建筑多孔饰面砖蒸发降温的风洞实验研究＊

张 磊，冯燕珊，孟庆林，张 玉

（1.华南理工大学 建筑学院，亚热带建筑科学国家重点实验室，广东 广州 510640；2.华南理工大学 化学与化工学院，广东 广州 510640）

建筑节能是全社会节能减排工作中的重点领域.而直接且有效的建筑节能方法是设计建造低能耗建筑，将建筑设计与地域特征相结合，采用被动式建筑节能技术调节室内热湿环境、节约建筑能耗［1－3］.

建筑蒸发降温是一种非常有效的被动式建筑节能技术.建筑多孔材料吸水后，在自然气候要素：太阳辐射，空气温度、湿度和风速的综合作用下，多孔材料中的水分会逐渐迁移至材料层的表面，以水分蒸发的方式形成对周围环境的蒸发降温效果，降低城市热岛强度和建筑能耗［4－7］.

室外现场实测研究可以较为准确地描述在室外真实气象条件下材料的蒸发降温过程，但室外实测受自然条件的限制较大，实验结果难以复现［8－11］.而在实验室开展蒸发降温实验研究可以获得连续稳定的蒸发降温实验数据，实验结果可以复现，在研究建筑材料动态蒸发降温过程方面具有一定的优越性［4，12－13］.但为了真实反映室外环境，需要对全气象要素进行模拟和控制，从而在实验室内营造与室外气象条件接近的实验环境，在这种环境下开展的蒸发降温实验研究才具有代表性.

本文采用热湿气候风洞复现广州地区夏季典型气象日环境，研究两个相同试件在补水和不补水状态下的热量传递过程，采用表面热流计法计算补水和不补水试件的平均热阻，引入土壤学的Penman－Menteith蒸发量计算模型，结合实测数据对该模型中的参数进行修正，将总蒸发量分解为热力蒸发量和动力蒸发量，分析三者的变化规律，建立试件外表面的热量平衡方程，分析入射短波辐射热量与对流换热量、辐射换热量、蒸发换热量和导热换热量的转化关系.本文的研究有助于完善建筑材料蒸发降温实验方法，补充用于建筑蒸发降温技术工程应用的基础数据.

1 研究方法

1.1 热湿气候风洞

热湿气候风洞由华南理工大学建筑节能研究中心研发和建设.该风洞构造尺寸及其补水装置示意图如图1所示，风洞内各环境控制设备和参数如表1所示.

图1 热湿气候风洞Fig.1 The hot－wet climatic wind tunnel

表1 热湿气候风洞内环境参数控制设备和精度Tab.1 The environment control equipment and precision

1.2 研究对象

两个实验试件的构造完全相同，均由饰面层、防水层和基层组成.试件构造和尺寸如图2所示.基层构造为水泥混凝土，四周和底面粉刷防水涂料，上部设置防水层，以减少基层吸水蒸发对实验结果的影响，防水层构造为防水砂浆，其上部为饰面层，选取红色陶土烧结多孔饰面砖作为饰面层.该饰面砖尺寸规格为240mm（长）×50mm（宽）×10mm（厚），饰面砖饱和含水率约为11.80%，半球辐射率为0.83，太阳辐射吸收率为0.76.实验过程中，保持一个试件不补水，称为干试件，另外一个试件通过风洞内的补水装置连续补水，称为湿试件，通过记录试件重量变化来计算试件的蒸发量.

图2 试件构造图Fig.2 The structure of the measurement objects

1.3 实验仪器及测点布置

实验中所用到的实验仪器及精度如表2所示.实验仪器通过数据采集仪连接到电脑上，记录间隔为1min.

表2 实验仪器汇总表Tab.2 Measurement device and parameters

1.4 实验环境

在风洞内复现广州地区夏季典型气候环境，采用广州夏季典型气象日的气象参数作为实验环境的设定值.为实现试件一维传热过程，空调小室的环境温度设定为20℃，实测空调小室空气温度在20～22℃之间变化.

2 实验结果分析

2.1 温度、热流的变化分析

干、湿试件表面温度和热流的变化如图3，图4所示.在广州夏季典型气象日条件下，湿试件连续补水时，干、湿试件外表面温度差异显著，外表面最高温度相差10.9℃，干、湿试件内表面最高温度相差6.1℃.从图4可以看出，湿试件外表面热流大于干试件外表面热流，这是因为湿试件饰面砖吸水后，导热系数有所增加，热阻减少，阻挡热量传递的能力有所下降，造成通过外表面流入内部的热流值有所增加.但湿试件内表面热流仍然显著低于干试件内表面热流，两者最大值相差14.8W／m2，平均相差9.0W／m2.

图3 干、湿试件表面温度变化Fig.3 The variation of surface temperature on the dry and wet test sample

图4 干、湿试件表面热流变化Fig.4 The variation of surface heat flux on the dry and wet test sample

2.2 热工参数计算

本文采用热流计法计算试件的平均热阻［14－15］，如式（1）所示：

式中R为计算周期内试件的平均热阻，m2·K／W；Δθi为i时刻试件内外表面温差，℃；qi，n为i时刻试件内表面热流，W／m2；k为计算周期内的数据量.根据材料热工参数计算的干试件理论热阻值见表3，根据式（1）计算的干试件平均热阻见表4.可以看出，连续4d的实验周期内，采用热流计法计算的干试件平均热阻为0.280m2·K／W，而干试件理论热阻值为0.288m2·K／W，两者相对误差为2.8%，因此，热流计法计算结果较为准确，可以用于计算湿试件的平均热阻值，计算结果如表4所示.

表3 干试件理论热阻值Tab.3 The theory thermal resistance of the dry test sample

表4 实验试件的平均热阻值Tab.4 The average thermal resistance of the test samples

有研究表明，材料吸湿后，材料导热系数将会有所增加，热阻值将会减少［16－17］.但本文通过热湿气候风洞实验，结合表面热流计法，计算得到湿试件的平均热阻值反而大于干试件的平均热阻.我们分析，一方面，可以吸水的多孔饰面砖放置于基层上方，多孔饰面砖通过防水砂浆与基层相连，基层周边采用防水处理，最大程度地减少了基层吸水的可能性，蒸发过程仅在饰面层发生；另一方面，多孔饰面层吸水后产生蒸发降温效果，在相同内外表面温差的情况下，减少了试件内部的导热量，相当于增加了材料的热阻，这部分增加的热阻可以称为饰面层蒸发降温效果的附加热阻.本次研究中，连续4d的实验周期内，含湿多孔饰面层的附加热阻是0.285m2·K／W.

2.3 逐时蒸发量分析

1998年联合国粮食及农业组织（简称FAO）推荐Penman－Monteith公式（简称P－M公式）计算农作物蒸散量，如式（2）所示［18－21］：

式中E为蒸发量，mm／d或mm／h；Rn为地表净辐射，MJ／（m2·d）或 MJ／（m2·h）；G 为地表热通量，MJ／（m2·d）或 MJ／（m2·h）；T为全天平均空气温度或逐时空气温度，℃；u为全天平均风速或逐时风速，m／s；es为饱和水汽压，采用式（3）计算，kPa；ea为实际水汽压，kPa；Δ为饱和水汽压曲线斜率，采用式（4）计算，kPa／℃；γ为干湿表常数，采用式（5）计算，kPa／℃；a1，a2，a3为常数，FAO推荐的常数如表5所示：

式中P为气压，kPa；l为蒸发潜热，MJ／kg；cp为定压比热，MJ／（kg·℃）；ε为水与空气的相对分子质量之比.

表5 FAO推荐的计算参数Tab.5 The calculation parameters recommended by FAO

由于P－M公式及表5中参数主要用于农作物的蒸散发量计算，直接用于多孔饰面砖蒸发量计算可能会有较大误差，因此，本文采用多孔饰面砖蒸发量数据，重新拟合得到a1＝0.001，a2＝117.089，a3仍采用表5中逐时计算周期所用的参数.采用修正后的P－M公式，计算得到逐时蒸发量，并与实测蒸发量进行比较，如图5所示.可以看出，修正后的P－M公式计算逐时蒸发量与测试结果较为接近，平均相对误差低于10%，可以采用修正后的P－M公式分析多孔饰面砖逐时蒸发量变化规律.

图5 实测蒸发量与修正后的P－M公式计算蒸发量的比较Fig.5 The comparison between measured and calculated evaporation

在P－M公式中，等号右边第一项为热力蒸发量，表征了由太阳辐射引起的蒸发，第二项为动力蒸发量，代表了由于空气动力扰动而产生的蒸发，而总蒸发量是热力蒸发量和动力蒸发量之和，一天中不同时间段，热力蒸发量和动力蒸发量在总蒸发量中所占比例有所不同，如图6，图7所示.可以看出，由于热力蒸发反映了太阳辐射引起的蒸发量变化，因此，热力蒸发量与太阳辐射强度变化趋势基本一致，在上午时间段，随太阳辐射强度增加，热力蒸发量有所上升，在正午12时，热力蒸发量均达到最大值，约为0.2kg／（m2·h）；而在下午时间段，随太阳辐射强度的减弱，热力蒸发量逐渐减少，在夜间（19：00－5：00），热力蒸发量低于0.01kg／（m2·h）.动力蒸发量反映了风速和相对湿度引起的蒸发量变化，风洞内风速和相对湿度分别在下午16：00和15：00达到最大值和最小值，因此，动力蒸发量在下午15：00－16：00达到最大值，然后，随风速的降低和相对湿度的增大，动力蒸发量开始减少，在夜间，动力蒸发量在0.1～0.01kg／（m2·h）范围内变化.由图7可以看出，在8：00－14：00时间段内，热力蒸发占主导，热力蒸发量占总蒸发量的55%左右，剩余的45%蒸发量来源于动力蒸发，而在其他时间段内，基本是动力蒸发占主导，特别是在19：00－5：00时间段，80%以上的蒸发量来源于动力蒸发，只有低于20%的蒸发量来源于热力蒸发.整体来看，动力蒸发对总蒸发量的贡献略大于热力蒸发，本次实验96个小时，饰面砖共蒸发水量16.33kg，其中，6.88kg为热力蒸发量，占总蒸发量的42.1%，9.45kg为动力蒸发量，占总蒸发量的57.9%.

图6 采用P－M公式将总蒸发量分解为热力蒸发量和动力蒸发量Fig.6 The total evaporation，thermal evaporation and dynamic evaporation

图7 热力蒸发量和动力蒸发量所占总蒸发量的比例Fig.7 The share of thermal evaporation and dynamic evaporation in the total evaporation

2.4 表面换热量分析

干、湿试件外表面热量平衡方程分别如式（6），（7）所示：

式中qr，d，qr，w分别为干、湿试件外表面净短波辐射量，本文采用太阳辐射探头记录入射和反射的短波辐射量，两者之差即为外表面净短波辐射量，W／㎡；qc，d，qc，w分别为干、湿试件外表面对流换热量，采用式（8）～（9）计算［22］，W／m2；qd，d，qd，w分别为干、湿试件外表面导热量，本文采用表面热流计记录导热量，W／m2；ql，d，ql，w分别为干、湿试件外表面净长波辐射换热量，采用式（14）～（15）计算［10－12］，W／m2；qe，w为湿试件外表面蒸发换热量，采用式（16）计算，W／m2.

当表面温度大于上方空气温度时：

当表面温度小于上方空气温度时：

式中hc，ext，hc，for和hc，nat分 别 为 表 面 总 对 流 换 热 系数、表面强制对流换热系数和表面自然对流换热系数，单位均为 W／（m2·K）；Rf为表面粗糙系数；P，A分别为表面周长（m）和表面面积（m2）；Vf为表面上方空气流速，m／s；Ts，Ta分别为表面及其上方空气温度，℃；φ为表面与水平面夹角，水平面为0°，垂直面为90°.

式中ε为发射率；RL为长波辐射量，W／m2；σ为斯蒂芬·波尔兹曼常数，W／（m2·K4）；Ts，d，Tw，d分别为干、湿试件外表面热力学温度，K.

式中E为逐时蒸发量，kg／（m2·h）；L为蒸发潜热，kJ／kg.

采用公式（6）～（17）计算得到干、湿试件外表面各项热流变化曲线，如图8，图9所示.对于干试件，在白天时间段（7：00－18：00），入射到外表面的短波辐射热量主要用于升高表面温度，然后表面与周围空气、环境和试件内部进行对流换热、长波换热和导热换热，3种热量交换占总短波辐射热量的比例约为64.4%，9.6%和26.0%，在夜间时间段（19：00－6：00），短波辐射热量和长波辐射热量接近0，干试件外表面主要以对流和导热换热为主，两者之和接近0，总体来看，干试件外表面热量呈现平衡状态，热量收支基本相等.对于湿试件，在白天时间段（7：00－18：00），入射到外表面的短波辐射热量主要用于表面的蒸发，蒸发换热消耗了大约64.5%的短波辐射热量，剩余的10.8%，2.1%和22.6%短波辐射热量分别转化为表面的对流换热、长波换热和导热换热.

图8 干试件外表面各项热流变化曲线Fig.8 Variation of heat fluxes on the dry test sample

图9 湿试件外表面各项热流变化曲线Fig.9 Variation of heat fluxes on the wet test sample

3 结 论

本文在热湿气候风洞内测试了多孔饰面砖与水泥混凝土组成的干、湿试件的蒸发降温过程，研究结果表明：

1）表面蒸发降温对于降低试件外表面温度和内表面热流效果显著.本研究中，干、湿试件外表面最高温度相差10.9℃，干、湿试件外表面平均温度相差5.0℃，干、湿试件内表面最高热流相差14.8W／m2，平均热流相差9W／m2.

2）采用表面热流计法，结合实验数据，计算得到干试件的平均热阻为0.280m2·K／W.由于湿试件的基层不吸水，仅外表面的饰面层吸水，饰面层含水率为11.8%，在蒸发过程中降低了流入试件内表面的热流，因此湿试件计算得到的平均热阻值为0.565 m2·K／W，显示比干试件具有更好的隔热效果.

3）将估算农作物蒸散发量的Penman－Monteith公式引入到建筑多孔材料蒸发量计算过程，结合热湿气候风洞实测数据，对P－M公式的系数进行了修正，采用修正后的P－M公式计算了试件的逐时蒸发量，并与实测蒸发量进行了比较.比较结果表明，PM修正公式计算结果与实测结果较为接近，平均相对误差小于10%.采用P－M修正公式，将总蒸发量分解为热力蒸发量和动力蒸发量，在广州地区夏季典型气象日条件下，试件热力蒸发量占总蒸发量的42.1%，动力蒸发量占总蒸发量的57.9%.

4）在白天时间段，入射到干试件外表面的短波辐射热量中，分别有64.4%，9.6%和26.0%的热量转化为对流换热量、长波换热量和导热换热量，而入射到湿试件外表面的短波辐射热量中，蒸发过程消耗了约64.5%的热量，剩余的10.8%，2.1%和22.6%短波辐射热量分别转化为表面的对流换热、长波换热和导热换热.可见，在夏季，蒸发过程可以显著降低建筑外表面太阳辐射的热量，降低表面温度，减少进入房间的热量，从而节省空调能耗.

致谢：感谢评审专家对本文提出的建设性意见和细致的修改建议.国家自然科学基金项目（No.51308223）、广东省建筑节能与应用技术重点实验室、广州市珠江科技新星项目（2011J2200098）和华南理工大学中央高校基本科研项目（2013ZM0041，2012ZZ0070）对本文工作提供了资助.

［1］HONG Tian－zhen.A close look at the china design standard for energy efficiency of public buildings［J］.Energy and Buildings，2009，41：426－435.

［2］LIANG Jing，LI Bai－zhan，WU Yong，et al.An investigation of the existing situation and trends in building energy efficiency management in China［J］.Energy and Buildings，2007，39：1098－1106.

［3］KONG Xiang－fei，LU Shi－lei，WU Yong.A review of building energy efficiency in China during ‘Eleventh Five－Year Plan’period［J］.Energy Policy，2012，41：624－635.

［4］SURAKHA Wanphen，KATSUNORI Nagano.Experimental study of the performance of porous materials to moderate the roof surface temperature by its evaporative cooling effect［J］.Building and Environment，2009，44：338－351.

［5］NATICCHIA B，ORAZIO M D，CARBONARI A，et al.Energy performance evaluation of a novel evaporative cooling technique［J］.Energy and Buildings，2010，42：1926－1938.

［6］PAGLIARINI G，RAINIERI S.Dynamic thermal simulation of a glass－covered semi－outdoor space with roof evaporative cooling［J］.Energy and Buildings，2011，43：592－598.

［7］DAVID Pearlmutter，SIGAL Rosenfeld.Performance analysis of a simple roof cooling system with irrigated soil and two shading alternatives［J］.Energy and Buildings，2008，40：855－864.

［8］OLIVEIRA J T，HAGISHIMA Aya，TANIMOTO Jun.Estimation of passive cooling efficiency for environmental design in Brazil［J］.Energy and Buildings，2009，41：809－813.

［9］HE Jiang，HOYANO Akira.A 3DCAD－based simulation tool for prediction and evaluation of the thermal improvement effect of passive cooling walls in the developed urban locations［J］.Solar Energy，2009，83：1064－1075.

［10］HE Jiang，HOYANO Akira.Experimental study of cooling effects of a passive evaporative cooling wall constructed of porous ceramics with high water soaking－up ability［J］.Building and Environment，2010，45：461－472.

［11］HE Jiang.A design supporting simulation system for predicting and evaluating the cool microclimate creating effect of passive evaporative cooling walls［J］.Building and Environment，2011，46：584－596.

［12］孟庆林，胡文斌，张磊，等.建筑蒸发降温基础［M］.北京：科学出版社，2006：122－145.MENG Qing－lin，HU Wen－bin，ZHANG Lei，et al Founda－tions of building evaporative cooling ［M］.Beijing：Science Press，2006：122－145.（In Chinese）

［13］PIRES L，SILVA Pedro D，CASTRO Gomes J P.Performance of textile and building materials for a particular evaporative cooling purpose［J］.Experimental Thermal and Fluid Science，2011，35：670－675.

［14］GETTER Kristin L，ROWE D Bradley，JEFF A Andresen，et al.Seasonal heat flux properties of an extensive green roof in a Midwestern U.S.climate［J］.Energy and Buildings，2011，43（12）：3548－3557.

［15］PENG Chang－hai，WU Zhi－shen.In situ measuring and evaluating the thermal resistance of building construction［J］.Energy and Buildings，2008，40（11）：2076－2082.

［16］KHAN M I.Factors affecting the thermal properties of concrete and applicability of its prediction models［J］.Building and Environment，2002，37：607－614.

［17］MENDES N，WINKELMANN F C，LAMBERTS R，et al.Moisture effects on conduction loads［J］.Energy and Buildings，2003，35（7）：631－644.

［18］DRA E Y.An empirical simplification of the temperature penman－monteith model for the tropics［J］.Journal of Agricultural Science，2010，2（1）：162－171.

［19］ALLEN Richard G，PRUITT William O，WRIGHT James L，et al.A recommendation on standardized surface resistance for hourly calculation of reference ET0by the FAO56Penman－Monteith method ［J］.Agricultural Water Management，2006，81（1）：1－22.

［20］WIDMOSER Peter.A discussion on and alternative to the Penman－monteith equation ［J］.Agricultural Water Management，2009，96：711－721.

［21］GAVILAN P，BERENGENA J，ALLEN R G.Measuring versus estimating net radiation and soil heat flux：Impact on Penman－Monteith reference ET estimates in semiarid regions［J］.Agricultural Water Management，2007，89（3）：275－286.

［22］MIRSADEGHI M，CÓSTOLA D，BLOCKEN B，et al.Review of external convective heat transfer coefficient models in building energy simulation programs：Implementation and uncertainty［J］.Applied Thermal Engineering，2013，56：134－151.