被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體熱特性實(shí)驗(yàn)研究

朱?麗，楊?洋

被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體熱特性實(shí)驗(yàn)研究

朱?麗1, 2，楊?洋1

(1. 天津大學(xué)建筑學(xué)院，天津 300072；2. APEC可持續(xù)能源中心，天津 300072)

內(nèi)嵌管建筑圍護(hù)結(jié)構(gòu)具備良好的節(jié)能潛力和設(shè)計(jì)隱蔽性，可利用低品位可再生能源隔絕室外氣候?qū)κ覂?nèi)環(huán)境的影響，受到建筑師和工程師的共同關(guān)注．針對(duì)主動(dòng)式熱激活建筑系統(tǒng)存在的驅(qū)動(dòng)耗能高、運(yùn)行維護(hù)困難等問題，采用兩相熱虹吸回路替代傳統(tǒng)顯熱熱交換系統(tǒng)，提出被動(dòng)式熱激活建筑系統(tǒng)概念．設(shè)計(jì)并搭建了被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體模塊檢測(cè)平臺(tái)，研究了冬季模式下熱源溫度和充液率對(duì)建筑集成用回路熱管運(yùn)行特性以及復(fù)合墻體熱特性影響．蒸發(fā)器出口與冷凝器進(jìn)口及出口的高差分別為2.1m及1.5m條件下的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：不同熱源溫度條件下建筑集成用回路熱管均可成功啟動(dòng)和運(yùn)行，即使在25℃低熱源溫度條件下回路熱管的啟動(dòng)速度值也可達(dá)0.06℃/s(此時(shí)充液率為60%)，驗(yàn)證了被動(dòng)式熱激活建筑系統(tǒng)的技術(shù)可行性；不同熱源溫度下，最佳充液率并非固定值，約為116%，保溫隔熱情景或中性情景下可適當(dāng)降低充液率以獲得更快的系統(tǒng)啟動(dòng)速度，而在輔助供能以及直接供能情景下則需適當(dāng)提高充液率以獲得較低的注熱熱阻；冷凝段是制約被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體熱傳輸效率的主要瓶頸，總熱阻中冷凝器熱阻占比最大，約為58.4%～94.4%；注入熱量可以明顯提升圍護(hù)結(jié)構(gòu)溫度，并在承重層與保溫層之間建立溫度分界面，達(dá)到保溫隔熱和輔助供能等設(shè)計(jì)目的．

熱激活建筑系統(tǒng)；兩相熱虹吸回路；復(fù)合墻體；熱特性；影響因素

建筑保溫隔熱技術(shù)主要分為“無源”和“有源”兩類，其中無源保溫隔熱無需輔助能源即可實(shí)現(xiàn)建筑保溫隔熱，分為靜態(tài)(傳熱系數(shù)固定)和動(dòng)態(tài)(傳熱系數(shù)可變)兩種[1]．無源保溫隔熱雖得到廣泛應(yīng)用，但存在占用空間、火災(zāi)隱患和夏季/過渡季過熱等諸多弊端[2]．在此背景下，有源保溫隔熱因具備妥善解決上述問題的技術(shù)經(jīng)濟(jì)潛力而逐漸得到關(guān)注[3]．有源保溫隔熱屬于一種熱激活建筑系統(tǒng)，具體形式為熱障[4]或內(nèi)嵌管圍護(hù)結(jié)構(gòu)[5]，通常是在建筑外墻或屋頂結(jié)構(gòu)中預(yù)埋管道，并向管道中通入低品位冷/熱水以直接帶走建筑圍護(hù)結(jié)構(gòu)熱量或向其中釋放熱量，在建筑圍護(hù)結(jié)構(gòu)中人為創(chuàng)造出一個(gè)平行于室內(nèi)空間的恒溫圍合表面(接近或低/高于室內(nèi)溫度)，從而起到保溫隔熱甚至輔助供能目的．然而，該系統(tǒng)嚴(yán)重依賴泵送系統(tǒng)的長(zhǎng)期運(yùn)行，導(dǎo)致其運(yùn)行能耗較高，實(shí)際節(jié)能效果受到嚴(yán)重制約；同時(shí)，該系統(tǒng)內(nèi)部充注有大量顯熱熱交換工質(zhì)，因此還面臨長(zhǎng)期腐蝕、泄漏和防凍抗凍等?問題[6]．

兩相熱虹吸回路(two-phase thermosyphon loop，TPTL)作為一種高效低廉的相變傳熱裝置被廣泛應(yīng)用于解決各種復(fù)雜情景下的熱傳輸問題，例如太陽(yáng)能熱水系統(tǒng)[7-8]、跨季節(jié)儲(chǔ)能系統(tǒng)[9]、高熱流密度器件冷卻[10]、空調(diào)系統(tǒng)節(jié)能[11-12]及蓄冷冰箱熱控[13]等．若將TPTL應(yīng)用于主動(dòng)式保溫隔熱系統(tǒng)，使其從泵驅(qū)型轉(zhuǎn)變?yōu)榉潜抿?qū)型，主動(dòng)式保溫隔熱系統(tǒng)的運(yùn)行能效及其他潛在技術(shù)問題將得到有效解決．事實(shí)上，TPTL內(nèi)嵌于建筑圍護(hù)結(jié)構(gòu)后，其內(nèi)部的相變傳熱與外部圍護(hù)結(jié)構(gòu)的蓄放熱必然會(huì)產(chǎn)生顯著的交互影響作用，由此也將產(chǎn)生一系列與熱力學(xué)和建筑設(shè)計(jì)有關(guān)的新問題．然而，現(xiàn)有典型TPTL的研究大多關(guān)注源側(cè)，且匯測(cè)大多處于第三類傳熱邊界條件，第一類傳熱邊界條件下的傳熱特性方面的研究較少[11,13]，而被動(dòng)式熱激活建筑中TPTL的邊界類型恰好屬于第一類，因此其進(jìn)一步工程應(yīng)用尚缺乏可供參考的相關(guān)研究．

本文提出了被動(dòng)式熱激活建筑系統(tǒng)概念，設(shè)計(jì)并搭建了被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體實(shí)驗(yàn)檢測(cè)系統(tǒng)，并在冬季模式下通過實(shí)驗(yàn)研究了熱源溫度和充液率對(duì)第一類傳熱邊界條件下建筑集成用回路熱管運(yùn)行特性以及復(fù)合墻體熱特性的影響，為被動(dòng)式熱激活建筑系統(tǒng)的工程設(shè)計(jì)和應(yīng)用提供參考．

1?被動(dòng)式熱激活建筑系統(tǒng)工作原理

圖1所示為直接熱激活運(yùn)行模式下(即圍護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)嵌管直接與冷熱源連接形成閉環(huán))被動(dòng)式熱激活建筑系統(tǒng)工作原理示意．冬季模式下，圍護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)嵌管可通過地埋換熱器或太陽(yáng)能集熱器等直接獲取不同品位熱源；夏季模式下，圍護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)嵌管可通過放置于屋頂?shù)妮椛浒寤蚶鋮s塔等獲取所需冷源；此外，系統(tǒng)在冬夏季之間的運(yùn)行切換則主要借助換向閥實(shí)現(xiàn)．以冬季模式為例，圖2給出了被動(dòng)式熱激活墻體在4種不同運(yùn)行情景下的穩(wěn)態(tài)溫度和熱流變化．正常情景下，圍護(hù)結(jié)構(gòu)溫度通常低于室內(nèi)設(shè)定溫度，并依次由室內(nèi)向室外遞減．此時(shí)，若通過TPTL向圍護(hù)結(jié)構(gòu)注入來自低溫?zé)嵩礋崃?介于室內(nèi)設(shè)定溫度和室外環(huán)境溫度之間，例如16～25℃)，可有效提升圍護(hù)結(jié)構(gòu)溫度并降低建筑負(fù)荷，以上即為保溫隔熱情景．當(dāng)TPTL冷凝端溫度與室內(nèi)設(shè)定溫度接近時(shí)，嵌管層與室內(nèi)環(huán)境之間的傳熱溫差即可忽略不計(jì)，消除了因圍護(hù)結(jié)構(gòu)傳熱引起的負(fù)荷，以上即為中性情景．當(dāng)?shù)蜏責(zé)嵩催_(dá)到25～35℃時(shí)，即可通過TPTL為建筑提供輔助供能，而當(dāng)熱源溫度超過35℃時(shí)，通過內(nèi)嵌的TPTL甚至可為室內(nèi)空間提供直接供暖，以上即為輔助供能情景．

圖2 冬季模式下被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體穩(wěn)態(tài)溫度和熱流變化

2?實(shí)驗(yàn)裝置設(shè)計(jì)與評(píng)價(jià)

2.1?實(shí)驗(yàn)裝置

圖3為實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)原理圖，系統(tǒng)搭建在天津大學(xué)建筑學(xué)院建筑技術(shù)科學(xué)研究所半地下設(shè)置的混響室內(nèi)，由5個(gè)主要部分組成，即建筑集成用TPTL系統(tǒng)、熱源系統(tǒng)、冷源系統(tǒng)(復(fù)合墻體)、工質(zhì)充注系統(tǒng)和數(shù)據(jù)記錄系統(tǒng)．蒸發(fā)器為套管式換熱器，由恒溫水浴提供低溫?zé)崴诨祉懯铱臻g高度限值條件下設(shè)定了蒸發(fā)器和冷凝器的高差，最終實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中蒸發(fā)器出口與冷凝器進(jìn)口(最高處)高差為2.1m，蒸發(fā)器出口與冷凝器出口(最低處)高差為1.5m．上升管、下降管以及熱源均采用橡塑保溫棉進(jìn)行保溫處理．實(shí)驗(yàn)過程中，混響室內(nèi)溫度始終維持在15～20℃．本文以典型240磚墻為例，將冷凝器內(nèi)嵌入磚墻中間形成被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體，如圖4所示．表1列出了實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)各部件的幾何參數(shù)及說明．為直接獲取TPTL內(nèi)部瞬時(shí)溫度和壓力，蒸發(fā)器及冷凝器進(jìn)出口處均與四通連接，并通過Pt100(上海紅儀實(shí)業(yè)有限公司，精度為±0.1℃)測(cè)量溫度，通過壓力傳感器(Danfoss-060G5902，精度為±0.5%)測(cè)量壓力．此外，TPTL回路其他位置、嵌管層以及熱源的溫度通過K型熱電偶(Omega-TT-K-30，精度為±0.1℃)測(cè)量，蒸發(fā)器熱源側(cè)流量通過渦輪流量計(jì)(MIK-LWGY-L/6-C，測(cè)量范圍為0.06～0.6m3/h，精度為±0.5%)測(cè)量．

圖3?被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意

圖4?被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體結(jié)構(gòu)示意

表1?實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)各部件幾何參數(shù)及說明

Tab.1 Geometric parameters and specifications of the test rig of the passive thermo-activated composite wall

2.2?實(shí)驗(yàn)參數(shù)與不確定性分析

為研究熱源溫度和充液率對(duì)TPTL系統(tǒng)和復(fù)合墻體熱特性的影響，基于不同應(yīng)用情景并考慮建筑集成用TPTL的潛在應(yīng)用拓展確定了實(shí)驗(yàn)參數(shù)及其范圍．熱源溫度范圍為25～65℃(間隔為10℃)，充液率范圍為60%～144%(間隔為28%)．這里充液率定義為充注工質(zhì)體積與蒸發(fā)器容積之比．REHVA技術(shù)導(dǎo)則7[14]中指出，35℃以上的熱源雖然可直接應(yīng)用于墻面供暖，但墻面最高溫度一般不應(yīng)超過35～50℃．本文中熱源溫度最高取65℃主要是因?yàn)榘煌瑧?yīng)用情景在內(nèi)的更大熱源溫度范圍有助于分析不同因素對(duì)熱特性的影響，同時(shí)較高熱源溫度下的研究數(shù)據(jù)也可為其他非常規(guī)中高溫建筑應(yīng)用情景提供參考，如太陽(yáng)能干燥間[15]．

實(shí)驗(yàn)開始前，依次打開閥門2、3和4并通過真空泵抽真空，隨后關(guān)閉閥門4與真空泵，并打開充注罐出口液閥，在電子秤輔助下完成定量充注過程，然后關(guān)閉閥門2和3．每次實(shí)驗(yàn)結(jié)束后整個(gè)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)靜置24h以上．本文中相關(guān)參數(shù)的不確定度通過Kline-McClinock[16]方法確定，如表2所示．

表2?實(shí)驗(yàn)中不同參數(shù)的不確定度

Tab.2?Uncertainties of different parameters

2.3?評(píng)價(jià)方法

熱傳輸效率及響應(yīng)速度是設(shè)計(jì)建筑集成用TPTL的關(guān)鍵性能指標(biāo)，因此采用熱阻和啟動(dòng)速度對(duì)不同實(shí)驗(yàn)條件下墻體內(nèi)嵌型TPTL進(jìn)行評(píng)價(jià)分析．圖5為系統(tǒng)的簡(jiǎn)化傳熱過程和熱阻分布，其中系統(tǒng)總熱阻為

式中：sy為系統(tǒng)總熱阻，℃/W；hs為熱源溫度，℃；pw為嵌管層平均溫度，℃；in為蒸發(fā)器熱負(fù)荷，W．

式中：hs-i和hs-o分別為熱源進(jìn)出口溫度，℃；p為定壓比熱，J/(kg·℃)；為密度，kg/m3；為流量，m3/h．

圖5?傳熱過程與熱阻分布示意

如圖5所示，系統(tǒng)總熱阻由蒸發(fā)器熱阻(e，℃/W)、傳輸熱阻(t，℃/W)和冷凝器熱阻(c，℃/W)組成，其表達(dá)式分別為

式中：e-o為蒸發(fā)器出口溫度，℃；e、t和c分別為蒸發(fā)器吸收的熱量、傳輸?shù)嚼淠鞯臒崃亢歪尫胖燎豆軐拥臒崃浚琖．

對(duì)于被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體來說可定義注熱熱阻(ht，℃/W)來反映墻體內(nèi)嵌型TPTL的注熱效率，也就是蒸發(fā)器熱阻與傳輸熱阻之和，

式中ht為蒸發(fā)器吸收并傳輸至冷凝器的熱量，W．

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)各部分均采取良好保溫措施，因此，

本文選取啟動(dòng)速度作為評(píng)價(jià)復(fù)合墻體響應(yīng)特性的指標(biāo)，該指標(biāo)考慮了初始溫度對(duì)啟動(dòng)過程的影響，其表達(dá)式為

式中：為啟動(dòng)速度，℃/s；startup為循環(huán)建立時(shí)蒸發(fā)器出口溫度，℃；0為初始溫度，℃；為循環(huán)開始至循環(huán)建立的時(shí)長(zhǎng)，s．

3?實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1?熱源溫度與充液率對(duì)熱阻的影響

圖6給出了TPTL在4種不同充液率(FR)條件下熱阻隨熱源溫度(10)的變化．從圖6中可以看出，系統(tǒng)總熱阻(sy)及其各組成部分(冷凝器熱阻c除外)在實(shí)驗(yàn)條件下均隨熱源溫度的升高而減小，而冷凝器熱阻先隨熱源溫度的升高而增大，隨熱源溫度的進(jìn)一步升高則呈現(xiàn)出輕微的減小趨勢(shì)，在熱源溫度為55℃時(shí)達(dá)到最大值．此外，雖然與蒸發(fā)器熱阻(e)和傳輸熱阻(t)相比，冷凝器熱阻整體變化幅度較小(最大差值僅為0.02℃/W，出現(xiàn)在充液率為144%，熱源溫度為35℃和55℃時(shí))，但其在總熱阻中所占比例始終最大，尤其在熱源溫度超過45℃時(shí)．這是由于實(shí)驗(yàn)中嵌管層填充細(xì)沙，熱擴(kuò)散能力相對(duì)較差，而當(dāng)熱源溫度較高時(shí)，嵌管層中將產(chǎn)生明顯的熱堆積現(xiàn)象，導(dǎo)致蒸發(fā)段吸收的熱量不能及時(shí)通過冷凝段注入嵌管層．由式(7)可知，隨著熱堆積現(xiàn)象的逐漸加劇，冷凝器熱阻在總熱阻中所占比例也隨之增大．另一方面，隨著熱源溫度的升高，蒸發(fā)器熱阻和傳輸熱阻在總熱阻中所占比例逐漸減小，二者合計(jì)最大僅占總熱阻的14%(當(dāng)充液率為60%，熱源溫度為65℃時(shí))．實(shí)際上，被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體匯測(cè)更受關(guān)注(冬季工況)，而TPTL冷凝段處于第一類傳熱邊界條件下，因此嵌管層的熱擴(kuò)散能力對(duì)系統(tǒng)熱傳輸性能的影響非常關(guān)鍵．上述實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明冷凝段(即TPTL嵌管層)是制約被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體整體熱傳輸效率的主要瓶頸，今后應(yīng)同步優(yōu)化嵌管層的保溫隔熱能力和熱擴(kuò)散能力，探索適用于被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體的圍護(hù)結(jié)構(gòu)材料．

從圖6中還可看出，當(dāng)熱源溫度為35℃時(shí)，蒸發(fā)器熱阻小于傳輸熱阻，但隨著熱源溫度的升高，傳輸熱阻的減少速率明顯快于蒸發(fā)器熱阻，熱源溫度每增加10℃，傳輸熱阻減少47.8%～64.3%．上述變化表明，熱源溫度較低時(shí)TPTL中蒸汽輸出速率相對(duì)較低，TPTL驅(qū)動(dòng)力相對(duì)不足，使得傳輸熱阻所占比例大于熱源溫度較高時(shí)．實(shí)際上，較高的熱源溫度有利于產(chǎn)生更大的驅(qū)動(dòng)力來克服回路熱阻，隨著熱源溫度的升高，蒸汽質(zhì)量流量顯著增加，傳輸熱阻比例逐漸減小至最小值．同時(shí)，熱源溫度相同時(shí)，傳輸熱阻隨充液率的增加先減小后增大，當(dāng)充液率為88%時(shí)，傳輸熱阻最小，說明此時(shí)TPTL內(nèi)部傳熱效率較高．

考慮到被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體冷凝段熱阻受嵌管層材料影響，本節(jié)進(jìn)一步利用熱源至冷凝器壁的疊加熱阻(即注熱熱阻ht)來評(píng)價(jià)建筑集成用TPTL的注熱效率．圖7給出了不同熱源溫度和充液率條件下注熱熱阻的變化情況．可以看出，不同熱源溫度條件下，充液率為60%時(shí)的注熱熱阻要明顯大于其他3種充液率下得到的結(jié)果，說明由于TPTL處于工質(zhì)欠充狀態(tài)，蒸發(fā)器出口出現(xiàn)過熱現(xiàn)象；類似地，由于工質(zhì)過充，注熱熱阻值在充液率為116%時(shí)出現(xiàn)拐點(diǎn)并開始增大．與欠充不同，隨著熱源溫度的升高，過充現(xiàn)象會(huì)逐漸得到改善，在充液率為144%、熱源溫度為65℃時(shí)注熱熱阻甚至達(dá)到最低值，這也表明最佳充液率隨著熱源溫度的升高而增大．不同熱源溫度下的注熱熱阻基本呈現(xiàn)“凹”型分布特征，除熱源溫度為65℃外，充液率為116%時(shí)“凹”型曲線斜率接近零．熱源溫度為65℃、充液率為144%時(shí)的注熱熱阻最小，但與充液率為116%時(shí)的注熱熱阻相差較小，僅為5.9%．因此，從注熱熱阻的角度考慮，最佳充液率應(yīng)為116%．

圖7?不同熱源溫度和充液率條件下注熱熱阻的變化

3.2?熱源溫度與充液率對(duì)啟動(dòng)速度的影響

啟動(dòng)特性是TPTL在不同情景應(yīng)用中的另一重要特性．通常啟動(dòng)時(shí)間是指達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定的傳熱狀態(tài)(定義為達(dá)到最大傳熱量率并維持變動(dòng)范圍在5%以內(nèi)[13])所需的時(shí)長(zhǎng)，或者從加載熱負(fù)荷到蒸發(fā)器入口出現(xiàn)溫度陡降且回路達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)的時(shí)長(zhǎng)[7]．與前者相比，直接觀測(cè)溫度監(jiān)測(cè)結(jié)果可以避免進(jìn)行二次數(shù)據(jù)處理和潛在誤差的發(fā)生，所以本節(jié)進(jìn)一步采用以溫度代替?zhèn)鳠崃坎⒖紤]初始狀態(tài)和外部環(huán)境的啟動(dòng)速度()來評(píng)價(jià)啟動(dòng)特性．

不同充液率和熱源溫度條件下TPTL的啟動(dòng)速度值如圖8所示．可以看出，不同熱源溫度下TPTL均可以順利啟動(dòng)，低熱源溫度下，TPTL啟動(dòng)速度可達(dá)0.06℃/s(此時(shí)充液率為60%)．隨著熱源溫度的升高，TPTL的啟動(dòng)速度得到迅速提升．同時(shí)，在熱源溫度相同且相對(duì)較低時(shí)，較低充液率下的啟動(dòng)速度更高，但不同充液率之間的啟動(dòng)速度差值隨熱源溫度的升高而逐漸減?。纾跓嵩礈囟葹?5℃和65℃時(shí)，不同充液率下的啟動(dòng)速度最大差值分別為12.8%和4.7%，明顯低于35℃時(shí)的48.8%．此外，除65℃外的其他熱源溫度下，即使回路處于欠充狀態(tài)，充液率為60%時(shí)啟動(dòng)速度最高．這一現(xiàn)象表明，較低的充液率使得蒸發(fā)器內(nèi)部的流動(dòng)阻力較低，有利于回路的快速啟動(dòng)，而流動(dòng)阻力的影響隨著熱源溫度的升高而逐漸減弱，因?yàn)榛芈穬?nèi)部的驅(qū)動(dòng)力得到較快的提升．

圖8 不同熱源溫度和充液率條件下啟動(dòng)速度的變化

從注熱熱阻和啟動(dòng)速度兩方面均可以看出，所研究的被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體在不同運(yùn)行條件下(蒸發(fā)器出口和冷凝器出口高差為1.5m)的最佳充液率并非固定值(在116%附近)．實(shí)際應(yīng)用中可以通過適當(dāng)降低充液率以獲得更高的啟動(dòng)速度，用于被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體的保溫隔熱情景以及中性情景；而對(duì)于應(yīng)用于輔助供能甚至直接墻面供能情景的被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體，可以適當(dāng)提高充液率以獲得較低的注熱熱阻．

3.3?被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體熱特性

對(duì)于被動(dòng)式熱激活建筑系統(tǒng)，除了需要探究建筑集成用TPTL的熱特性外，復(fù)合墻體熱特性對(duì)于驗(yàn)證技術(shù)可行性以及進(jìn)一步設(shè)計(jì)優(yōu)化也很重要．圖9給出了充液率為116%、熱源溫度分別為35℃和55℃時(shí)被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體12h內(nèi)的等距紅外圖像變化(間隔時(shí)間為3h)．從圖9中可以看出，當(dāng)蒸發(fā)段加載熱源、TPTL成功運(yùn)行時(shí)，盡管復(fù)合墻體內(nèi)墻表面溫度分布逐漸出現(xiàn)不均勻現(xiàn)象，但墻體內(nèi)表面邊界到磚層與保溫層界面之間的固體區(qū)域溫度明顯升高，且隨著時(shí)間的延長(zhǎng)或熱源溫度的升高，效果更加明顯．這主要得益于TPTL的瞬態(tài)熱響應(yīng)特性，使得熱源產(chǎn)生的熱量可以在短時(shí)間傳遞并注入復(fù)合墻體．隨著時(shí)間延長(zhǎng)，磚層與保溫層之間形成一條清晰的熱分界線，大部分注入熱量可用于設(shè)計(jì)目的．因此，紅外測(cè)試結(jié)果也驗(yàn)證了被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體應(yīng)用于建筑能源管理的可行性．因復(fù)合墻體嵌管層熱擴(kuò)散性較差，通過紅外圖像可以觀察到較為明顯的熱堆積現(xiàn)象，這也驗(yàn)證了第3.1節(jié)的分析．為進(jìn)一步提升建筑集成用TPTL的熱傳輸效率，改善復(fù)合墻體熱堆積現(xiàn)象以獲得更為均勻的內(nèi)表面溫度，今后應(yīng)尋找適宜的嵌管層材料并對(duì)復(fù)合墻體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)展開深入研究．

圖9 充液率為116%、熱源溫度分別為35 ℃和55 ℃條件下復(fù)合墻體溫度場(chǎng)變化

圖10給出了充液率為116%時(shí)4種不同熱源溫度下復(fù)合墻體逐時(shí)和累積注入熱量隨時(shí)間的變化．從圖10中可以看出，復(fù)合墻體逐時(shí)注入熱量受初始溫度分布的影響較大，隨后逐漸趨于穩(wěn)定，并且注入熱量(尤其是累積注入熱量)與運(yùn)行時(shí)間之間近似呈線性關(guān)系，但由于嵌管層內(nèi)熱量的逐漸積聚，逐時(shí)注入熱量呈現(xiàn)緩慢減少趨勢(shì)，且這一趨勢(shì)在較高熱源溫度下更為明顯．由圖10(b)可以看出，4種不同熱源溫度下累積注入熱量變化曲線的斜率均為正值，且隨熱源溫度的升高而增大．與圖10(a)所示的逐時(shí)注入熱量變化曲線相比，圖10(b)所示的累積注入熱量曲線更接近于直線，表明所研究的復(fù)合墻體能夠保持長(zhǎng)期穩(wěn)定的注熱能力．

圖10?被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體注入熱量的變化

4?結(jié)?論

本文提出了被動(dòng)式熱激活建筑系統(tǒng)概念，建立了被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體模塊檢測(cè)平臺(tái)，通過實(shí)驗(yàn)研究了蒸發(fā)器出口與冷凝器進(jìn)口及出口高差分別為2.1m及1.5m時(shí)充液率與熱源溫度對(duì)建筑集成用TPTL以及復(fù)合墻體熱特性的影響，得出以下結(jié)論．

(1) 不同充液率和熱源溫度條件下，建筑集成用TPTL均可成功啟動(dòng)和運(yùn)行，即使在低熱源溫度條件下，TPTL的啟動(dòng)速度值也可達(dá)0.06℃/s(熱源溫度為25℃，充液率為60%)，驗(yàn)證了被動(dòng)式熱激活建筑系統(tǒng)的技術(shù)可行性．

(2) 由于嵌管層的熱擴(kuò)散能力相對(duì)較弱，冷凝器熱阻在系統(tǒng)總熱阻中所占比例最大，約為58.4%～94.4%，是制約被動(dòng)式熱激活復(fù)合墻體熱傳輸效率的最大瓶頸．

(3) 不同運(yùn)行條件下，最佳充液率(116%左右)不是固定值，實(shí)際應(yīng)用中可以通過適當(dāng)降低充液率獲得更高啟動(dòng)速度，以更加適應(yīng)保溫隔熱情景或中性情景；而應(yīng)用于輔助供能甚至直接供能情景下的復(fù)合墻體，可通過適當(dāng)提高充液率以獲得較低的注熱熱阻．

(4) 復(fù)合墻體注入熱量近似呈線性變化趨勢(shì)，TPTL可以保持長(zhǎng)期穩(wěn)定的注熱能力，達(dá)到保溫隔熱和輔助供能等設(shè)計(jì)目的．此外，紅外測(cè)試結(jié)果證實(shí)了嵌管層熱堆積現(xiàn)象的客觀存在，為今后尋找更為適宜的嵌管層材料和對(duì)復(fù)合墻體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)開展進(jìn)一步研究指明了方向．

［1］ Menyhart K，Krarti M. Potential energy savings from deployment of dynamic insulation materials for US residential buildings[J]. Building and Environment，2017，114：203-218.

［2］ Zhu L，Yang Y，Chen S，et al. Numerical study on the thermal performance of lightweight temporary building integrated with phase change materials[J]. Applied Thermal Engineering，2018，138：35-47.

［3］ Ma P，Wang L，Guo N. Energy storage and heat extraction—From thermally activated building systems (TABS) to thermally homeostatic buildings[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews，2015，45：677-685.

［4］ Krzaczek M，Kowalczuk Z. Thermal barrier as a technique of indirect heating and cooling for residential buildings[J]. Energy and Buildings，2011，43(4)：823-837.

［5］ Niu F，Yu Y. Location and optimization analysis of capillary tube network embedded in active tuning building wall[J]. Energy，2016，97：36-45.

［6］ Samuel D，Nagendra S，Maiya M. Parametric analysis on the thermal comfort of a cooling tower based thermally activated building system in tropical climate—An experimental study[J]. Applied Thermal Engineering，2018，138：325-335.

［7］ Li J，Lin F，Niu G. An insert-type two-phase closed loop thermosyphon for split-type solar water heaters[J]. Applied Thermal Engineering，2014，70(1)：441-450.

［8］ Ziapour M，Kheljan Y，Khalili B. Performance study of solar water heater comprised of the separate loops flow boiling in the mini tubes[J]. Energy Conversion and Management，2016，111：245-252.

［9］ Yan C，Shi W，Li X，et al. Optimal design and application of a compound cold storage system combining seasonal ice storage and chilled water storage[J]. Applied Energy，2016，171：1-11.

［10］ Chen S，Yang J. Loop thermosyphon performance study for solar cells cooling[J]. Energy Conversion and Management，2016，121：297-304.

［11］ Oliveira J L G，Tecchio C，Paiva K V，et al. In-flight testing of loop thermosyphons for aircraft cooling[J]. Applied Thermal Engineering，2016，98：144-156.

［12］ 張于峰，郝?斌，謝?慧，等. 熱管地板輻射供暖的特性[J]. 天津大學(xué)學(xué)報(bào)，2007，40(10)：1209-1214.

Zhang Yufeng，Hao Bin，Xie Hui，et al. Thermal performance of thermosyphon-embedded floor heating[J]. Journal of Tianjin University，2007，40(10)：1209-1214(in Chinese).

［13］ Cao J，Chen C，Su Y，et al. Experimental study on the temperature management behaviours of a controllable loop thermosyphon[J]. Energy Conversion and Management，2019，195：436-446.

［14］ REHVA. 低溫?zé)崴?高溫冷水：輻射供暖供冷系統(tǒng)[M]. 北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2013.

REHVA. Low Temperature Heating and High Temperature Cooling—Embedded Water Based Surface Heating and Cooling Systems[M]. Beijing：China Architecture and Building Press，2013(in Chinese).

［15］ Amer B M A，Gottschalk K，Hossain M A. Integrated hybrid solar drying system and its drying kinetics of chamomile[J]. Renewable Energy，2018，121：539-547.

［16］ Kline S J，McClintock F A. Describing uncertainties in single-sample experiments[J]. Mechanical Engineering，1953，75：3-8.

Experimental Study of the Thermal Characteristics of a Passive Thermo-Activated Composite Wall

Zhu Li1, 2，Yang Yang1

(1. School of Architecture，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. APEC Sustainable Energy Center，Tianjin 300072，China)

Pipe-embedded building envelopes can be used to protect the indoor thermal environment from the impact of the outdoor climate，which is of particular interest to architects and engineers，because of their excellent performance and invisibility. To address the problems of high driving energy consumption and difficult operation maintenance of active thermo-activated building system，the concept of a passive thermo-activated building system，in which the traditional sensible heat exchange system is replaced with the two-phase thermosyphon loop(TPTL)，is proposed. A module test platform is designed and built to analyze the influence of key factors，such as heat source temperatures and filling ratios，on the operation characteristics of the TPTL and the thermal characteristics of the composite wall in winter mode. The height difference value between the evaporator outlet and the condenser inlet/outlet of the experimental prototype is 2.1m/1.5m. Results show that the TPTL for building integration can be started and operated successfully at different heat source temperatures，which verify the feasibility of the proposed concept of a passive thermo-activated building system. Even under the condition of low heat source temperature，eg，25℃，the startup speed of the TPTL can reach 0.06℃/s(liquid filling ratio is 60%). Moreover，the optimum filling ratio of the investigated TPTL(approximately 116%)varies at different heat source temperatures. In detail，the filling ratio can be decreased appropriately to obtain a faster startup speed when the thermal insulation or neutral scenario is active，whereas the filling ratio can be increased appropriately to obtain a low heat injection resistance when the auxiliary and direct energy supply scenarios are active. Moreover，the condensation thermal resistance accounts for the largest proportion of the total thermal resistance of the system(approximately 58.4% to 94.4%)，indicating that the condensation section is the main bottleneck restricting the heat transfer efficiency of the passive thermo-activated building system. In addition，the injected heat can obviously increase the temperature of the enclosure structure and establish a distinct temperature interface between load-bearing and thermal insulation layers to achieve the design purpose of thermal insulation and auxiliary energy supply.

thermo-activated building system；two-phase thermosyphon loop；composite wall；thermal characteristics；influencing parameters

TU833

A

0493-2137(2020)10-1028-08

10.11784/tdxbz201910047

2019-10-24；

2019-12-09.

朱?麗（1977—??），女，博士，教授，zhuli1977@tju.edu.cn.

楊?洋，yangyang2017@tju.edu.cn.

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目(2018YFC0704400)；天津市博士研究生科研創(chuàng)新項(xiàng)目(2019YJSB169).

Supported by the National Key Research and Development Program of China(No. 2018YFC0704400)，Tianjin Research Innovation Project for Postgraduate Students(No. 2019YJSB169).

(責(zé)任編輯：劉文革)