusă vertical, am hotărât amplasarea a două termocuple – unul pe gambe și unul pe coapse.
De asemenea au fost dispuse termocuple pe pereți, la nivelul podelei și în apropierea tavanului, pentru a putea măsura temperaturile din aceste zone. Într-un colț al încăperii au fost plasate, în suport, sondele sistemului ConfortSense. Sonda de măsură a temperaturii operative a fost dispusă la X=0,6m Y=1.2m iar Z= 0,8m. Poziția sa a fost înclinată la 30°, pentru a simula o persoană care stă jos. Sonda de măsură a umidității relative a fost dispusă la X=0,65m; Y=1.2m iar Z=0,5m
Așa cum am văzut în descrierea standului experimental temperatura manechinului pe diferite segmente s-a stabilizat, ajungându-se la un echilibru între filmul încălzitor și mediul ambiant.. Primul pas în demersul nostru experimental a fost măsurarea, cu ajutorul tehnicii termografice, a temperaturilor manechinului și a celor din curentul natural convectiv. În acest scop am dispus termocuple nu numai pe suprafața manechinului ci și pe cartonul destinat fotografierii cu camera infraroșu pentru a putea calibra camera de termoviziune. Astfel, am putut determina emisivitatea. Aceasta are valoarea ε= 0,98 pentru manechin și ε=0,95 pentru cartonul așezat în plan sagital și apoi coronal pentru vizualizarea curentului convectiv generat de manechinul termic.
a)b)
Fig. 88: a) Amplasarea manechinului în celula experimentală, b)Imagine IR a suprafețelor manechinului
Următorul pas a fost realizarea profilului median deasupra capului manechinului termic, la diferite cote pe înălțime, pentru a putea vedea distribuția de temperaturi și viteze. Măsurătorile au fost făcute cu ajutorul sondei omnidirecționale de viteză de din sistemul Confort Sense. Această sondă permite și măsurarea simultană a temperaturii. Masurarile s-au efectuat la distanțe succesive de 5cm, pornind de la 3cm deasupra capului manechinului până la înălțimea de 1,95cm, distanța maximă la care sistemul de deplasare automată ISEL ne-a permis poziționarea sondei pe înălțime.
În Fig. 91a) este prezentată variația temperaturii deasupra capului manechinului, în axul median al curentului convectiv, la diferite cote pe înălțime (profil median) iar în Fig. 91b) este prezentat profilul magnitudinii vitezei la diferite cote Z.
a) b)
Fig. 89: Profile axiale de viteză și temperatură în curentul convectiv : a) temperatură, b) magnitudinea vitezei
Fig. 90: Profile ale magnitudinii vitezei în planul coronal la diferite cote ale curentului conectiv (Z=0 a fost considerat în acest caz la nivelul capului manechinului)
a)b)c)
Fig. 91: a) Stand experimental utilizat pentru evidențierea curgerii convectiv naturale generată de modelul simplificat, b) Curgerea natural convectivă generată de un model cu formă umanoidă [145], c) Curgerea natural convectivă generată de modelul cu formă simplificată
Un alt test pe care am dorit să îl efectuăm a fost verificarea formei curgerii natural convective generată de modelul simplificat. Pentru aceasta am utilizat camera de termografie, standul de măsurare fiind prezentat în Fig. 91a. Măsurările de evidențiere a curgerilor convective în jurul modelului au un profil așa cum este prezentat Fig. 91c și, după cum este firesc, nu are o formă similară cu a unui model cu formă umanoidă – comparația este făcuută cu Thermal Boy 1 (Fig. 91b).
Toate aceste teste ne-au folosit ulterior, așa cum va fi arătat în Capitolul 5, la validarea unor modele CFD.
4.3.2 Evaluarea prototipului de manechin termic simplificat în condiții reale în habitaclul unui autovehicul
Preocupările producătorilor din industria auto s-au axat în ultimii zece ani pe asigurarea confortului pasagerilor în autovehicul în paralel cu scăderea costurilor de producție si creșterea siguranței la volan [30, 94, 154]. Studiile de confort termic în autovehicul s-au bazat în principal pe modelele de confort termic aplicate în clădiri de mai bine de 50 de ani [6, 8]. Confortului termic și calității aerului interior din interiorul autovehiculului ar trebui să i se acorde mai multă atenție în principal datorită faptului că numărul de ore petrecut de ocupanți în autovehicule a crescut substanțial (atât în autovehicule personale cât și în mijloace de transport în comun). Confortul termic în autovehicul ajută la reducerea stresului resimțit de conducătorul auto și contribuie la creșterea siguranței la volan. Creșterea exigențelor conducătorilor auto în materie de economie de combustibil dar cu păstrarea performanțelor ridicate a condus la o reanalizare a sistemelor implementate și a regândirii autovehiculului. Spre exemplu nevoia de a reduce cantitatea de căldură ce pătrunde în habitaclu a devenit o problemă ce este îndelung studiată de producătorii de autovehicule încă de la primele faze de proiectare, contribuind la o îmbunătățire a confortului termic cât și la o scădere a consumului de combustibil și implicit a costurilor de utilizare. Sintetizând, calitatea mediului interior în habitaclu este influențată de un număr mare de parametrii care includ: natura materialelor suprafețelor interioare, temperatura aerului, distribuția de viteze datorită geometrilor complexe de la interior, umiditatea relativă a aerului, intensitatea radiației solare și reflexiile generate de pe suprafețele interioare, unghiurile de incidență a radiației solare, tipul de îmbrăcăminte purtat de ocupanți, etc.[8, 30].
Studiul experimental ales pentru a fi prezentat în acest subcapitol se înscrie într-un alt registru de utilizare al prototipurilor de manechine termice utilizate. În acest caz prototipul de manechin simplificat, împreună cu un alt prototip similar au fost utilizați pentru a simula prezența umană în habitaclul unui automobil. Campania experimentală s-a desfășurat în perioada rece a anului. Studiul propune o monitorizare a parametrilor termici din interiorul habitaclului și corelarea rezultatelor cu senzația termică resimțită de ocupanți.
Pe locurile din față ale autovehiculului (atât pe scaunul șoferului cât și pe cel al pasagerului) au fost amplasate două manechine termice cu formă simplificată cu scopul de a simula prezența celor doi ocupanți.
Fig. 92: Manechine termice amplasate în interiorul autovehiculului
a) b)c)
Fig. 93: a) Zone ale corpului independent controlate: manechin I: 1 – Cap; 2 – umeri; 3, 4 –mâini; 5 –piept; 6- coapse; 7 – gambe; 8 – șezut; 9 – spate); b) Zone ale corpului independent controlate manechin II: 1 – cap; 2 – umeri, torso si mâini; 3- picioare
a) b)
Fig. 94: Manechinul termic cu form[ simplificată a)manechinul termic utilizat cu 9 zone individual controlate; b) imagine preluată cu camera de termoviziune din interiorul habitaclului
Pentru a evalua parametrii aerului interior am amplasat în habitaclu sonde de temperatură, umiditate și viteză a aerului așa cum se poate observa în Fig. 92. Testele s-au desfășurat într-un autovehicul din clasa mono-volum ce dispune de suficient spațiu pentru a amplasa toate echipamentele de măsură necesare. Mașina dispune de patru zone independent climatizate oferind chiar și pasagerilor din spate posibilitatea de a ajusta temperatura și parametrii mediului interior zonal prin grile de introducere în stâlpii laterali. Pentru această sesiune de măsurări am utilizat opțiunea AUTO pentru a încălzi și menține temperatura aerului interior la valoarea de 22.5°C. Sistemul de încălzire recuperează căldură de la sistemul de evacuare a gazelor de eșapament. Acest sistem de recuperare permite încălzirea spațiului interior mult mai rapid și asigură intrarea în regim mult mai rapid în perioadele cu temperaturi scăzute.
Manechinele termice utilizate în această sesiune de măsurări au dimensiunile unei persoane adulte și o suprafață exterioară de aproximativ 1.8m2. Prototipul 1 (cel de pe locul șoferului are un număr de 9 zone individual controlabile. Manechinul 2 are doar trei zone individual controlate (cap, corp și picioare). Încălzirea celor două manechine s-a realizat prin conectare directă la priză iar temperatura pe suprafață este setată prin acționarea asupra unui variator de tensiune pentru a atinge temperatura dorită.
Parametrii aerului interior au fost măsurați cu ajutorul unei sonde cu film cald (TSI Velocicalc 9565) și cu ajutorul unor termocuple tip K conectate la un termometru Lutron. O cameră de termoviziune a fost utilizată pentru a evalua temperatura și nivelul de uniformitate a temperaturii pe suprafața celor două manechine termice.
Pe toată durata sesiunii de măsurări, rezultatele obținute au fost comparate cu senzația termică resimțită de doi subiecți umani care au participat voluntar în cadrul acestei sesiunii de măsurări (două femei cu vârsta de 27 și 38 de ani). Ocupanții au stat pe locurile din spate ale autovehiculului. Nivelul de îmbrăcare acestora este obișnuit pentru perioada de iarnă (1.5Clo).
Măsurările s-au desfășurat în data de 21 ianuarie 2014, într-o zi noroasă, în fața Laboratorului de Instalații din Facultatea de Inginerie a Instalațiilor București.
Temperatura exterioară medie înregistrată pe perioada măsurărilor a fost de 4°C iar umiditatea relativă a aerului a fost de 96%. La începutul campaniei temperatura exterioară a fost de 4.8°C iar la final de 3.2°C.
În Fig. 95 sunt prezentate variațiile temperaturii si umidității exterioare obținute de la Agenția Națională de Meteorologie.
Autovehiculul a fost poziționat în poziție de parcare pe perioada campaniei de măsurări. În Tabel 9
sunt prezentate valorile principalilor parametrii ce intră în calculul Votului Mediu Previzibil (PMV). În Tabel 10 sunt prezentate temperaturile fiecărui segment al corpului aferent celor două manechine și al celor două persoane.
Campania experimentală a fost structurată în patru etape distincte, fiecare având propriile particularități. Aceste particularități urmează a fi detaliate în paragrafele următoare și în Tabel 11.
În timpul Etapei 1 (10h30 – 11h05) manechinii termici au fost poziționați în habitaclul autovehiculului pe locurile din față și fiecare segment a fost alimentat electric până a fost atinsă temperatura dorită pe fiecare zonă. În timpul acestei etape motorul mașinii este oprit. După ce temperatura fiecărei suprafețe s-a stabilizat am măsurat temperatura aerului în habitaclu, aceasta având valoarea de 8.1°C. Valoarea maximă a vitezei aerului în planul median (între cele două scaune) la 50cm de schimbătorul de viteze a fost 0.1 m/s. Umiditatea relativă a aerului a variat în jurul valorii de 44%.
Pe parcursul acestei prime etape temperatura aerului interior a crescut doar pe baza degajărilor de căldură generate de manechinele termice. Umiditatea relativă a fost relativ constantă pe durata primei etape de măsurări. La finalul etapei viteza aerului a scăzut odată cu diferență de temperatură dintre suprafețele manechinelor și temperatura aerului interior.
În Fig. 96 sunt prezentate variațiile a celor mai importanți doi parametrii ai aerului interior pe durata celor patru etape de măsură.
Tabel 9: Parametri utilizați pentru estimarea Votului Mediu Previzibil (PMV)
Fig. 95: Variația temperaturii și umidității exterioare obținută de la Agenția Națională de Meteorologie. Date pentru ziua în care s-au realizat măsurările
Tabel 10:Temperaturile fiecărei suprafețe de pe corpul celor doi manechini și ai ocupanților.
Fig. 96: Variația vitezei aerului, temperaturii și umidității relative pe durata celor patru etape ale calendarului experimental
Tabel 11: Configurația celor patru etape de măsură:
Tabel 12: Valorile parametrilor aerului interior măsurați în etapa 1 precum și valoarea calculată a indicelui PMV
Tabel 13:Valorile măsurate ale parametrilor în Etapa 2 si valoarea calculată a indicelui PMV
În Tabel 12 sunt prezentate valorile parametrilor mediului interior măsurate precum și valorile indicelui PMV calculat pentru valorile obținute în prima etapă. În Etapa a 2-a (11h10-11h25) a fost pornit motorul autoturismului și s-a setat temperatura dorită la interior la valoarea de 22.5°C, sistemul de încălzire a fost setat pe modul AUTO. Temperatura aerului interior a început să crească așa cum se observă în Fig. 96. Umiditatea relativă a aerului interior a scăzut (aprox. 43%) pe măsură ce temperatura aerului interior a crescut. În același timp manechinii termici au funcționat normal simulând două persoane așezate pe scaunele din față. La finalul Etapei 2 am deschis ușile pentru a porni etapa a 3-a cu 4 ocupanți (două persoane și doi manechini). Datorită deschiderii ușii, viteza în habitaclu a scăzut dar după finalizarea pregătirilor și începerea etapei aceasta a reintrat în regim staționar.
Valorile calculate ale PMV-ului s-au ameliorat ajungând până în zona “puțin rece”.
Tabel 14: Parametrii măsurați ai aerului interior in Etapa a 3a si valorile calculate ale PMV-ului
Table15:Valorile măsurate ale parametrilor aerului interior pe durata etapei 4 si valoarea calculată a PMV-ului.
Etapa a 3-a s-a desfășurat între 11h30-11h45 și s-a simulat situația în care mașina este în mișcare cu patru pasageri. Motorul a fost pornit pe toată durata etapei și sistemul de încălzire funcționează.
Cele două persoane s-au așezat pe bancheta din spate pentru a evalua climatul interior din punct de vedere al confortului termic. Pentru a se acomoda cu mediul interior au așteptat un timp de 15 minute înainte de a își exprima senzația termică. Pe graficul de variație a umidității relative se poate observa intervalul de timp în care au fost cele două persoane în autovehicul. La intrarea în autovehicul au fost deschise ușile (umiditatea relativă a scăzut) precum și momentul când cele două persoane au coborât din autovehicul (temperatura a scăzut).
Senzația termică (TSV) resimțită de ocupanți a fost raportată de către cele două persoane ca având valoarea -1, dar din calculul PMV-ului a rezultat o valoare egală cu 0.44 ceea ce ne încadrează în zona de “ușor cald” de aici rezultând o diferență semnificativă între votul ocupanților și valoarea calculată. Această diferență am centralizat-o în Tabel 16.
Se observă că reacția termică a subiecților umani este mai lentă decât evoluția PMV-ului, ceea ce se explică prin nevoia unui timp de acomodare mai lung pentru ca organismul sa se adapteze la noul mediu.
Au fost realizate și teste intermediare astfel încât să avem o imagine mai bună a modului în care evoluează parametrii aerului interior.
În ultima etapa, cea de-a 4-a (11h50-12h05) am oprit motorul (oprind și sistemul de încălzire) iar cele două persoane au părăsit autovehiculul revenind la starea inițială cu sistem de încălzire oprit și cei doi manechini pe locurile din față. În Fig. 96 se observă scăderea temperaturii rezultând la finalul etapei de măsurare o valoare negativă a PMV-ului așa cum se poate observa in Table15.
Variația valorilor obținute pentru indicele PMV din măsurări în timpul acestor teste este prezentat in Fig. 97. Așa cum era de așteptat evoluția PMV-ului este corelată cu valorile temperaturii aerului și a temperaturii medii de radiație. Se observă faptul că între valorile calculate si senzația termică nu există o corelatie, PMV-ul aratând valori mai mici.
Acest lucru se explică prin senzația de rece resimțită de ocupanți. În tabelele centralizatoare se poate observa ca valorile temperaturii medii de radiație mai mică comparativ cu temperatura aerului. Temperatura medie de radiație influențează senzația termică în acest caz în mod particular datorită spațiului delimitat de suprafețe vitrate ce au temperaturi scăzute ceea ce duce conduce indicele PMV într-o zona în care acesta nu mai are o precizie bună.
Fig. 97: Variația PMV-ului calculat pe întreaga perioada pentru fiecare etapă la început și la final)
4.4 Studii experimentale utilizând manechinul termic avansat
4.4.1 Principiul de determinare al temperaturii echivalente cu ajutorul manechinului termic
Încă de la apariția lor indicii de confort termic PMV si PPD au fost criticați pentru modul în care au fost determinați dar si modul în care aceștia evaluează confortul termic în medii cu neuniformitate a temperaturii și radiației ducând la o abatere ridicată față de senzația termică resimțită de ocupanți. Astfel pentru evaluarea confortului în incinte cu o uniformitate scăzută a temperaturii și radiației standardul EN ISO14505/2 propune metoda temperaturii echivalente.
Evaluarea se bazează pe măsurarea temperaturii echivalente. Aceasta oferă un indice al efectelor asupra schimburilor de căldură dintre corpul uman și mediul exterior. În funcție de valoarea actuală precum și în funcție de variația acesteia se pot de termina condițiile în care se atinge echilibrul din punct de vedere termic. Modificarea senzației termice resimțite de ocupant este influențata de variațiile locale și generale ale fluxurilor de căldură de la suprafața pielii. Valorile pentru temperatura echivalentă a unui mediu sunt în strânsă legătură cu senzația de confort termic resimțită de ocupanții aflați în aceleași condiții cu ale mediului studiat. Astfel aceasta poate fi utilizată pentru evaluarea confortului termic și a calității mediului interior. Climatul poate fi evaluat în funcție de temperatura echivalentă totală ce descrie nivelul de neutralitate termică.
Mediul interior este de asemenea evaluat și din punct de vedere al efectelor locale pentru diferite zone ale corpului uman. Temperatura echivalentă locală ne arată în ce măsură părțile corpului se află în zona de acceptabilitate din punct de vedere al pierderilor de căldură. Temperatura echivalentă este o mărime ce ia in calcul atât schimbul de căldură prin convecție cât și cel prin radiație dintre corpul uman si mediul înconjurător. Fiind o metoda matematică nu ia în considerare senzațiile subiective percepute de ocupant dar în practică s-a observat ca exista o strânsă legătură între senzația termică resimțită de ocupant și temperatura echivalentă.
Principiul de calcul
Determinarea temperaturii echivalente are la bază ecuațiile de transfer de căldură prin convecție și prin radiație a ocupanților îmbrăcați. Schimbul de căldură prin conducție este considerat a fi redus în comparație cu cel schimbat prin convecție și radiație.
[W/m²] (8)
[W/m²] (9)
R – căldura schimbată prin radiație între corp și mediul înconjurător
C – căldura schimbată prin conducție între corp și mediul înconjurător
hr – coeficient de transfer termic radiativ [W/m²]
hc – coeficient de transfer termic convectiv [W/m²]
tsk – temperatura pielii [°C]
tr- temperatura medie de radiație [°C]
ta- temperatura aerului interior [°C]
In abordarea practica temperatura echivalenta pentru evaluarea temperaturii echivalente utilizăm următoarea relație:
[˚C] (10)
ts – temperatura suprafeței
teq – temperatura mediului standard
Q – pierderea de căldură prin convecție și conducție în condițiile actuale
(11)
tcal – este coeficientul combinat de transfer de căldură prin convecție si radiație
Avantajul utilizării acestui indice este dat de posibilitatea evaluării atât globale prin stabilirea unei temperaturi echivalente la nivel de corp cât și o evaluare locală a confortului la nivel de zonă a corpului.
Evaluarea confortului termic global
Principiul are la bază măsurarea pierderii de căldură totale a unui manechin termic cu formă și geometrie similară cu a unui corp uman având o temperatură similară cu a unui subiect uman. Temperatura poate fi măsurată atât prin intermediul sistemului de automatizare aferent manechinului cât și prin măsurarea consumului electric. Acuratețea rezultatelor depinde de temperatura suprafeței și de numărul cât mai ridicat al zonelor corpului. De notat faptul că un manechin termic cu un număr redus de zone sau compus dintr-o singura zona nu este recomandat a fi utilizat datorită variației foarte mari a temperaturii pe suprafața acestuia.
(12)
(13)
Evaluarea temperaturii echivalente pe un segment
Principiul are la baza determinarea pierderii de căldură pe un segment de corp (palma, picior, antebraț, etc). Segmentul poate fi realizat din una sau mai multe zone încălzitoare. Zona trebuie să fie anatomică atât ca formă cât și ca mărime.
(14)
Evaluarea utilizând metoda temperaturii echivalente reprezintă o evaluare a condițiilor în care se produce transferul de căldură dintre corp și mediul înconjurător. Astfel se poate observa că temperatura echivalentă este o temperatură ce se apropie de un grad de acceptabilitate apropiat de așteptări. O temperatură echivalentă ce are valori ridicate ne arată o reducere a pierderilor de căldură și implicit o senzație de cald, iar o temperatură echivalentă scăzută ne indică o pierdere de căldură accentuată a corpului către mediul înconjurător și implicit o senzație de rece.
Condițiile impuse de ISO 14505 sunt date de utilizarea unui manechin termic cu forma umanoidă si suprafața similara cu a unei persoane adulte, acesta trebuie sa fie dotat cu un minim de 16 zone încălzitoare pentru a asigura o rezoluție ridicată a măsurărilor. Numărul mai ridicat duce la o suprafață a zonelor mai redusă și implicit la o variație pe suprafață mult mai mică. Cele 16 zone încălzitoare sunt prezentate în Fig. 98
Fig. 98: Împărțirea pe zone a manechinului conform ISO14505[155]
Pentru realizarea evaluării este necesară calibrarea modelului. Astfel se impune temperatura suprafeței manechinului egala cu 34°C, constantă în timp. Standardul permite utilizarea manechinelor atât îmbrăcate cât si nud. Se recomandă utilizarea acestora neîmbrăcate sau cu îmbrăcăminte mulată pe suprafața lor [15, 93, 156, 157].
4.4.2 Evaluarea prototipului de manechin termic avansat în condiții de laborator
Acest subcapitol propune un studiu experimental comparativ ce urmărește să evalueze capabilitățile manechinului termic avansat în condiții de laborator. Astfel, răspunsul prototipului avansat a fost comparat cu răspunsul sistemului standardizat ComfortSense și cu votul senzației termice TSV obținut cu ajutorul chestionarelor de la o serie de subiecți voluntari.
În cadrul acestui experiment au luat parte un număr de 30 voluntari. Am calculat suprafața exterioară a corpului fiecărui ocupant, determinarea realizându-se prin utilizarea formulelor consacrate din literatură [158] și a fost apreciată cantitatea de căldură degajată de acesta pe baza activității prestate anterior.
Ventilarea celulei experimentale s-a realizat prin intermediul unei grile comerciale cu perforații, de formă patrată, cu latura de 60 cm. Debitul de aer introdus de ventilator este de 360m3/h cu o viteză în zona capului variind intre 0.2 si 0.3m/s în funcție de înălțimea ocupantului.
Aerul a fost preluat din incinta laboratorului și are o temperatură relativ constantă pe toată durata experimentului în jurul valorii de 19˚C˛în sezonul rece și temperatura de aproximativ 24.5˚C in sezonul cald (cu variații de ±0.5˚C pe perioada măsurărilor).
Rezultatele chestionarelor pentru perioada de iarnă sunt prezentate in Tabel 17 și situația de vară sunt prezentate în Tabel 18.
Fig. 99: Harta cu zonele regrupate conform ISO 14505 ale manechinului
În această campanie de măsurăi am înregistrat informații de la toate cele 36 de zone și am realizat o grupare a acestora în așa fel încât acestea să fie in conformitate cu procedura standard de evaluare utilizând temperatura echivalentă (teq), descrisă în standardul EN ISO 14505 [12]. Cele 17 zone în care au fost regrupate suprafețele manechinului sunt prezentate în Fig. 99b. Pe bază temperaturii echivalente și utilizând metodologia descrisă in EN ISO 14505 se poate evalua senzația de confort resimțită de ocupanți.
Fig. 100 – Chestionarele utilizate în sesiunea de măsurări
Pentru acomodarea corpului la noul mediu în care se realizează studiul este luat în calcul un timp de acomodare al subiectului la noile condiții. Astfel subiectul este solicitat sa evalueze gradul de confort resimțit la intrarea în încăpere precum și după o perioada de acomodare de 10 minute. În acest timp organismul se acomodează noilor condiții. Informațiile generale solicitate în chestionar au fost: data și ora completării precum și informații privind persoana care a completat chestionarul (vârstă, sex, nume). Pentru evaluarea senzației subiective de confort a fost utilizată scara ASHRAE cu șapte puncte, subiecților le este solicitată și preferința termică pe care o au la momentul completării chestionarului. Ei trebuie să răspundă cu privire la senzația resimtă față de mediul înconjurător precum și față de disconfortul local resimțit de aceștia. Chestionarele includ și o listă cu articole de îmbrăcăminte din care ocupantul trebuie să aleagă pentru a descrie vestimentația pe care o poartă. Aceștia trebuie să completeze inclusiv genul de activitate pe care au efectuat-o in ultimele 15 minute înainte de completarea chestionarului. Pornind de la răspunsurile date de ocupanți în chestionare am estimat senzația termică (TSV) si procentul de nesatisfăcuți (PPD).
În paralel am evaluat condițiile de confort cu ajutorul Dantec Confortsense.
Tabel 17: Tabel cu senzația termică resimțită de ocupanți cu instalația de ventilare pornită
Tabel 18: Tabel centralizator cu senzația termică resimțită pe perioada de vara cu instalația de ventilare oprită
Având la dispoziție rezultatele obținute prin cele două metode de evaluare a confortului termic am trecut la analiza răspunsului termic dat de manechinul termic prin metoda temperaturii echivalente. În Fig. 101 este prezentată metodologia de evaluare a senzației de disconfort local prin reprezentarea distribuțiilor de temperatură echivalentă pentru fiecare segment al manechinului.
Fig. 101: Distribuția temperaturii echivalente pe zonele manechinului: a, b, c) trei momente de măsură reprezentative, d) și e) Valorile medii in cele două zile de măsurări, f) Corelația dintre temperatura operativă si temperatura echivalentă
În tabelul 17 sunt prezentate valorile obținute în timpul măsurărilor cu ajutorul manechinului termic precum și a rezultatelor obținute în urma prelucrărilor chestionarelor. În tabelul 18 sunt centralizate rezultatele obținute prin utilizarea instrumentului ConfortSense. Valorile indicilor au fost obținute la același pas de timp și implicit în aceleași condiții pentru a avea posibilitatea de ai compara. În Fig. 102 sunt prezentate comparații între PMV calculat pe baza măsurărilor cu sistemul ComfortSense, PMV calculat pe baza temperaturii echivalente globale date de manechinul termic și votul senzatiei termice TSV din chestionare.
Se pot observa unele diferențe vizibile între valorile obținute cu instrumentul ConfortSense și rezultatele obținute din evaluarea utilizând chestionarele. În general senzațiile de cald și rece resimțite subiecții umani sunt ușor amplificate în evaluarea utilizând chestionare comparativ cu valorile obținute prin măsurare utilizând instrumente standardizate. Se poate observa si faptul că o corelarea intre PMV si TSV nu este semnificativa datorita faptului ca TSV-ul are o componentă subiectivă. Aceste rezultate sunt confirmarea experimentelor anterioare desfășurate în alte medii [159]. Pe de altă parte așa cum am arătat în Tabel 19 și Tabel 20 precum și în Fig. 108 a) și b) valorile obținute ale PMV-ului și PPD-ului prin utilizarea manechinului termic au avut valori apropiate de cele resimțite de către subiecții umani și raportate prin intermediul chestionarelor.
a)
b)
Fig. 102: comparații între PMV calculat pe baza măsurarilor cu sistemul ComfortSense, PMV calculat pe baza temperaturii echivalente globale date de manechinul termic și votul senzatiei termice TSV din chestionare
Comparația dintre TSV rezultată din chestionare si valoarea PMV-ului masurată cu ajutorul sistemului ConfortSense au arat o diferență majoră, în timp ce diferența dintre raspunsul manechinului termic si TSV a fost mult mai mică.
În Fig. 103 și Fig. 104 sunt prezentate rezultate obținute în alte sesiuni de evaluare a confortului in camera climatică având sistemul de ventilație aflat în funcțiune.
Fig. 103: Sesiune de evaluare a confortului termic într-un scenariu cu instalația de ventilație în funcțiune având debitul de 180m3/h
Fig. 104 Sesiune de evaluare a confortului termic într-un scenariu cu instalația de ventilație în funcțiune având debitul de 120m3/h
4.4.3 Evaluarea prototipului de manechin termic simplificat în condiții reale într-un birou
Acest studiu a fost realizat într-o încăpere cu destinația birou. Această încăpere se află în incinta laboratorului de instalații din cadrul Facultății de Inginerie a Instalațiilor din București. Clădirea laboratorului a fost construită în anul 1968 și a fost reabilitat in anul 2007. Structura de rezistență a clădirii este realizată din beton armat iar pereții exteriori sunt realizați beton. Ferestrele permit deschiderea și structura acestora este realizată din PVC. Clădirea este prevăzută cu o instalație de încălzire centrală alimentată cu gaz natural iar soluția de încălzire este realizată cu radiatoare din oțel amplasate sub ferestre. Clădirea este amplasata in București, in zona climatică II conform zonării termice a României. Biroul este situat la etajul întâi al clădirii, cu ferestre pe fațada nord a clădirii. În Fig. 105 a) este prezentată o imagine a locației încăperii în clădire. În Fig. 106a) sunt reprezentate dimensiunile caracteristice ale încăperii precum și o imagine din încăpere cu manechinul amplasat pe poziție Fig. 106 b). Înălțimea încăperii este de 2.75metri. Încăperea are un număr de patru ferestre duble Fig. 105 a) din tâmplărie PVC cu geam termoizolant. În perioada măsurărilor iluminatul artificial de tip fluorescent era în funcțiune precum si celelalte echipamente de birou (4 calculatoare desktop, două imprimante și un sistem de supraveghere video). Imprimantele au fost utilizate în regim intermitent și reprezintă o sursa de căldură continuă. Pe toată durata stagiului de măsurări încăperea nu a fost însorită direct. Biroul a fost ocupat în mod continuu între orele 8 si 18 de către 4 sau 5 persoane (două femei si 3 bărbați) cu vârste între 24 si 40 de ani.
Studiul s-a realizat pe durata a trei zile intre 24 si 26 septembrie 2014. Experimentul a început în fiecare zi la ora 9.00 și s-a desfășurat pe toata durata zilei pana la ora 18.00.
Măsurările temperaturii exterioare arată că pe perioada zilei există o puternică variație a acesteia variind de la 5◦C la 20◦C.
Profilele orare de temperatură permit determinarea temperaturilor medii si cele extreme ce se întâlnesc pe perioada zilei. În Fig. 107 sunt prezentate graficele de variație a temperaturii exterioare în două dintre cele 3 zile. În aceste grafice cu puncte albastre sunt reprezentate valorile temperaturii exterioare iar cu culoarea roșie valorile temperaturii interioare. După cum se poate observa pe durata zilei temperatura aerului interior este relativ constantă.
a)
b)
Fig. 105– a) Poziția încăperii pe verticală b) Poziția încăperii în clădirea laboratorului
a) b)
Fig. 106 – a) Planul încăperii b) manechinul și echipamentul Confort Sense
a)b)
Fig. 107 – Variația temperaturii aerului la interior și exterior pentru: a) 25.09.2014, b) 26.09.204
Pe durata sesiunii de măsurări au fost utilizate cele trei metode de evaluare a confortului termic: sistemul ConfortSense, manechinul termic precum și evaluarea confortului utilizând chestionare.
Parametrii confortului termic au fost evaluații utilizând instrumentul ConfortSense. În Fig. 106b) se poate observa amplasarea acestuia în încăpere. În mod uzual acest instrument poate fi utilizat și pentru evaluarea confortului la fiecare punct de lucru în parte dar în cazul acesta a fost utilizat doar într-o poziție fixă.
O serie de măsurări au fost realizate în timp ce se completau chestionare. Valorile indicilor de confort termic au fost integrate pe perioade de 10 minute. Valorile parametrilor ce intra in calcului indicilor de confort (temperatura operativă, umiditatea relativă, temperatura aerului interior, viteza aerului, intensitatea turbulenței, și draft rate-ul) pot fi extrași pentru fiecare măsurare in parte.
Programul dedicat calculează valorile mediate pe perioada de integrare a principalilor indici de confort Votul Mediu Previzibil (PMV) si Procentul predictibil de Nemulțumiți (PPD).
Valorile estimate sunt calculate pe baza valorilor măsurate prin intermediul celor trei sonde aferente echipamentului cât și pe baza datelor declarate de utilizator, respectiv pe baza nivelului de îmbrăcate aferent ocupantului dar și a nivelului de activitate pe care acesta l-a prestat anterior momentului în care se face evaluarea confortului termic. Valorile estimate utilizate în program sunt: 0.7Clo pentru nivelul de îmbrăcare și o rată metabolica egală cu 1.2. Rata metabolică a fost aproximata pe baza nivelului de activitate prestat iar nivelul de îmbrăcare s-a calculat în funcție de ținuta pe care o au ocupanții. Înălțimea și poziția în care se află sondele de măsură pe stand are o influență asupra modului de calcul a parametrilor de confort termic. Astfel sonda de umiditate poate fi amplasată in orice poziție pe standul de măsură deoarece variația umidității în încăpere este foarte redusă și implicit poate fi aproximată ca fiind constantă. Sonda de temperatură operativă este influențată de modul în care este amplasată astfel: pentru o amplasare verticală a sondei se consideră o poziție verticală a ocupantului, pentru o amplasare la un unghi de 30˚ se consideră o poziție așezat a acestuia iar pentru o amplasare orizontală se simulează o amplasare orizontală a ocupantului. Sonda de viteză se amplasează la nivelul de lucru în cazul de față 120cm deoarece ocupanți realizează o muncă de birou.
Utilizarea chestionarelor pentru evaluarea confortului termic s-a realizat în paralel cu celelalte metode de evaluare și au participat toți ocupanții biroului. Chestionarele au fost completate de către aceștia la intervale de timp de o oră. În cursul sesiunii de măsurări au fost completate un număr de 90 de chestionare iar timpul alocat pentru completarea unui chestionar a fost în jur de 2-3 minute.
Pentru evaluarea senzației subiective de confort a fost utilizată scara ASHRAE cu șapte puncte, subiecților le este solicitată și preferința termică pe care o au la momentul completării chestionarului. Ei trebuie să răspundă cu privire la senzația resimțită față de mediul înconjurător precum și față de disconfortul local resimțit de aceștia. Chestionarele includ și o listă cu articole de îmbrăcăminte din care ocupantul trebuie să aleagă pentru a descrie vestimentația pe care o poartă. Aceștia trebuie să completeze inclusiv genul de activitate pe care au efectuat-o în ultimele 15 minute înainte de completarea chestionarului. Pornind de la răspunsurile date de ocupanți în chestionare am estimat senzația termică (TSV) și procentul de nesatisfăcuți (PPD).
În această sesiune de măsurări am înregistrat informații de la toate cele 36 de zone și am realizat o grupare a acestora în așa fel încât acestea să fie în conformitate cu procedura standard de evaluare utilizând temperatura echivalentă (teq), descrisă în standardul EN ISO 14505 [12]. Cele 17 zone în care au fost regrupate suprafețele manechinului sunt prezentate în Fig. 99b). Pe bază temperaturii echivalente și utilizând metodologia descrisă in EN ISO 14505 se poate evalua senzația de confort resimțită de ocupanți.
a)b)
Tabel 19: a) Senzația termică rezultată din prelucrarea chestionarelor, b) Comfort parameters from the thermal manikin
Tabel 20: Parametrii confortului termic obținuți cu ajutorul sistemului Confort Sense
În Tabel 19 sunt prezentate valorile obținute în timpul măsurărilor cu ajutorul manechinului termic precum și rezultatelor obținute în urma prelucrărilor chestionarelor iar în Tabel 20 sunt centralizate rezultatele obținute prin utilizarea instrumentului ConfortSense. Valorile indicilor au fost obținute la același pas de timp și implicit în aceleași condiții pentru a avea posibilitatea de ai compara. În Fig. 108 sunt prezentate comparațiile între valorile indicilor PMV si PPD afișate în Tabel 19 și Tabel 20.
Se pot observa unele diferențe vizibile între valorile obținute cu instrumentul ConfortSense și rezultatele obținute din evaluarea utilizând chestionarele. În general senzațiile de cald și rece resimțite subiecții umani sunt ușor amplificate în evaluarea utilizând chestionare comparativ cu valorile obținute prin măsurare utilizând instrumente standardizate. Se poate observa și faptul că o corelarea între PMV si TSV nu este semnificativă datorita faptului ca TSV-ul are o componentă subiectivă. Aceste rezultate sunt confirmarea experimentelor anterioare desfășurate în alte medii [159]. Pe de altă parte așa cum am arătat în Tabel 19 și Tabel 20 precum și în Fig. 108 a) și b) valorile obținute ale PMV-ului și PPD-ului prin utilizarea manechinului termic au avut valori apropiate de cele resimțite de către subiecții umani și raportate prin intermediul chestionarelor.
În Fig. 108 c) am arătat corelarea dintre PMV și PPD pe baza informațiilor obținute din prelucrarea chestionarelor și a datelor experimentale ce arată o performanță mai bună a evaluării confortului termic utilizând manechinul termic. În Fig. 108d) este prezentată o comparație intre PMV-ul obținut cu ajutorul Confort Sense-ului si TSV-ul obținut din chestionare și se observă mai bine diferențele dintre acestea. Comparând TSV-ul obținut din evaluarea chestionarelor si PMV-ul obținut din confort sense arată o discrepanță majoră între cei doi indici (R2= 0.01) în timp ce o corelație acceptabilă a fost găsită intre TSV si PMV-ul obținut cu ajutorul manechinului termic (R2= 0.77).
a) b) c)d)
Fig. 108: a, b) Valorile globale ale indicilor PMV și PPD obținute cu instrumentul Confort Sense, manechinul termic și chestionare precum și valorile calculate ale TSV-ului c) Comparație între PMV si PPD obținute din chestionare și din datele experimentale, d) Corelație între TSV și PMV obtinute din confort sense si manechinul termic
Rezultatele obținute sunt satisfăcătoare și pot fi considerate pentru validarea manechinului termic în masurari experimentale. Manechinul termic reprezintă un instrument performant de evaluare a confortului termic atât în laborator cât și în situații reale.
În Fig. 108 este prezentată metodologia de evaluare a senzației de disconfort local prin reprezentarea distribuțiilor de temperatură echivalentă pentru fiecare segment al manechinului. Acest lucru este important în special când se evaluează interacțiunea fluxurilor de căldură și curgerilor de aer în jurul unei persoane într-un mediu complex. Acesta ar fi cazul validării distribuției de aer în cazul unui sistem de ventilare climatizare. Manechinul termic poate fi utilizat ca și instrument de evaluare la recepția instalațiilor de ventilare climatizare.
a)b)c)d)e)f)
Fig. 109–Distribuția temperaturii echivalente pe zonele manechinului: a, b, c) trei momente de măsură reprezentative, d) și e) Valorile medii în cele două zile de măsurări, f) Corelația dintre temperatura operativă si temperatura echivalentă
Datele obținute în urma evaluării experimentale au arătat o diferența semnificativă între senzația termică subiectivă resimțită de subiecții umani și metodele standardizate de evaluare a confortului termic. Numai un număr redus de ocupanți au fost satisfăcuți de calitatea mediului in care se aflau, acestia acuzând o usoară senzație de rece pe care o resimt, senzație care a fost resimțita de toți participanții la experiment. Comparația dintre TSV rezultată din chestionare și valoarea PMV-ului masurată cu ajutorul sistemului ConfortSense au arat o diferență majoră, în timp ce diferența dintre raspunsul manechinului termic si TSV a fost mult mai mică. Aceste discrepanțe au avut loc pe de o parte din cauza faptului ca ocupanții nu au avut posibilitatea de a modifica parametrii mediului interior (în această perioadă nu s-au pus in funcțiune sistemele de încălzire sau răcire). Acest fapt se datorează dificultății de a asigura condițiile de confort în perioadele de tranziție (primăvara și toamna). Aceste discrepanțe se pot pune pe seama vitezelor de aer foarte mici (înregistrate cu instrumentul confort sense) precum si realizării unui gradient de temperatură pe verticală.
4.5 Concluzii ale studiului experimental
Am prezentat rezultatele obținute în aceasta sesiune de evaluare a confortului termic în două situatii diferite, pe de-o parte în condiții de laborator, în celula climatică iar pe de altă parte într-o incintă cu destinația birouri utilizând metode de evaluare subiective, precum și experimentale ce constau în utilizarea prototipului avansat de manechin termic si a unui instrument standardizat de evaluare a confortului termic.
În ambele situații, datele obținute în urma evaluării experimentale au arătat o diferență semnificativă între senzația termică subiectivă resimțită de subiecții umani și metodele standardizate de evaluare a confortului termic. Numai un numar redus de ocupanți au fost satisfăcuți de calitatea mediului în care se aflau, acestia acuzând o ușoară senzație de rece pe care o resimt, senzație care a fost resimțita de toți participanții la experiment. Comparația dintre TSV rezultată din chestionare și valoarea indicelui PMV masurată cu ajutorul sistemului Confort sense au arat o diferență majoră, în timp ce diferența dintre raspunsul manechinului termic si TSV a fost mult mai mică.
Capitolul 5 – Elaborarea unor modele numerice pentru clasificarea microclimatului interior
5 Elaborarea unor modele numerice pentru clasificarea microclimatului interior
5.1 Introducere
Înțelegerea în detaliu a curgerii aerului în încăperi este crucială în conceperea instalațiilor de încălzire, ventilare și climatizare (HVAC) a încăperilor locuite cu scopul de a obține maximul de confort termic și calitate ambientală. Cu toate acestea, trebuie ținut cont în permanență de eficiența din punct de vedere energetic a sistemelor luate în calcul.
Rezultatul dorit al unui sistem de distribuție a aerului într-o încăpere este acela de a aduce aerul proaspăt, de a compensa necesarul de căldură sau frig și de a crea o ambianță plăcută în zona de ocupare. Percepția ocupanților este influențată de diverși factori ce pot apărea într-o încăpere: viteza aerului, temperatura, umiditatea, turbulența aerului, precum și concentrația diverșilor poluanți, neuniformitatea ambianței, diverse mirosuri etc.
Modalitatea în care circulă aerul este în directă legătură cu geometria încăperii, existența oamenilor, poziționarea ferestrelor și a gurilor de refulare și extracție, precum și cu natura sistemelor de ventilare/climatizare.
Măsurările legate de mișcarea aerului, de distribuția de temperatură și poluanți pot caracteriza cu succes ambianțele studiate, însă prezintă dezavantajul timpului și al costurilor implicate. Efectuarea de studii experimentale la scara clădirilor este foarte complexă, de aceea realizarea unui model experimental global cu toate fenomenele ce intervin este greu de realizat, dacă nu cvasi-imposibil. Odată cu apariția sistemelor de calcul și cu perfecționarea acestora, au fost deschise noi perspective de studiu în toate domeniile fizicii, inclusiv în ingineria civilă datorită posibilităților nelimitate de modelare numerică a fenomenelor implicate.
5.2 Simularea numerică a curgerii fluidelor
5.2.1 Generalități
Simularea numerică a curgerii fluidelor – Computational Fluid Dynamics (CFD) este o tehnică matematică de modelare care în una din cele mai simple caracterizări poate să fie considerată de fapt un amestec între partea teoretică a curgerii (ecuațiile curgerii) și partea experimentală (concluzii rezultate în urma măsurărilor pe anumite tipologii de curgeri), în domeniul curgerii fluidelor și a transferului de căldură. În prezent, tehnica CFD este utilizată pe scară largă și este acceptată ca un instrument ingineresc de încredere atât în aplicații industriale cât și în cercetarea științifică la nivel înalt.
Calculele de tip CFD se bazează pe ecuațiile fundamentale care guvernează dinamica fluidelor: ecuația de continuitate, ecuația conservării impulsului și ecuația conservării energiei. Ecuațiile rezultate (ecuațiile Navier-Stokes) reprezintă un set de ecuații diferențiale care nu pot fi rezolvate analitic, cu excepția unui număr foarte limitat de cazuri, datorită expresiilor matematice neliniare foarte complexe care definesc ecuațiile fundamentale ale curgerii fluidelor. Software-ul de tip CFD încearcă să rezolve această problemă prin găsirea unei soluții aproximative care poate fi obținută folosind o metodă de discretizare care aproximează ecuațiile cu derivate parțiale, cu un set de ecuații algebrice, calculul realizându-se iterativ folosind algoritmi complecși integrați în software-ul de tip CFD.
Tehnica CFD a devenit, în ultimii ani o parte indispensabilă în etapa de design aerodinamic și hidrodinamic (în orice aplicații care implică curgeri de fluide) și în ziua de azi nu se poate vorbi de un real progres în procesele care implică curgeri, fără utilizarea acestui tip de analiză.
Există o varietate de tehnici care pot fi utilizate pentru a rezolva aceste cazuri; cel mai des utilizate fiind metoda volumelor finite, metoda elementelor finite și metoda diferențelor finite.
Programul Fluent (inclus in pachetul ANSYS) a fost utilizat pentru simularea numerică a curgerii fluidelor în cadrul cercetărilor numerice întreprinse în acest capitol.
Avantaje:
cheltuieli mult mai reduse decât alternativa realizării de experimente pentru toate cazurile analizate;
cheltuielile CFD vor scădea și mai mult pe măsură ce tehnica va avansa;
durata medie a unei simulări numerice este foarte scurtă față de realizarea de măsurări experimentale;
se poate interveni ușor în procesul de calcul pentru modificarea unor parametri care țin atât de geometria domeniului analizat cât și de condițiile în care are loc simularea numerică;
abilitatea de a modela anumite procese care ridică dificultăți mari pe partea experimentală (transferul de căldură, combustia, curgerile la viteze mari);
utilizând tehnica CFD se poate să se simuleze numeric, din punct de vedere teoretic, orice condiție fizică;
prin utilizarea CFD se poate izola doar fenomenul de interes pentru a obține informații complete despre acesta:
de exemplu, un proces de transfer de căldură poate fi studiat prin impunerea unor condiții la limită de temperatură constantă sau flux de căldură constant sau adiabatic,
sau, se poate studia transferul de căldură doar din punct de vedere convectiv,
sau procesul de transfer de căldură se poate studia cu/fără luarea în considerație a fenomenului de radiație;
prin utilizarea tehnicii CFD se pot obține informații complete asupra domeniului investigat atât din punct de vedere temporal cât și spațial pentru orice mărime de interes din curgerea studiată, față de măsurările experimentale care furnizează informații despre un număr redus de parametri într-un număr redus de locații: se pot utiliza un număr limitat de senzori de temperatură, presiune, etc..
Dezavantaje:
soluția obținută prin simulare numerică se bazează pe modele fizice ale proceselor reale (turbulență, compresibilitate, etc.);
soluția va fi una precisă în măsura în care modelele sunt utilizate în zona lor de aplicabilitate;
pot să apară următoarele erori în calculul soluției:
o serie de erori numerice introduse datorită calculului ecuațiilor cu ajutorul computerului,
erori de trunchiere datorită aproximărilor din modelele numerice,
erori de rotunjire datorită unui număr limitat de zecimale cu care lucrează programele de tip CFD; acuratețea soluției CFD va depinde de cât de corect sunt introduse atât condițiile la limită cât și cele inițiale.
5.3 Metoda cu volume finite
Programul Fluent se bazează pe metoda volumelor finite. Metoda volumelor finite este la bază o procedură numerică, la fel ca metoda diferențelor finite sau metoda elementului finit, prin care se reprezintă și se evaluează ecuațiile cu derivate parțiale sub forma unor ecuații algebrice. În toate cele trei metode menționate anterior, valorile necunoscutelor sunt în final calculate în nodurile unei rețele de discretizare geometrică aferentă domeniului de interes.
Metoda volumelor finite este o metodă de calcul conservativă, aceasta traducându-se prin faptul că fluxul care intră într-un volum dat (masa, impulsul, energia, speciile chimice, etc.) este identic cu cel care iese din celulele adiacente.
Dintre avantajele metodei volumelor finite se pot enumera:
posibilitatea utilizărilor grilelor de calcul de tip nestructurat, în comparație cu metoda diferențelor finite unde acest lucru nu este posibil,
impunerea condițiilor la limită se realizează mult mai ușor deoarece valorile variabilelor calculate sunt situate în interiorul elementului de volum și nu în noduri sau pe suprafețe,
este o metodă deosebit de eficientă pe rețele grosier neuniforme și în cazul simulărilor numerice care utilizează grilele de calcul deformate pentru a urmări interfețe sau șocuri.
Metoda cu volume finite are la bază ecuația conservării scrisa in forma generală, ținându-se seama ca regimul este staționar. Metoda cu volume finite (FV) utilizează forma integrală a ecuației conservării ca punct de plecare:
(15)
Domeniul soluției va fi subdivizat într-un număr finit de mici volume de control (CV) cu ajutorul unei grile de calcul care, în comparație cu metoda cu diferențe finite (FD), definește granițele volumelor de control în raport cu nodurile computaționale.
Metoda cea mai utilizată este definirea volumelor de control printr-o grilă de calcul convenabilă iar apoi sa se stabilească nodul computațional în centrul CV. De asemenea, in cazul grilelor de calcul de tip structurat, se pot defini mai întâi locațiile nodale iar apoi sa se construiască in jurul lor CV, astfel încât fetele volumelor de control sa fie așezate la distante egale de noduri (Fig. 110).
Avantajul primei modalități de abordare este că valoare nodală reprezintă media peste întreg volumul de control, cu acuratețe mai mare decât în cea de-a doua abordare, deoarece nodul este localizat în centrul volumului de control. Avantajul celei de-a doua abordări este că aproximarea derivatelor la fețele volumelor de control în schema cu diferențe centrale este mai precisă când fața este la mijlocul distanței dintre noduri.
5.4 Metode de rezolvare a ecuatiilor Navier Stokes
5.4.1 Simularea numerică directă (DNS)
Ecuațiile Navier-Stokes cuplate cu ecuația de continuitate furnizează o descriere completă a mișcării unui fluid Newtonian într-un anumit moment. Toate tehnicile utilizate în modelarea curgerii se bazează pe aceste ecuații.
În Simularea Numerică Directă, toate scările spațiale ale turbulenței trebuie să fie rezolvate în grila de calcul, construită pentru acea simulare numerică, de la cele mai mici scări disipative (microscara Kolmogorov), până la scara integrală, care este asociată cu scările energetice care conțin cea mai mare parte din energia cinetică.
În condițiile în care DNS presupune un calcul direct al curgerii, aceasta implică și surprinderea caracterului nestaționar al acesteia, ceea ce ridică complexitatea problemei, iar timpul de calcul va fi proporțional cu [161]:
(16)
Un calcul simplu ne relevă că pentru o curgere turbulentă cu un număr Re de 10000 în care se dorește surprinderea caracterului nestaționar al acesteia, aceasta fiind de fapt condiția pentru calculul DNS, numărul de elemente din grila de discretizare trebuie să fie de ordinul a ~100 miliarde de elemente, ceea ce este mult peste resursele computaționale existente la această dată.
Din acest motiv, rezolvarea problemelor prin DNS cere resurse de calcul uriașe și nu prezintă o soluție viabilă de calcul în viitorul apropiat.
5.4.2 Metoda medierii Reynolds a ecuațiilor Navier-Stokes (RANS)
Cea mai la îndemână soluție la numărul excesiv de elemente cerut de DNS este aplicarea unei metode statistice de modelare a turbulenței.
Medierea ecuațiilor Navier-Stokes (RANS – Reynolds Averaged Navier-Stokes Equations) reprezintă cel mai utilizat model matematic statistic de modelare a turbulenței. Acesta conduce la apariția unor termeni suplimentari, care sunt interpretați ca tensiuni aparente și fluxuri termice aparente asociate cu mișcarea de turbulență [162].
Prin aplicarea metodei RANS, toate valorile variabilelor instantanee caracteristice curgerii sunt descompuse între o valoare medie și o fluctuație a acestei valori medii:
, (17)
unde reprezintă componenta medie a vitezei,
– fluctuația vitezei.
Ecuațiile RANS se obțin în două etape;
descompuneri de tipul valoare medie + fluctuație se introduc pentru toate variabilele;
ecuațiile rezultate se mediază.
În final, rezultă ecuațiile mediate Reynolds care sunt deschise (au număr de necunoscute mai mare decât cel al ecuațiilor) pentru că introduc necunoscute (corelații ale vitezelor) suplimentare.
Ecuațiile de continuitate și de conservare a impulsului rezultate, denumite ecuațiile Navier-Stokes mediate Reynolds, sunt prezentate mai jos:
(18)
Valorile mediate nu au o semnificație fizică bine determinată, deoarece există o infinitate de valori instantanee diferite care pot genera aceeași medie.
Chiar dacă valorile mediate nu au o semnificație fizică bine determinată, pentru marea majoritate a aplicațiilor inginerești nu este necesară rezolvarea fluctuațiilor turbulente.
Avantajul medierii Reynolds, este că permite calculul câmpului mediu al curgerii fără a calcula mai întâi curgerea în regim nestaționar, ceea ce ar duce la timpi mult mai mari necesari simulării numerice.
Modelul de turbulență k-ε realizabil
Cea mai răspândită clasă de modele de turbulență este k- și este utiliza pentru majoritatea aplicațiilor inginerești, pentru o mare diversitate de geometrii de curgere.
Acest model se focusează pe mecanismele care influențează energia cinetică turbulentă (k).
Energia cinetică turbulentă instantanee (k(t)) într-o curgere turbulentă este egală cu suma dintre energia cinetică medie (K) și energia cinetică turbulentă (k):
(19)
, (20)
, (21)
Astfel, dacă se cunosc k și (rata de dispare a lui k), viscozitatea turbulentă poate fi modelată:
, (22)
În acest mod, închiderea problemei se realizează prin rezolvarea ecuațiilor pentru k și .
Termenul “realizabil” vine de la faptul că acest model matematic îndeplinește anumite constrângeri matematice asupra tensiunilor Reynolds, în corelație cu fizica curgerilor turbulente:
Tensiunile normale sunt întotdeauna pozitive
, (23)
Inegalitatea Schwarz este îndeplinită pentru tensiunile Reynolds
, (24)
Astfel, în celelalte modele k-, la valori mari ale tensiunilor, este posibil ca ecuațiile (inegalitățile) să nu mai fie satisfăcute.
Energia cinetică turbulentă k, și rata de disipație turbulentă sunt obținute din următoarele ecuații de transport:
, (25)
, (26)
unde .
Viscozitatea turbulentă este scrisă sub forma:
, (27)
Valoarea lui va redeveni 0.09 pentru un substrat inerțial în echilibru cu stratul limită.
Avantajele acestui model se regăsesc în acuratețea ridicată în prezicerea ratei de împrăștiere în jeturile plane și rotunde.
De asemenea, modelul are o performanță ridicată în cazul curgerilor care implică rotații, separații, recirculări și gradient de presiune ridicat în stratul limită.
Modelele de turbulență SST k-ω
Si această familie de modele este foarte răspândită ca utilizare atât in mediul academic cât și în industrie. Această familie de modele prezintă o serie de avantaje față de modelele k- ε. Aceste avantaje apar datorită efectelor ecuației ω în raport cu ecuația pentru ε.
Modelele k-ω au rezultate mai bune de obicei în estimarea gradientului de presiune în curgerile din stratul limită și în curgerile de separare.
Toate modele din familia k-ω au implementată funcția la perete de tip "enhanced wall treatment".
Viscozitatea turbulentă poate să fie calculată cu relația:
, (28)
În acest mod, închiderea problemei se realizează prin rezolvarea ecuațiilor pentru k și ω.
Modelul SST a fost calibrat pentru a calcula cu precizie separarea curgerii pe suprafețe netede.
Modelul SST este unul dintre modelele cele mai utilizate în cazul curgerilor în aerodinamică. Acesta este mult mai precis în estimarea detaliilor cu privire la caracteristicile stratului limită decât alte modele de turbulență.
Modelul k-ω SST a fost dezvoltat de către Menter [163], pentru a obține atât acuratețea modelului standard k-ω în zonele de lângă perete cât și acuratețea modelului k-ε în zonele îndepărtate.
Modelul k-ω SST are următoarele caracteristici:
• Prezintă o funcție care în zona parietală are o formă (modelul k-ω) și în zona curgerii libere are o altă formă (modelul k- ε);
• Modelul SST incorporează un termen derivativ de difuzie în ecuația lui ω;
• Definiția viscozității turbulente este modificată astfel încât să ia în considerare transportul eforturilor tangențiale.
Aceste caracteristici dau modelului k-ω SST o mai mare acuratețe și aplicabilitate pentru o categorie mai largă de curgeri.
Ecuațiile de transport din modelul k-ω SST
Energia cinetică turbulentă, k și rata specifică de disipare, ω, se obțin din următoarele ecuații de transport:
, (29)
, (30)
Unde reprezintă generarea de energie cinetică turbulentă datorată gradienților medii de viteză;
reprezintă generarea lui ω;
și reprezintă difuzivitatea pentru k și ω;
și reprezintă disiparea lui k și ω datorată turbulenței;
reprezintă difuzia încrucișată;
și sunt termeni definiți de către utilizator.
Modelarea difuzivității efective
Difuzivitatea efectivă pentru modelul k-ω SST este calculată astfel:
, (31)
, (32)
Unde sunt numerele Prandtl turbulente pentru k și ω.
Viscozitatea turbulentă este calculată astfel:
, (33)
Unde S este mărimea ratei eforturilor și :
, (34)
Funcțiile de amestec, F1 și F2 sunt :
, (35)
;, (36)
, (37)
Unde y este distanța până la suprafața vecină, iar este termenul pozitiv al difuziei transversale.
Modelarea generării turbulenței
Generarea lui k
Termenul Gk reprezintă generarea energiei cinetice turbulente definită astfel:
, (38)
Unde Gk este definit la fel ca în modelul k-ω standard.
Generarea lui ω
Termenul Gω reprezintă generarea lui ω. Față de modelul standard, această formulare diferă prin faptul că în modelul de față α este redat printr-o formulă și nu are valoare constantă:
, (39)
Unde
, (40)
, (41)
În care k are valoarea de 0.41.
Modelarea disipării turbulenței
Disiparea lui k
Termenul Yk reprezintă disiparea energiei cinetice turbulente și este definit într-o manieră similară ca în modelul standard k-ω. Diferența constă în faptul că termenul fβ* este în modelul SST o constantă egală cu 1.
, (42)
Disiparea lui ω
Termenul Yω reprezintă disiparea lui ω și este definit similar ca în modelul standard, diferența fiind în modalitatea de definire a termenilor βi și fβ : fβ este constant egal cu 1, iar βi este variabil.
Disiparea lui ω se definește astfel:
, (43)
În loc să fie o valoare constantă, βi este dat de relația:
, (44)
Termenul de difuzie transversală
Modelul SST k-ω are la bază deopotrivă componente din modelul k-ε și k-ω standard. Pentru a realiza acest model, modelul standard k-ε a fost modificat, utilizându-se ecuații pentru k și ω, ceea ce a dus la apariția termenului de difuzie transversală Dω :
, (45)
Constantele modelului
; ; ;
;;
;
Modelul Tensiunilor Reynolds – Reynolds Stress Model (RSM)
Principala diferență între modelele k-ε, k-ω și RSM este modul în care tensiunile Reynolds sunt luate în considerare.
În cazul modelelor discutate anterior, tensiunile Reynolds sunt modelate, iar pentru RSM acestea sunt calculate.
Modelele k-ε si k-ω presupun că viscozitatea turbulentă este izotropă, dar RSM evită această presupunere.
Pentru curgerile caracterizate de tensiuni de forfecare mari, avantajul RSM nu este întotdeauna vizibil, însă situația poate fi diferită pentru curgeri mai complexe.
Modelul RSM utilizează o relație neliniară între tensiunile Reynolds și rata de deformare, fiind clasificate ca modele neliniare. Modelele non-liniare de viscozitate turbulentă au potențialul de a permite predicții mai bune decât modelele liniare de viscozitate turbulentă, doar cu o creștere moderată în resursele de calcul.
În cazul modelelor de viscozitate turbulentă neliniare, se introduc termeni suplimentari în relația pentru tensiune-deformare, ceea ce duce relația pentru tensiunile Reynolds la o formă mai generală în funcție de deformarea medie și vorticitate:
, (46)
Pe de altă parte, în cazul RSM, ecuațiile de transport sunt rezolvate pentru fluxurile turbulente care apar în ecuațiile de curgere mediată.
În cadrul acestor modele, termenii de producție și advecție sunt calculați, dar deformarea datorată gradientului de presiune, difuzia și termenii disipativi trebuie modelați.
Principalul avantaj al utilizării modelului RSM este capacitatea sa de a simula numeric cu acuratețe curgerile cu anizotropie puternică. Acest lucru poate fi atribuit faptului că termenii de producție sunt exacți și nu au nevoie de modelare [164].
În multe cazuri, utilizarea modelelor k-ε si k-ω oferă rezultate foarte bune, iar resursele de calcul suplimentare necesare pentru utilizarea RSM nu este justificată.
Cu toate acestea, RSM este în mod clar superior pentru situațiile în care anizotropia turbulenței are un efect dominant în curgerea mediată. Astfel de cazuri sunt curgerea puternic turbionară sau curgerile secundare antrenate datorită forfecărilor din curgere.
Programul Fluent propune modelul RSM ce presupune modelarea difuziei turbulente, a corelațiilor presiune – tensiuni și a ratei de disipare a energiei cinetice turbulente, prin rezolvarea eforturilor Reynolds.
Modelul RSM rezolvă câte o ecuație de transport pentru fiecare tensiune Reynolds, dar resursele de calcul necesare sunt cele mai mari, dintre modelele de tip RANS.
Ecuațiile pentru valorile medii ale parametrilor de curgere sunt mult mai complicate decât ecuațiile Navier-Stokes pentru valorile instantanee, dar introducerea valorilor medii conduce la o uniformizare a parametrilor mișcării care permite calculul numeric.
Valorile medii nu mai prezintă o semnificație fizică bine determinată, deoarece există o infinitate de valori instantanee care realizează aceeași medie, apărând imposibilă determinarea valorilor instantanee, dacă se dispune de valorile lor medii. În ecuațiile conservării impulsului și în ecuația energiei, apar termeni suplimentari care includ fluctuațiile și care se constituie ei înșiși în necunoscute ale sistemului de ecuații.
Fiecare nouă ecuație introduce un număr de necunoscute din ce în ce mai mare, pentru care trebuie formulate ipoteze.
Modelul RSM este recomandat pentru: curgeri de tip ciclon, curgeri în arzătoare turbionare, curgeri rotaționale, curgeri secundare, curgeri care implică separări.
Comparativ cu modelele tip k-ε sau k-ω, modelul RSM necesită cu 15-20% mai multă memorie alocată și cu 50-60% mai mult timp de calcul din cauza numărului mai mare de ecuații de transport adiționale.
5.5 Etapele unei simulări numerice de tip CFD
5.5.1 Realizarea geometriei domeniului de interes
Prima etapă a unei simulări numerice de tip CFD constă în stabilirea domeniului de interes pentru care va fi efectuată simularea numerică. În această etapă se va încerca simplificarea domeniului de interes selectat, avându-se în vedere faptul că o geometrie complexă poate să mărească nejustificat de mult numărul de elemente de discretizare, ceea ce va duce fie la mărirea resurselor computaționale, fie la creșterea duratei de timp necesare pentru rezolvarea problemei. Aceasta deoarece există posibilitatea ca diferențele între o soluție obținută cu o geometrie complexă sa fie nesemnificative față de rezultatele obținute cu o geometrie simplificată (Ex: genele, sprâncenele, unghiile unui manechin termic virtual).
Geometria de interes trebuie să fie aproximată printr-un model geometric de tip CAD.
De la bun început trebuie avut în vedere compromisul între claritatea detaliilor modelului CAD și gradul de simplificare al acestuia.
5.5.2 Realizarea grilei de calcul
Pentru a identifica locațiile discrete, finite în care se calculează variabilele, geometria este împărțită într-un număr finit de celule care alcătuiesc rețeaua de discretizare geometrică.
Înainte de a face acest lucru, este necesar să se identifice fenomenele fizice așteptate din curgerea studiată (turbulențe, curgeri la perete, zone de amestec, etc), astfel încât grila generată să fie potrivită pentru a putea modela aceste fenomene.
Curgerile, in general, sunt afectate în mod semnificativ de prezența pereților pe de o parte datorită viscozității fluidului și rugozității peretelui și pe de alta parte datorită transferului de căldură convectiv care se realizează în stratul limită termic. Ținând cont de faptul ca în cazul aerului grosimea stratului limita termic este apropiată de cea a stratului limită dinamic, cu atât mai mult definirea corectă a regiunii în apropierea peretelui va duce la predicția cu grad mai mare de succes a curgerilor si transferului de căldură în apropierea peretelui. Pe lângă aspectele enumerate anterior, modelarea curgerii aproape de perete are un impact major asupra soluției numerice deoarece curgerea pe lângă perete este principala sursă de vorticitate și turbulență din curgere. Prin urmare, reprezentarea cât mai corectă a curgerii în regiunea de lângă perete determină predicția cu succes a curgerii turbulente pe lângă perete.
Există o mare diversitate de elemente cu ajutorul cărora se pot realiza grilele de calcul atât în 2D cât și în 3D (Fig. 111).
Fig. 111 Tipuri de elemente de discretizare utilizate pentru generarea grilei
O importanță deosebită o are numărul de elemente de discretizare utilizat pentru calculul soluției. Un număr prea mic de elemente de discretizare geometrică nu va putea surprinde cu acuratețe soluția reală a problemei analizate. Pe de altă parte, un număr prea mare de elemente va duce la mărirea timpului de calcul și în unele cazuri chiar la o nevoie suplimentară de resurse computaționale.
Pentru determinarea unei grilei de discretizare optime trebuie urmată o procedură care constă în efectuarea de încercări pe diferite grile de discretizare și diferite configurații până când soluția numerică converge, în ceea ce se numește test de independență a grilei de discretizare.
Singurul mod prin care se poate verifica faptul că grila de calcul nu influențează soluția problemei studiate este să se realizeze mai multe grile de calcul cu numere diferite de elemente de discretizare pe care se vor efectua simulări numerice. Rezultatele obținute din simulările numerice se vor compara între ele sau/și cu rezultate experimentale. În mod normal, se va observa că rezultatele obținute prin calculul curgerii pe diferite geometrii cu grile de calcul diferite, diferă între ele, dar de la un anumit număr de elemente de discretizare, diferențele dintre rezultate se vor micșora până vor deveni insesizabile.
5.5.3 Impunerea condițiilor la limită și configurarea cazului numeric
În această etapă se vor impune condițiile la limită pentru cazul studiat pe frontierele domeniului de interes. Se va alege modelul de turbulență (sau se vor testa mai multe modele de turbulență). În această etapă se va stabili daca studiul curgerii va fi realizat în regim staționar sau nestaționar. Totodată se va defini si fluidul aflat în curgerea studiată (proprietățile care afectează curgerea și transferul de căldură (densitate, viscozitate, căldura specifică, conductivitate termică, etc.) precum si materialul solid (dacă este cazul).
Este de avut în vedere faptul că dacă estimarea condițiilor la limită a fost realizată cu precizie scăzută, aceasta va influența într-un mod considerabil rezultatele obținute în urma simulării numerice.
5.5.4 Calculul soluției și validarea rezultatelor
Ecuațiile de conservare discretizate sunt rezolvate iterativ pentru cazul studiat, un număr de iterații fiind necesar pentru atingerea convergenței soluției.
Un calcul numeric poate să dureze de la câteva secunde, până la câteva luni, sau chiar mai mult, în funcție de complexitatea problemei, resursele de calcul alocate, complexitatea geometriei, etc.
Chiar daca soluția a convers acesta nu înseamnă ca soluția obținută prin calculul de tip CFD are și acuratețe. Cel mai sigur mod de a verifica acuratețea unei soluții este prin compararea rezultatelor numerice cu rezultate experimentale.
Acuratețea soluției numerice se poate verifica prin compararea rezultatelor numerice fie cu rezultate obținute prin metode experimentale fie cu rezultate numerice validate anterior.
5.5.5 Postprocesarea
În această etapă va avea loc analizarea rezultatelor. Există o mulțime de metode care vor facilita interpretarea rezultatelor. Acestea pot fi împărțite în metode grafice și metode numerice de raportare.
5.6 Realizarea unui model numeric al prototipului de manechin termic simplificat
5.6.1 Crearea modelului geometric
Primul pas a fost reprezentat de alegerea unei tipologii de manechin termic virtual care sa fie adaptat nevoilor acestor studii de ventilare personalizată și care să corespundă exigentelor cerute de simularea numerică de tip Computational Fluid Dynamics (CFD) cu o abordare de tip Reynolds-averaged Navier–Stokes equations (RANS).
A fost astfel efectuat un studiu preliminar pentru determinarea tipului de manechin termic virtual care va fi utilizat pentru simularea numerica a curgerii aerului din incapere in jurul acestuia. Au fost cautate tipologii de manechine 3D CAD care s-ar potrivi pentru cazul studiat. S-au gasit mai multe modele 3D dar nu a fost posibilia utilizarea de modele umanoide existente din diferite motive:
pret ridicat pentru achizitionarea unor modele 3D dedicate simularii numerice de tip CFD,
incompatibilitatea cu programele utilizate pentru prelucrarea modelului geometric datorita lipsei de continuitate a diferitor zone a manechinului,
un numar foarte mare de detalii care ar fi dus la cresterea nejustificata a numarului de elemente de discretizare geometrica si implicit a timpului necesar unei simulari numerice,
imposibilitatea pozarii manechinelor existente pentru diferitele pozitii necesare studiului.
Fig. 112: Model geometric simplificat pentru pozitia sezand
S-a studiat de asemenea si posibilitatea utilizarii unor forme geometrice mai simple in scopul simularii numerice a curgerii aerului. Aceasta ar fi permis atat un timp mai redus necesar simularilor numerice cat si o putere de calcul mai redusa. În acest scop, a fost realizata constructia unui manechin virtual cu o geometrie simplificata (Fig. 116).
5.6.2 Generarea geometriei și a grilei de calcul
Manechinul virtual simplificat Fig. 112, a fost introdus intr-o replică virtuală a celulei experimentale existente la UTCB
Fig. 113), impunându-se condiții la limită de temperatură pe suprafața corpului manechinului cât mai apropiate cele ale unui corp uman real (
Fig. 114). Suprafața sa a fost impartita in 9 zone distincte, pe fiecare zonă în parte putând să se impună valoarea de temperatura adecvată cazului studiat.
Fig. 113: Manechin termic virtual simplificat pozitionat intr-o incapere identica cu celula experimentala de la UTCB
Fig. 114: Impunerea temperaturii pe suprafața corpului manechinului simplificat
a)
b)
c)
d)
Fig. 115: Diferite grile testate in studiul de independenta a solutiei fata de numarul de elemente ales: a) 8.5 milioane de elemente, b) 4.5 milioane de elemente, c) 3.5 milioane de elemente, d) 2.5 milioane de elemente
Pentru realizarea studiului de independență a soluției în funcție de grila de calcul, s-a ales un model de turbulență utilizat cu succes în studiul acestor tipuri de curgeri. Timpul limitat pentru realizarea acestui studiu nu ne-a permis realizarea analizei mai multor cupluri model de turbulență – discretizare așa cum este recomandat de către specialiștii CFD [165]. Bazându-ne pe lucrări din literatura recentă, modelul de turbulență SST k-ω se dovedește cel mai fiabil dintre modelele cu două ecuații atunci când este dorită reproducerea unor curgeri relativ complexe, caracterizate de valori ale numărului Reynolds relativ mici, așa cum este cazul curentului de convecție generat de corpul uman sau al unui jet de aer utilizat pentru ventilare [166].
Am ales deci acest model pentru studiul prin numerică, iar studiul independenței soluției numerice față de modelul de grilă fost realizată pentru acest model de turbulență. Geometria aleasăa avut un numar de 4.5 milioane elemente tetraedrale.
Fig. 116: Model numeric al celulei climatice cu manechinul termic virtual la interior
a)b)
Fig. 117: a) Grila de calcul aleasă b) Detaliu al grilei de calcul în jurul capului manechinului virtual
Manechinul termic virtual simplificat este în poziție așezat, cu o înălțime de 1.2m față de pardoseală iar aria suprafeței corpului său este de 1.95m2. Manechinul este compus din 8 zone ce au fost urmărite individual (cap, piept, spate, brațul stâng, brațul drept, coapse, șezut și gambe).
La suprafața manechinului termic virtual cu formă simplificată, grila de calcul a fost prevăzută cu un strat limită compus din patru straturi cu grosimea primului strat de 1.5mm și cu un un factor de crestere egal cu 1.2 [167]. Similar, suprafața pereților, a tavanului și a pardoselii au fost prevăzute cu un strat limită format tot din patru straturi, cu grosimea primului strat de 6mm și un factor de crestere de 1.2. A rezultat o grilă de calcul având 4.5 milioade de elemente suficient de densă în zona de interes unde ne așteptam să apară gradienți semnificativi de temperatură și viteză. Această grilă de calcul a fost importată în programul Fluent.
5.6.3 Conditii la limită
Condițiile la limită utilizate în acest studiu numeric au fost:
temperatura pereților 26°C
suprafețele diferitelor segmente ale manechinului termic au fost setate considerând valorile obținute prin masurare pe modelul fizic utilizând camera de termoviziune și termocuple de contact (Tabel 21).
debitul de aer este în jur de 400m3/h.
s-a studiat și influența nivelului de tubulență impus la intrarea în domeniu asupra transferului termic dintre manechin și aerulul din încăpere. Nivelurile de turbulență studiate la grila de introducere sunt de 2%, 10% și 30% pentru o viteză de introducere de 0.5m/s.
Manechinul studiat este în poziție așezată la birou, partea interioară a coapselor se află în contact cu scaunul, acesta aflându-se la temperatura interioară de 26°C. Introducerea aerului în încăpere se realizează prin intermediul unei grile la 20 de cm în spatele manechinului la nivelul pardoselii. Temperatura de refulare este de 22°C, o situație des întâlnită în regim de răcire.
Tabel 21: Condiții la limită impuse în studiul CFD pentru cazul manechinului simplificat
5.6.4 Validarea experimentală a modelului
Pentru studiul de validare a fost ales cazul convecției naturale în încăpere fără aport de aer din exterior. S-a urmărit profilul de viteză de deasupra capului manechinului virtual precum și câmpurile de viteză și temperatură pentru fiecare grilă de calcul în parte.
Rezultatele obținute prin simularea numerică a curgerii în cazul convecției naturale cu modelul de turbulenta SST k-ω, au fost similare cu rezultatele obtinute de Croitoru [168], în cazul comparației distributiei de temperaturi (Fig. 118) si viteze (Fig. 119) in plan sagital si in plan coronal (Fig. 120 și Fig. 121). Y+ in ambele cazuri a avut valori sub 2. În paralel, aceasta geometrie simplificată a fost utilizată pentru studierea a diferite strategii de ventilare [169].
Fig. 122: Profile axiale de viteză și temperatură de-a lungul curentului convectiv generat de manechin – comparație între rezultatele obținute cu modelul SST k-ω și măsurări realizate cu sonda de curent de aer din sistemul ComfortSense
5.6.5 Parametrii finali ai modelului numeric
Așa cum am arătat în paragrafele precedente, în urma studiului de independența a soluției numerice față de numărul de elemente din grila de calcul a rezultat ca o geometrie cu un număr de 4.5 milioane tetraedrale oferă o soluție stabilă și unică.
Datorită faptului că manechinul termic cedează căldură prin radiație s-a utilizat modelul de transfer de căldură prin radiație surface-to-surface inclus în programul Ansys Fluent care presupune calculul factorilor de formă pentru fiecare suprafață implicată în procesul de radiație.
Pentru asigurarea unei soluții stabile am impus ca și criteriu de convergență, reziduurile adimensionale pentru toate ecuațiile la 10-4 cu excepția ecuației energiei pentru care acestea au fost 10-6. O imagine tipica a reziduurilor este prezentata în figura urmtoare.
Fig. 123 Captură de ecran cu monitorizarea convergenței reziduurilor pentru o rulare în regim staționar
5.7 Realizarea unui model numeric al prototipului de manechin termic avansat
5.7.1 Crearea modelului geometric
Studiile realizate în Ansys Fluent au la bază o formă geometrica a modelului. Acurateța acestuia este foarte importanta pentru rezultatele obținute. Studiile preliminare au arătat ca o geometrie cat mai apropiata de geometria reala a modelului studiat asigura o sensibilitate si rezultate similare ale simulării numerice cu cele obținute prin măsurări experimentale. Geometria modelului a fost realizata prin intermediul unui program specializat [170]. Geometria a fost importată în Ansys Fluent unde s-au definit zonele manechinului. Am respectat atât numărul de zone cât și forma anatomică a acestora în concordanță cu modelul fizic.
Celula climatică existentă in cadrul laboratorului din cadrul Facultății de Inginerie a Instalațiilor a fost construita virtual cu respectarea caracteristicilor geometrice precum si a geometriei grilelor de introducere si evacuare, mai apoi amplasându-se în interior geometria manechinului termic. Acest lucru a permis reproducerea ulterioară a diferitelor strategii de ventilare ce pot fi realizate în încăpere. Studiul de validare a modelului numeric s-a realizat în cazul curgerii naturale în jurul manechinului termic pentru validarea acestuia efectuându-se o sesiune de măsurări experimentale în aceleași condiții ca în cazul simulării numerice.
Numărul de zone independent controlabile aferent manechinului virtual este același cu cel al manechinului termic avansat, si sunt identice cu cele găsite în literatură [171]. Suprafețele zonelor anatomice pentru manechinul virtual și cel real sunt de asemenea similare ca și arie.
Diferența dintre rezultatele obținute utilizând simularea numerică și măsurările experimentale este dată de limitările tehnice întâmpinate la acoperirea zonelor anatomice cu suprafețe încălzitoare. Astfel, sunt zone ale corpului (zona axilară, inghinală) unde gradul de acoperire este redus datorită formelor anatomice greu de reprodus cu materialele încălzitoare disponibile. Am considerat însă că aceste zone au o influenta redusă asupra comportării generale a manechinului.
5.7.2 Generarea geometriei
Studiile privind influența geometriei [172, 173] au arătat faptul că un model geometric virtual cu o complexitate ridicata are o influenta majoră asupra rezultatelor obținute. În Fig. 124 am prezentat un studiu comparativ al influenței tipului de geometrie pentru manechinul termic virtual: a) un model cu geometrie simplificată iar în b) un model cu formă umanoidă precum si implicațiile geometriei asupra rezultatelor obținute.
Astfel, pentru generarea geometriei manechinului termic virtual cu forma umanoidă s-a utilizat software-ul open source MakeHuman [170]. Acest software pe lângă faptul că este gratuit oferă si avantajul de a fi un software recunoscut pentru generarea unor geometrii performante fiind utilizat de creatorii de jocuri video si de animații pentru crearea personajelor 3D.
MakeHuman are o interfață grafică (Fig. 126) ce poate fi ușor utilizată în vederea îmbunătățirii modelului și a ajustării acestuia în conformitate cu necesitatea cazului studiat. Prin intermediul acestei interfețe grafice se pot realiza o serie de geometrii umane în diferite poziții. Marele avantaj al acestui program este dat de faptul că permite modificarea cu ușurință a poziției membrelor unui model precum și a nivelului de înclinare/aplecare al acestuia. Atributele fiecărei zone generate se pot împărți în două mari categorii: caracteristici macro sau de detaliu. Caracteristicile macro încadrează trăsăturile generale ale modelului (sex, înălțime, vârstă, etc.) în timp de caracteristicile de detaliu au în vedere o particularizare mai mare a modelului (lungimea degetelor, forma ochilor și a nasului, etc.).
Fig. 126. Interfața de lucru MakeHuman.
5.7.3 Generarea grilei de calcul
Realizarea geometriei a fost primul pas în realizarea studiului numeric. Pasul următor în realizarea studiului utilizând tehnica de investigație de tip CFD este realizarea grilei de calcul. Importanța acestui pas este majoră deoarece o grilă de calcul grosieră poate genera erori în simulările numerice prin imposibilitatea surprinderii unor fenomene locale, iar o grilă de calcul foarte fină poate conduce la un consum de resurse de calcul foarte mare fără o îmbunătățire semnificativă a soluției.
Ansys Fluent are inclus un modul de realizare a grilei de calcul ce permite importarea geometrilor realizate în diverse programe (CAD, etc.). Acest modul oferă posibilitatea de a scala geometria pentru atingerea dimensiunilor dorite, permite și o analiză calitativă a geometriei înainte de generarea grilei de calcul precum și (dacă e cazul) evidențierea imperfecțiunilor acesteia. Acest modul permite ajustarea atât automată cât si manuală a acestor imperfecțiuni dar utilizarea acestei opțiuni de corecție a geometriei poate fi extrem de dificilă în cazul unor fișiere cu un grad ridicat de imperfecțiune.
Optimizarea consumului de resurse în timpul procesului de realizare a grilei de calcul este asigurat prin posibilitatea de regenerare locală a acesteia fără a fi nevoie regenerarea întregii grile de calcul.
Fig. 127. Detaliu grilă de calcul în zona capului manechinului termic virtual
Geometria suport a grilei de calcul trebuie sa fie solidă pentru a putea fi utilizată în cadrul procesului de realizare a acesteia. Funcțiile incluse în modulul de realizare al grilei de calcul ajută la umplerea golurilor si a corectării imperfecțiunilor geometriei. Grila de calcul modelează stratul de aer de la suprafața geometriei. Limitările hardware are stației de lucru pot duce la un timp de calcul ridicat de generare a grilei de calcul.
In Fig. 128 a) se poate observa o grila de calcul cu 1.6 milioane de elemente [175] precum si grila de calcul realizată pentru modelul numeric. În zona suprafeței manechinului, grila de calcul a fost mai deasă pentru a putea surprinde curgerea și transferul de căldură în stratul limită și nu s-a optat pentru aproximarea acestuia printr-o funcție de perete.
Simularea numerica ne oferă informații importante despre modul în care evoluează parametrii mediului ambiant (obținerea unor câmpuri de temperatură si viteză a aerului, temperatura medie de radiație etc.). Aceste valori pot fi utilizate pentru calcularea unor câmpuri de PMV si PPD în încăpere. Simulările s-au realizat cu ajutorul programului Ansys Fluent.
Am realizat un model geometric al încăperii test utilizate în cadrul sesiunii de măsurări si am poziționat manechinul numeric în această încăpere. Dimensiunile încăperii sunt aceleași cu cele ale încăperii reale 3.5×3.5×2.50 (Lxlxh). Înălțimea manechinului termic numeric este identica cu cea a modelului fizic (1.70m). Amplasarea manechinului numeric s-a realizat în mijlocul încăperii. Acesta are postura verticală.
Modelul numeric aferent camerei climatice a fost realizat pentru a permite diferite strategii de ventilare. Astfel au fost prevăzute gurile de introducere si evacuare de dimensiuni identice cu cele din standul experimental real, fiind respectată si poziția acestora Fig. 131.
Grila de calcul este de tip nestructurat fiind formată din elemente tetraedrale (Fig. 132). Acest tip de grilă de calcul a fost ales pentru că acoperă cel mai bine o suprafață cu o geometrie complexă cum este cazul corpului uman. Spre deosebire de grilele de calcul carteziene aceasta ne permite o netezire a suprafeței mult mai bună. A fost realizată o densitate a grilei de calcul mai ridicată în zona corpului uman și mai puțin deasă în zonele perimetrale ale încăperii. Aceasta se datorează faptului că gradienții mari de temperatură și viteză se regăsesc în jurul sursei de căldură, care în acest caz este manechinul termic virtual.
Fig. 132 Grilă de calcul nestructurat tetraedral
Acuratețea simulării numerice este în strânsă dependență cu rezoluția grilei de calcul. Pentru a fi sigur că acuratețea soluției nu este influențată de numărul de elemente din grila de calcul, a fost efectuat un studiu de independență a grilei de calcul. Pentru aceasta au fost realizate cinci grile de calcul diferite pentru aceeași geometrie, numărul de elemente aferent grilelor de calcul fiind intre 0.7 si 7.6 milioane. Rezultatele obținute din simularea numerica utilizând grila de calcul de 5.6 milioane elemente nu au diferit semnificativ fata de cele obtinute utilizand grila de 7,6 milionane elemente, ceea ce a dus la alegerea grilei de 5.6 milioane elemente tetraedrale pentru studiul numeric ulterior, aceasta îndeplinind atât cerințele de acuratețe ale simulării numerice cat si consumul eficient de resurse de calcul.
Au fost testate cele mai utilizate modele de turbulență, în acest tip de curgeri, pentru a putea determina care dintre acestea oferă o soluție mai apropiată de rezultatele experimentale. Pentru aceasta, au fost efectuate simulări numerice cu următoarele modele: modelul k-ω SST, realizable k- ε si modelul Reynolds Stress Model (RSM) [175].
5.7.4 Conditii la limită
Corectitudinea unei simulări numerice depinde în primul rând de forma geometrica a modelului si de precizia grilei de calcul dar în egală măsură și de corectitudinea condițiilor la limită impuse de către utilizator.
Astfel au fost impuse următoarele condiții:
Temperatura pereților, plafonului si a pardoselii a fost impusă conform literaturii [171] la 24˚C (Fig. 133).
Totodată temperatura pe suprafața corpului manechinului a fost preluata din literatura [171] si a fost setata ca fiind constanta la 34˚C (Fig. 133).
Grilele de introducere, respectiv de evacuare au fost configurate ca fiind de tip ‘WALL’ – Fig. 134
Fig. 133. Conditii la limita pentru manechin
Fig. 134. Conditii la limita pentru incaperea studiata
5.7.5 Validarea experimentală a simulării numerice
După realizarea modelului numeric si obținerea primelor rezultate am realizat validarea acestuia prin măsurări în cadrul unor sesiuni experimentale. Sesiunile experimentale realizate pentru validarea modelului numeric s-au efectuat prin reproducerea în celula climatică a cazurilor ce au aceleași condiții la limita ca si modelul numeric.
Măsurările experimentale s-au realizat pentru cazul cel mai simplu, respectiv pentru cazul în care sistemul de ventilație al încăperii este oprit. Pentru a controla schimburile de aer generate de diferențele de temperatură dintre interior si exterior toate grilele de ventilație si ușa au fost etanșeizate.
Am menținut temperatura medie de radiație si umiditatea constantă. Manechinul termic utilizat [172] pentru a simula corpul uman are postura verticală.
a)b)
Fig. 135. Câmpuri de temperatură a) și viteză b) pentru cazul convecției libere pentru modelul de turbulență k-ω SST
a) b)
Fig. 136. Câmpuri de temperatură a) și viteză b) în planul sagital pentru cazul convecției libere pentru modelul de turbulenta k-ω SST
Pentru măsurarea experimentală a temperaturilor au fost utilizați senzori de contact pe suprafața elementelor de anvelopă ale incăperii precum și sondele sisteului Dantec ComfortSense pentru a determina valorile parametrilor mediului interior ce influențează confortul termic. Temperatura medie de radiație pe toată durata sesiunilor de măsurare s-a menținut la valoarea de 24°C [171], umiditatea relativă a aerului fiind de aproximativ 50%.
S-a impus în sistemul de automatizare al manechinului temperatura pe fiecare suprafața la valoarea de 34°C [60] si s-a așteptat un interval de 120 de secunde, acest interval de timp fiind necesar pentru intrarea în regim a acestuia.
În general timpii de așteptare pentru intrarea în regim a încăperii au fost intre 2 si 3 ore în funcție de încărcarea termică a mediului înconjurător celulei climatice.
Măsurările s-au realizat cu ajutorul unui sistem de deplasare ISEL controlat prin intermediul unui program pus la dispozitie de catre producator, instalat pe un calculator dedicat. Pentru determinarea temperaturii si a vitezei a fost definita in interfata de control a sistemului de deplasare o rețea de coordonate de puncte de masura precum si configurarea parametrilor de masura in fiecare dintre aceste puncte.
Pentru a realiza validarea rezultatelor obținute prin simulare numerică am utilizat echipamentele experimentale de care dispunem. Am realizat măsurări de temperatură și viteză în zona capului deoarece în aceasta zonă se regăsesc gradienți semnificativi ai acestor mărimi. Cu ajutorul programului TecPlot am extras câmpuri de temperatură si viteză în planul sagital b)
Fig. 136 si coronal b)
Fig. 135 în zona capului. Simulările numerice s-au realizat la nivelul întregii încăperi b)
Fig. 135, dar pentru validarea experimentală a modelului numeric m-am concentrat pe zona capului datorita limitărilor tehnice cauzate de echipamentele utilizate, neavând la dispoziție echipamente capabile sa realizeze măsurări la scara încăperii.
Am comparat rezultatele obținute în cadrul studiului numeric, prin utilizarea modelelor de turbulentă amintite anterior, cu rezultatele obținute în cadrul sesiunilor de măsurări experimentale.
Pentru asigurarea unei soluții stabile am impus ca și criteriu de convergentă, reziduurile adimensionale ale ecuațiilor de curgere, continuitate si conservare a energiei ca fiind mai mici de 10-6.
În Fig. 137 am prezentat câmpuri de viteză și temperatură pentru planul sagital iar în Fig. 140 cele pentru planul coronar obținute prin utilizarea diferitelor modele de turbulență. Din aceste reprezentări se poate observa faptul că rezultatele obținute din simulările numerice au aspecte similare între ele iar pentru a putea realiza o alegere a modelului de turbulență a cărui rezultate se aproie cel mai mult de rezultatele obținute prin măsurări experimentale voi extrage profile de temperatură si viteză la diferite înălțimi deasupra capului, în plan sagital. În cadrul măsurărilor experimentale am extras câmpuri de temperatură și viteză a aerului în jurul capului manechinului pentru a surprinde curgerea de tip convectiv în jurul corpului uman generată de temperatura acestuia. Condițiile la limită impuse în cadrul sesiunilor de măsurări experimentale au fost identice cu cele din cazurile studiate prin simulare numerică.
Masurarea s-a realizat cu ajutorul unei sonde ce masoara atat temperatura cât și viteza omnidirectională. Astfel din considerente de siguranță, datorită faptului ca sonda de măsurare a vitezei este extrem de sensibilă, grila de masură a fost realizată astfel incat sa se asigure o distanță de minimum 1cm intre sondă și manechin. Acest lucru se poate observa in Fig. 143 prin zona albă fără valori masurate.
În primul set de măsurări am realizat o grilă 3D în jurul capului în planuri orizontale paralele de 30x40cm având ca axa de simetrie sagitală creștetul capului pe o înălțime de 30cm cu un pas de 5cm. Rezultatele obținute în această sesiune de măsurări sunt reprezentate în .Fig. 144
Ca și pas următor am realizat un set de măsurări cu camera de termoviziune în planurile sagital și coronar pentru a putea avea o distribuție de temperatură în cele două planuri.
Rezultatele obținute în această sesiune de măsurări sunt reprezentate in Fig. 144. Aceste seturi de măsurări au oferit o vedere de ansamblu asupra formei curentului convectiv și o vedere de ansamblu asupra rezultatelor numerice.
Am repetat măsurările concentrându-mă pe cele două planuri ce se intersectează deasupra capului (planul sagital si planul coronar).
Pentru o rezoluție mai bună a măsurărilor, pasul de măsură a fost scăzut la 3cm realizându-se un nou set de măsurări.
Datorită fragilității sondei de măsură în ambele sesiuni s-a am păstrat aceeași distanță de siguranță între sondă de măsură și corpul manechinului egala cu 1cm. Influența acestui fapt se poate observa în graficul de temperatură datorită faptului că măsurările s-au realizat în afara stratului limita al manechinului. Astfel, gradientul de temperatura observat în cazul rezultatelor numerice nu se regăsește în cazul experimental. Aceste măsurări s-au realizat utilizând atât sonda de temperatura si viteza a ComfortSense, cat si o sonda de temperatură PT100 conectata la un sistem mini CTA (Constant Temperature Anemometry). După obținerea valorilor din sesiunile de măsurări am trecut la extragerea profilelor de viteza si temperatura la diferite înălțimi si compararea acestora cu rezultatele obținute prin simulare numerica.
Am extras un profil de viteze și temperaturi pe axa de intersecție a planurilor sagital si coronal pentru a vedea distribuția obținută atât pe cale numerică cât și experimentală și le-am reprezentat în Fig. 159 si Fig. 160. Din aceste grafice rezultă faptul că toate modelele de turbulentă oferă date similare atât în cazul profilelor de viteză cât și de temperatură.
Din acest motiv în cele ce urmează voi reprezenta doar două dintre modelele de turbulenta respectiv k-ω SST si Realisable k-ε. In Fig. 160 se poate observa o similaritate a rezultatelor experimentale obținute în diferitele campanii experimentale. Ulterior s-a urmărit evoluția profilelor de viteză si temperatură la diferite înălțimi deasupra capului în planul sagital si coronar.
Din comparațiile realizate în figurile anterioare rezultă că rezultatele simulărilor numerice sunt validate de rezultatele măsurărilor experimentale. Abaterile intre valorile măsurate si cele obținute prin simulare numerică se afla în marja de eroare a echipamentelor de măsura precum si a senzorilor de temperatură.
5.7.6 Parametrii finali ai modelului numeric
În urma studiului de independența a numărului de elemente din grila de calcul a rezultat ca o geometrie cu un număr de 5.6 milioane tetraedrale oferă o soluție stabilă și unică.
În urma comparațiilor dintre rezultatele numerice obținute prin utilizarea a cu diverse modele de turbulență și rezultatele obținute pe cale experimentală a rezultat ca modelul de turbulenta ales pentru studiul numeric este k-ω SST.
Datorită faptului că manechinul termic cedează căldură prin radiație s-a utilizat modelul de transfer de căldură prin radiație surface-to-surface inclus în Ansys Fluent care presupune calculul factorilor de formă pentru fiecare suprafață implicate în procesul de radiație.
Pentru asigurarea unei soluții stabile am impus ca și criteriu de convergență, reziduurile adimensionale al ecuațiilor de curgere ca fiind mai mici de 10-6. O imagine tipică pentru o simulare numerică în regim nestaționar a reziduurilor este prezentata în Fig. 161.
Fig. 162. Imagini tipice pentru convergenta reziduurilor pentru o rulare in regim nestationar
5.8 Exemple de analiza parametrica a ambiantelor termice cu ajutorul modelelelor de manechini termici virtuali
5.8.1 Exploatarea modelului manechinului termic simplificat
Intr-un prim pas de evaluare a modelului numeric s-a decis exploatarea modelului de manechin simplificat, acesta fiind o unealta robustă ce poate fi utilizată fie atunci când nu se dispune de suficiente resurse de calcul, fie când se dorește o evaluare globală a ambiantelor. În acest context, un prim exemplu de exploatare a modelului o reprezintă un studiu in care este investigat în ce măsură turbulența generată de dispozitivele de refulare, în diferite configurații afectează confortul termic, folosind atât indicii clasici (PMV, PPD, DR) comparativ cu abordarea elaborata in cadrul acestei teze (corelații între confort și fluxul de căldură convectiv dintre corpul uman și mediul său ambiant). Pentru un manechin in poziție așezata a fost studiata influenta intensității turbulente pentru o grila de refulare dispusa la partea inferioara, aferenta unui sistem de ventilare tip "Underfloor Ventilation".
Fanger a arătat in [176], faptul ca viteza aerului precum si gradul de turbulenta a curgerilor pot genera disconfort termic local sau "Draft Sensation". Intr-un prim pas s-a urmărit dependenta variației turbulentei jetului de refulare asupra temperaturii si vitezei aerului in încăpere. Astfel in figura urmatoare sunt prezentate câmpuri de viteza in plan sagital pentru trei grade ale intensității turbulentei, Tu. Se poate observa disiparea curgerii convective a manechinului in momentul in care intensitatea turbulenta creste.
a)b)c)
Fig. 163 Distribuția de viteze in plan sagital: a)2% Tu b) 10%Tu c)30% Tu
Reluând studiul confortului termic, simulările CFD ne permit estimarea indicilor de confort PMV si DR definiți de către Fanger. După cum putem observa, acești indici clasici nu pot surprinde diferențele din cele trei cazuri [77]. In timp ce acești indici ar trebui sa fie sensibili la fluctuațiile de viteza si temperatura, nu a putut fi găsita nici o variație a valorilor lor in cazul in care alt parametru ar varia. Aceasta concluzie poate fi ușor observata in Fig. 161.
Pe de alta parte, fluxul convectiv cedat de către manechin ne indica diferențe pentru cele trei cazuri studiate. Daca evaluam partea din spate a manechinului (parte care pentru sistemul ales este posibil sa se afle in disconfort din cauza poziției grilei de refulare), se poate observa ca fluxul local cedat este diferit pentru cele trei valori ale Tu. Valoarea maxima a fluxului termic cedat descrește astfel cu creșterea intensității turbulentei la refulare.
Aceasta tendință poate fi observata in urma redării distribuției fluxului de căldura cedat pe spatele manechinului.
Fig. 164 Distribuția indicilor DR si PMV in plan sagital a)2% Tu b) 10%Tu c)30% Tu
Fig. 165 Variația valorii maxime a fluxului de căldura convective cedat in funcție de intensitatea turbulenta impusa
a)b) c)
Fig. 166. Variația fluxului de căldura pe spatele manechinului a)Tu= 2% b)Tu=10% c)Tu= 30%
De asemenea, o altă direcție de cercetare presupune calitatea aerului, iar un astfel de model numeric ne poate indica gradul de amestecare a aerului, liniile de curent de curgere precum si distributii de particule, substanțe in mediul ambiant.
a) b)c)
Fig. 167. Linii de curent colorate in functie de vitezele particulelor a)Tu= 2% b)Tu=10% c)Tu= 30%
5.8.2 Exploatarea modelului manechinului termic avansat
Modelul de manechin termic permite investigarea condițiilor de confort pentru diferite strategii de ventilare si utilizare a incintei. Modelul geometric permite o multitudine de scenarii de distribuție a aerului, după cum se poate observa in următoarele figuri, fiind utilizat in cadrul diferitelor proiecte de cercetare.
Vom analiza in continuare doua cazuri in care refularea se realizează in partea superioara a încăperii, printr-o grila poziționată deasupra manechinului termic. Debitele de ventilare sunt de 75 m3/h si 185 m3/h, respectiv 2.65 h-1 si 6.05 h-1. Pentru cele doua cazuri sunt integrați indicii de confort clasici, precum PMV si DR, fiind urmărit in paralel fluxul de căldura cedat pentru evaluarea temperaturii echivalente. Se poate observa in figura ce reprezintă câmpurile de temperatură pentru cazul cu 2.65 h-1 cum curentul natural convectiv al corpului este disipat de jetul ce provine de la grila de refulare. In cea de-a doua situație acest curent convectiv este stins in totalitate, viteza resimțită la nivelul capului având valori maxime.
Fig. 170. Câmpuri de temperatură în planul sagital și coronar pentru un număr de schimburi orare de: a) 2.65 h-1 b) 6.05 h-1
Fig. 171. Câmpuri de viteză în planul sagital și coronar pentru un număr de schimburi orare de: a) 2.65 h-1 b) 6.05 h-1
Integrând indicii clasici de confort, se pot observa diferențe semnificative între cele două cazuri, în special în jurul corpului, fiind evidențiat un disconfort evident în zona cefei/capului pentru cel de-al doilea caz.
Fig. 172. Distribuția PMV în planul sagital și coronar pentru un număr de schimburi orare de: a) 2.65 h-1 b) 6.05 h-1
Fig. 173. Distribuția DR în planul sagital și coronar pentru un număr de schimburi orare de: a) 2.65 h-1 b) 6.05 h-1
Ambele hărți indică zone locale de disconfort, însă standardul 7730[12] impune calcularea valorilor globale ale indicilor la nivelul încăperii, iar diferențele găsite nu mai sunt atât de importante între cele două cazuri.
Fig. 174. Valori comparative ale indicilor PMV, PPD și DR pentru cele două cazuri studiate
După cum se observă în figura precedentă, valorile indicilor nu se modifică de la un caz la altul, indicând de fiecare dată un confort general foarte bun, cu un procent de persoane nemulțumite din cauza stării de inconfort (PPD) sau a curentului de aer (DR).
Se remarcă astfel necesitatea studiului local al confortului termic, indicator ce poate fi surprins fidel cu ajutorul modelului numeric utilizat. Este foarte utilă interpretarea locală a cantității de flux de căldură cedat de către corp, exprimând mai departe temperatura echivalentă pentru determinarea starii de confort local.
Fig. 175. Distribuția fluxului de căldură cedat de corp pentru un număr de schimburi orare de: a) 2.65 h-1 b) 6.05 h-1
Capitolul 6 – Contribuții personale, concluzii și perspective
6. Concluzii generale și perspective
Obiectivul principal al acestei teze de doctorat a fost elaborarea unor instrumente de măsură pentru evaluarea calității mediului interior din punct de vedere termic pe de-o parte și elaborarea unor modele numerice de tip CFD pentru a permite clasificarea microclimatului interior cu ajutorul studiilor parametrice.
În prima parte, manuscrisul de teză este sistematizat în jurul studiului stării actuale a cercetării, urmărindu-se mai multe direcții, și anume: metode, modele și indici specifici pentru predicția confortului termic în spații interioare, precum și tehnici numerice de simulare a corpului uman în interacțiunea sa cu mediul ambiant. Astfel, Capitolul 2 urmărește caracterizarea generală a principalelor modele de confort, precum și a metodelor utilizate până în prezent. Sunt prezentate atât modelele de evaluare bazate pe bilanțul termic dintre corpul uman și mediu, precum și modelele ce surprind mecanismele fiziologice de termo-reglare. În a doua parte sunt descrise metodele practice de evaluare prin implicarea de subiecți umani, manechini termici sau diferite instrumente de măsură. Acest capitol a permis orientarea studiilor ulterioare în zonele de interes, cu scopul de a aduce un aport consistent și valoros în domeniu.
În Capitolul 3 este prezentată conceperea și elaborarea manechinului termic ca instrument de măsură avansat pentru evaluarea climatului interior. Au fost urmărite două direcții cu scopul de a optimiza instrumentul de măsură conceput: în prima parte a tezei a fost construit un manechin simplificat, cu nouă zone controlate independent, iar în partea a doua a fost realizat manechinul termic avansat cu sistem inteligent de control integrat a celor 36 de zone. Manechinul simplificat a permis evaluarea temperaturilor suprafețelor și consumurilor de energie electrică, deschizând calea către concepția celui avansat, oferind informații valoroase cu privire la controlul suprafețelor încălzitoare utilizate. Acesta din urma simulează corpul uman cu fidelitate, fiindu-i implementat și un circuit respirator similar.
În urma construcției manechinului termic simplificat și a celui avansat, în Capitolul 4 este descrisă partea de exploatare experimentală dedicată evaluării confortului termic în diferite situații, pornind de la evaluarea climatului interior în autovehicule, ajungând la studii experimentale în condiții de laborator și terminând prin exploatarea în condiții reale. Utilizarea manechinului termic avansat ca instrument de evaluare a mediului interior în condiții reale a dovedit acuratețea și fiabilitatea acestuia, în condițiile în care răspunsul termic redat de către manechin a fost apropiat de voturile senzației termice exprimate de către subiecții umani.
În Capitolul 5 sunt elaborate modelele numerice pentru evaluarea calității ambientale, validate cu ajutorul metodelor experimentale concepute în cadrul acestei teze de doctorat. Interacțiunea dintre diferitele tipuri de curgere din ambianțe (curenți de convecție, curgeri uniforme și/sau jeturi de aer) este principalul factor de influență asupra confortului și de aceea utilizarea metodelor numerice de tip Computational Fluid Dynamics (CFD) reprezintă o alegere justificată pentru realizarea modelelor. În același timp, rezultatele obținute din simulările CFD trebuie să fie validate pornind de la măsurări experimentale realizate în condiții cât mai apropiate de cele reale, pentru a permite apoi exploatarea lor în cadrul unor studii parametrice. Modelul numeric rezultat este un model robust, ce poate fi exploatat pentru diferite scenarii, cu aplicații in varii domenii. Perspectivele acestui model nu au întârziat sa apară, fiind deja exploatat în mai multe studii pentru diferite proiecte de cercetare.
În spațiile de ocupare reduse, cum ar fi în interiorul automobilelor, avioanelor, submarinelor etc., sau în cele în care întâlnim strategii de ventilare deosebite (ventilare personalizată sau piston) turbulența aerului devine un factor important în asigurarea confortului termic al ocupanților. Controlând acest factor la nivelul dispozitivelor de refulare, putem obține rezultate spectaculoase din punct de vedere termic. Această abordare poate conduce la noi metode de eficiență energetică și economie în exploatare a sistemelor HVAC.
Considerăm de altfel că, dată fiind originalitatea acestui studiu de cercetare, abordarea poate fi o primă etapă de analiză ce deschide perspective interesante de studiu pentru continuarea mai multor direcții de cercetare. Astfel în primul rând, în ceea ce privește partea experimentală o perspectivă pe termen scurt este aceea de a modifica instrumentarea manechinului termic pentru a putea realiza măsurări dinamice de confort. De asemenea, tot din punct de vedere experimental, o perspectivă pe termen mai lung este dezvoltarea celui de-al doilea treilea prototip avansat de manechin termic PeTerMan cu un număr de 72 de segmente și un sistem inovativ de control.
Din punct de vedere numeric, în primul rând am dori să implementăm un model LES pentru a putea surprinde dinamicii temporale și spațiale a curentului natural convectiv și influența scării și a frecvenței vârtejurilor prezente în curgerile de aer. De asemenea, dorim să cuplăm modelul RANS cu un model nodal pentru termoreglarea corpului și pentru simulări de confort adaptiv.
O perspectivă pe termen lung este dată de cuplarea acestor cercetări cu studii numerice și experimentale legate de calitatea aerului interior și în special de dispersia particulară la interiorul clădirilor.
6.1 Contribuții personale
Teza de doctorat abordează un subiect complex, interdisciplinar, ce a necesitat organizarea unei vaste literaturi de specialitate. Studiul stării actuale a cercetării a fost integrat în cadrul primelor capitole care fac introducerea către partea de rezultate. Au fost urmărite două direcții principale și anume: elaborarea unor instrumente de măsură pentru evaluarea calițății mediului interior din punct de vedere termic pe de-o parte și elaborarea unor modele numerice de tip CFD pentru a permite clasificarea microclimatului interior cu ajutorul studiilor parametrice.
În Capitolul 2, se realizează o expunere detaliată a conceptelor teoretice și metodelor de investigare întâlnite în domeniul nostru, fiecare sub-capitol fiind argumentat printr-un studiu bibliografic. Aceste studii presupun inventarierea modelelor utilizate, a rezultatelor extrase, dar și a deficiențelor întâlnite. Capitolul reprezintă sinteza căutărilor inițiale de repere din literatură, conducându-ne către un anumit tip de studiu numeric și validare experimentală, în funcție de rezultatele existente și de mijloacele puse la dispoziție. Astfel, o primă contribuție personală constă în sinteza bibliografică din capitolul 2 dată fiind inexistența unei asemenea analize exhaustive la ora actuală, în literatura de specialitate, luând în considerare toate aspectele enumerate anterior. O parte dintre considerațiile prezentate în acest capitol au făcut obiectul unui articol în prestigioasa revista Renewable Energy Reviews [177].
În cadrul acestui studiu, abordarea numerică a fost orientată către modelele de tip CFD (Computational Fluid Dynamics) și studiul experimental. Abordarea numerică de tip CFD prezintă avantajul de a oferi posibilitatea de analiză a unui număr important de cazuri, suplinind astfel costurile legate de necesitatea unui număr relativ mare de experimente ori de câte ori este necesar un studiu parametric. În acest context, modelele de tip CFD au câștigat o mare popularitate în domeniul nostru pe parcursul ultimei decade. O problemă prezentă în literatura de specialitate este legată de faptul că încă nu se acordă o importanță suficientă curgerilor convective generate de sursele de căldură cum ar fi corpul uman, curgeri ce pot ele însele să afecteze distribuția aerului din încăperi [29]. În general, atunci când este vorba de studii ce realizează simulări ale comportamentului termo-aeraulic al spațiilor ventilate, atenția investigatorilor este captată de curgerile de aer generate de dispozitivele de introducere a aerului, deși zona de localizare a valorilor vitezei maxime într-o încăpere este influențată de intensitatea surselor de căldură și de distribuția acestora în încăpere. În consecință, interacțiunea dintre diferitele tipuri de curgere (curenți de convecție, curgeri uniforme și/sau jeturi de aer) ar trebui luată în considerare atunci când un studiu se îndreaptă către estimarea confortului pornind de la aceste simulări. Una dintre principalele contribuții originale ale acestui studiu este legată de modelarea fină a curgerii convective generate de corpul uman și studiul interacțiunii sale cu mediul ambiant din punct de vedere al dinamicii curgerilor.
În același timp, rezultatele obținute din orice tip de abordare numerică trebuie validate pe cale experimentală în condiții cât mai apropiate de cele reale, pentru a permite apoi exploatarea lor. Știind că studiile experimentale ce folosesc subiecți umani sunt costisitoare, durează mult și prezintă un caracter subiectiv, fiind greu de validat, un compromis bun constă în utilizarea manechinelor termice descrise. Uneori, abordarea experimentală poate să ridice probleme de siguranță (cum ar fi cazul măsurărilor de viteze PIV (Particle Image Velocity) ce nu pot fi făcute direct în jurul unei persoane din cauza riscului asociat radiației laser). O parte dintre proiectele de cercetare derulate în cadrul Facultății de Inginerie a Instalațiilor, de către echipa de cerectare de la centrul CAMBI, au ca direcție dezvoltarea unor prototipuri de manechine termice avansat, care poată simula corpul omenesc și să poată cuantifica fluxurile termice dintre acestea și mediul lor ambiant. Aceste manechine sunt capabile să reproducă și procesul aeraulice de respirație. Prototipurile sunt prevăzute cu sisteme de achiziție de date proprii, cu soft de achiziție coordonat și permit înregistrarea și controlul temperaturilor de pe suprafețe sau a puterii electrice injectate. Strategia de control poate fi cu ușurință modificată. Prototipul de manechin termic avansat prezentat în prezentul manuscris, a cărui dezvoltare a fost unul dintre principalele obiective ale tezei de doctorat, se înscrie în seria acestor unelte sofisticate dezvoltate la centrul CAMBI. Acesta este primul manechin termic – în adevăratul sens – din țara noastră și unul dintre puținele modele de laborator cu reglare a temperaturii segmentelor din Europa. Trebuie să notăm faptul că majoritatea modelelor prezentate în literatura de specialitate sunt manechine termice comerciale, deosebit de costisitoare.
Abordarea experimentală a presupus în primul rând o analiză detaliată a studiilor de cercetare care au implicat astfel de dispozitive experimentale, dar și o documentare în ceea ce privește caracteristicile tehnice furnizate de diferiți fabricanți de manechine termice. În urma acestor demersuri, am ajuns la concluzia că putem realiza un dispozitiv experimental fiabil cu costuri semnificativ reduse, dar principalul avantaj fiind acela de a realiza un manechin termic care poate răspunde cerințelor noastre prin prisma controlului realizării acestuia și îmbunătățirii continue în funcție de necesități. Prototipul de manechin termic numit Thermal Boy 2 a fost dezvoltat și utilizat în cadrul acestei teze de doctorat și este primul dintr-o serie de astfel de dispozitive avansate dezvoltate la Facultatea de Inginerie a Instalațiilor, deschizând noi perspective de cercetare și de cooperare cu alte Universități din lume. Manechinul termic realizat are 36 de segmente reprezentate de circuite electrice ce corespund brațelor, picioarelor (câte un circuit pentru fiecare picior și braț), capului și trunchiului.
Trebuie să notăm faptul că în cadrul acestor lucrări am decis să ne orientăm direct către un model geometric de corp uman realist atât pentru investigațiile numerice cât și pentru cele experimentale. Pe de o parte, lucrările cele mai recente din literatura de specialitate demonstrează într-adevăr importanța formei realiste a suprafețelor ce compun corpul uman ca manechin termic virtual. Pe de altă parte, aceste lucrări se regăsesc într-un număr relativ redus, iar rezultatele noastre vin să completeze această lipsă.
Articole în reviste :
[1] A. DOGEANU, B. FLORIN, A. IATAN, C. CROITORU, I. NASTASE, Conception of a simplified seated thermal manikin for CFD validation purposes, EENVIRO 2013 conference, Revista Româna de Inginerie Civilă
[2] C. CROITORU, A. VARTIRES, F. BODE, A. DOGEANU Survey Evaluation of the Indoor Environment Quality in a Large Romanian Hospital, INCAS BULLETIN, Volume 5, Issue 3/2013, pp. 45–52, ISSN 2066–8201
[3] A. DOGEANU, CALIANU.C., C. CHITARU, M. GEORGESCU, A. TUDORACHE, Conception of an advanced thermal manikin for thermal comfort assessment in buildings and vehicles. Mathematical Modeling in Civil Engineering, 2013.
[4] CROITORU C., NASTASE I., BODE F.,MESLEM A., DOGEANU A., Thermal comfort models for indoor spaces and vehicles—Current capabilities and future perspectives. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2015. 44(0): p. 304-318.
Articole prezentate la conferințe:
[1] A. DOGEANU, C. CROITORU, I. NASTASE, A review on the main thermal comfort models for indoor spaces and their capabilities, YRC Conference of TUCEB, November 2012
[2] A. DOGEANU, A. IATAN, C. CROITORU, I. NASTASE, Conception of a real human shaped thermal manikin for comfort assesment, 8th International PhD & DLA Symposium, October 2012
[4] C. CROITORU, I. NASTASE, A. VARTIRES, A. DOGEANU, Monitorizarea calitatii mediului interior intr-un centru clinic universitar din Bucuresti , Conferinta « Instalatii pentru constructii si economia de energie, Iasi, iulie 2013
[5] F. BODE, C. CROITORU, I. NASTASE, A.DOGEANU, Thermal comfort and ieq assessment of an under-floor air distribution system, Building Simulation Conference 2013 Chambery, France, August 2013
[6] A. VARTIRES, A. DOGEANU, I. NASTASE, C. PETIEANU, C. CROITORU, Etude de la qualité de l'environnement intérieur dans le milieu hospitalier, EENVIRO 2013 Conférence, Section Francophone
Bibliografie
1. ISO, Ergonomics of the thermal environment -Evaluation of thermal environments in vehicles Part 3: Evaluation of thermal comfort using human subjects, in ISO 14505-3:20062006.
2. ISO, Ergonomics of the thermal environment -Evaluation of thermal environments in vehicles Part 2: Determination of Equivalent Temperature, in ISO 14505-3:20062006, ISO.
3. ISO, Ergonomics of the thermal environment – Evaluation of thermal environments in vehicles Part 1: Principles and methods for assessment of thermal stress, in ISO 14505-1:20072007.
4. Croitoru, C., et al. Numerical and experimental modeling of airflow and heat transfer of a human body. in Roomvent 2011. 2011. Trondheim, Norway.
5. Croitoru, C., et al., Inlet turbulence intensity influence on the thermal comfort in the case of a mixing ventilation system submitted to Building and Environment, 2011.
6. Alahmer, A., et al., Vehicular thermal comfort models; a comprehensive review. Applied Thermal Engineering, 2011. 31(6–7): p. 995-1002.
7. Cheng, Y., J. Niu, and N. Gao, Thermal comfort models: A review and numerical investigation. Building and Environment, 2012. 47(0): p. 13-22.
8. Alahmer, A., M. Abdelhamid, and M. Omar, Design for thermal sensation and comfort states in vehicles cabins. Applied Thermal Engineering, 2012. 36(0): p. 126-140.
9. Santamouris, M. and D. Asimakopoulos, Passive Cooling of Buildings, ed. L. James & James Science Publishers1996.
10. ASHRAE, ‘‘Thermal environmental conditions for human occupancy,’’ ANSI/ASHRAE Standard 55-2004, American Society of Heating, Refrigerating and Air-Conditioning Engineers, Atlanta, GA, 2004.
11. Hensen, J.L.M., Literature review on thermal comfort in transient conditions. Building and Environment, 1990. 25(4): p. 309-316.
12. ISO 7730 – Ergonomics of the thermal environment－Analytical determination and interpretation of thermal comfort using calculation of the PMV and PPD indices and local thermal comfort criteria. 2005.
13. Fanger, P.O., ed. Thermal Comfort-Analysis and Applications in Environmental Engineering. ed. C.D.T. Press.1970.
14. Djongyang, N., R. Tchinda, and D. Njomo, Thermal comfort : A review paper. Renewable and Sustainable Energy REviews, 2010. 14: p. 2626-2640.
15. Nilsson, H.O., Thermal comfort evaluation with virtual manikin methods. Building and Environment, 2007. 42(12): p. 4000-4005.
16. Fang L., C.G.a.F.P.O., Impact of temperature and humidity on the perception of indoor air quality. Ind. Air, 1998. 8: p. 80–90.
17. Leaman, A., L. Thomas, and M. Vandenberg, Green buildings: what Australian users are saying? EcoLibrium, 2007. 6(10): p. 22-30.
18. Gagge, A.P., Rational temperature indices of man’s thermal environment and their use with a 2-node model of his temperature regulation, in Federation of American Societies for Experimental Biology1973, Federation Proceedings. p. 1572-1582.
19. Gagge, A.P., A.P. Fobelets, and L.G. Berglund, A standard predictive index of human response to the thermal environment. ASHRAE Transactions, 1986. 92(2B): p. pp. 709-731.
20. ASHRAE Thermal environmental conditions for human occupancy, ASHRAE Standard 55–2004 American Society of Heating, Refrigerating and Air-Conditioning Engineers. 2004.
21. Fanger, P.O.a.P., C.J.K. . Discomfort due to air velocities in spaces. in Proceedings of the Meeting of Commissions B1, B2, E1 and the IIR, 4, Belgrade. 1977.
22. Fanger, P.O. and N.K. Christensen, Perception of draught in ventilated spaces. Ergonomics, 1986. 29(2): p. 215 – 235.
23. Arens, E., et al., A study of occupant cooling by personally controlled air movement. Energy and Buildings, 1998. 27: p. 45-59.
24. Wu, H. The use of oscillating fans to extend the summer comfort envelope in hot arid climates. in 2nd ASHRAE Far East Conference on Air Conditioning in Hot Climates 1989.
25. Xu, G., et al. Experimental study on physiological and psychological responses to fluctuating air movement. in The 7th International Conference on Indoor Air Quality and Climate. 1996. Tokyo, Japan: Indoor Air '96/Institute for Public Health.
26. Griefahn, B., C. Kunemund, and U. Gehring, Evaluation of draught in the workplace. Ergonomics, 2002. 45(2): p. 124-135.
27. Fountain, M.E., Laboratory studies of the effect of air movement on thermal comfort: A comparison and discussion of methods. ASHRAE Transactions, 1991. 97(1): p. 863-873.
28. Charles, K.E., Fanger’s Thermal Comfort and Draught Models, IRC-RR-162 2003 Institute for Research in Construction, National Research Council of Canada, Ottawa, K1A 0R6, Canada.
29. Kosonen, R., et al., Impact of heat load location and strength on air flow pattern with a passive chilled beam system Energy and Buildings, 2010. 42(1): p. 34-42.
30. Walgama, C., et al. Passenger thermal comfort in vehicles – a review. in Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers. 2006.
31. Sorensen, D.N. and L.K. Voigt, Modeling airflow and heat transfer around a seated human body by computational dynamics. Building and Environment, 2003. 38(6): p. 753-762.
32. Murakami, S., S. Kato, and J. Zeng, Combined simulation of airflow, radiation and moisture transport for heat release from a human body. Building Environment, 2000. 35: p. 489-500.
33. Murakami, S., S. Kato, and J. Zeng, CFD analysis of thermal environment around human body. 1996. 2: p. 479-484.
34. Havenith, G., I. Holmer, and K. Parsons, Personal factors in thermal comfort assessment: clothing properties and metabolic heat rate production. Energy and buildings, 2002 43(5): p. 581-591.
35. Holmér, I., Thermal manikin history and applications. European Journal of Applied Physiology, 2004. 92 p. 614-618.
36. Gökhan, S. and M. Kilic, Numerical analysis of air flow, heat transfer, moisture transport and thermal comfort in a room heated by two-panel radiators. Energy and Buildings, 2011. 43(1): p. 137-146.
37. Gagge, A.P., Rational temperature indices of man’s thermal environment and their use with a 2-node model of his temperature regulation, in Federation of American Societies for Experimental Biology1973, Federation Proceedings. p. pp. 1572-1582.
38. Huizenga, C., Z. Hui, and E. Arens, A model of human physiology and comfort for assessing complex thermal environments. Building and Environment 2001. 36: p. 691-699.
39. Van Hoof, J., Forty years of Fanger’s model of thermal comfort: comfort for all? Indoor Air, 2008. 18(3): p. 182-201.
40. F.C. Houghten, C.P.Y., Determining lines of equal comfort. ASHVE. Transactions, 1923. 29: p. 163-175.
41. ISO, Ergonomics of the thermal environment -Evaluation of thermal environments in vehicles Part 2: Determination of Equivalent Temperature, in ISO 14505-3:20062006, ISO.
42. Koestel, A. and G.L. Tuve, Performance and evaluation of room air distribution systems. ASHRAE Transactions, 1955. 61: p. 533.
43. Organisation, I.S., ISO 7243 Hot environments – estimation of the heat stress on working man, based on the WBGT-index (wet bulb globe temperature), 1989: Geneva.
44. Rydberg, J. and P. Norback, Air distribution and draft. ASHVE Transactions, 1949. 55 p. 225.
45. Straub, H.E. and M.M. Chen, Distribution of air within a room for year-round air conditioning-Part II. . University of Illinois Engineering Experiment Station Bulletin, 1957: p. 442.
46. Madsen, T.L., Thermal comfort measurements. ASHRAE Trans., 1976. 82(1).
47. Givoni B., G.R.F., Predicting rectal temperature response to work, environment, and clothing. J. Appl. Physiol, 1972. 32: p. 812-821.
48. Foda, E., et al., Models of human thermoregulation and the prediction of local and overall thermal sensations. Building and Environment, 2011. 46(10): p. 2023-2032.
49. Stolwijk, J.A.J., A mathematical model of physiological temperature regulation in man. NASA CR-1855,Washington DC, 1971.
50. Azer, N.Z., Hsu, S., The prediction of Thermal Sensation from Simple model of Human Physiological Regulatory Response. ASHRAE Trans., 1977. 83(1).
51. Gao, N.P., H. Zhang, and J.L. Niu, Investigating indoor air quality and thermal comfort using a numerical thermal manikin. Indoor and Built Environment, 2007
52. Zhang, Y., D.T. Novieto, and Y. Ji. Human environmental heat transfer simulation with CFD – the advances and challenges. in IBPSA 2009, 27-30 July, Glasgow. 2009.
53. Dusan Fiala, et al., UTCI-Fiala multi-node model of human heat transfer and temperature regulation. International Journal of Biometeorology, 2011.
54. Wouter D. van Marken Lichtenbelt, et al., Validation of an individualised model of human thermoregulation for predicting responses to cold air. International Journal of Biometeorology, 2006. Original Article.
55. Fiala, D., Ph.D dissertation: Dynamic simulation of human heat transfer and thermal comfort, 1998, De Montfort University: England.
56. Fiala, D., et al., UTCI-Fiala multi-node model of human heat transfer and temperature regulation. International Journal of Biometeorology, 2012. 56(3): p. 429-441.
57. Fiala, D., K.J. Lomas, and M. Stohrer, A computer model of human thermoregulation for a wide range of environmental conditions: The passive system. Journal of Applied Physiology, 1999. 87(5): p. 1957-1972.
58. Fiala, D., K.J. Lomas, and M. Stohrer, Computer prediction of human thermoregulatory and temperature responses to a wide range of environmental conditions. International Journal of Biometeorology, 2001. 45(3): p. 143-159.
59. Jendritzky, G., R. de Dear, and G. Havenith, UTCI-Why another thermal index? International Journal of Biometeorology, 2012. 56(3): p. 421-428.
60. Tanabe, S., et al., Evaluation of thermal comfort using combined multi-node thermoregulation (65MN) and radiation models and computational fluid dynamics (CFD). Energy and Buildings, 2002. 34: p. 637-646.
61. Yi, L., et al., An integrated model for simulating interactive thermal processes in human–clothing system. Journal of Thermal Biology, 2004. 29(7–8): p. 567-575.
62. Dongmei, P., et al., A four-node thermoregulation model for predicting the thermal physiological responses of a sleeping person. Building and Environment, 2012. 52(0): p. 88-97.
63. Huizenga, C., Z. Hui, and E. Arens, A model of human physiology and comfort for assessing complex thermal environments. Building and Environment, 2001. 36: p. 691-699.
64. de Dear, R.J. and M.E. Fountain, Field investigations on occupant comfort and office thermal environments in a hot-humid climate. ASHRAE Transactions, 1994.
65. de Dear, R.J., G.S. Brager, Towards an adaptive model of thermal comfort and preference. ASHRAE Transactions, 1998. 104(1): p. 145-167.
66. de Dear, R.J., G.S. Brager, and D.J. Cooper. Developing an adaptive model of thermal comfort and preference. 1997.
67. Humphreys, M.A. and J.F. Nicol. Understanding the adaptive approach to thermal comfort. 1998.
68. McCartney, K.J. and J. Fergus Nicol, Developing an adaptive control algorithm for Europe. Energy and Buildings, 2002. 34(6): p. 623-635.
69. R.J.deDear, G.S.Brager, and D.J.Cooper, Developing an Adaptive Model of Thermal Comfort and Preference. ASHRAE, 1997. RP/884.
70. Standardization, E.C.f., CEN EN 15251, in Indoor Environmental Input Parameters for Design and Assessment of Energy Performance of Buildings Addressing Indoor Air Quality, Thermal Environment, Lighting and Acoustics2007: Brussels, Belgium.
71. W. J. McConnell, F.C.H., F. M. Phillips Further Study of Physiological Reactions. ASHVE Transactions, 1923. 29.
72. Bedford, T., The warmth factor in comfort at work, in Rep. industr. Hlth. Res. Bd.1933: London.
73. F. C. Houghten, M.B.F., C. Gutberlet, Local Cooling of Workers in Hot Industry. ASHVE Transactions, 1941. 47.
74. Rowley, F.B., Jordan, R. C. , Snyder, W.E., Comfort reactions of workers during occupancy of air conditioned offices. ASHVE Transactions, 1947. 53: p. 357-368.
75. Nevins, R.G., Rohles, F. H., Springer, W., Feyerherm, A. M., A temperature-humidity chart for thermal comfort of seated persons. ASHRAE Transactions, 1966. 72(1): p. 283-291.
76. McNall, J., P. E., Jaax, J., Rohles, F. H., Nevins, R. G., Springer, W. , Thermal comfort (and thermally neutral) conditions for three levels of activity. ASHRAE Transactions, 1967. 73(1).
77. Fanger, P.O., Thermal comfort1982, Malabar, FL.: Robert E. Krieger Publishing Company.
78. Gagge, A.P., J.A.J. Stolwijk, and J.D. Hardy, Comfort and thermal sensations and associated physiological responses at various ambient temperatures. Environmental Research, 1967. 1(1): p. 1-20.
79. Nicol, J.F. and M.A. Humphreys, Adaptive thermal comfort and sustainable thermal standards for buildings. Energy and Buildings, 2002. 34(6): p. 563-572.
80. De Dear, R., Thermal comfort in practice. Indoor Air, Supplement, 2004. 14(SUPPL. 7): p. 32-39.
81. Zhang, H., et al., Thermal sensation and comfort models for non-uniform and transient environments, part II: Local comfort of individual body parts. Building and Environment, 2010. 45(2): p. 389-398.
82. Zhang, H., et al., Thermal sensation and comfort models for non-uniform and transient environments, part III: Whole-body sensation and comfort. Building and Environment, 2010. 45(2): p. 399-410.
83. Zhang, H., et al., Thermal sensation and comfort models for non-uniform and transient environments: Part I: Local sensation of individual body parts. Building and Environment, 2010. 45(2): p. 380-388.
84. Zhang, Y. and R. Zhao, Effect of local exposure on human responses. Building and Environment, 2007. 42(7): p. 2737-2745.
85. Chen, C.-P., et al., Effects of temperature steps on human skin physiology and thermal sensation response. Building and Environment, 2011. 46(11): p. 2387-2397.
86. Choi, J.-H., V. Loftness, and D.-W. Lee, Investigation of the possibility of the use of heart rate as a human factor for thermal sensation models. Building and Environment, 2012. 50(0): p. 165-175.
87. Park, S., et al., Local and overall thermal comfort in an aircraft cabin and their interrelations. Building and Environment, 2011. 46(5): p. 1056-1064.
88. Ghaddar, N., K. Ghali, and S. Chehaitly, Assessing thermal comfort of active people in transitional spaces in presence of air movement. Energy and Buildings, 2011. 43(10): p. 2832-2842.
89. Korsgaard, V. and T.L. Madsen. New instruments for measuring thermal comfort. in Proceedings of the 13th International Congress of Refrigeration 1971.
90. Korsgaard, V. and T.L. Madsen, Neue Geräte zur Behaglichkeitsmessung. Klima und Kälte Ingenieur, 1973. August.
91. ISO, Ergonomics of the thermal environment -Evaluation of thermal environments in vehicles Part 2: Determination of Equivalent Temperature, in ISO 14505-3:2006. 2006.
92. Dantec Dynamics, S.A.S., Comfort Sense system brochure, available on http://www.dantecdynamics.com/.
93. Nilsson, H.O. and I. Holmér, Definitions and Measurements of Equivalent Temperature, European commission cost contract no smt4-ct95-2017 Development of standard test methods for evaluation of thermal climate in vehicles, 2002.
94. Rugh, J.P. and D. Bharathan. Predicting Human Thermal Comfort in Automobiles in Vehicle Thermal Management Systems Conference and Exhibition,. 2005. Toronto, Canada
95. M, O., Analysis of natural and forced convection heat losses from a thermal manikin: comparative assessment of the static and dynamic postures. J Wind Eng Ind Aerodyn 2014. 132(66).
96. Hui Zhanga, E.A.W.P., Air temperature thresholds for indoor comfort and perceived air quality. Building Research & Information, 2011
39(2): p. 10.
97. M. Kavgica, D.M., Z. Stevanovicb, A. Younga, Analysis of thermal comfort and indoor air quality in a mechanically ventilated theatre. Energy and Buildings, 2008. Volume 40(7): p. 9.
98. Donghyun Rim, A.N., Transport of particulate and gaseous pollutants in the vicinity of a human body. Building and Environment, 2008. 44: p. 9.
99. José A. Orosaa, A.C.O., Hourly indoor thermal comfort and air quality acceptance with passive climate control methods. Renewable Energy, 2009. 34(12): p. 7.
100. Bjorn, E. and P.V. Nielsen, Dispersal of exhaled air and personal exposure in displacement ventilated rooms. Indoor Air, 2002. 12(2): p. 147-164.
101. Melikov, A.K., et al. Impact of airflow interaction on inhaled air quality and transport of contaminants in rooms with personalized and total volume ventilation. in Healthy Buildings. 2003. Singapore.
102. Fan, J. New Functions and Applications of "Walter"-Sweating Fabric Manikin. . in International meeting on thermal manikins and modelling. 2003. Strasbourg, France.
103. Lebbin, P., M. Hosni, and T. Gielda. Design and manufacturing of two thermal observation manikins for automobile applications. in International meeting on thermal manikins and modelling. 2003. Strasbourg, France.
104. Burke, R., J. Rugh, and R. Farrington. ADAM – The Advanced Automotive Manikin. in International meeting on thermal manikins and modelling. 2003. Strasbourg, France.
105. Wyon. Healthy buildings and their impact on productivity. in Indoor Air. 1993.
106. K.W. Mui, W.T.C., Building calibration for IAQ management. Building and Environment, 2006. 41(7): p. 9.
107. Aizat, S.I.C., J; Norhafizalina, O; Azman, Z A; Kamaruzaman, J. , Indoor Air Quality and Sick Building Syndrome in Malaysian Buildings. Global Journal of Health Science, oct 2009.
108. Melikov, A.K., Breathing thermal manikins for indoor environment assessment: important characteristics and requirements. European Journal of Applied Physiology, 2004. 92(6): p. 710-713.
109. Nielsen, P.V., et al., Benchmarks test for a computer simulated person Indoor Air, 2003. 14(7): p. 144-156.
110. Watanabe, S., A.K. Melikov, and G.L. Knudsen, Design of an individually controlled system for an optimal thermal microenvironment,. Building and Environment, 2010. 45 p. 549-558.
111. Madsen, T., B. Olesen, and K. Reid, New methods for evaluation of the thermal environment in automotive vehicles. ASHRAE Transactions, 1986. 92(part 1B): p. 38-54.
112. Tamura, T., Development of a two-layer movable sweating thermal manikin. Industrial Health, 2006 44(3): p. 441-444.
113. http://www.tut.fi/en/about-tut/departments/materials-science/research/research-equipment/fibre-and-textile-material-processing-and-testing/sweating-manikin-coppelius/index.htm.
114. Nielsen, P.V., Berechnung der Luftbewegung in einem zwangsbelüfteten Raum. Gesundheits-Ingenieur, 1973. 94: p. 299-302.
115. Sorensen, D.N., Radiation between segments of the seated human body in ROOMVENT2002. p. 317-320.
116. Hayashi, T., et al., CFD analysis on rising stream araound a human body and its effect on inhalation air quality. ASHRAE Transactions, 2002. 108(2): p. 1173-1178.
117. Dunnett, S.J., A numerical study of the factors affecting worker exposure to contaminant. Aerosol Science and Technology, 1994. 25(1): p. 481-482.
118. Niwa, K., et al. Numerical analysis of flow and temperature field with local air conditioning by supply jets from the seats in hall. in ROOMVENT. 1996.
119. Iwamoto, S. A study on numerical perdiction methods of thermal environmnent around occupants. in Indoor Air. 1996.
120. Bluyssen, P.M. and T. Lemaire. The distribution of percieved air quality in an office space- computer simulations and sensory evaluations. in ROOMVENT. 1992.
121. Gan, G., Numerical method for full assessment of indoor thermal comfort. Indoor Air, 1994. 4: p. 154-168.
122. Brohus, H. and P.V. Nielsen. Personal exposure to contaminant sources in uniform velocity field in Healthy Buildings. 1995.
123. Brohus, H. and P.V. Nielsen. CFD models of persons evaluated by full-scale wind channel experiments. in ROOMVENT. 1996.
124. Topp, C., P.V. Nielsen, and D.N. Sorensen, Application of computer simulated persons in indoor environmental modeling. ASHRAE Transactions, 2002. 108(2): p. 1084-1089.
125. Yang, T., et al. A new simulation system to predict human-environment thermal interactions in naturally ventilated buildings. in Building Simulation. 2007. Beijing, China.
126. Zhang, Y. and T. Yang. Simulation of human thermal responses in a confined space. in Indoor Air. 2008. Copnhagen, Denmark.
127. Chen, Q. and W. Xu, A zero-equation turbulence model for indoor airflow simulation. Energy and Buildings, 1998. 28(2): p. 137-144.
128. Torano, J., R. Rodríguez, and I. Diego, Computational Fluid Dynamics (CFD) use in the simulation of the death end ventilation in tunnels and galleries. WIT Transactions on Engineering Sciences, 2006. 52.
129. Bosbacha, J., et al. Experimental and numerical simulations of turbulent ventilation in aircraft cabins. in The Second ASME-ZSIS International Thermal Science Seminar (ITSS II). 2006.
130. D.C. Wilcox, Turbulence Modeling for CFD. DCW Industries, Inc., , 1993.
131. Stamou, A. and I. Katsiris, Verification of a CFD model for indoor airflow and heat transfer. Building and Environment, 2006. 41(9): p. 2171-1181.
132. Marr D. R., S.I.M., Glauser M. N., Anisotropy in the breathing zone of a thermal manikin. Experiments in Fluids, 2008. 44(4): p. 661-673.
133. Musser, A. and K. McGrattan, Evaluation of a fast Large-Eddy-Simulation model for indoor airflows. J. Arch. Engrg, 2002. 8(1): p. 10-18.
134. Homma, H. and M. Yakiama, Examination of free convection around occupant's body caused by metabolic heat. ASHRAE Transactions, 1988. 94(1): p. 104-124.
135. Gagge, A.P., J.A.J. Stolwijk, and Y. Nishi, An effective temperature scale based on a simple model of human physiological regulatory response. ASHRAE Transactions, 1970. 77(1): p. 247-262.
136. Kilic, M. and G. Sevilgen, Modelling airflow, heat transfer and moisture transport around a standing human body by computationla fluid dynamics. Int. Journal Heat Mass Transfer, 2008. 33(2008): p. 1159-1164.
137. Sevilgen, G. and M. Kilic, Numerical analysis of airflow, heat transfer, moisture transport and thermal comfort in a room heated by two-panel radiators. Energy and Buildings, 2011. 43(1): p. 137-146.
138. Catalina, T., J. Virgone, and F. Kuznik, Evaluation of thermal comfort using combined CFD and experimentation study in a test room equipped with a cooling ceiling. Building and Environment, 2009. 44(8): p. 1740-1750.
139. Martinhoa, N., A. Lopesb, and M.G.d. Silvab, Evaluation of errors on the CFD computation of air flow and heat transfer around the human body. Building and Environment, 2012. 58(December 2012): p. 11.
140. Fanger, P.O., Human requirements in future air conditioned environments International Journal of Refrigeration, 2001. 24: p. 148-153.
141. K., F., Thermal comfort evaluation in kindergarten: PMV and PPD measurement through datalogger and questionnaire. Building and Environment, 2013. 68.
142. L., S., Differences between young adults and elderly in thermal comfort, productivity, and thermal physiology in response to a moderate temperature drift and a steady-state condition. IndoorAir, 2010. 20(4).
143. Cengiz TG and B. FC., An on-the-road experiment into the thermal comfort of carseats. ApplErgon, 2007. 38(3): p. 47.
144. H, O., Effects of heated seats in vehicles on thermal comfort during the initial warm-up period. 2012, 2012. 43(2): p. 7.
145. Croitoru, C., I. Nastase, and F. Bode, The Influence of the Geometric Form of the Virtual Thermal Manikin on Convective Flow. Mathematical modelling, 2011. 7(4).
146. Wang, J. and E. Hihara, Human body surface area: a theoretical approach. European Journal of Applied Physiology, 2004. 91(4): p. 425-428.
147. Jetté, F.X., et al., Effect of thermal manikin surface temperature on the performance of personal cooling systems. European Journal of Applied Physiology, 2004. 92(6): p. 669-672.
148. Arens, E.A. and H. Zhang, The skin's role in human thermoregulation and comfort. Indoor Environmental Quality (IEQ), 2006.
149. Wang, J. and E. Hihara, Human body surface area: a theoretical approach. European Journal of Applied Physiology, 2004. 91: p. 425-428.
150. Croitoru, C., PhD Thesis: Studii teoretice și experimentale referitoare la influența turbulenței aerului din încăperile climatizate asupra confortului termic, 2011, Technical University of Civil Engineering Bucharest.
151. Bode, F., Fluid dynamics analysis for innovative personalized ventilation diffusers for automotive and building applications, 2011-2013.
152. C. Voelker, S. Maempel, and O. Kornadt, Measuring the human body's microclimate using a thermal manikin. Indoor Air, 2014. 24(6): p. 22.
153. Cehlin, M., B. Moshfegh, and M. Sandberg, Measurements of air temperatures close to a low-velocity diffuser in displacement ventilation using an infrared camera. ENERGY AND BUILDINGS, 2012. 34(7): p. 11.
154. Rugh, J. and V. Hovland. National and world fuel savings and CO2 emission reductions by increasing vehicle air conditioning COP. in Proceedings from the 2003 Alternate Refrigerant Systems Symposium in Phoenix. 2003.
155. ISO, ISO 14505 Ergonomics of the thermal environment – Evaluation of thermal environments in vehicles – Part 2: Determination of equivalent temperature 2006.
156. Nilsson, H., et al. Equivalent temperature and thermal sensation – Comparison with subjective responses. in Comfort in the automotive industry- Recent development and achievements. 1997. Bologna, Italy.
157. Nilsson, H., et al. Thermal climate assessment in office environment – CFD calculations and thermal manikin measurements. in ROOMVENT. 2000. Reading, UK.
158. Du Bois D and D.B. EF, A formula to estimate the approximate surface area if height and weight be known. Archives of Internal Medicine 17 (6).
159. Buratti C, R.P., Adaptive analysis of thermal comfort in university classrooms: correlation between experimental data and mathematical models. Build Environ, 2009. 44: p. 674-87.
160. Bode, F., Cercetari privind procesele termo-fluidodinamice din arzatoare și focare la arderea turbionara, Teza de Doctorat. UTCN 2010.
161. Florin Bode and Paula Unguresan, eds. Combustie si Instalatii de Ardere. ed. U.T.Press2014. 446.
162. Danaila S. and Berbente C., Metode numerice in dinamica fluidelor. Editura Academiei, 2003.
163. Menter, F.R., Two-Equation Eddy-Viscosity Turbulence Models for Engineering Applications. AIAA Journal, 1994. 32(8): p. 1598-1605.
164. Ismail, B.C., Introductory Turbulence Modeling, Lecture notes, West Virginia University, Mechanical & Aerospace Engineering Dept.1999.
165. Bode, F., Cercetari privind procesele termo-fluidodonamice din arzatoare si focare la arderea turbionara, in Facultatea de Mecanica, Universitatea Tehnica din Cluj-Napoca2010.
166. Meslem, A., et al., A comparison of three turbulence models for the prediction of parallel lobed jets in perforated panel optimization. Building and Environment, 2011. 46(11): p. 2203-2219.
167. Sorensen DN, V.L., Modeling airflow and heat transfer around a seated human body by computational dynamics. Building and Environment 2003. 38(6): p. 753-762.
168. CROITORU, C., I. NĂSTASE, and F. BODE, The Influence of the Geometric Form of the Virtual Thermal Manikin on Convective Flow. Mathematical Modelling in Civil Engineering, 2011. 7(4): p. 55-64.
169. BODE, F., et al., Thermal comfort and ieq assessment of an under-floor air distribution system, . Building Simulation Conference 2013 Chambéry, France, 2013.
170. MakeHuman. www.Makehuman.org.
171. Nilsson, H.O., Comfort Climate Evaluation with Thermal Manikin Methods and Computer Simulation Models. National Institut for Working Life, 2004.
172. A. DOGEANU, et al., Conception of a real human shaped thermal manikin for comfort assesment, in PhD & DLA Symposium Pesc, Hungary2012.
173. A. DOGEANU, et al., Conception of a simplified seated thermal manikin for CFD validation purposes. Revista Romana de Inginerie Civila, 2013. 5.
174. Croitoru, C., THE INFLUENCE OF THE GEOMETRIC FORM OF THE VIRTUAL THERMAL MANIKIN ON CONVECTIVE FLOW. Matematical Modeling, 2011.
175. Croitoru, C., Studii teoretice si experimentale referitoare la influenta turbulentei aerului din incaperile climatizate asupra confortului termic. 2011.
176. Fanger, P.O., et al., Air turbulence and sensation of draught. Energy and Buildings, 1988. 12(1): p. 21-39.
177. Croitoru, C., et al., Thermal comfort models for indoor spaces and vehicles—Current capabilities and future perspectives. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2015. 44(0): p. 304-318.
Bibliografie
1. ISO, Ergonomics of the thermal environment -Evaluation of thermal environments in vehicles Part 3: Evaluation of thermal comfort using human subjects, in ISO 14505-3:20062006.
2. ISO, Ergonomics of the thermal environment -Evaluation of thermal environments in vehicles Part 2: Determination of Equivalent Temperature, in ISO 14505-3:20062006, ISO.
3. ISO, Ergonomics of the thermal environment – Evaluation of thermal environments in vehicles Part 1: Principles and methods for assessment of thermal stress, in ISO 14505-1:20072007.
4. Croitoru, C., et al. Numerical and experimental modeling of airflow and heat transfer of a human body. in Roomvent 2011. 2011. Trondheim, Norway.
5. Croitoru, C., et al., Inlet turbulence intensity influence on the thermal comfort in the case of a mixing ventilation system submitted to Building and Environment, 2011.
6. Alahmer, A., et al., Vehicular thermal comfort models; a comprehensive review. Applied Thermal Engineering, 2011. 31(6–7): p. 995-1002.
7. Cheng, Y., J. Niu, and N. Gao, Thermal comfort models: A review and numerical investigation. Building and Environment, 2012. 47(0): p. 13-22.
8. Alahmer, A., M. Abdelhamid, and M. Omar, Design for thermal sensation and comfort states in vehicles cabins. Applied Thermal Engineering, 2012. 36(0): p. 126-140.
9. Santamouris, M. and D. Asimakopoulos, Passive Cooling of Buildings, ed. L. James & James Science Publishers1996.
10. ASHRAE, ‘‘Thermal environmental conditions for human occupancy,’’ ANSI/ASHRAE Standard 55-2004, American Society of Heating, Refrigerating and Air-Conditioning Engineers, Atlanta, GA, 2004.
11. Hensen, J.L.M., Literature review on thermal comfort in transient conditions. Building and Environment, 1990. 25(4): p. 309-316.
12. ISO 7730 – Ergonomics of the thermal environment－Analytical determination and interpretation of thermal comfort using calculation of the PMV and PPD indices and local thermal comfort criteria. 2005.
13. Fanger, P.O., ed. Thermal Comfort-Analysis and Applications in Environmental Engineering. ed. C.D.T. Press.1970.
14. Djongyang, N., R. Tchinda, and D. Njomo, Thermal comfort : A review paper. Renewable and Sustainable Energy REviews, 2010. 14: p. 2626-2640.
15. Nilsson, H.O., Thermal comfort evaluation with virtual manikin methods. Building and Environment, 2007. 42(12): p. 4000-4005.
16. Fang L., C.G.a.F.P.O., Impact of temperature and humidity on the perception of indoor air quality. Ind. Air, 1998. 8: p. 80–90.
17. Leaman, A., L. Thomas, and M. Vandenberg, Green buildings: what Australian users are saying? EcoLibrium, 2007. 6(10): p. 22-30.
18. Gagge, A.P., Rational temperature indices of man’s thermal environment and their use with a 2-node model of his temperature regulation, in Federation of American Societies for Experimental Biology1973, Federation Proceedings. p. 1572-1582.
19. Gagge, A.P., A.P. Fobelets, and L.G. Berglund, A standard predictive index of human response to the thermal environment. ASHRAE Transactions, 1986. 92(2B): p. pp. 709-731.
20. ASHRAE Thermal environmental conditions for human occupancy, ASHRAE Standard 55–2004 American Society of Heating, Refrigerating and Air-Conditioning Engineers. 2004.
21. Fanger, P.O.a.P., C.J.K. . Discomfort due to air velocities in spaces. in Proceedings of the Meeting of Commissions B1, B2, E1 and the IIR, 4, Belgrade. 1977.
22. Fanger, P.O. and N.K. Christensen, Perception of draught in ventilated spaces. Ergonomics, 1986. 29(2): p. 215 – 235.
23. Arens, E., et al., A study of occupant cooling by personally controlled air movement. Energy and Buildings, 1998. 27: p. 45-59.
24. Wu, H. The use of oscillating fans to extend the summer comfort envelope in hot arid climates. in 2nd ASHRAE Far East Conference on Air Conditioning in Hot Climates 1989.
25. Xu, G., et al. Experimental study on physiological and psychological responses to fluctuating air movement. in The 7th International Conference on Indoor Air Quality and Climate. 1996. Tokyo, Japan: Indoor Air '96/Institute for Public Health.
26. Griefahn, B., C. Kunemund, and U. Gehring, Evaluation of draught in the workplace. Ergonomics, 2002. 45(2): p. 124-135.
27. Fountain, M.E., Laboratory studies of the effect of air movement on thermal comfort: A comparison and discussion of methods. ASHRAE Transactions, 1991. 97(1): p. 863-873.
28. Charles, K.E., Fanger’s Thermal Comfort and Draught Models, IRC-RR-162 2003 Institute for Research in Construction, National Research Council of Canada, Ottawa, K1A 0R6, Canada.
29. Kosonen, R., et al., Impact of heat load location and strength on air flow pattern with a passive chilled beam system Energy and Buildings, 2010. 42(1): p. 34-42.
30. Walgama, C., et al. Passenger thermal comfort in vehicles – a review. in Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers. 2006.
31. Sorensen, D.N. and L.K. Voigt, Modeling airflow and heat transfer around a seated human body by computational dynamics. Building and Environment, 2003. 38(6): p. 753-762.
32. Murakami, S., S. Kato, and J. Zeng, Combined simulation of airflow, radiation and moisture transport for heat release from a human body. Building Environment, 2000. 35: p. 489-500.
33. Murakami, S., S. Kato, and J. Zeng, CFD analysis of thermal environment around human body. 1996. 2: p. 479-484.
34. Havenith, G., I. Holmer, and K. Parsons, Personal factors in thermal comfort assessment: clothing properties and metabolic heat rate production. Energy and buildings, 2002 43(5): p. 581-591.
35. Holmér, I., Thermal manikin history and applications. European Journal of Applied Physiology, 2004. 92 p. 614-618.
36. Gökhan, S. and M. Kilic, Numerical analysis of air flow, heat transfer, moisture transport and thermal comfort in a room heated by two-panel radiators. Energy and Buildings, 2011. 43(1): p. 137-146.
37. Gagge, A.P., Rational temperature indices of man’s thermal environment and their use with a 2-node model of his temperature regulation, in Federation of American Societies for Experimental Biology1973, Federation Proceedings. p. pp. 1572-1582.
38. Huizenga, C., Z. Hui, and E. Arens, A model of human physiology and comfort for assessing complex thermal environments. Building and Environment 2001. 36: p. 691-699.
39. Van Hoof, J., Forty years of Fanger’s model of thermal comfort: comfort for all? Indoor Air, 2008. 18(3): p. 182-201.
40. F.C. Houghten, C.P.Y., Determining lines of equal comfort. ASHVE. Transactions, 1923. 29: p. 163-175.
41. ISO, Ergonomics of the thermal environment -Evaluation of thermal environments in vehicles Part 2: Determination of Equivalent Temperature, in ISO 14505-3:20062006, ISO.
42. Koestel, A. and G.L. Tuve, Performance and evaluation of room air distribution systems. ASHRAE Transactions, 1955. 61: p. 533.
43. Organisation, I.S., ISO 7243 Hot environments – estimation of the heat stress on working man, based on the WBGT-index (wet bulb globe temperature), 1989: Geneva.
44. Rydberg, J. and P. Norback, Air distribution and draft. ASHVE Transactions, 1949. 55 p. 225.
45. Straub, H.E. and M.M. Chen, Distribution of air within a room for year-round air conditioning-Part II. . University of Illinois Engineering Experiment Station Bulletin, 1957: p. 442.
46. Madsen, T.L., Thermal comfort measurements. ASHRAE Trans., 1976. 82(1).
47. Givoni B., G.R.F., Predicting rectal temperature response to work, environment, and clothing. J. Appl. Physiol, 1972. 32: p. 812-821.
48. Foda, E., et al., Models of human thermoregulation and the prediction of local and overall thermal sensations. Building and Environment, 2011. 46(10): p. 2023-2032.
49. Stolwijk, J.A.J., A mathematical model of physiological temperature regulation in man. NASA CR-1855,Washington DC, 1971.
50. Azer, N.Z., Hsu, S., The prediction of Thermal Sensation from Simple model of Human Physiological Regulatory Response. ASHRAE Trans., 1977. 83(1).
51. Gao, N.P., H. Zhang, and J.L. Niu, Investigating indoor air quality and thermal comfort using a numerical thermal manikin. Indoor and Built Environment, 2007
52. Zhang, Y., D.T. Novieto, and Y. Ji. Human environmental heat transfer simulation with CFD – the advances and challenges. in IBPSA 2009, 27-30 July, Glasgow. 2009.
53. Dusan Fiala, et al., UTCI-Fiala multi-node model of human heat transfer and temperature regulation. International Journal of Biometeorology, 2011.
54. Wouter D. van Marken Lichtenbelt, et al., Validation of an individualised model of human thermoregulation for predicting responses to cold air. International Journal of Biometeorology, 2006. Original Article.
55. Fiala, D., Ph.D dissertation: Dynamic simulation of human heat transfer and thermal comfort, 1998, De Montfort University: England.
56. Fiala, D., et al., UTCI-Fiala multi-node model of human heat transfer and temperature regulation. International Journal of Biometeorology, 2012. 56(3): p. 429-441.
57. Fiala, D., K.J. Lomas, and M. Stohrer, A computer model of human thermoregulation for a wide range of environmental conditions: The passive system. Journal of Applied Physiology, 1999. 87(5): p. 1957-1972.
58. Fiala, D., K.J. Lomas, and M. Stohrer, Computer prediction of human thermoregulatory and temperature responses to a wide range of environmental conditions. International Journal of Biometeorology, 2001. 45(3): p. 143-159.
59. Jendritzky, G., R. de Dear, and G. Havenith, UTCI-Why another thermal index? International Journal of Biometeorology, 2012. 56(3): p. 421-428.
60. Tanabe, S., et al., Evaluation of thermal comfort using combined multi-node thermoregulation (65MN) and radiation models and computational fluid dynamics (CFD). Energy and Buildings, 2002. 34: p. 637-646.
61. Yi, L., et al., An integrated model for simulating interactive thermal processes in human–clothing system. Journal of Thermal Biology, 2004. 29(7–8): p. 567-575.
62. Dongmei, P., et al., A four-node thermoregulation model for predicting the thermal physiological responses of a sleeping person. Building and Environment, 2012. 52(0): p. 88-97.
63. Huizenga, C., Z. Hui, and E. Arens, A model of human physiology and comfort for assessing complex thermal environments. Building and Environment, 2001. 36: p. 691-699.
64. de Dear, R.J. and M.E. Fountain, Field investigations on occupant comfort and office thermal environments in a hot-humid climate. ASHRAE Transactions, 1994.
65. de Dear, R.J., G.S. Brager, Towards an adaptive model of thermal comfort and preference. ASHRAE Transactions, 1998. 104(1): p. 145-167.
66. de Dear, R.J., G.S. Brager, and D.J. Cooper. Developing an adaptive model of thermal comfort and preference. 1997.
67. Humphreys, M.A. and J.F. Nicol. Understanding the adaptive approach to thermal comfort. 1998.
68. McCartney, K.J. and J. Fergus Nicol, Developing an adaptive control algorithm for Europe. Energy and Buildings, 2002. 34(6): p. 623-635.
69. R.J.deDear, G.S.Brager, and D.J.Cooper, Developing an Adaptive Model of Thermal Comfort and Preference. ASHRAE, 1997. RP/884.
70. Standardization, E.C.f., CEN EN 15251, in Indoor Environmental Input Parameters for Design and Assessment of Energy Performance of Buildings Addressing Indoor Air Quality, Thermal Environment, Lighting and Acoustics2007: Brussels, Belgium.
71. W. J. McConnell, F.C.H., F. M. Phillips Further Study of Physiological Reactions. ASHVE Transactions, 1923. 29.
72. Bedford, T., The warmth factor in comfort at work, in Rep. industr. Hlth. Res. Bd.1933: London.
73. F. C. Houghten, M.B.F., C. Gutberlet, Local Cooling of Workers in Hot Industry. ASHVE Transactions, 1941. 47.
74. Rowley, F.B., Jordan, R. C. , Snyder, W.E., Comfort reactions of workers during occupancy of air conditioned offices. ASHVE Transactions, 1947. 53: p. 357-368.
75. Nevins, R.G., Rohles, F. H., Springer, W., Feyerherm, A. M., A temperature-humidity chart for thermal comfort of seated persons. ASHRAE Transactions, 1966. 72(1): p. 283-291.
76. McNall, J., P. E., Jaax, J., Rohles, F. H., Nevins, R. G., Springer, W. , Thermal comfort (and thermally neutral) conditions for three levels of activity. ASHRAE Transactions, 1967. 73(1).
77. Fanger, P.O., Thermal comfort1982, Malabar, FL.: Robert E. Krieger Publishing Company.
78. Gagge, A.P., J.A.J. Stolwijk, and J.D. Hardy, Comfort and thermal sensations and associated physiological responses at various ambient temperatures. Environmental Research, 1967. 1(1): p. 1-20.
79. Nicol, J.F. and M.A. Humphreys, Adaptive thermal comfort and sustainable thermal standards for buildings. Energy and Buildings, 2002. 34(6): p. 563-572.
80. De Dear, R., Thermal comfort in practice. Indoor Air, Supplement, 2004. 14(SUPPL. 7): p. 32-39.
81. Zhang, H., et al., Thermal sensation and comfort models for non-uniform and transient environments, part II: Local comfort of individual body parts. Building and Environment, 2010. 45(2): p. 389-398.
82. Zhang, H., et al., Thermal sensation and comfort models for non-uniform and transient environments, part III: Whole-body sensation and comfort. Building and Environment, 2010. 45(2): p. 399-410.
83. Zhang, H., et al., Thermal sensation and comfort models for non-uniform and transient environments: Part I: Local sensation of individual body parts. Building and Environment, 2010. 45(2): p. 380-388.
84. Zhang, Y. and R. Zhao, Effect of local exposure on human responses. Building and Environment, 2007. 42(7): p. 2737-2745.
85. Chen, C.-P., et al., Effects of temperature steps on human skin physiology and thermal sensation response. Building and Environment, 2011. 46(11): p. 2387-2397.
86. Choi, J.-H., V. Loftness, and D.-W. Lee, Investigation of the possibility of the use of heart rate as a human factor for thermal sensation models. Building and Environment, 2012. 50(0): p. 165-175.
87. Park, S., et al., Local and overall thermal comfort in an aircraft cabin and their interrelations. Building and Environment, 2011. 46(5): p. 1056-1064.
88. Ghaddar, N., K. Ghali, and S. Chehaitly, Assessing thermal comfort of active people in transitional spaces in presence of air movement. Energy and Buildings, 2011. 43(10): p. 2832-2842.
89. Korsgaard, V. and T.L. Madsen. New instruments for measuring thermal comfort. in Proceedings of the 13th International Congress of Refrigeration 1971.
90. Korsgaard, V. and T.L. Madsen, Neue Geräte zur Behaglichkeitsmessung. Klima und Kälte Ingenieur, 1973. August.
91. ISO, Ergonomics of the thermal environment -Evaluation of thermal environments in vehicles Part 2: Determination of Equivalent Temperature, in ISO 14505-3:2006. 2006.
92. Dantec Dynamics, S.A.S., Comfort Sense system brochure, available on http://www.dantecdynamics.com/.
93. Nilsson, H.O. and I. Holmér, Definitions and Measurements of Equivalent Temperature, European commission cost contract no smt4-ct95-2017 Development of standard test methods for evaluation of thermal climate in vehicles, 2002.
94. Rugh, J.P. and D. Bharathan. Predicting Human Thermal Comfort in Automobiles in Vehicle Thermal Management Systems Conference and Exhibition,. 2005. Toronto, Canada
95. M, O., Analysis of natural and forced convection heat losses from a thermal manikin: comparative assessment of the static and dynamic postures. J Wind Eng Ind Aerodyn 2014. 132(66).
96. Hui Zhanga, E.A.W.P., Air temperature thresholds for indoor comfort and perceived air quality. Building Research & Information, 2011
39(2): p. 10.
97. M. Kavgica, D.M., Z. Stevanovicb, A. Younga, Analysis of thermal comfort and indoor air quality in a mechanically ventilated theatre. Energy and Buildings, 2008. Volume 40(7): p. 9.
98. Donghyun Rim, A.N., Transport of particulate and gaseous pollutants in the vicinity of a human body. Building and Environment, 2008. 44: p. 9.
99. José A. Orosaa, A.C.O., Hourly indoor thermal comfort and air quality acceptance with passive climate control methods. Renewable Energy, 2009. 34(12): p. 7.
100. Bjorn, E. and P.V. Nielsen, Dispersal of exhaled air and personal exposure in displacement ventilated rooms. Indoor Air, 2002. 12(2): p. 147-164.
101. Melikov, A.K., et al. Impact of airflow interaction on inhaled air quality and transport of contaminants in rooms with personalized and total volume ventilation. in Healthy Buildings. 2003. Singapore.
102. Fan, J. New Functions and Applications of "Walter"-Sweating Fabric Manikin. . in International meeting on thermal manikins and modelling. 2003. Strasbourg, France.
103. Lebbin, P., M. Hosni, and T. Gielda. Design and manufacturing of two thermal observation manikins for automobile applications. in International meeting on thermal manikins and modelling. 2003. Strasbourg, France.
104. Burke, R., J. Rugh, and R. Farrington. ADAM – The Advanced Automotive Manikin. in International meeting on thermal manikins and modelling. 2003. Strasbourg, France.
105. Wyon. Healthy buildings and their impact on productivity. in Indoor Air. 1993.
106. K.W. Mui, W.T.C., Building calibration for IAQ management. Building and Environment, 2006. 41(7): p. 9.
107. Aizat, S.I.C., J; Norhafizalina, O; Azman, Z A; Kamaruzaman, J. , Indoor Air Quality and Sick Building Syndrome in Malaysian Buildings. Global Journal of Health Science, oct 2009.
108. Melikov, A.K., Breathing thermal manikins for indoor environment assessment: important characteristics and requirements. European Journal of Applied Physiology, 2004. 92(6): p. 710-713.
109. Nielsen, P.V., et al., Benchmarks test for a computer simulated person Indoor Air, 2003. 14(7): p. 144-156.
110. Watanabe, S., A.K. Melikov, and G.L. Knudsen, Design of an individually controlled system for an optimal thermal microenvironment,. Building and Environment, 2010. 45 p. 549-558.
111. Madsen, T., B. Olesen, and K. Reid, New methods for evaluation of the thermal environment in automotive vehicles. ASHRAE Transactions, 1986. 92(part 1B): p. 38-54.
112. Tamura, T., Development of a two-layer movable sweating thermal manikin. Industrial Health, 2006 44(3): p. 441-444.
113. http://www.tut.fi/en/about-tut/departments/materials-science/research/research-equipment/fibre-and-textile-material-processing-and-testing/sweating-manikin-coppelius/index.htm.
114. Nielsen, P.V., Berechnung der Luftbewegung in einem zwangsbelüfteten Raum. Gesundheits-Ingenieur, 1973. 94: p. 299-302.
115. Sorensen, D.N., Radiation between segments of the seated human body in ROOMVENT2002. p. 317-320.
116. Hayashi, T., et al., CFD analysis on rising stream araound a human body and its effect on inhalation air quality. ASHRAE Transactions, 2002. 108(2): p. 1173-1178.
117. Dunnett, S.J., A numerical study of the factors affecting worker exposure to contaminant. Aerosol Science and Technology, 1994. 25(1): p. 481-482.
118. Niwa, K., et al. Numerical analysis of flow and temperature field with local air conditioning by supply jets from the seats in hall. in ROOMVENT. 1996.
119. Iwamoto, S. A study on numerical perdiction methods of thermal environmnent around occupants. in Indoor Air. 1996.
120. Bluyssen, P.M. and T. Lemaire. The distribution of percieved air quality in an office space- computer simulations and sensory evaluations. in ROOMVENT. 1992.
121. Gan, G., Numerical method for full assessment of indoor thermal comfort. Indoor Air, 1994. 4: p. 154-168.
122. Brohus, H. and P.V. Nielsen. Personal exposure to contaminant sources in uniform velocity field in Healthy Buildings. 1995.
123. Brohus, H. and P.V. Nielsen. CFD models of persons evaluated by full-scale wind channel experiments. in ROOMVENT. 1996.
124. Topp, C., P.V. Nielsen, and D.N. Sorensen, Application of computer simulated persons in indoor environmental modeling. ASHRAE Transactions, 2002. 108(2): p. 1084-1089.
125. Yang, T., et al. A new simulation system to predict human-environment thermal interactions in naturally ventilated buildings. in Building Simulation. 2007. Beijing, China.
126. Zhang, Y. and T. Yang. Simulation of human thermal responses in a confined space. in Indoor Air. 2008. Copnhagen, Denmark.
127. Chen, Q. and W. Xu, A zero-equation turbulence model for indoor airflow simulation. Energy and Buildings, 1998. 28(2): p. 137-144.
128. Torano, J., R. Rodríguez, and I. Diego, Computational Fluid Dynamics (CFD) use in the simulation of the death end ventilation in tunnels and galleries. WIT Transactions on Engineering Sciences, 2006. 52.
129. Bosbacha, J., et al. Experimental and numerical simulations of turbulent ventilation in aircraft cabins. in The Second ASME-ZSIS International Thermal Science Seminar (ITSS II). 2006.
130. D.C. Wilcox, Turbulence Modeling for CFD. DCW Industries, Inc., , 1993.
131. Stamou, A. and I. Katsiris, Verification of a CFD model for indoor airflow and heat transfer. Building and Environment, 2006. 41(9): p. 2171-1181.
132. Marr D. R., S.I.M., Glauser M. N., Anisotropy in the breathing zone of a thermal manikin. Experiments in Fluids, 2008. 44(4): p. 661-673.
133. Musser, A. and K. McGrattan, Evaluation of a fast Large-Eddy-Simulation model for indoor airflows. J. Arch. Engrg, 2002. 8(1): p. 10-18.
134. Homma, H. and M. Yakiama, Examination of free convection around occupant's body caused by metabolic heat. ASHRAE Transactions, 1988. 94(1): p. 104-124.
135. Gagge, A.P., J.A.J. Stolwijk, and Y. Nishi, An effective temperature scale based on a simple model of human physiological regulatory response. ASHRAE Transactions, 1970. 77(1): p. 247-262.
136. Kilic, M. and G. Sevilgen, Modelling airflow, heat transfer and moisture transport around a standing human body by computationla fluid dynamics. Int. Journal Heat Mass Transfer, 2008. 33(2008): p. 1159-1164.
137. Sevilgen, G. and M. Kilic, Numerical analysis of airflow, heat transfer, moisture transport and thermal comfort in a room heated by two-panel radiators. Energy and Buildings, 2011. 43(1): p. 137-146.
138. Catalina, T., J. Virgone, and F. Kuznik, Evaluation of thermal comfort using combined CFD and experimentation study in a test room equipped with a cooling ceiling. Building and Environment, 2009. 44(8): p. 1740-1750.
139. Martinhoa, N., A. Lopesb, and M.G.d. Silvab, Evaluation of errors on the CFD computation of air flow and heat transfer around the human body. Building and Environment, 2012. 58(December 2012): p. 11.
140. Fanger, P.O., Human requirements in future air conditioned environments International Journal of Refrigeration, 2001. 24: p. 148-153.
141. K., F., Thermal comfort evaluation in kindergarten: PMV and PPD measurement through datalogger and questionnaire. Building and Environment, 2013. 68.
142. L., S., Differences between young adults and elderly in thermal comfort, productivity, and thermal physiology in response to a moderate temperature drift and a steady-state condition. IndoorAir, 2010. 20(4).
143. Cengiz TG and B. FC., An on-the-road experiment into the thermal comfort of carseats. ApplErgon, 2007. 38(3): p. 47.
144. H, O., Effects of heated seats in vehicles on thermal comfort during the initial warm-up period. 2012, 2012. 43(2): p. 7.
145. Croitoru, C., I. Nastase, and F. Bode, The Influence of the Geometric Form of the Virtual Thermal Manikin on Convective Flow. Mathematical modelling, 2011. 7(4).
146. Wang, J. and E. Hihara, Human body surface area: a theoretical approach. European Journal of Applied Physiology, 2004. 91(4): p. 425-428.
147. Jetté, F.X., et al., Effect of thermal manikin surface temperature on the performance of personal cooling systems. European Journal of Applied Physiology, 2004. 92(6): p. 669-672.
148. Arens, E.A. and H. Zhang, The skin's role in human thermoregulation and comfort. Indoor Environmental Quality (IEQ), 2006.
149. Wang, J. and E. Hihara, Human body surface area: a theoretical approach. European Journal of Applied Physiology, 2004. 91: p. 425-428.
150. Croitoru, C., PhD Thesis: Studii teoretice și experimentale referitoare la influența turbulenței aerului din încăperile climatizate asupra confortului termic, 2011, Technical University of Civil Engineering Bucharest.
151. Bode, F., Fluid dynamics analysis for innovative personalized ventilation diffusers for automotive and building applications, 2011-2013.
152. C. Voelker, S. Maempel, and O. Kornadt, Measuring the human body's microclimate using a thermal manikin. Indoor Air, 2014. 24(6): p. 22.
153. Cehlin, M., B. Moshfegh, and M. Sandberg, Measurements of air temperatures close to a low-velocity diffuser in displacement ventilation using an infrared camera. ENERGY AND BUILDINGS, 2012. 34(7): p. 11.
154. Rugh, J. and V. Hovland. National and world fuel savings and CO2 emission reductions by increasing vehicle air conditioning COP. in Proceedings from the 2003 Alternate Refrigerant Systems Symposium in Phoenix. 2003.
155. ISO, ISO 14505 Ergonomics of the thermal environment – Evaluation of thermal environments in vehicles – Part 2: Determination of equivalent temperature 2006.
156. Nilsson, H., et al. Equivalent temperature and thermal sensation – Comparison with subjective responses. in Comfort in the automotive industry- Recent development and achievements. 1997. Bologna, Italy.
157. Nilsson, H., et al. Thermal climate assessment in office environment – CFD calculations and thermal manikin measurements. in ROOMVENT. 2000. Reading, UK.
158. Du Bois D and D.B. EF, A formula to estimate the approximate surface area if height and weight be known. Archives of Internal Medicine 17 (6).
159. Buratti C, R.P., Adaptive analysis of thermal comfort in university classrooms: correlation between experimental data and mathematical models. Build Environ, 2009. 44: p. 674-87.
160. Bode, F., Cercetari privind procesele termo-fluidodinamice din arzatoare și focare la arderea turbionara, Teza de Doctorat. UTCN 2010.
161. Florin Bode and Paula Unguresan, eds. Combustie si Instalatii de Ardere. ed. U.T.Press2014. 446.
162. Danaila S. and Berbente C., Metode numerice in dinamica fluidelor. Editura Academiei, 2003.
163. Menter, F.R., Two-Equation Eddy-Viscosity Turbulence Models for Engineering Applications. AIAA Journal, 1994. 32(8): p. 1598-1605.
164. Ismail, B.C., Introductory Turbulence Modeling, Lecture notes, West Virginia University, Mechanical & Aerospace Engineering Dept.1999.
165. Bode, F., Cercetari privind procesele termo-fluidodonamice din arzatoare si focare la arderea turbionara, in Facultatea de Mecanica, Universitatea Tehnica din Cluj-Napoca2010.
166. Meslem, A., et al., A comparison of three turbulence models for the prediction of parallel lobed jets in perforated panel optimization. Building and Environment, 2011. 46(11): p. 2203-2219.
167. Sorensen DN, V.L., Modeling airflow and heat transfer around a seated human body by computational dynamics. Building and Environment 2003. 38(6): p. 753-762.
168. CROITORU, C., I. NĂSTASE, and F. BODE, The Influence of the Geometric Form of the Virtual Thermal Manikin on Convective Flow. Mathematical Modelling in Civil Engineering, 2011. 7(4): p. 55-64.
169. BODE, F., et al., Thermal comfort and ieq assessment of an under-floor air distribution system, . Building Simulation Conference 2013 Chambéry, France, 2013.
170. MakeHuman. www.Makehuman.org.
171. Nilsson, H.O., Comfort Climate Evaluation with Thermal Manikin Methods and Computer Simulation Models. National Institut for Working Life, 2004.
172. A. DOGEANU, et al., Conception of a real human shaped thermal manikin for comfort assesment, in PhD & DLA Symposium Pesc, Hungary2012.
173. A. DOGEANU, et al., Conception of a simplified seated thermal manikin for CFD validation purposes. Revista Romana de Inginerie Civila, 2013. 5.
174. Croitoru, C., THE INFLUENCE OF THE GEOMETRIC FORM OF THE VIRTUAL THERMAL MANIKIN ON CONVECTIVE FLOW. Matematical Modeling, 2011.
175. Croitoru, C., Studii teoretice si experimentale referitoare la influenta turbulentei aerului din incaperile climatizate asupra confortului termic. 2011.
176. Fanger, P.O., et al., Air turbulence and sensation of draught. Energy and Buildings, 1988. 12(1): p. 21-39.
177. Croitoru, C., et al., Thermal comfort models for indoor spaces and vehicles—Current capabilities and future perspectives. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2015. 44(0): p. 304-318.
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Cercetari Privind Realizarea Unor Proceduri Performante DE Evaluare Si Clasificare A Microclimatului Interior (ID: 137535)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.