被动式热激活复合墙体热特性实验研究

朱 丽，杨 洋

被动式热激活复合墙体热特性实验研究

朱 丽1, 2，杨 洋1

(1. 天津大学建筑学院，天津 300072；2. APEC可持续能源中心，天津 300072)

内嵌管建筑围护结构具备良好的节能潜力和设计隐蔽性，可利用低品位可再生能源隔绝室外气候对室内环境的影响，受到建筑师和工程师的共同关注．针对主动式热激活建筑系统存在的驱动耗能高、运行维护困难等问题，采用两相热虹吸回路替代传统显热热交换系统，提出被动式热激活建筑系统概念．设计并搭建了被动式热激活复合墙体模块检测平台，研究了冬季模式下热源温度和充液率对建筑集成用回路热管运行特性以及复合墙体热特性影响．蒸发器出口与冷凝器进口及出口的高差分别为2.1m及1.5m条件下的实验结果表明：不同热源温度条件下建筑集成用回路热管均可成功启动和运行，即使在25℃低热源温度条件下回路热管的启动速度值也可达0.06℃/s(此时充液率为60%)，验证了被动式热激活建筑系统的技术可行性；不同热源温度下，最佳充液率并非固定值，约为116%，保温隔热情景或中性情景下可适当降低充液率以获得更快的系统启动速度，而在辅助供能以及直接供能情景下则需适当提高充液率以获得较低的注热热阻；冷凝段是制约被动式热激活复合墙体热传输效率的主要瓶颈，总热阻中冷凝器热阻占比最大，约为58.4%～94.4%；注入热量可以明显提升围护结构温度，并在承重层与保温层之间建立温度分界面，达到保温隔热和辅助供能等设计目的．

热激活建筑系统；两相热虹吸回路；复合墙体；热特性；影响因素

建筑保温隔热技术主要分为“无源”和“有源”两类，其中无源保温隔热无需辅助能源即可实现建筑保温隔热，分为静态(传热系数固定)和动态(传热系数可变)两种[1]．无源保温隔热虽得到广泛应用，但存在占用空间、火灾隐患和夏季/过渡季过热等诸多弊端[2]．在此背景下，有源保温隔热因具备妥善解决上述问题的技术经济潜力而逐渐得到关注[3]．有源保温隔热属于一种热激活建筑系统，具体形式为热障[4]或内嵌管围护结构[5]，通常是在建筑外墙或屋顶结构中预埋管道，并向管道中通入低品位冷/热水以直接带走建筑围护结构热量或向其中释放热量，在建筑围护结构中人为创造出一个平行于室内空间的恒温围合表面(接近或低/高于室内温度)，从而起到保温隔热甚至辅助供能目的．然而，该系统严重依赖泵送系统的长期运行，导致其运行能耗较高，实际节能效果受到严重制约；同时，该系统内部充注有大量显热热交换工质，因此还面临长期腐蚀、泄漏和防冻抗冻等 问题[6]．

两相热虹吸回路(two-phase thermosyphon loop，TPTL)作为一种高效低廉的相变传热装置被广泛应用于解决各种复杂情景下的热传输问题，例如太阳能热水系统[7-8]、跨季节储能系统[9]、高热流密度器件冷却[10]、空调系统节能[11-12]及蓄冷冰箱热控[13]等．若将TPTL应用于主动式保温隔热系统，使其从泵驱型转变为非泵驱型，主动式保温隔热系统的运行能效及其他潜在技术问题将得到有效解决．事实上，TPTL内嵌于建筑围护结构后，其内部的相变传热与外部围护结构的蓄放热必然会产生显著的交互影响作用，由此也将产生一系列与热力学和建筑设计有关的新问题．然而，现有典型TPTL的研究大多关注源侧，且汇测大多处于第三类传热边界条件，第一类传热边界条件下的传热特性方面的研究较少[11,13]，而被动式热激活建筑中TPTL的边界类型恰好属于第一类，因此其进一步工程应用尚缺乏可供参考的相关研究．

本文提出了被动式热激活建筑系统概念，设计并搭建了被动式热激活复合墙体实验检测系统，并在冬季模式下通过实验研究了热源温度和充液率对第一类传热边界条件下建筑集成用回路热管运行特性以及复合墙体热特性的影响，为被动式热激活建筑系统的工程设计和应用提供参考．

1 被动式热激活建筑系统工作原理

图1所示为直接热激活运行模式下(即围护结构内嵌管直接与冷热源连接形成闭环)被动式热激活建筑系统工作原理示意．冬季模式下，围护结构内嵌管可通过地埋换热器或太阳能集热器等直接获取不同品位热源；夏季模式下，围护结构内嵌管可通过放置于屋顶的辐射板或冷却塔等获取所需冷源；此外，系统在冬夏季之间的运行切换则主要借助换向阀实现．以冬季模式为例，图2给出了被动式热激活墙体在4种不同运行情景下的稳态温度和热流变化．正常情景下，围护结构温度通常低于室内设定温度，并依次由室内向室外递减．此时，若通过TPTL向围护结构注入来自低温热源热量(介于室内设定温度和室外环境温度之间，例如16～25℃)，可有效提升围护结构温度并降低建筑负荷，以上即为保温隔热情景．当TPTL冷凝端温度与室内设定温度接近时，嵌管层与室内环境之间的传热温差即可忽略不计，消除了因围护结构传热引起的负荷，以上即为中性情景．当低温热源达到25～35℃时，即可通过TPTL为建筑提供辅助供能，而当热源温度超过35℃时，通过内嵌的TPTL甚至可为室内空间提供直接供暖，以上即为辅助供能情景．

图2 冬季模式下被动式热激活复合墙体稳态温度和热流变化

2 实验装置设计与评价

2.1 实验装置

图3为实验系统原理图，系统搭建在天津大学建筑学院建筑技术科学研究所半地下设置的混响室内，由5个主要部分组成，即建筑集成用TPTL系统、热源系统、冷源系统(复合墙体)、工质充注系统和数据记录系统．蒸发器为套管式换热器，由恒温水浴提供低温热水．在混响室空间高度限值条件下设定了蒸发器和冷凝器的高差，最终实验系统中蒸发器出口与冷凝器进口(最高处)高差为2.1m，蒸发器出口与冷凝器出口(最低处)高差为1.5m．上升管、下降管以及热源均采用橡塑保温棉进行保温处理．实验过程中，混响室内温度始终维持在15～20℃．本文以典型240砖墙为例，将冷凝器内嵌入砖墙中间形成被动式热激活复合墙体，如图4所示．表1列出了实验系统各部件的几何参数及说明．为直接获取TPTL内部瞬时温度和压力，蒸发器及冷凝器进出口处均与四通连接，并通过Pt100(上海红仪实业有限公司，精度为±0.1℃)测量温度，通过压力传感器(Danfoss-060G5902，精度为±0.5%)测量压力．此外，TPTL回路其他位置、嵌管层以及热源的温度通过K型热电偶(Omega-TT-K-30，精度为±0.1℃)测量，蒸发器热源侧流量通过涡轮流量计(MIK-LWGY-L/6-C，测量范围为0.06～0.6m3/h，精度为±0.5%)测量．

图3 被动式热激活复合墙体实验系统示意

图4 被动式热激活复合墙体结构示意

表1 实验系统各部件几何参数及说明

Tab.1 Geometric parameters and specifications of the test rig of the passive thermo-activated composite wall

2.2 实验参数与不确定性分析

为研究热源温度和充液率对TPTL系统和复合墙体热特性的影响，基于不同应用情景并考虑建筑集成用TPTL的潜在应用拓展确定了实验参数及其范围．热源温度范围为25～65℃(间隔为10℃)，充液率范围为60%～144%(间隔为28%)．这里充液率定义为充注工质体积与蒸发器容积之比．REHVA技术导则7[14]中指出，35℃以上的热源虽然可直接应用于墙面供暖，但墙面最高温度一般不应超过35～50℃．本文中热源温度最高取65℃主要是因为包含不同应用情景在内的更大热源温度范围有助于分析不同因素对热特性的影响，同时较高热源温度下的研究数据也可为其他非常规中高温建筑应用情景提供参考，如太阳能干燥间[15]．

实验开始前，依次打开阀门2、3和4并通过真空泵抽真空，随后关闭阀门4与真空泵，并打开充注罐出口液阀，在电子秤辅助下完成定量充注过程，然后关闭阀门2和3．每次实验结束后整个实验系统静置24h以上．本文中相关参数的不确定度通过Kline-McClinock[16]方法确定，如表2所示．

表2 实验中不同参数的不确定度

Tab.2 Uncertainties of different parameters

2.3 评价方法

热传输效率及响应速度是设计建筑集成用TPTL的关键性能指标，因此采用热阻和启动速度对不同实验条件下墙体内嵌型TPTL进行评价分析．图5为系统的简化传热过程和热阻分布，其中系统总热阻为

式中：sy为系统总热阻，℃/W；hs为热源温度，℃；pw为嵌管层平均温度，℃；in为蒸发器热负荷，W．

式中：hs-i和hs-o分别为热源进出口温度，℃；p为定压比热，J/(kg·℃)；为密度，kg/m3；为流量，m3/h．

图5 传热过程与热阻分布示意

如图5所示，系统总热阻由蒸发器热阻(e，℃/W)、传输热阻(t，℃/W)和冷凝器热阻(c，℃/W)组成，其表达式分别为

式中：e-o为蒸发器出口温度，℃；e、t和c分别为蒸发器吸收的热量、传输到冷凝器的热量和释放至嵌管层的热量，W．

对于被动式热激活复合墙体来说可定义注热热阻(ht，℃/W)来反映墙体内嵌型TPTL的注热效率，也就是蒸发器热阻与传输热阻之和，

式中ht为蒸发器吸收并传输至冷凝器的热量，W．

实验系统各部分均采取良好保温措施，因此，

本文选取启动速度作为评价复合墙体响应特性的指标，该指标考虑了初始温度对启动过程的影响，其表达式为

式中：为启动速度，℃/s；startup为循环建立时蒸发器出口温度，℃；0为初始温度，℃；为循环开始至循环建立的时长，s．

3 实验结果与分析

3.1 热源温度与充液率对热阻的影响

图6给出了TPTL在4种不同充液率(FR)条件下热阻随热源温度(10)的变化．从图6中可以看出，系统总热阻(sy)及其各组成部分(冷凝器热阻c除外)在实验条件下均随热源温度的升高而减小，而冷凝器热阻先随热源温度的升高而增大，随热源温度的进一步升高则呈现出轻微的减小趋势，在热源温度为55℃时达到最大值．此外，虽然与蒸发器热阻(e)和传输热阻(t)相比，冷凝器热阻整体变化幅度较小(最大差值仅为0.02℃/W，出现在充液率为144%，热源温度为35℃和55℃时)，但其在总热阻中所占比例始终最大，尤其在热源温度超过45℃时．这是由于实验中嵌管层填充细沙，热扩散能力相对较差，而当热源温度较高时，嵌管层中将产生明显的热堆积现象，导致蒸发段吸收的热量不能及时通过冷凝段注入嵌管层．由式(7)可知，随着热堆积现象的逐渐加剧，冷凝器热阻在总热阻中所占比例也随之增大．另一方面，随着热源温度的升高，蒸发器热阻和传输热阻在总热阻中所占比例逐渐减小，二者合计最大仅占总热阻的14%(当充液率为60%，热源温度为65℃时)．实际上，被动式热激活复合墙体汇测更受关注(冬季工况)，而TPTL冷凝段处于第一类传热边界条件下，因此嵌管层的热扩散能力对系统热传输性能的影响非常关键．上述实验结果表明冷凝段(即TPTL嵌管层)是制约被动式热激活复合墙体整体热传输效率的主要瓶颈，今后应同步优化嵌管层的保温隔热能力和热扩散能力，探索适用于被动式热激活复合墙体的围护结构材料．

从图6中还可看出，当热源温度为35℃时，蒸发器热阻小于传输热阻，但随着热源温度的升高，传输热阻的减少速率明显快于蒸发器热阻，热源温度每增加10℃，传输热阻减少47.8%～64.3%．上述变化表明，热源温度较低时TPTL中蒸汽输出速率相对较低，TPTL驱动力相对不足，使得传输热阻所占比例大于热源温度较高时．实际上，较高的热源温度有利于产生更大的驱动力来克服回路热阻，随着热源温度的升高，蒸汽质量流量显著增加，传输热阻比例逐渐减小至最小值．同时，热源温度相同时，传输热阻随充液率的增加先减小后增大，当充液率为88%时，传输热阻最小，说明此时TPTL内部传热效率较高．

考虑到被动式热激活复合墙体冷凝段热阻受嵌管层材料影响，本节进一步利用热源至冷凝器壁的叠加热阻(即注热热阻ht)来评价建筑集成用TPTL的注热效率．图7给出了不同热源温度和充液率条件下注热热阻的变化情况．可以看出，不同热源温度条件下，充液率为60%时的注热热阻要明显大于其他3种充液率下得到的结果，说明由于TPTL处于工质欠充状态，蒸发器出口出现过热现象；类似地，由于工质过充，注热热阻值在充液率为116%时出现拐点并开始增大．与欠充不同，随着热源温度的升高，过充现象会逐渐得到改善，在充液率为144%、热源温度为65℃时注热热阻甚至达到最低值，这也表明最佳充液率随着热源温度的升高而增大．不同热源温度下的注热热阻基本呈现“凹”型分布特征，除热源温度为65℃外，充液率为116%时“凹”型曲线斜率接近零．热源温度为65℃、充液率为144%时的注热热阻最小，但与充液率为116%时的注热热阻相差较小，仅为5.9%．因此，从注热热阻的角度考虑，最佳充液率应为116%．

图7 不同热源温度和充液率条件下注热热阻的变化

3.2 热源温度与充液率对启动速度的影响

启动特性是TPTL在不同情景应用中的另一重要特性．通常启动时间是指达到相对稳定的传热状态(定义为达到最大传热量率并维持变动范围在5%以内[13])所需的时长，或者从加载热负荷到蒸发器入口出现温度陡降且回路达到稳定状态的时长[7]．与前者相比，直接观测温度监测结果可以避免进行二次数据处理和潜在误差的发生，所以本节进一步采用以温度代替传热量并考虑初始状态和外部环境的启动速度()来评价启动特性．

不同充液率和热源温度条件下TPTL的启动速度值如图8所示．可以看出，不同热源温度下TPTL均可以顺利启动，低热源温度下，TPTL启动速度可达0.06℃/s(此时充液率为60%)．随着热源温度的升高，TPTL的启动速度得到迅速提升．同时，在热源温度相同且相对较低时，较低充液率下的启动速度更高，但不同充液率之间的启动速度差值随热源温度的升高而逐渐减小．例如，在热源温度为55℃和65℃时，不同充液率下的启动速度最大差值分别为12.8%和4.7%，明显低于35℃时的48.8%．此外，除65℃外的其他热源温度下，即使回路处于欠充状态，充液率为60%时启动速度最高．这一现象表明，较低的充液率使得蒸发器内部的流动阻力较低，有利于回路的快速启动，而流动阻力的影响随着热源温度的升高而逐渐减弱，因为回路内部的驱动力得到较快的提升．

图8 不同热源温度和充液率条件下启动速度的变化

从注热热阻和启动速度两方面均可以看出，所研究的被动式热激活复合墙体在不同运行条件下(蒸发器出口和冷凝器出口高差为1.5m)的最佳充液率并非固定值(在116%附近)．实际应用中可以通过适当降低充液率以获得更高的启动速度，用于被动式热激活复合墙体的保温隔热情景以及中性情景；而对于应用于辅助供能甚至直接墙面供能情景的被动式热激活复合墙体，可以适当提高充液率以获得较低的注热热阻．

3.3 被动式热激活复合墙体热特性

对于被动式热激活建筑系统，除了需要探究建筑集成用TPTL的热特性外，复合墙体热特性对于验证技术可行性以及进一步设计优化也很重要．图9给出了充液率为116%、热源温度分别为35℃和55℃时被动式热激活复合墙体12h内的等距红外图像变化(间隔时间为3h)．从图9中可以看出，当蒸发段加载热源、TPTL成功运行时，尽管复合墙体内墙表面温度分布逐渐出现不均匀现象，但墙体内表面边界到砖层与保温层界面之间的固体区域温度明显升高，且随着时间的延长或热源温度的升高，效果更加明显．这主要得益于TPTL的瞬态热响应特性，使得热源产生的热量可以在短时间传递并注入复合墙体．随着时间延长，砖层与保温层之间形成一条清晰的热分界线，大部分注入热量可用于设计目的．因此，红外测试结果也验证了被动式热激活复合墙体应用于建筑能源管理的可行性．因复合墙体嵌管层热扩散性较差，通过红外图像可以观察到较为明显的热堆积现象，这也验证了第3.1节的分析．为进一步提升建筑集成用TPTL的热传输效率，改善复合墙体热堆积现象以获得更为均匀的内表面温度，今后应寻找适宜的嵌管层材料并对复合墙体结构设计展开深入研究．

图9 充液率为116%、热源温度分别为35 ℃和55 ℃条件下复合墙体温度场变化

图10给出了充液率为116%时4种不同热源温度下复合墙体逐时和累积注入热量随时间的变化．从图10中可以看出，复合墙体逐时注入热量受初始温度分布的影响较大，随后逐渐趋于稳定，并且注入热量(尤其是累积注入热量)与运行时间之间近似呈线性关系，但由于嵌管层内热量的逐渐积聚，逐时注入热量呈现缓慢减少趋势，且这一趋势在较高热源温度下更为明显．由图10(b)可以看出，4种不同热源温度下累积注入热量变化曲线的斜率均为正值，且随热源温度的升高而增大．与图10(a)所示的逐时注入热量变化曲线相比，图10(b)所示的累积注入热量曲线更接近于直线，表明所研究的复合墙体能够保持长期稳定的注热能力．

图10 被动式热激活复合墙体注入热量的变化

4 结 论

本文提出了被动式热激活建筑系统概念，建立了被动式热激活复合墙体模块检测平台，通过实验研究了蒸发器出口与冷凝器进口及出口高差分别为2.1m及1.5m时充液率与热源温度对建筑集成用TPTL以及复合墙体热特性的影响，得出以下结论．

(1) 不同充液率和热源温度条件下，建筑集成用TPTL均可成功启动和运行，即使在低热源温度条件下，TPTL的启动速度值也可达0.06℃/s(热源温度为25℃，充液率为60%)，验证了被动式热激活建筑系统的技术可行性．

(2) 由于嵌管层的热扩散能力相对较弱，冷凝器热阻在系统总热阻中所占比例最大，约为58.4%～94.4%，是制约被动式热激活复合墙体热传输效率的最大瓶颈．

(3) 不同运行条件下，最佳充液率(116%左右)不是固定值，实际应用中可以通过适当降低充液率获得更高启动速度，以更加适应保温隔热情景或中性情景；而应用于辅助供能甚至直接供能情景下的复合墙体，可通过适当提高充液率以获得较低的注热热阻．

(4) 复合墙体注入热量近似呈线性变化趋势，TPTL可以保持长期稳定的注热能力，达到保温隔热和辅助供能等设计目的．此外，红外测试结果证实了嵌管层热堆积现象的客观存在，为今后寻找更为适宜的嵌管层材料和对复合墙体结构设计开展进一步研究指明了方向．

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Experimental Study of the Thermal Characteristics of a Passive Thermo-Activated Composite Wall

Zhu Li1, 2，Yang Yang1

(1. School of Architecture，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. APEC Sustainable Energy Center，Tianjin 300072，China)

Pipe-embedded building envelopes can be used to protect the indoor thermal environment from the impact of the outdoor climate，which is of particular interest to architects and engineers，because of their excellent performance and invisibility. To address the problems of high driving energy consumption and difficult operation maintenance of active thermo-activated building system，the concept of a passive thermo-activated building system，in which the traditional sensible heat exchange system is replaced with the two-phase thermosyphon loop(TPTL)，is proposed. A module test platform is designed and built to analyze the influence of key factors，such as heat source temperatures and filling ratios，on the operation characteristics of the TPTL and the thermal characteristics of the composite wall in winter mode. The height difference value between the evaporator outlet and the condenser inlet/outlet of the experimental prototype is 2.1m/1.5m. Results show that the TPTL for building integration can be started and operated successfully at different heat source temperatures，which verify the feasibility of the proposed concept of a passive thermo-activated building system. Even under the condition of low heat source temperature，eg，25℃，the startup speed of the TPTL can reach 0.06℃/s(liquid filling ratio is 60%). Moreover，the optimum filling ratio of the investigated TPTL(approximately 116%)varies at different heat source temperatures. In detail，the filling ratio can be decreased appropriately to obtain a faster startup speed when the thermal insulation or neutral scenario is active，whereas the filling ratio can be increased appropriately to obtain a low heat injection resistance when the auxiliary and direct energy supply scenarios are active. Moreover，the condensation thermal resistance accounts for the largest proportion of the total thermal resistance of the system(approximately 58.4% to 94.4%)，indicating that the condensation section is the main bottleneck restricting the heat transfer efficiency of the passive thermo-activated building system. In addition，the injected heat can obviously increase the temperature of the enclosure structure and establish a distinct temperature interface between load-bearing and thermal insulation layers to achieve the design purpose of thermal insulation and auxiliary energy supply.

thermo-activated building system；two-phase thermosyphon loop；composite wall；thermal characteristics；influencing parameters

TU833

A

0493-2137(2020)10-1028-08

10.11784/tdxbz201910047

2019-10-24；

2019-12-09.

朱 丽（1977—  ），女，博士，教授，zhuli1977@tju.edu.cn.

杨 洋，yangyang2017@tju.edu.cn.

国家重点研发计划资助项目(2018YFC0704400)；天津市博士研究生科研创新项目(2019YJSB169).

Supported by the National Key Research and Development Program of China(No. 2018YFC0704400)，Tianjin Research Innovation Project for Postgraduate Students(No. 2019YJSB169).

(责任编辑：刘文革)