王燁, 王良璧, 胡文婷, 孫鵬寶

(1. 蘭州交通大學 環(huán)境與市政工程學院，甘肅 蘭州 730070；2. 蘭州交通大學 鐵道車輛熱工教育部重點實驗室，甘肅 蘭州 730070)

建筑外壁面換熱系數(shù)對室內(nèi)自然對流傳熱影響

王燁1, 2, 王良璧2, 胡文婷1, 孫鵬寶1

(1. 蘭州交通大學 環(huán)境與市政工程學院，甘肅 蘭州 730070；2. 蘭州交通大學 鐵道車輛熱工教育部重點實驗室，甘肅 蘭州 730070)

為研究建筑外壁面換熱系數(shù)與供暖室內(nèi)自然對流換熱的關聯(lián)性，采用修正的湍流k-ε模型對外墻外壁面不同換熱系數(shù)情況下的室內(nèi)自然對流換熱過程進行了數(shù)值分析并對比了熱負荷值。結果表明：在滿足室內(nèi)供暖溫度(18℃)要求條件下，考慮外界輻射和蒸發(fā)對外壁面換熱過程的作用(外壁面換熱系數(shù)取8.1W·m-2·°C-1)，所得散熱器表面的換熱能力要低于按照暖通設計規(guī)范取值(外壁面換熱系數(shù)取23.3W·m-2·°C-1)所得結果，兩種取值方式對室內(nèi)溫度場和舒適性的影響很微弱，但所得室內(nèi)熱負荷之間的差異達到了6.2%。

建筑節(jié)能；自然對流；供暖；對流換熱系數(shù)；熱舒適；數(shù)值模擬

建筑圍護結構對外界環(huán)境的熱反應最終以氣固耦合的傳熱方式影響室內(nèi)傳熱特性并達到熱平衡[1]。在傳統(tǒng)的暖通設計計算中，我國建筑規(guī)范規(guī)定冬季建筑外壁面對流換熱系數(shù)值為23.3 W·m-2·°C-1。實際上，建筑外壁面的對流換熱過程是一個包含了對流換熱、輻射換熱以及相變換熱等多種換熱方式綜合作用的過程[2]。我國地域遼闊、氣候多樣化，加上不同地區(qū)的風速和主導風向不同，從而使得不同朝向的外壁面換熱系數(shù)值差異也較大。若將外壁面換熱系數(shù)賦予一常數(shù)值，必然會引起較大計算誤差。如何合理確定建筑物外壁面換熱系數(shù)是工程設計和科學研究的共同關注點。孟慶林等[3]研究了含水表面對流換熱系數(shù)和蒸發(fā)換熱系數(shù)之間的關系。陳啟高[4]以重慶、武漢、天津三地的建筑物外壁面為研究對象，獲得了這些壁面分別處于干燥和潮濕狀態(tài)時受對流、輻射和蒸發(fā)共同作用下的換熱系數(shù)值。劉艷峰等[2]在分析了建筑物外壁面對流換熱系數(shù)、長波輻射換熱系數(shù)和蒸發(fā)換熱系數(shù)計算方法的基礎上，提出了一種便于工程計算的建筑外壁面總換熱系數(shù)的簡化計算式，由此得到了8個城市建筑物外壁面在冬、夏季的總換熱系數(shù)，發(fā)現(xiàn)同一建筑外壁面總換熱系數(shù)在冬季的值要小于在夏季的值，背風面的值要小于迎風面的值。在建筑室內(nèi)熱環(huán)境的數(shù)值研究及設計計算中，外壁面換熱系數(shù)作為重要的邊界條件，是影響負荷計算精度、舒適性評價的合理性和能否準確捕捉室內(nèi)流動與傳熱特征的關鍵性因素。根據(jù)文獻[2]的計算結果，蘭州地區(qū)冬季建筑外壁面(干燥面)總換熱系數(shù)為8.1 W·m-2·°C-1，本文將該值設定為邊界條件，采用修正的湍流k-ε模型對蘭州地區(qū)以自然對流換熱為主的散熱器供暖情況下室內(nèi)熱環(huán)境進行了數(shù)值模擬，并與以暖通設計規(guī)范中規(guī)定的外壁面換熱系數(shù)值23.3 W·m-2·°C-1為邊界條件的模擬結果進行了對比。

1 物理模型和數(shù)學模型

1.1 物理模型及建筑條件

以圖1所示蘭州地區(qū)最常見的傳統(tǒng)供暖房間為研究對象，其進深Lx=3.5 m，寬Ly=3.0 m，高Lz=2.8 m。東墻為外墻，西墻外側為走廊，南、北墻均為內(nèi)墻，該房間上、下均有住戶。所選房間外墻及外窗均在東面，是房間失熱的主要部位，其外壁面換熱系數(shù)與外界輻射、蒸發(fā)和風速密切相關。但蘭州狹谷狀地形、冬季靜風干燥的氣候特點以及冬季主導風向為西北風，決定了東面圍護結構外壁面換熱系數(shù)受蒸發(fā)的影響很微弱，風速變化所引起外壁面對流換熱系數(shù)的變化更微弱，可以忽略不計。所以，本文選取文獻[2]中所得蘭州地區(qū)冬季建筑外壁面(干燥面)總換熱系數(shù)值8.1W·m-2·°C-1作為計算邊界條件與暖通設計規(guī)范中規(guī)定的外壁面換熱系數(shù)值23.3W·m-2·°C-1為邊界條件時的模擬結果進行對比是可行的。

圖1 計算房間示意圖Fig. 1 Physical model of the calculating room

取散熱器面積為2.0m2(寬×高=2.0m×1.0m)、東墻導熱系數(shù)為λw=0.77W·m-1·°C-1，厚度為δw=370mm。根據(jù)暖通設計規(guī)范，西墻外壁面對流換熱系數(shù)取8.7W·m-2·°C-1，窗戶傳熱系數(shù)為3.5W·m-2·°C-1。西墻外壁面附近空氣溫度近似認為不變，為15°C。天花板、地板、南、北墻均不考慮傳熱。室外溫度取蘭州地區(qū)采暖室外計算溫度值-9.0 °C。

1.2 數(shù)學模型

計算中，房間供暖期間沒有通風措施，沒有門窗的關開給室內(nèi)氣流組織和熱量等帶來影響。室內(nèi)空氣為透明介質(zhì)，不參與輻射換熱。所以，室內(nèi)氣體流動與換熱屬于溫差驅動下的湍流自然對流流動與傳熱問題。描述流動與傳熱的守恒型控制方程的通用形式為

(1)

式中:Φ為通用變量，分別表示u、v、w、T、k、ε。方程中各系數(shù)列于表1。湍流動能剪力項:

湍流粘性：ηt=cμρk2/ε

其中，熱膨脹系數(shù)β=1/(Tref+273.15)，參考溫度Tref取房間1.2m高度處水平面中心點溫度值。

表1 控制方程中各系數(shù)確定

表中[5]：cu=0.09,σk=1.0,σε=1.3,cε1=1.44,

cε2=1.92,cε3=1.44。

1.3 湍流普朗特數(shù)Prt

湍流普朗特數(shù)Prt是流態(tài)的函數(shù)，其定義方式對數(shù)值模擬結果影響很大。目前常用的k-ε模型中Prt一般取為1，導致所得結果與實驗值之間差異較大[6-8]。這里將分子普朗特數(shù)Pr引入到Prt的定義式中，試圖通過調(diào)整近壁區(qū)湍流粘性從而影響耗散率來修正該區(qū)域的湍流水平，使得其流動特征和傳熱過程更接近物理實際。大量的數(shù)值試驗表明：對于流動介質(zhì)為空氣的封閉腔內(nèi)湍流自然對流流動與傳熱問題的求解，可近似認為Prt和Pr線性相關，此時所得結果與文獻中實驗結果非常接近[9-10]，由此給出的Prt計算式為

Prt=Pr+1.0

(2)

2 數(shù)值求解方法

2.1 方程離散

對控制方程(1)中擴散項采用中心差分進行離散，對流項采用乘方格式進行離散。速度與壓力的耦合問題采用SIMPLE算法[11]。采用交替方向隱式算法求解代數(shù)方程組。流動為湍流，時均值為穩(wěn)態(tài)，密度變化采用Boussinesq假設。

采用熱不平衡率和求解變量相鄰兩次迭代計算結果的相對誤差作為收斂判據(jù)。即：供暖房間總得熱量和總失熱量間相對誤差小于2%以及求解變量在相鄰兩次迭代計算結果的相對誤差小于10-6同時滿足，認為計算已收斂。

2.2 網(wǎng)格生成及獨立性驗證

采用內(nèi)點法生成非均分網(wǎng)格?？紤]浮升力驅動的邊界層內(nèi)相關參數(shù)的高梯度變化特征，采取在靠近壁面的粘性支層內(nèi)布置更多節(jié)點的辦法來保證邊壁條件與內(nèi)部區(qū)域數(shù)值之間的協(xié)調(diào)性，以準確獲得邊界層內(nèi)的詳細信息。計算區(qū)域的網(wǎng)格結構如圖2所示。數(shù)值方法的網(wǎng)格獨立性已在文獻[10]中進行了驗證。

圖2 計算區(qū)域網(wǎng)格布置Fig. 2 Grid structure in computational domain

2.3 邊界條件

散熱器表面為高溫恒溫面，東墻內(nèi)壁面溫度通過熱平衡獲得，其余內(nèi)壁面、天花板、地板均為絕熱條件，與空氣接觸的各內(nèi)壁面均采用速度無滑移條件。

各壁面上湍流動能和湍流動能耗散率為

?k/?n=0,?ε/?n=0

(3)

2.4 滿足供暖要求的判定條件

計算中，若距地板1.2m高水平面溫度平均值Tn等于18°C，則認為該工況能滿足供暖溫度要求。室內(nèi)平均溫度Tn計算式為

(4)

式中：Axy為x-y平面的面積，m2；Ti為x-y平面上第i控制容積溫度，°C。

2.5 滿足供暖要求的判定條件

散熱器表面的局部努塞爾特數(shù)Nulocal和平均努塞爾特數(shù)Nu分別定義如下：

(5)

(6)

式中：L為特征長度，對于散熱器取散熱器高度Hr，m；Tr為散熱器表面溫度，°C；n為散熱器外壁面外法線方向；Ayz為y-z平面的面積，m2。

室內(nèi)空氣與東墻內(nèi)壁面間的對流換熱量Q1等于經(jīng)墻體的導熱量Q2，同時，又等于東墻外壁面與室外空氣之間的對流換熱量Q3。據(jù)此，可獲得東墻內(nèi)壁面溫度值Tenb，以Tenb為東墻內(nèi)壁面熱邊界條件代入控制方程，當室內(nèi)計算區(qū)域迭代收斂時就可得到室內(nèi)溫度場。

東墻內(nèi)壁面對流換熱系數(shù)平均值henb為

(7)

式中：Nuenb為東墻內(nèi)壁面平均努塞爾特數(shù)，根據(jù)迭代計算收斂時的溫度場由式(5)、(6)獲得；Lz為東墻高度，m；λ為室內(nèi)空氣導熱系數(shù)，W·m-1·°C-1。采用式(5)求東墻內(nèi)壁面局部努塞爾特數(shù)時，用Tenb替換Tr，用Lz替換L。

3 計算結果及分析

3.1 外壁面換熱系數(shù)與散熱器對流換熱強度的關系

外墻外壁面換熱系數(shù)hewb取不同值時散熱器表面平均Nu數(shù)與散熱器表面溫度Tr之間的關系如圖3所示?？梢钥闯?，hewb取不同值時，散熱器表面平均Nu數(shù)隨散熱器表面溫度的變化速率幾乎相同。但達到相同室內(nèi)平均溫度18.0°C時，散熱器表面平均Nu數(shù)卻存在差異，即hewb取8.1 W·m-2·°C-1時，散熱器表面平均Nu數(shù)相對于hewb取23.3 W·m-2·°C-1時降低了2.48%。這是因為東墻作為室內(nèi)外熱交換的載體，承擔著3個連續(xù)的熱傳遞過程：內(nèi)壁面與室內(nèi)空氣之間的對流換熱Q1、通過墻體的導熱Q2、外壁面與室外空氣之間的對流換熱Q3。若不考慮熱量沿墻體內(nèi)部高度方向的傳遞，即有Q1=Q2=Q3。而發(fā)生在墻體內(nèi)、外壁面上的對流換熱又是一個氣固耦合傳熱過程，所以，hewb大，意味著外壁面與室外空氣之間的對流換熱Q3就大，內(nèi)壁面與室內(nèi)空氣之間的對流換熱Q1因此也增大。要使室內(nèi)溫度維持在18.0 °C，必須通過提高散熱器表面換熱能力來實現(xiàn)。根據(jù)散熱器與室內(nèi)空氣之間的熱傳遞過程，室內(nèi)熱負荷也就增大了。

圖3 不同hewb時Nu與Tr的關系曲線Fig. 3 Relationship between average Nu and Tr on the radiator surface at different hewb

hewb取不同值時散熱器表面局部Nulocal數(shù)沿散熱器表面在高度方向上的變化趨勢如圖4所示?？梢钥闯?，散熱器較低部位的對流換熱能力差異很小，但隨著熱邊界層和流動邊界層沿散熱器表面向上發(fā)展，不同hewb對應的局部換熱能力之間的差異在逐漸增大。在散熱器表面同一高度處，hewb=23.3 W·m-2·°C-1時的散熱器表面局部Nulocal數(shù)高于hewb=8.1 W·m-2·°C-1時的值。

以上分析說明建筑外壁面換熱系數(shù)與散熱器表面換熱能力關系密切。而且，如果考慮室內(nèi)輻射效應，因自然對流換熱過程受到抑制而使得散熱器表面換熱能力會有所降低。

3.2hewb取值對室內(nèi)熱負荷的影響

3.2.1 熱負荷計算方法

對于民用住宅，室內(nèi)熱負荷包括圍護結構耗熱量和由門窗縫隙滲入室內(nèi)的冷空氣耗熱量兩部分，前者包括基本耗熱量和附加耗熱量。外墻外壁面換熱系數(shù)的不同取值以墻體傳熱系數(shù)的形式來影響基本耗熱量這一部分。假設基本耗熱量之外的耗熱量部分在外墻外壁面換熱系數(shù)兩種取值情況下相同。

基本耗熱量Q為

Q=AK(Tn-Tw)α

(8)

式中：A為圍護結構的表面積，m2；K為圍護結構傳熱系數(shù)，W·m-2·°C-1；Tw為采暖室外計算溫度，°C；α為圍護結構溫差修正系數(shù)。

根據(jù)上文給定的計算條件，基本耗熱量只考慮通過窗戶的傳熱耗熱量和通過外墻墻體(東墻)的傳熱耗熱量。

3.2.2 熱負荷計算方法

東墻各部分尺寸與數(shù)值計算中取相同值：窗戶面積A1=2.0×1.1=2.2m2；墻體面積A2=6.2m2。采暖室外計算溫度Tw為-9.0°C；圍護結構溫差修正系數(shù)α=1.0；窗戶傳熱系數(shù)K1=3.5W·m-2·°C-1；墻體傳熱系數(shù)K2為

(9)

將式(7)得到的henb值、東墻δw、λw值以及hewb=8.1 W·m-2·°C-1和hewb=23.3 W·m-2·°C-1分別代入式(9)可得K2的值分別為1.391 1 W·m-2·°C-1和1.566 6 W·m-2·°C-1。

當東墻外壁面換熱系數(shù)hewb取設計規(guī)范中規(guī)定值23.3 W·m-2·°C-1時，可得通過窗戶和東墻墻體的傳熱量Qs=470.1 W；考慮東墻外壁面的對流換熱、輻射換熱以及相變換熱等綜合效應，即東墻外壁面換熱系數(shù)hewb取文獻[2]中的計算值8.1 W·m-2·°C-1時，可得通過窗戶和東墻墻體的傳熱量Qn=440.8 W。

由此可見，只考慮一面圍護結構傳熱耗熱量時東墻外壁面換熱系數(shù)的取值對負荷計算值就要產(chǎn)生6.2%的差異。如果再考慮不同氣候特征、不同方位、不同建筑功能、高度修正等因素進行熱負荷計算，兩種取值所得結果差異會更大。根據(jù)這一規(guī)律可以對當?shù)毓┡到y(tǒng)運行管理模式進行優(yōu)化。比如，對于城市區(qū)域集中供暖模式，可以作為調(diào)節(jié)供暖負荷或者制定間歇供暖方案的參考，其節(jié)能效果更為顯著。

3.2.3 能耗評價的客觀性問題

由式(9)可知，墻體傳熱系數(shù)與墻體屬性、內(nèi)外壁面的換熱過程有關。能否準確描述內(nèi)外壁面換熱過程，是負荷計算中的關鍵因素之一。目前，以改變墻體材料為突破口來提高墻體保溫性能是節(jié)能建筑圍護結構優(yōu)化設計的主要思路。但復合墻體總導熱系數(shù)的降低是以增加建筑成本為代價的，而且，有些保溫材料是不能保證強度要求的。另外，相同材料的不同組合對應負荷間差異較大，相關研究表明：圍護結構的厚度增加到一定程度時，對節(jié)能的貢獻就微乎其微了[12]。如果能結合建筑所在地的實際氣候條件，弄清建筑外壁面與室外環(huán)境之間的熱質(zhì)交換過程，合理確定建筑外壁面換熱系數(shù)等參數(shù)值，對于客觀地評價建筑能耗意義重大。這也應該是完善目前建筑能耗評價體系的一個努力方向。

另一方面，對于特定環(huán)境、特定條件下建筑能耗最小對應的外墻外壁面換熱系數(shù)應該是個客觀值[13]，如何獲得既保證室內(nèi)舒適性又不影響供暖質(zhì)量的這一客觀值，是一個系統(tǒng)工程，需要大量的實測資料與理論分析、數(shù)值模擬等研究手段的結合。這不但與設計的合理性有關，也關乎建筑能耗評價結果的準確性和評價方法的改進等技術問題。所以，建議工程設計中對于圍護結構熱工參數(shù)的選取、室內(nèi)外計算參數(shù)的選取等方面，應采取“以國家規(guī)范規(guī)定值為主、結合當?shù)貧夂驐l件進行適當修正”的原則。比如，蘭州地區(qū)供暖室外計算溫度由原來的-11.0℃提高到-9.0℃就是一例。

3.3hewb對室內(nèi)溫度場的影響

東墻外壁面換熱系數(shù)大，自室內(nèi)向室外的熱傳遞速率就大，東墻內(nèi)壁面與室內(nèi)空氣之間的溫差就大，從而導致室內(nèi)自然對流換熱強度增大。但從圖5所示不同hewb值時室內(nèi)溫度場的模擬結果可知，hewb取不同的值，對室內(nèi)同一水平面上溫度分布影響并不大。這是因為規(guī)定了室內(nèi)達到規(guī)定的供暖溫度這一條件，hewb的取值與熱負荷值大小和使得室內(nèi)達到供暖溫度所需的時間有關，一旦室內(nèi)溫度達到供暖溫度時，室內(nèi)的溫度場也就處于穩(wěn)定狀態(tài)，而圖5正是采用穩(wěn)態(tài)模型計算的結果。同理，從圖6也能看出，hewb的不同取值對同一橫截面上的溫度分布影響也不是很明顯。

(a) hewb=8.1 W·m-2·°C-1時溫度場

(b) hewb =23.3 W·m-2·°C-1時溫度場圖5 對室內(nèi)水平面上溫度場的影響Fig. 5 Influence of hewb values on temperature field at different horizontal sections

(a) hewb=8.1 W·m-2·°C-1時溫度場

(b) hewb =23.3 W·m-2·°C-1時溫度場圖6 hewb對室內(nèi)橫截面上溫度場的影響Fig. 6 Influence of hewb values on temperature field at different transversal sections

3.4hewb與室內(nèi)舒適性的關系

舒適性是居住者對客觀環(huán)境的主觀反映，是室內(nèi)流場、溫度場、相對濕度以及居住者自身條件綜合作用的結果。作為舒適性評價指標之一的PMV值，在其計算式中速度和溫度是關鍵性參數(shù)。由以上分析可知，hewb對室內(nèi)溫度場微弱的影響，意味著外墻外壁面換熱系數(shù)值對室內(nèi)舒適性評價結果影響不會很顯著。這就引發(fā)必須思考另外一個問題：建筑熱負荷與室內(nèi)外溫差、室外氣象條件、室內(nèi)熱環(huán)境有關，而舒適性則只關注室內(nèi)環(huán)境條件。室外環(huán)境條件(包括外壁面換熱系數(shù))的變化可能會引起熱負荷的大幅變化，但可能會對居住者的舒適性影響很小。而人們對室內(nèi)環(huán)境的要求是以舒適為第一心理需求的。所以，當外界條件變化時尋求既能滿足居住者舒適性又不必增大熱負荷的節(jié)能措施，是業(yè)內(nèi)研究者應該關注的問題。

我國建筑采暖設計中外墻外壁面換熱系數(shù)規(guī)定值為23.3 W·m-2·°C-1，以此作為負荷設計計算的重要條件之一來實施供暖系統(tǒng)的各個環(huán)節(jié)。而供暖系統(tǒng)實際運行時的室內(nèi)熱環(huán)境狀況、散熱器的散熱能力等是否和設計時的預設情況相吻合，是個值得質(zhì)疑的問題。由此引發(fā)另一個問題：在PMV計算值、現(xiàn)場測試和問卷調(diào)查這3種對室內(nèi)熱舒適性的評價中，究竟哪一種方法所得結果更合理、可信度更高，這也是值得深入研究的課題。

3.5 輻射與自然對流的耦合作用分析

為了簡化計算，突出建筑外壁面換熱系數(shù)的不同取值對室內(nèi)自然對流傳熱特性的影響，未考慮散熱器表面的熱輻射對室內(nèi)自然對流換熱過程的影響，這必然會引起一定誤差。文獻[8]對帶玻璃壁面方腔內(nèi)對流及輻射換熱耦合作用下的湍流自然對流換熱研究結果表明：若不考慮輻射換熱，純自然對流換熱所得傳熱量會稍低于輻射和自然對流耦合作用下的總傳熱量；若考慮輻射效應，冷壁面溫度會升高，溫差因此減小，使得室內(nèi)自然對流換熱強度減弱，輻射對傳熱的貢獻和自然對流對傳熱的貢獻量級相當。外壁面換熱系數(shù)的變化會以氣固耦合的方式影響室內(nèi)輻射換熱過程和對流換熱過程。

4 結論

以蘭州地區(qū)供暖建筑為例，探討了外墻外壁面換熱系數(shù)不同取值對散熱器傳熱特性和室內(nèi)熱環(huán)境的影響特征。得到了如下主要結論：

1)對于熱工性能一定的建筑墻體，在達到室內(nèi)供暖溫度要求情況下，考慮建筑物外部輻射和對流對外壁面的換熱過程作用，即外壁面換熱系數(shù)取8.1 W·m-2·°C-1時散熱器表面的換熱能力有所降低。

2)外墻外壁面換熱系數(shù)的取值對室內(nèi)溫度場和舒適性的影響均很微弱，但兩種取值方式下所得熱負荷之間的差異達到了6.2%，對于優(yōu)化供暖系統(tǒng)運行管理模式提供了理論參考。

3)客觀條件的變化可能會引起負荷的變化，但不會影響居住者的舒適性，這為人們尋求合理的節(jié)能措施和舒適性評價方法提供了新的思路。

4) 為了突出外壁面換熱系數(shù)的取值對室內(nèi)自然對流傳熱特性的影響，未對室內(nèi)輻射和自然對流間的相互作用對傳熱的影響進行研究，導致所得結果會有一定誤差。

考慮輻射時外壁面換熱系數(shù)取值對室內(nèi)傳熱特性的影響是下一步的研究內(nèi)容，并與本文結果進行對比。

[1]王燁, 王靖文, 王良璧, 等. 北方地區(qū)供暖情況下室內(nèi)熱環(huán)境數(shù)值分析[J]. 哈爾濱工程大學學報, 2014, 35(11): 1441-1445. WANG Ye, WANG Jingwen, WANG Liangbi, et al. Numerical analysis of the indoor thermal environment under the condition of heating in northern China [J]. Journal of Harbin Engineering University, 2014, 35(11): 1441-1445.

[2]劉艷峰, 劉加平. 建筑外壁面換熱系數(shù)分析[J]. 西安建筑科技大學學報：自然科學版, 2008, 40(3): 407-412. LIU Yanfeng, LIU Jiaping. Study of heat transfer coefficient at exterior building surface[J]. Journal of Xi’an University of Architecture & Technology：Natural Science Edition, 2008, 40(3): 407-412.

[3]孟慶林, 陳啟高, 冉茂宇, 等. 關于蒸發(fā)換熱系數(shù)he的證明[J]. 太陽能學報, 1999, 20(2): 216-219.MENGQinglin,CHENQigao,RANMaoyu,etal.Derivationofthevaporisingheattransfercoefficienthe[J].ActaEnergiaeSolarisSinica, 1999, 20(2): 216-219.

[4]陳啟高. 圍護結構隔熱計算中外表面換熱系數(shù)的取值[C]//陳啟高建筑物理學學術論文選集. 重慶, 中國，2004: 171-174.CHENQigao.Thevalueoftheheattransfercoefficientoftheoutersurfaceinthecalculationofthethermalinsulationoftheenvelope[C]//AnthologyofBuildingPhysicsAcademic.Chongqing,China,2004: 171-174.

[5]陶文銓. 數(shù)值傳熱學[M]. 第2版. 西安: 西安交通大學出版社, 2001:349.TAOWenquan.Numericalheattransfer[M]. 2nded.Xi'an:Xi'anJiaotongUniversityPress, 2001:349.

[6]HENKESRAWM,HOOGENDOORNCJ.Comparisonexerciseforcomputationsofturbulentnaturalconvectioninenclosures[J].NumericalHeatTransfer,PartB:Fundamentals:AnInternationalJournalofComputationandMethodology, 1995, 28(1): 59-78.

[7]HIROYUKIO,AKIRAM,MASARUO,etal.Numericalcalculationsoflaminarandturbulentnaturalconvectioninwaterinrectangularchannelsheatedandcooledisothermallyontheopposingverticalwalls[J].InternationalJournalofHeatandMassTransfer, 1985, 28(1): 125-138.

[8]XAMNJ,ARCEJ,LVAREZG,etal.Laminarandturbulentnaturalconvectioncombinedwithsurfacethermalradiationinasquarecavitywithaglasswall[J].InternationalJournalofThermalScience, 2008, 47(12): 1630-1638.

[9]WANGYe,WANGLiangbi.Applicationofanewturbulentk-εmodeltoheatingofaresidentbuilding[C]//The4thAsianSymposiumonComputationalHeatTransferandFluidFlow.HongKong, 2013.

[10]王燁, 王良璧. 一種用于分析封閉腔內(nèi)湍流自然對流換熱的k-ε新模型[J]. 應用力學學報, 2014, 31(5): 814-818. WANG Ye, WANG Liangbi. A newk-εmodelfortheturbulentnaturalconvectionheattransferinenclosure[J].ChineseJournalofAppliedMechanics, 2014, 31(5): 814-818.

[11]PATANKARSV.Numericalheattransferandfluidflow[M].Hemisphere,NewYork:CRCPress, 1980: 330-351.

[12]BEN-NAKHIA,MAHMOUDAM,MAHMOUDMA,etal.Improvingthermalperformanceoftheroofenclosureofheavyconstructionbuildings[J].AppliedEnergy, 2008, 85(10): 911-930.

[13]張旭, 李魁山. 幾個節(jié)能措施對夏熱冬冷地區(qū)居住建 筑能耗的敏感性分析[J]. 暖通空調(diào), 2008, 38(7): 10-14, 54.ZHANGXu,LIKuishan.Sensitivityanalysisofenergyconsumptionforresidentialbuildingsinhotsummerandcoldwinterzone[J].HV&AC, 2008, 38(7): 10-14, 54.

Influence of the heat transfer coefficient of the outer-surface on the natural convective heat transfer characteristics in a heating room

WANG Ye1,2, WANG Liangbi2,HU Wenting1, SUN Pengbao1

(1. School of Environmental and Municipal Engineering, Lanzhou Jiaotong University, Lanzhou 730070, China; 2. Key Laboratory of Railway Vehicle Thermal Engineering, Ministry of Education of China, Lanzhou Jiaotong University, Lanzhou 730070, China)

To study the relationship between the outer surface heat transfer coefficient of an external wall and the natural convective heat transfer characteristics in a heating room in Lanzhou, a revisedk-εmodelwasusedtonumericallyanalyzeindoornaturalconvectiveheattransferunderdifferentoutersurfaceheattransfercoefficientsoftheexternalwall.Thecorrespondingheatloadwasalsocompared.Theresultsindicatethat,undertheconditionsof18°Caverageindoorairtemperature,andtheoutersurfaceheattransfercoefficientoftheexternalwallissetto8.1W·m-2·°C-1,theheattransferabilityoftheradiatorsurface,consideringoutdoorradiationandevaporation,islessthanthatwhentheoutersurfaceheattransfercoefficientofexternalwallissetto23.3W·m-2·°C-1,accordingtotheHV&ACdesignspecification.Bothvaluesoftheoutersurfaceheattransfercoefficientoftheexternalwallhaveveryweakeffectsontheindoortemperaturefieldandthermalcomfort.However,thedifferenceofcalculatedheatloadbetweenthemhasreached6.2%.

building energy-saving;natural convection; heating; convective heat transfer coefficient; thermal comfort;numerical simulation

2014-11-18.

時間： 2015-08-24.

國家自然科學基金資助項目(51266004,51476073)；甘肅省自然科學基金資助項目(1308RJZA151).

王燁(1972-), 男, 教授.

王燁, E-mail:wangye@mail.lzjtu.cn.

10.3969/jheu.201411055

TU832

A

1006-7043(2015)09-1206-06

網(wǎng)絡出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.U.20150727.1306.007.html