冬季太陽能相變蓄熱通風(fēng)墻熱工性能的數(shù)值模擬

收稿日期：2021-12-16

通信作者：康 鑫（1984—），男，博士、副教授，主要從事燃燒、建筑室內(nèi)外環(huán)境、計(jì)算流體力學(xué)方面的研究。xkang@whut.edu.cn

DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2021-1545 文章編號(hào)：0254-0096（2023）04-0522-09

摘 要：在建筑通風(fēng)墻體中加入相變材料被認(rèn)為是改善其冬季熱工性能的有效方法。相變材料在墻體中可采用分塊的方法進(jìn)行宏觀封裝，此時(shí)材料在熔化過程中產(chǎn)生的自然對流現(xiàn)象十分顯著，不能被忽略。該文使用開源計(jì)算流體力學(xué)框架OpenFOAM下開發(fā)的求解器針對被動(dòng)式相變蓄熱通風(fēng)墻體的熱工性能開展了數(shù)值研究，以準(zhǔn)確模擬相關(guān)傳熱、流動(dòng)、相變等物理過程。計(jì)算結(jié)果表明：相變材料蓄熱墻能有效降低室內(nèi)溫度波動(dòng)；相變材料內(nèi)部的自然對流作用很大程度上影響著材料的熔化與凝固速度，因此材料封裝時(shí)的長寬比以及分塊方式應(yīng)做出審慎選擇。

關(guān)鍵詞：相變材料；被動(dòng)式太陽能建筑；數(shù)值模擬；通風(fēng)墻；焓-多孔介質(zhì)法

中圖分類號(hào)：TU111.4 """ 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0 引 言

建筑圍護(hù)結(jié)構(gòu)是影響建筑能耗的關(guān)鍵因素之一［1］?？赏ㄟ^對圍護(hù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行改造，提高其熱工性能，從而減少建筑能耗。采用通風(fēng)墻結(jié)構(gòu)是提高墻體熱工性能的有效改造方法之一。已有研究表明，通風(fēng)墻可提高室內(nèi)環(huán)境的熱舒適性和降低建筑能耗［2］。Seferis等［3］對通風(fēng)墻進(jìn)行實(shí)驗(yàn)與模擬研究，在夏季進(jìn)行通風(fēng)，減少熱量向室內(nèi)的傳遞，在冬季通過隔熱的方式減少熱量散失，表明通風(fēng)墻有利于建筑節(jié)能。對于外墻不透明的通風(fēng)墻，其在夏季有較好的節(jié)能效果［4］，但有研究表明，在冬季與不通風(fēng)的墻體相比，由于通風(fēng)墻的外層蓄熱能力較差，可能導(dǎo)致建筑的節(jié)能效果變差，需根據(jù)不同地區(qū)的特點(diǎn)及要求進(jìn)行設(shè)計(jì)［5］。

相變材料（phase change material，PCM）由于其較大的潛熱與熔化過程中極小的溫度變化被廣泛關(guān)注［6］，并被應(yīng)用在太陽能儲(chǔ)存、溫度控制等方面［7-8］。在建筑的圍護(hù)結(jié)構(gòu)中應(yīng)用相變材料，可提高圍護(hù)結(jié)構(gòu)的熱工性能。王華可兒等［9］在輕質(zhì)建筑中采用PCM墻板，研究結(jié)果表明PCM墻板通過減少溫度波動(dòng)提高了夏季和冬季的室內(nèi)舒適度，并且PCM融入南墻具有最好的經(jīng)濟(jì)效益。Kusama等［10］將PCM石膏用于墻壁和屋頂?shù)男顭岵牧希瑴y試證實(shí)PCM石膏板提供了高達(dá)82%的太陽輻射有效利用率。Devaux等［11］對帶有PCM的地暖系統(tǒng)進(jìn)行建模，模擬結(jié)果表明植入PCM后，節(jié)約能量可高達(dá)32%。將相變材料應(yīng)用在通風(fēng)墻中能實(shí)現(xiàn)太陽能在時(shí)間與空間上的轉(zhuǎn)移，提高通風(fēng)墻的蓄熱性能和室內(nèi)的熱舒適性。徐禮頡等［12］利用實(shí)驗(yàn)研究了一種雙流道的相變蓄熱通風(fēng)墻體，得出該系統(tǒng)有較好的采暖和防止過熱性能。李威等［13］在Trombe通風(fēng)墻的基礎(chǔ)上添加了微膠囊封裝的相變材料，對房間的采暖性能進(jìn)行非穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬分析，結(jié)果表明該墻體可使室內(nèi)夜間平均溫度提高約20%。李珊珊等［14］和朱娜等［15］對一種雙層（外部+內(nèi)部）相變材料Trombe墻冬夏兩季的熱工性能進(jìn)行數(shù)值模擬，研究表明該墻體在夏季可改善室內(nèi)過熱，延緩峰值溫度，提高室內(nèi)熱舒適性，而在冬季能減少熱量向外傳遞，并得出墻體外部相變材料的最佳相變溫度為30 ℃，內(nèi)部相變材料最佳相變溫度為18 ℃。陳超等［16］將相變材料與太陽能集熱器結(jié)合應(yīng)用到溫室大棚中，有效提高了太陽能溫室中墻體中間層的溫度和墻體的蓄熱能力。孫李媛等［17］對采用宏觀封裝相變材料的相變蓄熱Trombe墻進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，研究表明該系統(tǒng)在冬季能有效利用太陽能實(shí)現(xiàn)建筑的被動(dòng)采暖。

以往關(guān)于相變蓄熱通風(fēng)墻的研究主要關(guān)注室內(nèi)及墻體的溫度變化，但通常會(huì)忽略相變材料熔化過程中產(chǎn)生的自然對流現(xiàn)象（由于熔化的相變材料各處不均勻的溫度分布，在重力場中產(chǎn)生的浮升力而引起的流動(dòng)）。而實(shí)際上對于滿足自然對流產(chǎn)生條件的相變材料，該流動(dòng)現(xiàn)象由于能加速材料各部分的換熱，反過來對熔化進(jìn)程也有著不可忽視的影響。本文提出一種采用宏觀封裝相變材料的相變蓄熱通風(fēng)墻，將材料熔化過程中的自然對流考慮在內(nèi)，通過數(shù)值模擬重點(diǎn)研究該墻體在冬季工況下的熱工性能，分析相變材料全天24 h的熔化過程及其對室內(nèi)熱環(huán)境的影響；并對墻體中不同分塊情況下的相變材料（改變每一塊材料的長寬比）熔化情況進(jìn)行比較分析。

1 物理模型與數(shù)學(xué)模型

1.1 物理模型

本文所提出的相變蓄熱通風(fēng)墻結(jié)構(gòu)如圖1所示，包含墻體在內(nèi)的整個(gè)房間尺寸大小為3.0 m×2.4 m。相變蓄熱通風(fēng)墻位于房間的南墻（左端），右端北墻設(shè)為內(nèi)墻，垂直紙面方向與其他房間相鄰。通風(fēng)墻分為外層和內(nèi)層：均設(shè)有通風(fēng)口，可通過隔板進(jìn)行開閉。在冬季，外層墻上的通風(fēng)口關(guān)閉，而內(nèi)層墻的通風(fēng)口打開。墻體各部分所用材料參數(shù)如表1所示。數(shù)塊通過鋁制外殼進(jìn)行宏觀封裝的相變材料（基礎(chǔ)封裝方式為8塊）安裝在通風(fēng)墻的外層墻上，白天由于太陽輻射作用，當(dāng)外層墻溫度升高至相變材料的熔化溫度時(shí)，相變材料開始熔化并儲(chǔ)存熱量；同時(shí)，空氣層中的空氣被加熱，在浮升力作用下熱空氣上升，進(jìn)而造成室內(nèi)空氣的循環(huán)流動(dòng)。在夜間缺少外部能量輸入的情況下，相變材料通過進(jìn)行凝固散熱減少房間內(nèi)熱量向室外散失，以達(dá)到降低室內(nèi)溫度波動(dòng)的目的。模擬計(jì)算中選用的相變材料為Rubitherm公司生產(chǎn)的有機(jī)相變材料RT18［18］，其物性參數(shù)見表2。

1.2 數(shù)學(xué)模型

本文考慮相變材料在熔化中產(chǎn)生的自然對流。為便于模擬計(jì)算，對數(shù)學(xué)模型進(jìn)行合理地簡化，做出以下假設(shè)：

1）模擬是二維的；

2）相變材料中沒有過冷和相分離；

3）相變材料為各向同性，不可壓縮，密度為常數(shù)；

4）使用Boussinesq近似考慮相變材料的自然對流。

模擬計(jì)算采用的控制方程如式（1）～式（4）所示：

墻體固體材料的導(dǎo)熱方程為：

[?ρcT?t=▽?λ▽T]" （1）

空氣部分連續(xù)性方程為：

[?ρ?t+▽?ρU=0]"""" （2）

動(dòng)量方程為：

[?ρU?t+▽ρU?U=▽2μU-▽p+ρg]""""" （3）

能量方程為：

[?ρcT?t+▽?ρcTU=▽?λ▽T]" （4）

式中：[ρ]——材料密度，kg/m3；[c]——材料比熱容，J/（kg·K）；[T]——材料溫度，℃；t——時(shí)間，s；[λ]——材料導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）；[U]——流體的速度矢量，m/s；[μ]——流體的動(dòng)力黏度，kg/（m·s）；p——壓強(qiáng)，Pa；[g]——重力加速度，m/s2。

考慮室內(nèi)空氣流動(dòng)的湍流，采用的湍流模型為Realizable k-ε模型。

相變材料的熔化與流動(dòng)模擬采用Brent和Voller建立的焓-多孔介質(zhì)法［19］，對于液相分?jǐn)?shù)的處理采用R?sler和Brüggemann［20］提出的誤差函數(shù)的方法，以減少迭代次數(shù)，加快計(jì)算速度。

相變材料區(qū)域的連續(xù)性方程為：

[▽?U=0] （5）

能量方程為：

[?ρh?t+▽?ρhU=▽?λ▽T]"""" （6）

[h=hs+αL]""" （7）

[hs=TrefTc?dT]"""""" （8）

式中：[h]——相變材料的比焓，J/kg；[hs]——顯焓，J/kg；[αL]——相變材料的潛熱焓值，[α]為液相分?jǐn)?shù)，[L]為相變材料潛熱，J/kg；[Tref]——參考溫度，℃。

將式（7）、式（8）代入式（6）后得到新的能量方程為：

[?ρcT?t+▽?ρcTU=▽?λ▽T+Sh]"" （9）

[Sh=-L?ρα?t+▽?ρUα]"" （10）

式中：[Sh]——能量方程的源項(xiàng)。

引入誤差函數(shù)的液相分?jǐn)?shù)表達(dá)式為：

[α=0.5?erf4T-TmTl-Ts+0.5]"" （11）

[?α?t=4exp4T-TmTl-Ts2Tl-Tsπ?T?t]"""" （12）

[▽α=4exp4T-TmTl-Ts2Tl-Tsπ▽T]"" （13）

式中：[Tm]——熔點(diǎn)，℃；[Tl]——熔化上限溫度，℃；[Ts]——熔化下限溫度，℃。

將式（11）～式（13）代入式（9）、式（10）變形后得到相變材料區(qū)域的能量方程（計(jì)算中實(shí)際使用的）為：

[?ρcT?t+▽?ρcTU=▽?λ▽T+Sh，erf]"""" （14）

[Sh，erf=-ρL4?exp4T-TmTl-Ts2Tl-Tsπ??T?t+U?▽T]"""" （15）

式中：[Sh，erf]——使用誤差函數(shù)后能量方程的源項(xiàng)。

在R?sler和Brüggemann提出誤差函數(shù)法［20］之前，文獻(xiàn)中一般采用線性函數(shù)的方法對液相分?jǐn)?shù)進(jìn)行處理：

[α=0，Tlt;TsT-TsTl-Ts，Tslt;Tlt;Tl1，Tgt;Tl]" （16）

相變材料區(qū)域的動(dòng)量方程為：

[?ρU?t+▽ρU?U=?2μU-▽p+Sm+Sb]""""" （17）

[Sm=AαU]"" （18）

[Aα=-Amush1-α2α3+b]"" （19）

[Sb=ρg?1-maxβ?T-Tl，0]" （20）

式中：[Sm]——達(dá)西型源項(xiàng)；[Sb]——浮力源項(xiàng)；[Amush]——糊狀區(qū)常數(shù)，常取104～107，本文使用105；[b]——防止式中分母為零的常數(shù)，常取0.001；[β]——體積膨脹系數(shù)，K-1。

相變材料的物性采用對固相與液相物理參數(shù)進(jìn)行加權(quán)線性組合的方式進(jìn)行評估：

[X=αXl+1-αXs]" （21）

式中：[X]——相變過程中可變物性參數(shù)；[Xl]——固態(tài)物性參數(shù)；[Xs]——液態(tài)物性參數(shù)。

1.3 邊界條件和初始條件

采用中國典型的夏熱冬冷地區(qū)城市上海市的冬季室外氣候條件作為室外溫度邊界條件，采用李威等［13］的氣象數(shù)據(jù)為參考。墻體外層與室外空氣有對流與輻射換熱，外層墻的邊界條件為：

[-λ?T?n=hvT-Ten+εσT4-T4sky+Qsun]" （22）

[Ten=Tae+Tacosπ43200τ-25200，0≤τ≤86400]"""" （23）

[Tsky=0.552T1.5en]""""" （24）

[Qsun=φmax?sinπ?τ36000，0≤τlt;36000]"""" （25）

式中：[n]——法線方向上的單位矢量；[hv]——室外環(huán)境與墻體的對流換熱系數(shù)，[hv=2.8+3.0v]［21］（[v]為平均風(fēng)速3 m/s），W/（m2·K）；[Ten]——室外溫度，℃；[ε]——發(fā)射率，對于不透明的外墻，可以選擇高吸收率低發(fā)射率的外墻涂層（因此不考慮外墻反射率［21］），本工作中設(shè)置為0.1；[σ]——斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)，5.67×10-8 W/（m2·K4）；[Tsky]——天空溫度 ［22］，℃；[Qsun]——太陽輻照度，W/m2；[Tae]——平均環(huán)境溫度，10 ℃；[Ta]——振幅，5 ℃；[τ]——時(shí)間，s；[φmax]——太陽輻照度最大值，580 W/m2，持續(xù)時(shí)間為07：00-17：00。

外層墻的通風(fēng)口和房間上表面設(shè)為絕熱條件，即：

[▽T=0]" （26）

房間下表面和北墻的溫度簡化為恒溫10 ℃［13］。

不同區(qū)域間（氣-固/液-固/固-固）耦合共軛傳熱面的條件為界面兩側(cè)溫度與熱流密度保持相等：

[Ti=Tjqi=qj?-λi▽Ti=-λj▽Tj]"""" （27）

式中：[Ti、][Tj]——共軛傳熱面兩側(cè)的溫度，℃；[qi、][qj]——共軛傳熱面兩側(cè)的熱流密度，W/m2；[λi、][λj]——共軛傳熱面兩側(cè)的導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）。

整個(gè)系統(tǒng)的初始溫度為[Tinit=10 ℃]，初始流動(dòng)速度為[Ux=Uy=0]。

2 模型驗(yàn)證與網(wǎng)格獨(dú)立性檢查

本文中的數(shù)學(xué)模型實(shí)現(xiàn)在開源計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)軟件OpenFOAM中。將2.4版本中自帶的計(jì)算不同區(qū)域瞬態(tài)空氣流動(dòng)和固體導(dǎo)熱（通過共軛傳熱條件耦合）的chtMultiRegionFOAM求解器與R?sler和Brüggemann［20］的計(jì)算相變材料熔化與流動(dòng)的MeltFOAM求解器進(jìn)行結(jié)合，并通過修改相關(guān)代碼得到可用于求解固體-流體-相變材料耦合傳熱的新求解器PCMchtMultiRegionFOAM。

在控制方程組離散求解中，梯度項(xiàng)（[▽]）和拉普拉斯算子項(xiàng)（[▽]?[▽]）采用二階中心差分格式離散，對流散度項(xiàng)（[▽]?）采用二階迎風(fēng)格式離散。對于連續(xù)性方程與動(dòng)量方程中的壓力-速度耦合問題則采用經(jīng)典的PIMPLE算法處理。使用隱式歐拉格式進(jìn)行時(shí)間推進(jìn)，并設(shè)置最大CFL（Courant-Friedrichs-Lewy）數(shù)為0.5來控制時(shí)間步長，以確保數(shù)值穩(wěn)定性。

選擇文獻(xiàn)［23-24］中的實(shí)驗(yàn)分別對相變材料熔化模型與耦合傳熱模型進(jìn)行驗(yàn)證。

2.1 相變材料熔化模型驗(yàn)證

Gau等［23］在一個(gè)尺寸為88.9 mm×63.6 mm的矩形方腔中進(jìn)行了相變材料鎵熔化過程的實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)中對方腔左壁進(jìn)行加熱，使鎵熔化并產(chǎn)生自然對流，鎵流動(dòng)至右壁處進(jìn)行冷卻，而腔體頂部和底部則保持近似絕熱。冷卻壁面溫度固定為[Tcold=28.3 ℃]，并等于鎵的初始溫度，加熱壁面溫度固定為[Thot=38.0 ℃]。圖2展示了實(shí)驗(yàn)與本模擬工作中固-液相變界面的時(shí)間演化過程，并與Brent等［19］采用線性函數(shù)表達(dá)液相分?jǐn)?shù)的模擬結(jié)果進(jìn)行了對比?？煽闯觯M計(jì)算較準(zhǔn)確地重現(xiàn)了實(shí)驗(yàn)中的鎵熔化過程，相較于線性函數(shù)而言，使用誤差函數(shù)的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)曲線吻合更好；另外可看出在考慮自然對流作用后，方腔上部相變材料較下部材料熔化更快。

2.2 相變材料與空氣耦合傳熱模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證耦合傳熱模型的正確性，對Moreno等［24］進(jìn)行的實(shí)驗(yàn)展開了模擬計(jì)算。實(shí)驗(yàn)中厚度為0.01 m的宏觀相變材料PureTemp 29X被外層鋁板封裝在一尺寸為0.3 m×0.3 m的方腔右端，并采用恒定熱流密度250 W/m2對其進(jìn)行加熱，方腔左端保持恒定壁溫20 ℃，頂部與底部保持良好的絕熱條件。模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)對比（空氣部分的溫度、相變材料區(qū)的溫度以及相變材料外殼與空氣交界面的溫度）如圖3所示?？煽闯觯諝獠糠值臄?shù)據(jù)吻合良好；對相變材料區(qū)域與交界面而言，模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果中的溫度變化趨勢上大致相同，而在部分時(shí)間點(diǎn)上的溫度演化有些許誤差，但在可接受范圍內(nèi)。

通過以上兩個(gè)驗(yàn)證工作，可看出本文所采用的數(shù)學(xué)模型與數(shù)值求解方法能較準(zhǔn)確地重現(xiàn)相變材料熔化、流動(dòng)與傳熱的實(shí)際物理過程。

c. 相變材料中的溫度對比

2.3 網(wǎng)格劃分及獨(dú)立性驗(yàn)證

本工作中計(jì)算區(qū)域（通風(fēng)墻+室內(nèi)）的幾何模型較為規(guī)則，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算。為了加快熔化過程，在網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證中，外墻邊界采用定壁溫條件（50 ℃）。在相同的工況下對4種網(wǎng)格（數(shù)量分別為13328、19764、27126、42160）進(jìn)行對比計(jì)算。1 h后房間內(nèi)[X=1.5 m]（房間中軸線）處的高度方向上的空氣溫度分布對比如圖4a所示，相變材料區(qū)域中液相分?jǐn)?shù)大于0.9的部分所占比例如圖4b所示?？煽闯?，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量大于19764后，模擬產(chǎn)生的誤差已很小，平均相對誤差不超過5%。為節(jié)省計(jì)算時(shí)間并保證計(jì)算精度，本工作采用27126的網(wǎng)格數(shù)量。

3 結(jié)果與討論

3.1 相變蓄熱通風(fēng)墻的整體性能

為探究相變蓄熱通風(fēng)墻的整體性能，首先在其他條件保持一致的情況下，對比模擬有/無相變材料的通風(fēng)墻對室內(nèi)溫度變化的影響。圖5展示了全天24 h的室外溫度、有/無相變材料情況下室內(nèi)平均溫度、外墻表面溫度以及太陽輻照度的變化規(guī)律。

模擬過程中，太陽照射建筑外墻的時(shí)間為07：00—17：00，太陽輻照度的峰值出現(xiàn)在12：00，為580 W/m2；而17：00—次日07：00，房間無任何能量輸入。在該情況下，有/無相變材料的通風(fēng)墻對室內(nèi)溫度的影響展現(xiàn)出明顯的差異。對于有相變材料的房間，白天由于太陽輻射和室外對流換熱作用，在07：00—09：00，室內(nèi)溫度從10 ℃升至12.4 ℃。在09：00左右，外墻溫度達(dá)到相變材料的熔化溫度，相變材料開始熔化并吸收潛熱。由于該過程中相變材料溫度變化幅度很?。≧T18材料上/下限熔化溫度僅相差2 ℃），從而阻礙了室內(nèi)溫度的快速上升，從圖5可看到09：00之后室內(nèi)溫度的上升趨勢變緩。12：00后，太陽輻照度開始逐漸減小，當(dāng)太陽輻射量小于外墻與環(huán)境的換熱量時(shí)，外墻開始緩慢放熱，室內(nèi)溫度在12：40后出現(xiàn)略微下降。在17：00之后，太陽輻射完全消失，房間內(nèi)溫度進(jìn)一步降低。然而由于此時(shí)相變材料成為室內(nèi)的主要熱源，使得室內(nèi)平均溫度的下降幅度極小，在03：00之前均能保持在12 ℃以上。至次日05：00，相變材料基本凝固完全，釋放全部潛熱，房間內(nèi)的平均溫度為11.1 ℃。而對于無相變材料的情況，由于缺乏關(guān)鍵的蓄熱作用，白天室內(nèi)溫度迅速升高；在12：00之后，太陽輻照度減小，室內(nèi)溫度也隨之降低，并且在17：00無太陽輻射后，迅速降至13 ℃左右，在19：00后，室內(nèi)溫度接近室外的溫度，夜間溫度最低達(dá)到了5.9 ℃。通過對比可看出，相變材料的加入使得室內(nèi)溫度的變化趨于平緩，且對室外環(huán)境變化的響應(yīng)變慢。有相變材料的房間室內(nèi)平均溫度最大值出現(xiàn)在12：40，為13.3 ℃，并且在太陽輻射降低后，未出現(xiàn)室內(nèi)溫度迅速下降的情況；而對于無相變材料的房間，其室內(nèi)平均溫度最大值出現(xiàn)在12：25，接近太陽輻照度峰值時(shí)刻，為23.6 ℃。

圖6和圖7展示了有/無相變材料的房間內(nèi)溫度場云圖和速度場流線圖。通過對比可看出，在白天，無相變材料的房間整體溫度高于有相變材料的房間，對于無相變材料的房間，其頂部與底部的空氣溫度相差很大，房間頂部溫度達(dá)到了38 ℃，而房間底部0.5 m高度處的溫度僅約為15 ℃；而在有相變材料的房間內(nèi)，頂部和底部空氣的溫差大幅減小，房間頂部溫度在17 ℃左右，房間內(nèi)最大溫差約為7 ℃。在夜間，無相變材料房間受外界環(huán)境的影響更大，其溫度整體比有相變材料的房間低；而對于有相變材料的房間，其溫度分布與白天情況大致相同，僅平均溫度有略微降低，在次日早上相變材料幾乎完全凝固時(shí)，才看到溫度有明顯的下降。通過觀察房間內(nèi)的速度場流線圖可發(fā)現(xiàn)，對于無相變材料的房間，由于其白天溫升很快且在空間上有較大溫差，而夜間室內(nèi)溫度又經(jīng)歷迅速下降，導(dǎo)致其晝夜空氣層中流速差距較大：在12：00可達(dá)到的最大值為0.48 m/s，而夜間降至0.1 m/s的水平，房間其他區(qū)域由于側(cè)壁和地面溫度高于房間內(nèi)部溫度而出現(xiàn)不規(guī)則流動(dòng)，且近壁面處的流動(dòng)方向與白天相反。對于有相變材料的房間，其全天的空氣流速變化不大，即使在24：00，由于相變材料的放熱作用，空氣層中最大流速也能維持在0.2 m/s左右。另外，有相變材料房間上部通風(fēng)口處的渦旋尺度始終保持在一個(gè)較穩(wěn)定的水平，其卷吸作用對室內(nèi)空氣流動(dòng)起著一定的正面促進(jìn)效果；而對無相變材料的房間而言，該處渦旋尺度晝夜變化極大，夜間由于流速很小，基本已消失。

3.2 相變材料熔化與凝固過程分析

當(dāng)白天相變材料RT18溫度達(dá)到其熔化下限溫度（17 ℃）時(shí)，該材料開始熔化。8塊通過鋁制外殼進(jìn)行宏觀封裝的相變材料安裝在通風(fēng)墻外層，從房間頂部排列至底部，序號(hào)為1～8，其熔化情況如圖8的液相分?jǐn)?shù)云圖所示。由于鋁制外殼的極高熱導(dǎo)率，外界熱量能夠較快地傳遞給相變材料，其熔化過程首先從材料四周與鋁殼接觸部分開始，而其內(nèi)部遠(yuǎn)遠(yuǎn)滯后。此外，由于熔化過程開始時(shí)刻的室外溫度較室內(nèi)更高，外側(cè)相變材料吸熱更大而產(chǎn)生更顯著的自然對流現(xiàn)象，導(dǎo)致其較內(nèi)側(cè)靠近空氣層的部分熔化速度更快。

以位于房間最上部的相變材料塊1為例來觀測蓄熱墻體中相變材料隨時(shí)間連續(xù)推進(jìn)（每間隔1 h）的熔化與凝固過程，其內(nèi)部液相分?jǐn)?shù)隨時(shí)間變化情況如圖9所示。09：00左右，相變材料伴隨著吸收潛熱，緩慢開始其熔化過程；在12：00，太陽輻照度達(dá)到峰值的時(shí)刻，其內(nèi)部仍有很大部分呈現(xiàn)出固相未熔化狀態(tài)；此后雖然太陽輻照度和室外溫度均開始下降，但相變材料仍處于吸熱狀態(tài)，熔化程度繼續(xù)加深；在17：00之后，由于缺乏太陽輻射的外界能量輸入，相變材料從外側(cè)開始其凝固過程，在13 h后于次日06：00達(dá)到完全凝固狀態(tài)。相變材料塊1在12：00的速度場如圖10所示，以說明其在熔化過程中的內(nèi)部流動(dòng)情況。在相變材料熔化過程中伴隨的自然對流作用下，材料熔化成液相后通過浮力上升，并在上部從靠近室外一側(cè)向室內(nèi)側(cè)移動(dòng)，加速室內(nèi)側(cè)材料的熔化。之后，液相材料接觸到未熔化的固相部分，通過加熱固相材料而冷卻下降，直至沉降底部后通過外墻吸熱繼續(xù)上升，完成了一個(gè)流動(dòng)循環(huán)。

由于空氣在空氣層中從房間底部較冷狀態(tài)被相變材料加熱上升至頂部較熱狀態(tài)，與其對應(yīng)的下部相變材料塊8較頂部材料塊1有更大的散熱損失，因此相變材料塊從上至下（1→8）熔化速度逐步變緩，如圖8所示，但該差異較為有限。而值得注意的是在夜間相變材料的放熱過程中（圖8c），底部材料塊較頂部而言，有著顯著快速的凝固速度。

3.3 相變材料分塊方式的影響

相變材料不同的宏觀封裝方式將影響通風(fēng)蓄熱墻中相變材料的熔化過程。本工作將外層墻中的相變材料進(jìn)行整體1塊以及4、8、12塊分塊封裝，得到不同的材料塊長寬比，如圖11所示。圖12展示了1、4與12塊封裝方式下的相變材料熔化與凝固情況（8塊作為基礎(chǔ)方式，已在前文中展示）。相變材料為1塊整體時(shí)，由于外殼的長寬比極大，自然對流在很大的尺度下發(fā)生，導(dǎo)致液相材料集中在上部，而房間下部靠近空氣層的相變材料幾乎未熔化；材料在夜間的放熱也極不充分，在次日07：00可明顯看到其上部仍有較多未完全凝固的部分。分為4塊的相變材料同樣有顯著的自然對流現(xiàn)象，房間下部的材料塊難以完全熔化；在凝固放熱時(shí)，下部的兩塊在次日07：00達(dá)到完全凝固狀態(tài)，而房間上部的塊1仍有少量部分未完全凝固。由前文討論已知，分為8塊的相變材料每塊都可達(dá)到較深入且一致的熔化狀態(tài)，同時(shí)在夜間也能進(jìn)行幾乎完全的凝固過程，如圖8所示。當(dāng)相變材料分為12塊時(shí)，材料熔化程度也較為充分；但其凝固過程也需要更長的時(shí)間，若分塊數(shù)量繼續(xù)增加，則可能無法完全凝固。此外，增加分塊數(shù)量也意味著材料封裝與安裝復(fù)雜性的提升。因此在綜合考慮材料熔化與凝固的充分性以及封裝與安裝的便利性后，可得出8塊的封裝方式為最優(yōu)方式。

4 結(jié) 論

本文對一種新型的、對相變材料進(jìn)行宏觀分塊封裝的蓄熱通風(fēng)墻在冬季時(shí)的熱工性能展開了數(shù)值模擬研究，重點(diǎn)分析探討了全天室外溫度和太陽輻照度變化時(shí)，室內(nèi)溫度的響應(yīng)情況和相變材料的熔化過程以及相變材料的宏觀封裝方式對其熔化與凝固過程的影響。結(jié)果表明：

1） 在通風(fēng)墻的外層墻上安裝相變材料可有效地減小室內(nèi)溫度波動(dòng)，白天和夜間的溫度基本都能維持在11～13 ℃這一穩(wěn)定的區(qū)間內(nèi)；而對于無相變材料的情況，由于其受到室外環(huán)境變化的影響，室內(nèi)晝夜溫差高達(dá)17.7 ℃。

2） 蓄熱通風(fēng)墻中的相變材料從09：00—17：00經(jīng)歷著由四周向內(nèi)側(cè)緩慢進(jìn)行的熔化過程以儲(chǔ)存熱能，從17：00太陽輻射消失后至次日07：00則進(jìn)行著同樣由材料四周向內(nèi)側(cè)推進(jìn)的凝固過程而向室內(nèi)放熱。對于外層墻中從上至下分塊安裝的相變材料塊，靠近房間上部的材料塊熔化速度稍快，而凝固過程則比靠近房間下部的材料塊慢一定程度。

3） 在選擇相變材料宏觀分塊封裝方式時(shí)，需綜合考慮材料熔化與凝固的充分性以及封裝與安裝的便利性。在本文所討論的4種方式（整體1塊以及4、8、12塊分塊封裝）中，8塊的分塊封裝方式是性能最優(yōu)的選擇。

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NUMERICAL SIMULATIONS ON THERMAL PERFORMANCES OF

PASSIVE SOLAR VENTILATED WALLS WITH LATENT HEAT

STORAGE IN WINTER

Chen Jiahui1，Kang Xin1，2

（1. School of Civil Engineering and Architecture， Wuhan University of Technology， Wuhan 430070， China；

2. Hubei Green and Intelligent Building Engineering Technology Research Center， Wuhan 430070， China）

Abstract：Adding phase change materials （PCMs） to building ventilation wall is considered to be an effective means to improve its thermal performance in winter. PCMs can be packaged macroscopically in the wall by the method of block. At this time， the phenomenon of natural convection generated in the melting process of materials is very significant and cannot be ignored. In this paper， thermal performances of passive solar ventilation walls with latent heat storage are studied， by using the numerical solver developed based on the open-source CFD framework OpenFOAM. Physical processes of heat transfer， flow dynamics， and phase change of materials are accurately predicted. The results show that the thermal storage wall of PCMs can effectively reduce the fluctuation of indoor temperature. In addition， natural convection in the PCMs greatly affects the melting and solidification rate of materials. Therefore， the length-to-width ratios of PCMs and its blocking-arrangements should be carefully selected.

Keywords：phase change materials； passive solar buildings； numerical simulation； ventilated wall； enthalpy porosity method