基于毛細壓力對數(shù)的HAM模型改進

孟慶林 李復(fù)翔 李瓊

(華南理工大學(xué) 建筑學(xué)院,廣東 廣州 510640)

受熱帶海洋環(huán)境影響，我國南海島嶼地區(qū)全年高溫高濕，太陽輻照極其強烈，在建筑熱工分區(qū)上體現(xiàn)出極端熱濕氣候的特點[1]。該氣候特點使得當(dāng)?shù)亟ㄖ惺苤h高于大陸地區(qū)的熱濕壓力，墻體在溫度、濕度以及空氣壓力梯度下發(fā)生強烈的傳熱、傳濕及空氣滲透過程(簡稱HAM)，導(dǎo)致該地區(qū)的建筑能耗居高不下，室內(nèi)舒適度欠佳。解決這一問題的關(guān)鍵是建立能夠準(zhǔn)確描述該地區(qū)HAM過程的數(shù)學(xué)模型并以此指導(dǎo)圍護結(jié)構(gòu)設(shè)計。

目前，關(guān)于南海地區(qū)熱濕耦合傳遞的研究非常有限。董浩[2]以相對濕度為濕驅(qū)動勢建立模型，并對馬尼拉氣候下的墻體內(nèi)部熱濕分布進行了模擬分析。羅戴維等[3-4]則比較了不同濕驅(qū)動勢在該地區(qū)的適應(yīng)性，以毛細壓力作為濕驅(qū)動勢建立了熱濕耦合傳遞模型。然而，上述研究均忽略了空氣滲透過程對熱濕傳遞的影響，所以在進行能耗計算[5-6]、墻體熱濕狀況分析[7]時會出現(xiàn)較大偏差。此外，兩模型均未在室外邊界條件中使用南海地區(qū)實際氣象數(shù)據(jù)，缺乏實際工況下的驗證和計算。劉曉燕等[8]從微觀角度建立了包含空氣滲透的熱濕耦合模型，但該模型的方程參數(shù)難以確定且室外邊界條件無法反映非穩(wěn)態(tài)逐時變化的特點。劉向偉[9]以KUNZEL研究為基礎(chǔ)，針對夏熱冬冷地區(qū)建立了包含空氣滲透的熱濕耦合傳遞模型，并采用基準(zhǔn)案例對模型準(zhǔn)確性進行了驗證。由于南海地區(qū)極端熱濕的氣候特點，文獻[8-9]中模型是否適用需要進一步研究。模型適用性的主要影響因素是建立模型時所選擇的濕驅(qū)動勢，包括水蒸氣分壓力[10]、體積含濕量[11]、相對濕度[12]、水的化學(xué)勢[13]、毛細壓力[14]等，這些物理量都被選作濕驅(qū)動勢來建立模型。文獻[15]就不同濕驅(qū)動勢的優(yōu)缺點進行了簡要的比較分析，大致指出了各自的適用范圍，但缺乏不同驅(qū)動勢的計算效率及準(zhǔn)確性分析，由于南海地區(qū)獨特的氣候特征，建立模型時必須對此充分考慮，選擇合適的濕驅(qū)動勢。

基于上述分析，為全面準(zhǔn)確地計算該地區(qū)建筑墻體內(nèi)的熱濕分布，需要建立一個對南海島嶼氣候有良好適應(yīng)性且考慮空氣滲透過程的HAM模型。為此，本研究參照相關(guān)文獻，通過使用毛細壓力對數(shù)作為濕驅(qū)動勢對熱濕耦合傳遞方程進行了重新推導(dǎo)，建立了包含空氣滲透過程、以室內(nèi)外空氣參數(shù)為邊界條件的建筑墻體瞬態(tài)熱濕耦合傳遞模型，使用基準(zhǔn)測試驗證了新建模型的準(zhǔn)確性，并與已有模型在計算效率、準(zhǔn)確性方面進行了對比分析；發(fā)現(xiàn)新建模型在靜態(tài)邊界條件下能有效縮短收斂時間。最后考察了模型在南海實際氣象條件下的計算表現(xiàn)。

1 模型建立

由于南海地區(qū)常年高溫高濕，太陽輻射強烈，且經(jīng)常出現(xiàn)強降雨，使得墻體可能面臨十分劇烈的熱濕狀態(tài)變化，在選擇濕驅(qū)動勢時必須對此加以考慮。近期，有學(xué)者探討了毛細壓力對數(shù)(以下簡稱Lpc)作為濕驅(qū)動勢的優(yōu)點：從數(shù)值計算的角度看其變化平穩(wěn)，穩(wěn)定性較高，適合一些極端工況如突然受潮或雨水侵襲[15];Portal等[16]認(rèn)為Lpc作為濕驅(qū)動勢適合非等溫或者包含強烈熱濕源(如強太陽輻射和雨水)的工況，文獻[3]也曾提到使用Lpc可提高模型準(zhǔn)確性?？梢钥闯?，上述優(yōu)點對于極端熱濕氣候下可能出現(xiàn)的工況很有針對性，因此，本研究將采用LPc作為濕驅(qū)動勢建立HAM模型。

1.1 濕控制方程

多孔材料中濕分是以蒸汽或液態(tài)水的形式進行傳遞，依據(jù)質(zhì)量守恒定律，單元體濕分遷移、儲存過程可表示如下：

(1)

jv=jv,d+jv,c

(2)

式中：w為材料的體積含濕量，kg/m3，可由材料等溫吸放曲線計算；t為時間，s；jl、jv分別為液態(tài)水和水蒸氣傳遞速率，kg/(m2·s)；水蒸氣傳遞包括濕度梯度引起的擴散項jv,d和隨空氣流動發(fā)生的對流項jv,c。

根據(jù)達西定律和菲克定律，jl和jv,d可由下式計算：

(3)

(4)

式中：Dl是液態(tài)水傳導(dǎo)系數(shù)，kg/(Pa·m·s)；pc為液態(tài)水毛細壓力，Pa；x為梯度方向距離，m；δv為水蒸氣傳導(dǎo)系數(shù)，kg/(Pa·m·s)；pv為水蒸氣分壓力，Pa。

將材料內(nèi)部濕空氣按照理想氣體處理，式(4)中水蒸氣分壓力梯度可以寫成相對濕度φ和水蒸氣飽和分壓力ps的函數(shù)，而ps是濕空氣溫度T的函數(shù)，上述關(guān)系可表示如下：

(5)

依據(jù)開爾文關(guān)系，毛細壓力pc與相對濕度φ之間存在以下?lián)Q算關(guān)系：

pc=-ρwRvTlnφ

(6)

(7)

式中:ρw為液態(tài)水密度，1 000 kg/m3；Rv為水蒸氣氣體常數(shù)，462 J/(kg·K)；φ為相對濕度。

為方便后續(xù)統(tǒng)一方程中驅(qū)動勢，在此引入毛細壓力對數(shù)Lpc的計算公式：

Lpc=lgpc

(8)

由于溫度變化對于含濕量的影響可忽略不計，體積含濕量成為相對濕度的單值函數(shù)，即材料的等溫吸放曲線，由此式(1)左邊可簡化為

(9)

分別將式(8)代入式(3)，將式(6)-(8)代入式(4)，可得液態(tài)水和水蒸氣傳遞速率的計算公式如下：

(10)

(11)

對于空氣滲透產(chǎn)生的對流項jv,c，其計算公式如下：

jv,c=xvja

(12)

式中，xv為濕空氣比濕，kg/kg；ja為空氣的質(zhì)量流量，kg/(m2·s)。依據(jù)泊肅葉定律，ja可表達為

(13)

式中：ka為材料的空氣滲透率，kg/(Pa·m·s)；pair為空氣壓力，Pa。

在建筑物理領(lǐng)域中，由于空氣滲透過程緩慢，且溫度變化不大，所以空氣可視為不可壓縮流體，根據(jù)連續(xù)性方程有

(14)

式中：ρa為空氣的密度，kg/m3；ε為材料的孔隙率。由式(14)可知，當(dāng)ka一定時，空氣壓力梯度將唯一決定微元體內(nèi)的空氣流量。

式(12)中，依據(jù)理想氣體狀態(tài)方程濕空氣比濕xv的計算公式如下：

(15)

式中：mv為水蒸氣質(zhì)量，kg;mm為濕空氣質(zhì)量，kg；pa為大氣壓強，1.01×105Pa;Ra為干空氣氣體常數(shù)，287 J/(kg·K)。

將式(15)代入(12)，可得jv,c的計算公式如下：

jv,c≈0.62×10-5pvja

(16)

將式(10)、(11)、(16)代入式(1)后可得濕控制方程為

(17)

1.2 熱控制方程

多孔建筑材料內(nèi)部的能量平衡除了受材料熱傳導(dǎo)影響外，還受到材料內(nèi)部液態(tài)水遷移、水蒸氣遷移和空氣滲透過程的影響，根據(jù)能量守恒定律，微元體內(nèi)熱量遷移、儲存過程可表示如下：

(18)

式中：ρ為干材料密度，kg/m3；c為材料比熱,J/(kg·K)；cw為液態(tài)水定壓比熱容，4 200 J/(kg·K);qc、ql、qv、qa分別表示材料導(dǎo)熱量，液態(tài)水遷移過程、水蒸氣遷移過程、空氣滲透過程帶來的熱量，W/m2。

與水蒸氣的潛熱相比，液態(tài)水和水蒸氣的顯熱可以忽略不計，忽略ql和qv的顯熱部分后，各熱流密度的計算公式如下：

(19)

qv=jv,dL

(20)

(21)

式中：λ為材料的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K);L為水蒸氣汽化潛熱，J/kg；cp,a為空氣的定壓比熱容，J/(kg·K)。

將式(19)-(21)代入式(18)可得熱控制方程如式(22)所示：

(22)

至此，以毛細壓力對數(shù)為濕驅(qū)動勢的包含空氣滲透過程的熱濕耦合傳遞模型(以下簡稱LPc模型)建立完畢。

1.3 邊界條件

分析可知，室外熱流qe與以下5種方式有關(guān):

qe=he(Te-Tse)+qa,s+ql+qr+qrain

(23)

各分項分別可按下式計算：

qa,s=cp,aja(Te-Tse)

(24)

ql=βeL(pva-pvs)+0.62×10-5Lja(pva-pvs)

(25)

qr=αqsol

(26)

qrain=jraincw(Train-Tse)

(27)

室外濕流ge主要有濕空氣對流、滲透和降雨增濕3種途徑，可表示如下：

ge=βe(pva-pvs)+0.62×10-5ja(pva-pvs)+jrain

(28)

式(24)-(28)中:he為外表面對流換熱系數(shù)，W/(m2·K)；Te為環(huán)境溫度，Tse為外表面溫度，K；qa,s是表面空氣滲透所帶來的熱流，W/m2；qr為外表面吸收的太陽輻射，W/m2；ql為潛熱項所帶來的熱流,W/m2；qrain為雨水降溫效應(yīng)，W/m2；βe為外表面質(zhì)交換系數(shù)，kg/(Pa·m2·s)；pva和pvs為環(huán)境和外表面的水蒸氣分壓力，可由飽和水蒸氣公式和室外相對濕度φe求得，Pa；α為太陽輻射吸收系數(shù)，qsol為垂直面所接收的太陽輻射，W/m2；jrain為外表面所吸收的雨水量，kg/m2；Train為雨水的溫度，K。

分析可知，室內(nèi)側(cè)熱流、濕流的變化主要是由內(nèi)表面與室內(nèi)空氣發(fā)生對流傳熱、傳濕以及空氣滲透過程引起的，熱濕邊界條件表示如下：

qi=hi(Ti-Tsi)+cp,aja(Ti-Tsi)+

Lβi(pvi-pvis)+0.62×10-5Lja(pvi-pvis)

(29)

gi=βi(pvi-pvis)+0.62×10-5ja(pvi-pvis)

(30)

式(29)-(30)中:hi為內(nèi)表面對流換熱系數(shù)，W/(m2·K)；Tsi為內(nèi)表面溫度，Ti為室內(nèi)溫度，K；βi為內(nèi)表面對流傳質(zhì)系數(shù)，kg/(Pa·m2·s)；pvi和pvis分別為室內(nèi)水蒸氣分壓力和內(nèi)表面水蒸汽分壓力，由飽和水蒸氣公式和室內(nèi)相對濕度φi求得，Pa。

2 模型求解

由于新建模型方程組的高度耦合和非線性，手動求解具有較大的難度，本研究采取Comsol Multiphysics中系數(shù)型偏微分方程接口(PDE)實現(xiàn)模型的求解，該接口利用有限元法對控制方程組及邊界條件進行離散，大大簡化了求解過程[17]。同樣的求解方法也用于下文進行對比的相對濕度驅(qū)動勢HAM模型和毛細壓力驅(qū)動勢HAM模型，兩模型方程如下所示。

相對濕度HAM模型(以下簡稱RH模型)[18]：

(31)

式(31)中，ξ為建筑材料等溫吸附曲線的斜率，kg/m3。

以文獻[4]中模型為基礎(chǔ)，可得毛細壓力HAM模型(以下簡稱Pc模型)：

(32)

3 新建模型驗證及對比

本研究采用國際公認(rèn)的HAMSTAD項目[19]來進行上述模型的驗證，選用具有分析解的案例2和同時涉及傳熱、傳濕和空氣滲透的案例3來驗證上述模型的準(zhǔn)確性，并在驗證過程與RH模型和Pc模型進行了對比。

3.1 具有分析解的基準(zhǔn)案列2

案例2分析了單層各向同性墻體的等溫干燥過程，墻體氣密性良好，墻體結(jié)構(gòu)及邊界條件如圖1所示。在初始時，墻體與周圍環(huán)境保持熱濕平衡，溫度為20 ℃，初始含濕量為84.77 kg/m3(φ=95%，Lpc=6.841 57 Pa，pc=6.943 4106Pa)。案例工況開始后，周圍環(huán)境的相對濕度突然發(fā)生變化，室外相對濕度變?yōu)?5%，室內(nèi)相對濕度變?yōu)?5%，而環(huán)境溫度保持不變，仍為20℃。在濕度梯度下，墻體向周圍環(huán)境放濕，其內(nèi)部濕分重新分配。該案例持續(xù)1 000 h，要求輸出第100、300、1 000 h的墻體內(nèi)部含濕量分布，與分析解結(jié)果對照。模擬采用的詳細熱濕物性參數(shù)見文獻[19]。

圖1 HAMSTAD驗證實例2中各向同性墻體結(jié)構(gòu)Fig.1 Configuration of the homogeneous wall in HAMSTAD benchmark 2

由于墻體氣密性良好，因此該基準(zhǔn)案例不涉及空氣滲透過程，3種模型的網(wǎng)格均設(shè)置為極細化，需要求解402個自由度(4個內(nèi)部自由度)，并將瞬態(tài)求解器的相對容差設(shè)置為1×10-11。3種模型的計算結(jié)果如圖2所示，計算結(jié)果基本重合且均與分析解高度吻合，但在計算時間上，求解LPc模型需要8 s，求解Pc模型需要11 s，而求解RH模型最慢需要12 s，可以看出對于基準(zhǔn)測試2所對應(yīng)的工況，使用Lpc作為濕驅(qū)動勢可以有效加速模型收斂，并且取得很高的準(zhǔn)確性。

圖2 3種模型計算結(jié)果與基準(zhǔn)案例2分析解比對Fig.2 Comparison between the results of three models and analytic results of benchmark 2

3.2 包含輕質(zhì)墻體空氣滲透過程的基準(zhǔn)案例3

基準(zhǔn)案例3測試了200 mm厚輕質(zhì)墻體在室內(nèi)外存在空氣壓差的條件下發(fā)生的熱濕遷移過程，墻體機構(gòu)及邊界條件參數(shù)如圖3所示。室內(nèi)溫濕度分別為20 ℃、70%，室外溫濕度分別為2 ℃、80%，在整個過程中均保持不變，內(nèi)外表面對流換熱系數(shù)均為10 W/(m2·K)，內(nèi)外表面對流傳質(zhì)系數(shù)分別為2×10-7s/m和7.38×10-12s/m?？諝獾臐B透方向如圖4所示，室內(nèi)外壓差p>0時，空氣由內(nèi)向外流動，p<0時，空氣由外向內(nèi)流動，模擬持續(xù)100天，在第20-21天間，p由正變負(fù)，其他詳細的熱濕物性參數(shù)見文獻[19]。

圖4 基準(zhǔn)案例3的空氣壓差變化Fig.4 Air pressure variation of benchmark 3

圖3 基準(zhǔn)案例3的幾何結(jié)構(gòu)及邊界條件Fig.3 Geometry and boundary conditions of benchmark 3

3種模型的網(wǎng)格均設(shè)置為極細化，需要求解402個自由度(12個內(nèi)部自由度)，求解精度設(shè)置與案例2相同。分別取墻體0.05 m、0.19 m的A、B兩處的溫度和體積含濕量模擬結(jié)果與參考結(jié)果進行比對，參考結(jié)果取自參與HAMSTAD項目研究機構(gòu)(包括CTH、TUD(荷蘭)、Technion(以色列)、KUL(比利時)等)的平均值。模擬過程發(fā)現(xiàn)Pc模型無法順利通過本基準(zhǔn)測試，收斂性會隨著模擬的進行逐漸變差，經(jīng)調(diào)試時間參數(shù)，發(fā)現(xiàn)Pc模型只能完成70天左右的基準(zhǔn)測試，剩余的部分會由于模型無法收斂而丟失。RH和LPc模型均可完整地通過本基準(zhǔn)測試，計算結(jié)果均與參考結(jié)果十分吻合，但在計算時間上LPc模型占優(yōu)，僅花費52 s，而RH模型則耗費61 s。

圖5和圖6示出了兩種模型在點A處的模擬結(jié)果，前20天的模擬中p>0，室內(nèi)空氣向室外開始滲透，由于室內(nèi)相對濕度更高(水蒸氣分壓力較大)的緣故，隨著蒸汽擴散向室外擴散，使得該處體積含濕量相應(yīng)略微增加。但當(dāng)壓差在第21天改變后，室外的空氣開始向室內(nèi)滲透，使得該處的溫度快速降低，同時干燥的室外空氣使得墻體的含濕量也不斷降低，整個過程中，RH模型溫度和體積含濕量的計算結(jié)果關(guān)于參考值的平均偏差為-2.48%和-0.86%，LPc模型溫度和體積含濕量的計算結(jié)果關(guān)于參考值的平均偏差為-0.94%和9.22%。

圖5 墻體0.05 m處溫度隨時間變化的情況Fig.5 Temperature variation with time at the distance of 0.05 m

圖6 墻體0.05 m處體積含濕量隨時間的變化情況Fig.6 Moisture contents variation with time at the distance of 0.05 m

從圖7-圖8可以看出，在點B處，也由于空氣滲透方向的改變使得墻體的熱濕分布狀況發(fā)生了顯著地變化。在圖7中，仿真開始初期的溫度的驟降是由于初始條件中并未考慮墻體內(nèi)部的初始壓力，仿真開始后邊界條件引入了30 Pa的壓差，并且更加靠近室外低溫側(cè)，使得溫度出現(xiàn)了驟降；隨著室內(nèi)暖濕空氣向外滲透，該處的體積含濕量逐漸上升；在壓差改變方向后，可以看出隨著室外空氣的滲透，該處的溫度和體積含濕量也開始不斷降低。整個過程中，RH模型溫度和體積含濕量的計算結(jié)果關(guān)于參考值的平均偏差為1.21%和-2.96%，LPc模型溫度和體積含濕量的計算結(jié)果關(guān)于參考值的平均偏差為2.76%和4.32%。

圖8 墻體0.19 m處體積含濕量隨時間變化的情況Fig.8 Moisture contents variation with time at the distance of 0.19 m

圖7 墻體0.19 m處溫度隨時間變化的情況Fig.7 Temperature variation with time at the distance of 0.19 m

從以上對比可以看出，RH模型在計算本案例時更加準(zhǔn)確，但LPc模型也滿足精度要求，此外，上述結(jié)果也充分證明了空氣滲透對于墻體熱濕狀況的顯著影響。

4 實際工況的計算及對比分析

上文基準(zhǔn)案例對于新建模型的準(zhǔn)確性進行了充分驗證，并與RH模型和Pc模型進行了適用性、計算效率方面的對比。但基準(zhǔn)案例的墻體兩側(cè)邊界條件都基本上為靜態(tài)邊界，與室外表面長期暴露在非穩(wěn)態(tài)熱濕氣候作用下的實際情況有較大出入，和南海島嶼上承受的極端熱濕氣候更相去甚遠；因此，還需使用新建模型對實際工況進行計算并與其他模型進行比對。

本研究將地點選擇在南海的典型島嶼永暑礁(北緯9°33′，東經(jīng)112°53′)，選擇西向200 mm厚輕質(zhì)混凝土墻體作為模擬對象，墻體外表面做淡黃色處理。從建筑節(jié)能用典型氣象年[20]中選擇最熱月7月的氣象參數(shù)作為室外邊界條件(包括溫度、濕度和太陽輻射)。室內(nèi)采用空調(diào)房間工況，即室內(nèi)氣溫26 ℃，相對濕度60%。依據(jù)《民用建筑供暖通風(fēng)與空氣調(diào)節(jié)設(shè)計規(guī)范》[21]，舒適性空氣調(diào)節(jié)的室內(nèi)正壓值宜取5 Pa，因此，將室內(nèi)外壓差設(shè)為5 Pa用以計算空氣滲透。內(nèi)外表面對流換熱系數(shù)分別為23 W/(m2·K)和8.7 W/(m2·K)，質(zhì)交換系數(shù)為2×10-7kg/(Pa·m2·s)和3×10-8kg/(Pa·m2·s)，外表面太陽輻射吸收系數(shù)α=0.5，墻體初始溫度為26 ℃，相對濕度為60%(LPc=7.848 8 Pa，pc=7.059 9×107Pa)。上述墻體構(gòu)造及邊界條件參數(shù)如圖9所示，熱濕物性參數(shù)見表1。

表1 墻體的物性參數(shù)[22]Table 1 Material properties of wall[22]

圖9 墻體構(gòu)造及邊界條件參數(shù)Fig.9 Configuration of the wall and boundary condition parameters

網(wǎng)格采用較細化劃分，需要求解110個自由度(包括4個內(nèi)部自由度)，相對容差選擇1×10-11，模擬時間持續(xù)31天。在永暑礁室外極端熱濕氣候作用下，發(fā)現(xiàn)Pc模型收斂性差，計算進程極其緩慢，無法滿足實際需要，RH模型和LPc模型均可完成該工況的計算。

如圖10(a)和圖10(b)所示，受室外高溫高濕和強太陽輻射的影響，外表面溫度和體積含濕量隨時間發(fā)生劇烈的變化，但兩種模型計算出的結(jié)果范圍有所不同，LPc模型的外表面溫度范圍為26.18～41.02 ℃，RH模型的在26.75～40.46 ℃之間，前者比后者大了1.13 ℃；在同一時刻，兩者溫度計算值最大相差0.86 ℃，整個工況中，平均相差0.29 ℃；LPc模型的體積含濕量變化范圍為17.70～57.80 kg/m3，RH模型的為19.66～47.35 kg/m3，LPc模型計算結(jié)果的范圍比RH模型的大了12.41 kg/m3；同一時刻，兩者計算值最大相差21 kg/m3，整個工況中，平均相差4.39 kg/m3。如圖11(a)和圖11(b)所示，室內(nèi)表面的溫度和含濕量變化均呈現(xiàn)出周期性的波動，但兩種模型的計算結(jié)果同樣有所差異，LPc模型內(nèi)表面的溫度計算結(jié)果在25.79～27.70 ℃之間，RH模型在26.05～27.21 ℃之間，前者比后者大了0.75 ℃，同一時刻，兩模型溫度計算結(jié)果最大相差0.58 ℃，平均相差0.19 ℃；LPc模型的體積含濕量計算范圍為25.60～31.44 kg/m3，RH模型的為27.21～29.04 kg/m3，前者的范圍比后者大4.01 kg/m3；同一時刻兩者體積含濕量計算結(jié)果最大相差3.14 kg/m3，平均相差0.91 kg/m3。

(a)外表面溫度

總體來看，LPc模型的計算結(jié)果范圍較RH模型大，溫度計算值上兩模型相差0.86 ℃以內(nèi)，但在體積含濕量上相差較大。這主要是因為體積含濕量在兩模型中均為相對濕度的單值函數(shù)，RH模型可直接求解方程得到相對濕度，而LPc模型還需要通過開爾文關(guān)系進行一次轉(zhuǎn)換得到相對濕度，使得溫度計算的不同被再一次帶入到相對濕度計算中，導(dǎo)致體積含濕量計算結(jié)果出現(xiàn)較為明顯的差別。

(a)內(nèi)表面溫度

在本工況中，兩模型耗時與之前截然不同，RH模型耗時378 s，LPc模型耗時601 s。顯然，對于長時間動態(tài)邊界條件的計算工況，RH模型可節(jié)約大量的計算時間。但根據(jù)已有研究，以相對濕度作為濕驅(qū)動勢，模型將無法計算存在結(jié)露、干燥材料突然受潮等現(xiàn)象的工況，但LPc模型可以應(yīng)對[3,15]，而上述工況墻體內(nèi)部并不存在結(jié)露。可以推斷在考慮空氣滲透過程后，對于可能存在上述現(xiàn)象的工況，應(yīng)當(dāng)選擇LPc模型。

5 結(jié)論

針對南海地區(qū)極端熱濕的氣候特征，本研究以毛細壓力對數(shù)為濕驅(qū)動勢，考慮空氣滲透過程引起的熱濕變化，建立墻體內(nèi)熱濕耦合傳遞模型。采用了HAMSTAD基準(zhǔn)測試2、3對新建模型進行驗證，并與已有RH模型、Pc模型進行適用性、準(zhǔn)確性以及計算效率的對比，最后以南海永暑礁7月的氣象數(shù)據(jù)作為實際工況，使用3種模型進行計算并展開對比，得到了以下結(jié)論：

(1)新建模型可通過HAMSTAD基準(zhǔn)測試2、3，計算結(jié)果精度滿足使用要求，可模擬墻體內(nèi)包含空氣滲透的熱濕耦合傳遞；

(2)Pc模型無法完整計算基準(zhǔn)測試3，新建模型在基準(zhǔn)測試2、3中收斂速度快于其他兩種模型，推薦在靜態(tài)邊界條件工況下使用LPc模型；

(3)長期永暑礁實際氣象邊界條件下，僅LPc模型和RH模型可完成計算，RH模型收斂速度快且結(jié)果波動小，推薦在常規(guī)工況使用RH模型，在可能存在結(jié)露、干燥狀態(tài)突然受潮等現(xiàn)象的工況下，應(yīng)當(dāng)采用LPc模型。