朱桂華，鄧玲，張春成，周永海，石宗利

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自保溫石膏基砌塊傳熱模擬及結(jié)構(gòu)優(yōu)化

朱桂華1，鄧玲1，張春成1，周永海1，石宗利2

(1. 中南大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，湖南 長沙，410083；2. 湖南大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長沙，410082)

針對自保溫石膏基砌塊的熱工性能，利用有限元分析軟件ANSYS二維數(shù)值模擬砌塊的傳熱過程，進(jìn)行熱流密度場分析并計算其傳熱系數(shù)，進(jìn)一步探討肋的結(jié)構(gòu)形式及空氣間層分布對砌塊傳熱的影響從而對砌塊結(jié)構(gòu)形式進(jìn)行優(yōu)化。采用防護(hù)熱箱法對優(yōu)化后的砌塊模型進(jìn)行實驗研究檢測其傳熱系數(shù)，并利用加水平和豎向灰縫的三維模型模擬真實實驗環(huán)境下砌塊的傳熱過程。研究結(jié)果表明：薄空氣間層與發(fā)泡石膏填充材料相結(jié)合的石膏基砌塊為優(yōu)化后的砌塊結(jié)構(gòu)形式。三維數(shù)值模擬結(jié)果與實驗檢測結(jié)果較吻合。

自保溫石膏基砌塊；數(shù)值模擬；傳熱系數(shù)；空氣間層；結(jié)構(gòu)優(yōu)化

在能源消耗中，建筑能耗占人類總能耗的比例甚高，一般為30%~40%[1]，近年來建筑規(guī)模不斷加大，世界節(jié)能浪潮的主流之一，大力發(fā)展自保溫砌塊是建筑砌塊行業(yè)的發(fā)展方向[2?3]。自保溫石膏基砌塊是通過在空心砌塊中填充導(dǎo)熱系數(shù)極小的保溫材料從而達(dá)到自保溫的目的。均質(zhì)材料的傳熱性能通常用導(dǎo)熱系數(shù)來表征，但自保溫石膏基砌塊屬于非均質(zhì)材料，傳熱系數(shù)是評價該類砌塊熱工特性的主要參數(shù)。傳熱阻是表征圍護(hù)結(jié)構(gòu)阻抗傳熱能力的物理量，為傳熱系數(shù)的倒數(shù)。國內(nèi)外對砌塊的傳熱研究主要集中在平均熱阻值計算方面。謝坤等[4?5]提出一個簡便的混凝土空心砌塊平均熱阻計算方法，且按材料的導(dǎo)熱系數(shù)比給出明確的相應(yīng)的修正系數(shù)，但計算結(jié)果仍然存在較大誤差；Neaca等[6]研究封閉墻體傳熱，利用拉普拉斯轉(zhuǎn)換描述其數(shù)學(xué)模型并用電路類比法(電阻代表墻壁的熱阻，電容代表儲存的熱通量)研究其傳熱過程并通過Matlab中的Simulink平臺仿真分析，提出2種方法確定線性系統(tǒng)的矩陣模型；Demirel等[7?10]對砌塊進(jìn)行二維及三維有限元分析，分析表明ANSYS在模擬砌塊傳熱分析方面具有較高的精度。鑒于上述理論計算困難且Simulink建模參數(shù)不精確，本文作者以某公司的自保溫石膏基砌塊(以下簡稱為砌塊A，砌塊A是由石膏基復(fù)合膠凝材料制成的外殼框架和發(fā)泡石膏填充材料復(fù)合而成)為分析對象，對其傳熱系數(shù)進(jìn)行ANSYS有限元模擬分析，優(yōu)化砌塊的結(jié)構(gòu)形式，并采用防護(hù)熱箱法進(jìn)行砌塊傳熱系數(shù)的實驗驗證。

1 砌塊傳熱二維模型的建立與模擬結(jié)果分析

基于自保溫石膏基砌塊種類繁多，現(xiàn)以湖南某公司生產(chǎn)的砌塊A為研究對象，其長×寬×高為420 mm×240 mm×90 mm。該復(fù)合砌塊的傳熱屬于復(fù)雜的三維傳熱，假定復(fù)合砌塊外表面的頂部和底部絕熱，并指定其前后側(cè)面有特定的均勻的表面溫度，將其簡化為靜態(tài)二維穩(wěn)定傳熱[11]。用ANSYS分析軟件建立二維模型并選擇Solid Quad 4nodes 55熱分析單元，分配砌塊的材料屬性并劃分網(wǎng)格，組成材料的屬性及對應(yīng)的測量設(shè)備如表1所示。然后對有限元模型前側(cè)面上的所有節(jié)點施加恒定溫度荷載20 ℃，后側(cè)面上所有節(jié)點施加恒定溫度荷載?15 ℃。砌塊A的二維模型圖及網(wǎng)格劃分如圖1所示。

表1 組成材料的屬性與對應(yīng)的測量設(shè)備

(a) 二維模型圖；(b) 二維網(wǎng)格圖

圖1 砌塊A的二維模型圖和網(wǎng)格圖

Fig. 1 2D model and 2D grid of block A

圖2所示為砌塊A的熱流密度分布圖。由圖2可見：砌塊內(nèi)各部位傳熱的微觀情況。復(fù)合砌塊在縱向肋處產(chǎn)生了熱橋效應(yīng)，縱向肋處熱流密度極高，而其附近熱流密度較低。這種現(xiàn)象的產(chǎn)生歸因于設(shè)定的砌塊前后側(cè)面溫差較大，且砌塊外殼材料和填充材料導(dǎo)熱系數(shù)相差較大。

圖2 砌塊A熱流密度分布圖

圖3(a)所示為砌塊A后側(cè)面熱流密度沿(砌塊長度方向，長度=0.42 m)方向的分布圖，砌塊后側(cè)面熱流密度最低為11.116 W/m2，最高為35.105 W/m2。對砌塊A后側(cè)面熱流密度進(jìn)行方向的線積分，所得熱流密度積分值如圖3(b)所示，其總的熱流密度= 8.024 W/m2。

(a) 熱流密度沿方向分布圖；(b) 沿方向熱流密度積分圖

圖3 砌塊A的熱流密度沿方向分布圖和沿方向熱流密度積分圖

Fig. 3 Distribution of heat flux density alongdirection and integral figure of heat flux density alongdirection of brock A

2 砌塊結(jié)構(gòu)形式優(yōu)化

2.1 肋的形式對復(fù)合砌塊傳熱系數(shù)的影響

由圖2可知：砌塊三條縱向肋處熱流密度密集，熱橋效應(yīng)明顯，為了提高復(fù)合砌塊的保溫性能，減緩熱橋效應(yīng)降低砌塊的傳熱系數(shù)，故將砌塊A中的3條肋減少為2條肋，即圖4(a)中的砌塊B。同理模擬得到砌塊B的傳熱系數(shù)為0.481 W/(m2·K)，小于砌塊A的傳熱系數(shù)0.546 W/(m2·K)。模擬結(jié)果表明：降低復(fù)合砌塊縱向肋的條數(shù)可以降低砌塊的傳熱系數(shù)。但是降低縱向肋條數(shù)其結(jié)構(gòu)強度是否滿足要求，有待進(jìn)一步研究。

旨在解決砌塊B結(jié)構(gòu)不穩(wěn)定的問題，故在砌塊B中間添加一條橫向肋(即圖4(b)中的砌塊C，其中為橫向肋的長度)。同理模擬得砌塊C的傳熱系數(shù)為0.49 W/(m2·K)，模擬結(jié)果表明：橫向肋的添加對縱向傳熱影響不明顯，復(fù)合砌塊傳熱系數(shù)僅存在小幅度升高(0.009 W/(m2·K)，升高幅度約為1.87%)。

(a) 砌塊B；(b) 砌塊C

圖4 砌塊B和砌塊C的二維模型圖

Fig. 4 2D models of block B and block C

砌塊C中橫向肋長度的大小影響復(fù)合砌塊的傳熱系數(shù)，對不同長度橫向肋的砌塊C的傳熱進(jìn)行有限元模擬，所得砌塊傳熱系數(shù)隨橫向肋長度變化的關(guān)系如圖5所示。

圖5 橫向肋長度l與傳熱系數(shù)k的關(guān)系圖

由圖5可知：當(dāng)88≤＜188 mm時，傳熱系數(shù)先升高再降低；188＜≤268 mm時，該類砌塊的傳熱系數(shù)升高作用明顯；在88≤≤268 mm整段曲線上，傳熱系數(shù)在=188 mm取得1個極小值。由于橫向肋長度過長或過短都會在一定程度上抵消該種結(jié)構(gòu)形式結(jié)構(gòu)穩(wěn)定的優(yōu)勢；而當(dāng)=188 mm時，橫肋長度適中且傳熱系數(shù)較低。綜合以上分析，選用188 mm作為橫向肋長度。

2.2 空氣間層分布對復(fù)合砌塊傳熱系數(shù)的影響

空氣是熱的不良導(dǎo)體，封閉的空氣間層導(dǎo)熱系數(shù)很低，Stephan等[12]研究了在不同壓力不同溫度下空氣的導(dǎo)熱系數(shù)分布情況，查得壓力為101.325 kPa、溫度為300 K時空氣導(dǎo)熱系數(shù)為0.026 W/(m·K)，低于自制的發(fā)泡石膏保溫材料的導(dǎo)熱系數(shù)0.056 1 W/(m·K)。當(dāng)磚體內(nèi)空氣間層的寬高比/＜0.28，且≤0.035 6 m時，空氣間層傳熱由導(dǎo)熱占主導(dǎo)，空氣間層的傳熱可近似作為純導(dǎo)熱[13]，此種空氣間層的添加將降低砌塊的傳熱系數(shù)；若空氣間層不滿足此條件時，空氣傳熱由導(dǎo)熱占主導(dǎo)轉(zhuǎn)變?yōu)閷α鱾鳠嵴贾鲗?dǎo)，則不能當(dāng)作純導(dǎo)熱來計算，需考慮空氣對流傳熱的影響，且空氣的對流傳熱傳遞的熱量相比空氣的純導(dǎo)熱大得多，此種空氣間層的添加反而會加大砌塊的傳熱系數(shù)。綜上所述，較薄的空氣間層可以降低砌塊的傳熱系數(shù)，故在砌塊C中添加厚度為10 mm的薄空氣間層如圖6(b)中砌塊D，空氣間層厚度較大時，反而會促進(jìn)砌塊內(nèi)部的熱傳遞，加大砌塊傳熱系數(shù)如圖6(c)中砌塊E；另一方面，填充材料的導(dǎo)熱系數(shù)(0.056 1 W/(m·K))同樣較低，也能降低砌塊的傳熱系數(shù)。為了驗證薄空氣間層和填充材料對該類結(jié)構(gòu)形式的砌塊傳熱的貢獻(xiàn)，不妨假定=188 mm，在此基礎(chǔ)上設(shè)計了4種形式：砌塊C(無空氣間層)、砌塊D(薄空氣間層與填充材料)、砌塊E(全空氣間層)和砌塊F(全部薄空氣間層)，如圖6所示。

(a) 砌塊C(無空氣間層)；(b) 砌塊D(薄空氣間層與填充材料)；(c) 砌塊E(全空氣間層)；(d) 砌塊F(全薄空氣間層)

圖6 4種砌塊優(yōu)化模型

Fig. 6 Four kinds of optimized blocks

在計算含空氣間層的砌塊D與F時，因其空氣間層全為薄空氣間層，滿足近似為純導(dǎo)熱的條件，因而不考慮空氣對流傳熱的影響。而砌塊E中腔的2種形式的空氣間層：1/1=1.85，1=0.148 m；2/2=0.346，2=0.065 m，均不滿足近似為純導(dǎo)熱的條件，需考慮空氣對流傳熱?？諝忾g層平均對流傳熱系數(shù)計算公式=0.88(sw?se)+1.49(式中sw和se分別為空氣間層高溫側(cè)和低溫側(cè)壁面溫度[14])。通過上述公式計算對砌塊E中腔的空氣間層與砌塊界面設(shè)置平均對流傳熱系數(shù)為4 W/(m2·K)。

對以上C，D，E和F 4種砌塊模型的傳熱系數(shù)進(jìn)行模擬計算，模擬結(jié)果分別為0.490，0.460，1.100和0.395 W/(m2·K)。

對比分析模型C與D，薄空氣間層與填充材料模型D較無空氣間層模型C傳熱系數(shù)低，可見加入薄空氣間層在節(jié)約材料的同時可以降低砌塊傳熱系數(shù)；對比D與E，有填充料的砌塊模型D比全空氣間層砌塊模型E的傳熱系數(shù)要低得多，可見加填充料能夠有效的降低砌塊的傳熱系數(shù)；此外，模擬結(jié)果顯示全薄空氣間層模型F在降低傳熱方面效果最明顯，但此砌塊模型從模具制造和加工要求而言容易造成缺陷；砌塊D添加薄空氣間層和橫向肋一方面彌補了砌塊A傳熱系數(shù)高的缺陷，另一方面也彌補了砌塊B結(jié)構(gòu)不穩(wěn)定的缺陷。

綜上所述，薄空氣間層與發(fā)泡石膏填充材料相結(jié)合的石膏基砌塊(即砌塊D結(jié)構(gòu)形式)具有傳熱系數(shù)低、結(jié)構(gòu)穩(wěn)定且加工方便的特點，為優(yōu)化后的自保溫石膏基砌塊結(jié)構(gòu)。

3 砌塊傳熱實驗研究與三維模擬

3.1 砌塊傳熱實驗研究及三維模型建立

以砌塊D為研究對象，采用防護(hù)熱箱法檢測砌塊傳熱系數(shù)時，需將砌塊砌筑成墻體，各砌塊間均包含水平和豎向灰縫，如圖7(a)所示，而灰縫材料的導(dǎo)熱系數(shù)較大，這部分材料會對砌塊傳熱系數(shù)的測量值有很大的影響。因而對砌塊建立有限元模型時，需考慮灰縫材料對砌塊傳熱系數(shù)的影響，將自保溫石膏基砌塊傳熱模型簡化為1個六面體，其中間為自保溫石膏基砌塊，砌塊上下與左右的4個面為半個灰縫厚度(水平、豎向灰縫均以10 mm計)約5 mm的砂漿層，假設(shè)砌塊的材料顆粒都處于靜止?fàn)顟B(tài)并不受相位變化的熱和潛熱的影響[15?16]，簡化模型如圖7(b)所示。因砌塊上下表面添加了砂漿層，而砂漿層材料與外殼框架、填充材料、空氣的導(dǎo)熱系數(shù)不同，砌塊垂直于厚度方向的截面溫度分布不再一致，不可簡化為二維模型，需采用三維有限元模擬。

(a) 砌塊D砌筑式樣；(b) 砌塊D(含灰縫)簡化模型

圖7 砌塊D砌筑式樣和砌塊D(含灰縫)簡化模型

Fig. 7 Specimen builded by block D and simplified model of block D with masonry mortar

砌塊D三維有限元模型如圖8所示，將灰縫材料均布于砌塊上下側(cè)邊面和左右側(cè)邊面，即每個砌塊單元包含水平和豎向砂漿灰縫，厚度為5 mm。三維有限元模擬采用SolidBrick 8nodes 70單元。

圖8 砌塊D三維模型

建好三維模型并選好分析單元后，首先砌體肋部及孔洞處相對應(yīng)體分配材料屬性，然后對有限元模型中外側(cè)上所有節(jié)點施加恒定溫度荷載20 ℃，對內(nèi)側(cè)表面上所有節(jié)點施加恒定溫度荷載?15 ℃(實驗檢測中調(diào)節(jié)熱室和冷室溫度使砌塊熱室側(cè)的壁面溫度和冷室側(cè)的壁面溫度分別為20 ℃和?15 ℃)。因砌塊內(nèi)部空氣間層滿足/＜0.28，且≤0.035 6 m，將其視為純導(dǎo)熱，忽略空氣與砌塊內(nèi)壁間的對流傳熱。

3.2 砌塊三維模擬結(jié)果分析

圖9所示為模擬所得的砌塊D前側(cè)面熱流密度分布圖。由圖9可見：整個前側(cè)面共7 093個節(jié)點，熱流密度最小值為11.6 W/m2，最大值為48.715 W/m2。利用ANSYS后處理器列出7 093個節(jié)點的熱流密度，并對其求取平均值，得平均熱流密度=23.972 W/m2。

圖9 砌塊D前側(cè)面熱流密度分布圖

利用防護(hù)熱箱法檢測砌塊D所得傳熱系數(shù)為0.696 W/(m2·K)，因二維模擬不含灰縫的砌塊D的傳熱系數(shù)為0.467 W/(m2·K)，與檢測值相差較大，證明：砂漿灰縫的加入對砌塊砌成墻體后傳熱影響較大。砌塊D含灰縫的三維模擬值0.685 W/(m2·K)與實驗檢測值0.696 W/(m2·K)相差僅1.6%，驗證了ANSYS有限元模擬砌塊傳熱的準(zhǔn)確性。

4 結(jié)論

1) 減少縱向肋條數(shù)可以降低砌塊傳熱系數(shù)，橫向肋的添加及其長度變化對縱向傳熱影響較小。

2) 空氣間層厚度較小時不考慮對流，但當(dāng)空氣間層厚度較大時，空氣對流較明顯，反而會促進(jìn)砌塊內(nèi)部的熱傳遞，加大砌塊的傳熱系數(shù)，因而在設(shè)計砌塊時添加薄空氣間層可以降低其傳熱系數(shù)。

3) 采用薄空氣間層與發(fā)泡石膏填充材料相結(jié)合的石膏基砌塊具有傳熱系數(shù)低、結(jié)構(gòu)穩(wěn)定且成型方便的特點，為優(yōu)化后的自保溫石膏基砌塊結(jié)構(gòu)。

4) 模擬含灰縫的三維砌塊模型所得砌塊傳熱系數(shù)0.685 W/(m2·K)與實驗檢測值0.696 W/(m2·K)的相對誤差僅1.6%，驗證了ANSYS有限元模擬砌塊傳熱的準(zhǔn)確性。

[1] Mohsen M S, Akash B A. Some prospects of energy savings in buildings[J]. Energy Conversion and Management, 2001, 42(11): 1307?1315.

[2] Perez-Lombard L, Ortiz J, Pout C. A review on buildings energy consumption information[J]. Energy and Buildings, 2008, 40(3): 394?398.

[3] Cai W G, Wu Y, Zhong Y, et al. China building energy consumption: situation, challenges and corresponding measures[J]. Energy Policy, 2009, 37(6): 2054?2059.

[4] 謝坤, 劉唯廣, 齊旭東. 復(fù)合砌塊傳熱研究[J]. 新型建筑材料, 2008(9): 62?65.
XIE Kun, LIU Weiguang, QI Xudong. Research on heat transfer of composite block[J]. New Building Materials, 2008(9): 62?65.

[5] 徐紅仙, 薛群虎, 李壽德, 等. 復(fù)合砌塊熱阻的簡化計算[J]. 硅酸鹽通報, 2011, 30(6): 1430?1433.
XU Hongxian, XUE Qunfu, LI Shoude, et al. Simplified calculation for thermal resistance of composite block[J]. Bulletin of Silicic Acid, 2011, 30(6): 1430?1433.

[6] Neaca A M, Neaca M I. Thermal transfer through the walls of an enclosed area: Different methods of simulation[C]// 2012 International Conference on Applied and Theoretical Electricity (ICATE). Craiova: IEEE, 2012: 1?4.

[7] Demirel B. Optimization of the composite brick composed of expanded polystyrene and pumice blocks[J]. Construction and Building Materials, 2013, 40: 306?313.

[8] del Coz Díaz J J, Garcia Nieto P J, Martínez-Luengas A L, et al. Non-linear thermal analysis of the efficiency of light concrete big-holed bricks by FEM[J]. AIP Conference Proceedings, 2012, 1504(1): 1178?1181.

[9] 馬保國, 黃祥, 穆松, 等. 基于ANSYS的燒結(jié)多孔磚熱模擬研究[J]. 磚瓦, 2009(12): 14?16.
MA Baoguo, HUANG Xiang, MU Song, et al. Thermal simulation of sintered porous brick based on ANSYS[J]. Tile, 2009(12): 14?16.

[10] 王曉璐, 黃大宇. 節(jié)能多孔磚墻體熱工性能的數(shù)值計算及應(yīng)用分析[J]. 四川建筑科學(xué)研究, 2010, 36(4): 275?280.
WANG Xiaolu, HUANG Dayu. Numerical calculation and analysis of application for the heat transference performance of porous brick[J]. Building Science Research of Sichuan, 2010, 36(4): 275?280.

[11] Zhao C Y, Tao W Q. Natural convections in conjugated single and double enclosures[J]. Heat and Mass Transfer, 1995, 30(3): 175?182.

[12] Stephan K, Laesecke A. The thermal conductivity of fluid air[J]. Journal of Physical and Chemical Reference Data, 1985, 11: 227?234.

[13] 文進(jìn), 劉進(jìn)驅(qū). 多孔磚孔洞排布與熱阻大小[J]. 房材與應(yīng)用, 2000, 28(5): 35?36.
WEN Jing, LIU Jinqu. Holes arrangement and thermal resistance size of the porous brick[J]. Housing Materials and Application, 2000, 28(5): 35?36.

[14] Dos Santos G H, Mendes N. Heat, air and moisture transfer through hollow porous blocks[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2009, 52(9): 2390?2398.

[15] 彭翰翔, 袁建偉, 徐生. 節(jié)能混凝土多孔磚墻體溫度場數(shù)值模擬研究[J]. 山西建筑, 2008, 34(17): 23?24.
PENG Hanxiang, YUAN Jianwei, XU Sheng. Numerical simulation of temperature field of energy-saving concrete brick[J]. Shanxi Architecture, 2008, 34(17): 23?24.

[16] del Coz Díaz J J, García Nieto P J, Betegón Biempica C, et al. Analysis and optimization of the heat-insulating light concrete hollow brick walls design by the finite element method[J]. Applied Thermal Engineering, 2007, 27(8): 1445?1456.

Thermal simulation and structural optimization of self-insulation block of gypsum

ZHU Guihua1, DENG Ling1, ZHANG Chuncheng1, ZHOU Yonghai1, SHI Zongli2

(1. School of Mechanical and Electrical Engineering, Central South University, Changsha 410083, China;2. College of Materials Science and Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China)

In order to study the thermal performance of self-insulation block of gypsum, the heat transfer process was simulated to analyze heat flux field by two-dimensional numerical research of ANSYS. The heat transfer coefficient was calculated, the effect of rib structure type and air layer distribution on heat transfer was explored, and the type of block structure was optimized. An experimental study was done to detect the heat transfer coefficient of the optimized block model by guarded hot box, and three-dimensional model with horizontal and vertical mortar joint was used to simulate the heat transfer process in the real environment. The results show that the optimized block structure type is the gypsum block with thin air layer and foamed gypsum filler material. The experimental results show good consistency with the three-dimensional numerical simulation.

self-insulation block of gypsum; numerical simulation; heat transfer coefficient; air layer; structural optimization

TU362；TK124

A

1672?7207(2015)01?0107?06

2014?03?20；

2014?05?25

湖南省科技計劃重點項目(2014SK2020，2012SK2005)；長沙市科技重大專項(K1204002-31) (Projects(2014SK2020, 2012SK2005) supported by Key Project of Science and Technology of Hunan Province; Project(K1204002-31) supported by Science and Technology Major Project of Changsha City)

朱桂華，博士研究生，副教授，從事節(jié)能建材與環(huán)保裝備研究；E-mail: zhuguihuaok@l63.com

10.11817/j.issn.1672?7207.2015.01.015

(編輯 楊幼平)