控溫箱－雙面熱流計法測定墻體傳熱系數(shù)及模擬分析

周世界

（揚州華正建筑工程質(zhì)量檢測有限公司，江蘇 揚州 225009）

0 引言

本試驗采用控溫箱-雙面熱流計法測定圍護結(jié)構(gòu)墻體傳熱系數(shù)。綜合了傳統(tǒng)的熱箱法和單面熱流計法的優(yōu)點，避免了校準熱箱法誤差的麻煩及熱流計法季節(jié)性限制的缺點，也消除了在某個時間點流入圍護結(jié)構(gòu)內(nèi)表面熱流值和從外表面流出的熱流值存在差異而造成的影響。

數(shù)值模擬計算可以對圍護結(jié)構(gòu)傳熱系數(shù)檢測提供理論模型支撐，現(xiàn)場檢測可以對理論模型進行方法驗證?，F(xiàn)階段，我國對圍護結(jié)構(gòu)墻體傳熱系數(shù)的數(shù)值模擬計算相對較少，本文將從理想檢測模型和實際檢測模型進行數(shù)值模擬計算，并結(jié)合現(xiàn)場檢測數(shù)據(jù)進行驗證。

1 試驗原理及試驗裝置

1.1 試驗原理

圍護結(jié)構(gòu)的傳熱系數(shù)是圍護結(jié)構(gòu)的熱阻的倒數(shù)，反映的是圍護結(jié)構(gòu)的散熱能力。表示在 1 s 內(nèi)，圍護結(jié)構(gòu)的兩側(cè)的空氣溫差為 1℃ 時，通過 1 m2的圍護結(jié)構(gòu)的熱流量。傳熱系數(shù)越小，則墻體的隔熱性能就越強。

圍護機構(gòu)傳熱系數(shù)K的表達式如式（1）所示。

式中：R0是圍護結(jié)構(gòu)的傳熱阻，m2·K/W，根據(jù) DGJ 32/J 23－2006《民用建筑節(jié)能工程現(xiàn)場熱工性能檢測標準》附錄 C［1］關(guān)于傳熱阻的計算，如式（2）所示。

1.2 試驗裝置介紹

試驗裝置的原理圖如圖 1 所示，控溫箱的主體結(jié)構(gòu)由擠塑型聚苯乙烯泡沫塑料加工而成，箱體內(nèi)含 80 W離心鼓風(fēng)機×1，PTC 波紋發(fā)熱體［（3×200±10 %）W］×2，18 W 散熱風(fēng)扇×2，如圖 2、圖 3 所示。PTC 波紋發(fā)熱體與散熱風(fēng)扇及配套支架組裝起來，組成一個穩(wěn)定的發(fā)熱源。

圖1 控溫箱-雙面熱流計法原理圖

圖2 控溫箱箱體外觀

圖3 控溫箱箱體內(nèi)部圖

控溫箱的可控溫度范圍從室溫到 99℃，箱體內(nèi)的溫度由溫控開關(guān)控制，溫控開關(guān)外形如圖 4 所示。

圖4 溫控開關(guān)

2 現(xiàn)場試驗房墻體構(gòu)造

圖 5 中方框圈出來的是被測試驗房的室外取景圖，圖 6 是被測試驗房墻體構(gòu)造。試驗房北面有兩扇窗，西面有一扇門，其余兩面墻均是封閉的。

圖5 試驗房外景圖

圖6 墻體構(gòu)造

被測墻體是由 20 mm 混合砂漿，190 mm 混凝土雙排孔砌塊，10 mm 抗裂砂漿，30 mm 保溫層，10 mm 找平砂漿組成，墻體構(gòu)造的相關(guān)參數(shù)及理論計算值如表 1 所示。

表 1 中的各層材料的物性參數(shù)來自于 DGJ 32/J 96－2010《江蘇省公共建筑節(jié)能設(shè)計常用材料熱物理性能參數(shù)表》，根據(jù)墻體構(gòu)造的相關(guān)參數(shù)，可以得出墻體的理論計算熱阻。

表1 墻體構(gòu)造相關(guān)參數(shù)及理論計算值

根據(jù)式（1）可以得出墻體的傳熱系數(shù)的理論計算值。

3 現(xiàn)場檢測過程及結(jié)果

熱流傳感器在墻體內(nèi)外兩側(cè)各布置一片，傳感器的內(nèi)側(cè)均涂有凡士林與墻體固定，熱流傳感器中心連線垂直于墻面，平行于溫度梯度方向，采用銅-康銅熱電偶測定圍護結(jié)構(gòu)內(nèi)外表面的溫度，內(nèi)外表面各布置 3 個測量點，均分布在熱流傳感器的上部，左部及右部，并都標號。墻體外表面的溫度測點分別標為溫度“1”“2”“3”，熱流傳感器薄板面上標號“熱流 1”，如圖 7（a）所示；墻體內(nèi)表面的溫度測點分別標為溫度“4”“5”“6”，熱流傳感器的薄板面上標號“熱流 2”，如圖 7（b）所示。圍護結(jié)構(gòu)內(nèi)側(cè)裝有控溫箱，墻內(nèi)表面的熱電偶及熱流傳感器在其內(nèi)部，在局部區(qū)域人工制造一個高溫內(nèi)表面，使局部墻體兩側(cè)產(chǎn)生較大的溫差，降低試驗造成的誤差。

圖7 熱電偶熱流傳感器布置圖

本試驗在儀器預(yù)熱 4 h 后開始檢測，控溫箱將墻體內(nèi)表面的局部溫度控制在 75 ℃ 左右，每 15 min 記錄一次溫度和熱流的數(shù)據(jù)，持續(xù)四十多個小時數(shù)據(jù)記錄。

根據(jù)圖 8 被測墻體內(nèi)外表面溫度的曲線圖可以看出，外表面溫度在 24 小時 45 分鐘之后趨于穩(wěn)定，內(nèi)表面溫度在 24 小時 15 分鐘后趨于穩(wěn)定，所以當(dāng) 24 小時 45 min分鐘以后，通過被測墻體的熱流可以近似地看做穩(wěn)態(tài)的一維導(dǎo)熱。24 小時 45 分鐘前的數(shù)據(jù)存在不穩(wěn)定性，可能會造成一定的誤差，在計算墻體傳熱系數(shù)時就不作為參數(shù)的實驗數(shù)據(jù)來考慮。

圖8 測試墻內(nèi)外表面溫度曲線

與被測墻體傳熱系數(shù)的理論計算值K=1.26 W/（m2·K）相比，實驗誤差為 1.6 %，實驗結(jié)果和理論計算的結(jié)果相吻合。說明實驗方法可靠，建筑施工和設(shè)計參數(shù)相一致。

4 墻體傳熱數(shù)值模擬分析

圖 9 是從 25 h 之后墻體內(nèi)外表面溫差變化曲線圖及通過墻體的熱流值變化曲線圖。通過圍護結(jié)構(gòu)墻體的熱流值是根據(jù)被測墻體內(nèi)外表面的熱流計的熱流值的算術(shù)平均值得出。由圖 9 可以看出通過墻體的熱流值的曲線變化與墻體內(nèi)外表面的溫差的曲線變化大致成正比。溫差波動不超過 1 ℃，熱流波動也相對較穩(wěn)定。由圖 9 中的數(shù)據(jù)來計算被測墻體的傳熱系數(shù)比較可靠，將測試的溫度差的平均值及熱流平均值代入式（4）中，得出圍護結(jié)構(gòu)傳熱系數(shù)的實驗值，如表 2 所示。

表2 傳熱系數(shù)測試結(jié)果表

圖9 內(nèi)外表面溫差曲線及通過墻體的熱流值曲線

測量圍護結(jié)構(gòu)的墻體傳熱系數(shù)過程中，至少需要用到溫度熱流巡檢儀、PC 等設(shè)備。若是采用熱箱法，那就需要攜帶笨重的熱箱，對現(xiàn)場檢測人員帶來一定的麻煩；熱流計法很受環(huán)境季節(jié)等影響，不是隨時隨地就能投入設(shè)備開始檢測工作；就控溫箱-熱流計法而言，雖然在一定程度上避免了攜帶笨重儀器的煩惱、克服了環(huán)境季節(jié)的影響，但在現(xiàn)場檢測的時間上未能得到改善。無論是圍護結(jié)構(gòu)還是儀器，在正式測量前都需要充分的預(yù)熱，讓被測墻體兩表面及內(nèi)部溫度變化趨于平衡，讓儀器的工作狀態(tài)趨于穩(wěn)定，這就需要耗費大量的時間對其做準備工作。所以，為了縮短以后的現(xiàn)場檢測時間，接下來的工作將使用 Gambit 畫出墻體模型，劃分網(wǎng)格，并用 Fluent 計算墻體各層面通過的熱流量及圍護結(jié)構(gòu)內(nèi)外兩側(cè)的溫差，進而得到墻體的傳熱系數(shù)。模型的原型來自于被測試驗房的北立面墻。其墻體的長、寬、厚分別為 4、3、0.26 m。

4.1 理想檢測下的數(shù)值模擬分析

4.1.1 墻體物理結(jié)構(gòu)模型

墻體模型共分 5 層，由里到外分別是 20 mm 厚的混合砂漿、190 mm 厚的鋼筋混凝土、10 mm 厚的抗裂砂漿、30 mm 厚的保溫砂漿、10 mm 厚的找平砂漿。墻體的物理結(jié)構(gòu)模型及網(wǎng)格劃分如圖 10 所示。

圖10 墻體物理模型及網(wǎng)格

4.1.2 計算模型的選擇

墻體的傳熱可近似看作能量守恒問題，所以要用到 Fluent 中的能量方程（Energy Equation）［3-5］來計算該墻體導(dǎo)熱，如式（5）所示。式中：keff是有效導(dǎo)熱系數(shù)，Jj是第j組擴散通量，方程的前三項分別表示因?qū)?、組分擴散和粘性耗散等引起的能量傳遞；Sh包含化學(xué)反應(yīng)熱以及其他定義的熱源項。

4.1.3 理想傳熱模型的條件

1）墻體的長寬均比厚度大很多，墻體表面近似看作是無限大；

2）平行于墻面的墻體材料均是一致且均勻；

3）不存在熱橋的影響，垂直于墻體的各個區(qū)域的導(dǎo)熱系數(shù)相同；

4）墻體內(nèi)部不存在熱源，只來源于環(huán)境溫度，不考慮輻射的影響；

5）墻體兩側(cè)空氣存在足夠大的溫度差，且兩側(cè)空氣溫度保持穩(wěn)定；

6）整個體系不存在任何化學(xué)變化；

7）整個體系除了溫度變化以外，不存在其他物理變化。

4.1.4 模型邊界的條件

1）內(nèi)、外墻表面的空氣換熱系數(shù)為 9.1 W/（m2·K）、25 W/（m2·K）；

2）內(nèi)、外表面的空氣溫度為 73.8 ℃、18.8 ℃；

3）墻體各個材料物性參數(shù)均為實際參數(shù)；

4）其他參數(shù)均為默認值。

4.1.5 計算結(jié)果與分析

通過 fluent 計算得出墻體溫度分布圖（見圖 11），及墻體表面與內(nèi)部層面的熱流量的分布圖（見圖 12）。

圖11 理想檢測下墻體溫度分布

圖12 理想檢測下沿 Z 軸的溫度曲線

根據(jù)圖 12 的曲線圖看出，在理想檢測條件下，內(nèi)外形成溫差，熱流由高溫內(nèi)表面流向低溫外表面，在普通砂漿層和鋼筋混凝土層穩(wěn)定時，墻體內(nèi)部溫度的變化趨于墻體內(nèi)表面，到了保溫砂漿，熱量傳遞受到阻礙；由圖12 可看出，熱阻越小，溫差越小，熱阻越大，溫差越大。類似于電路，壓差形成電流，電阻越大，分得的電壓也就越大。Fluent 數(shù)值模擬的計算結(jié)果與實際結(jié)構(gòu)相符合。

從圖 13 的各層熱流分布圖可看出，在理想的一維傳熱模型下，在整個傳遞過程中，熱流的大小不變，類似于單個閉合的電路中，電流的大小在整個電路中是處處相等的。

綜合圖 12 溫度曲線圖和圖 13 熱流分布圖，可以分別得出圍護結(jié)構(gòu)墻體的內(nèi)外表面的溫差，以及通過圍護結(jié)構(gòu)的熱流大小，可以求出圍護結(jié)構(gòu)本身的熱阻R，再根據(jù)式（2）求出墻體換熱阻R0，如表 3 所示。

表3 墻體傳熱系數(shù)相關(guān)參數(shù)的計算值（理想檢測）

圖13 理想檢測下的通過各層面的熱流分布

4.2 實際狀態(tài)檢測下的數(shù)值模擬分析

實際檢測和理想檢測不同，理想檢測是在整個墻面的內(nèi)外兩側(cè)溫度分布均勻下進行，每個點的溫差保持一致，在實際操作中是很難達到。而現(xiàn)場操作中只是對局部墻面進行加熱，其他墻面的外界溫度均為同一溫度。

在設(shè)計墻體模型時，在內(nèi)表面要進行分割，分割出一個局部高溫面，達到實際檢測的效果，如圖 14 所示。

圖14 實際檢測的物理模型與網(wǎng)格

局部加熱造成僅僅只有這局部及周圍存在著溫差，所以圖 15 取出的是有溫差效果的局部墻體。圖 16 是取自平行于Z軸的不同線上的墻體內(nèi)部的溫度曲線。曲線圖中“（0.45，0.45）”表示，過點（x，y）=（0.45，0.45）且平行于Z軸的線段，其余的依次類推，其中（0.45，0.45）是加熱區(qū)域的中心部位。從圖 16 的曲線可以看出，曲線的總體趨勢符合理想時的狀況，但在鋼筋混凝土層的溫度普遍偏低，越偏離加熱區(qū)的中心位置，溫度偏低越嚴重。主要是因為，加熱區(qū)域的溫度不僅受到垂直于墻面的溫度的影響，還受到同一層面的溫度影響。加熱區(qū)域的中心位置離邊緣最遠，受到同一層面的溫度影響最小，在計算溫差及熱流時，選擇（0.45，0.45）處。

圖15 實際檢測條件下的局部墻體溫度分布

圖16 實際檢測下平行于 Z 軸的溫度曲線

根據(jù)理想檢測計算結(jié)果（見表 3）和實際檢測計算結(jié)果（見表 4）得出的墻體傳熱系數(shù)，可以看出，實際檢測計算模型的傳熱系數(shù)要高于理想結(jié)果的傳熱系數(shù)，原因可能是出自墻體內(nèi)表面僅僅只有局部加熱，其他表面都受到環(huán)境的低溫影響，從而影響到墻體內(nèi)部的溫度分布，所以在局部受熱面在傳熱過程中，受到同層面的溫度影響，造成溫度偏低，致使溫差變小。因為溫度分布不均，造成熱流在通過墻面并不完全是一維過程，熱流分流，造成一部分熱流損失，致使墻體熱阻的計算結(jié)果偏小。

表4 墻體傳熱系數(shù)相關(guān)參數(shù)的計算值（實際檢測）

5 結(jié)論

本文采取控溫箱-雙面熱流計法現(xiàn)場檢測圍護結(jié)構(gòu)的傳熱系數(shù)，并用 Gambit 搭建圍護機構(gòu)物理模型，并對物理模型進行網(wǎng)格劃分，得出模擬計算值（模擬計算中分為理想檢測與實際檢測的物理模擬計算），其結(jié)果總結(jié)如表 5 所示。

表5 墻體傳熱系數(shù)的實測值及數(shù)值模擬值

物理模擬計算出的結(jié)果高于實測值，是因為搭建墻體物理模型的墻體結(jié)構(gòu)與實際結(jié)構(gòu)存在著差異，且在物理模型中，未考慮外墻的未知裝飾面，造成墻體熱阻的計算值偏低。物理模型計算中，得出的墻體內(nèi)溫度分布，符合實際情況。Q