室内温度场

室内温度场（通用7篇）

室内温度场 篇1

1 引言

我国寒冷地区建筑围护结构保温性能较差导致能源消耗巨大[1],通常建筑冬季采暖消耗的能源达1.3亿t标准煤,占全国能源生产的11%,而保温不良的围护结构造成的热损失估计达1.2亿t标准煤[2]。建筑围护结构主要由外墙、屋顶、窗、外门及部分地面、地板等构件构成,其中外墙占主要部分,一般而言墙体结构的能耗损失占建筑围护结构能耗损失的绝大部分。根据有关技术统计,围护结构各部位散热损失比例为:墙体结构的传热热损失约占60%~70%;门窗的传热热损失约占20%~30%;屋面的传热热损失约占10%[3]。墙体保温隔热效果的好坏直接关系到流入或流出室内的热量的多少[4],加强墙体结构的保温和隔热措施,是建筑节能的重要组成部分。近几十年来,由于墙体保温技术在建筑节能中的优良特性,受到越来越多的各国学者的关注。墙体保温主要分为外保温、内保温和夹心保温。外墙外保温具有适用范围广、使用寿命长、基本消除“热桥”现象影响和利于室温保持稳定等优点,而外墙内保温和夹心保温都难以避免热桥的产生,所以随着建筑节能技术的不断完善和发展,外墙外保温技术逐渐成为建筑保温节能形式的主流且外墙外保温是一种先进的、有应用前景的保温节能技术。因此,推广建筑物外墙外保温技术的应用,是我国实现节能减排,发展可持续性社会的重要保障。同时建筑外墙外保温系统对于建筑物内部的环境舒适度也起到了至关重要的作用[5]。

本文通过对所构建的建筑进行外墙外保温,利用CFD软件分别模拟了建筑在外墙不保温、外墙保温层厚度为50mm,外墙保温厚度为80mm情况下的室内温度场,研究不同保温层厚度对室内温度场的影响情况。

2 模拟对象

鉴于我国寒冷地区农民冬季通常在20~30m2房间内烧水做饭、取暖和住宿的普遍情况,本文根据GB/T 50824-2013《农村居住建筑节能设计标准》[6]设定新型绿色单户建筑为南北朝向,根据农村房屋图集设定单户建筑净深4.5m,净高3.2m,内长6.67m,净面积为30m2。根据GB/T5824-2008《建筑门窗洞口尺寸系列》[7]设定窗户尺寸为1.2m×1.5m,门的尺寸为0.9m×2.1m,窗户为双层中空玻璃窗,玻璃厚度为0.005m,中间夹层厚0.012m;根据JG/T 122-2000《建筑木门、木窗》[8]设定门的厚度为0.04m;根据GB/T 3328-1997《家具床类主要尺寸》[9]设定低温辐射床的尺寸为2m×1.8m×0.44m。

新型绿色单户建筑的建筑结构根据88J1-1《建筑构造通用图集》[10]设定为砖混结构,屋顶厚度为0.264m:正铺法钢筋混凝土平屋面(由上到下为0.05m厚饰面层,0.04m厚细石混凝土保护层,0.004m厚防水层,0.02m厚找坡层,0.08m厚聚苯板保温层,0.02m厚1∶3水泥砂浆,0.05m厚钢筋混凝土屋面板;外墙厚度为0.481m(由外到内为1∶3水泥砂浆打底扫毛或划出纹道,0.006m厚1∶2.5水泥砂浆罩面;0.8m厚聚苯板保温层,0.24m厚实心砖,0.01m厚水泥砂浆,0.115m厚实心砖,0.006m厚1∶2.5水泥砂浆罩面,0.012m厚1∶3水泥砂浆打底扫毛或划出纹道)。

整个建筑的供能系统主要由位于建筑屋顶的太阳能热水器和地下太阳能恒温沼气池及室内低温辐射床组成,如图1所示。室内热源为内部附有热水循环管路的低温辐射床,被太阳能加热的热水流经床内管路向室内散热使得室温升高;位于建筑屋面的太阳能热水器不仅为室内提供生活热水、为辐射床内提供循环热水,还可使太阳能恒温沼气池在不同环境温度下保持发酵温度恒定;通过太阳能恒温沼气池的实验研究我们发现,恒温沼气池由于温度控制箱及太阳能热水器的作用,可以使池内发酵温度稳定的维持在在26±2℃的范围内[11],连续稳定的生产沼气为住户提供生活燃气。新型绿色单户建筑实现了多种可再生能源与建筑高度集成,满足了用户多层次的用能需求。

3 室内温度场模拟

3.1 网格划分

利用Gambit建立新型绿色单户建筑的物理模型并进行网格划分,Interval size选为0.2,网格数为65326,结果如图2所示。

3.2 室内温度场模拟

边界条件确定如下:根据气象资料,室外环境温度取兰州市冬季最低室外环境温度253K。

屋顶、墙体和门窗的边界条件为第一类,外表面温度均为253K;低温辐射床的边界条件为第一类。地面的边界条件为第二类,设为绝热。

根据传热学公式及查得各材料导热系数[12],计算得新型绿色单户建筑外墙传热系数为0.393W/(m2·K),屋顶传热系数为0.394W/(m2·K),门的传热系数为2.22W/(m2·K),双层中空玻璃窗的传热系数为3.68W/(m2·K),低温辐射床床板厚度为0.012m,距西墙0.1m;太阳能恒温沼气池尺寸为1.3m×1.3m×1.3m,顶部厚度为0.2m(0.1m钢筋混凝土加0.1m聚苯板);木门的传热系数为2.22W/(m2·K)。利用CFD软件对建筑的室内温度场进行模拟,结果如图3~5所示。

外墙不带保温时(图3);外墙保温层厚度为50mm时(图4);外墙保温层厚度为80mm时(图5);从图3~5可以看出,室外环境温度为253K时,新型绿色单户建筑室内热源表面温度分别为303K、308K,建筑外墙不带保温、外墙保温层厚度为50mm、外墙保温层厚度为80mm时,建筑室内温度场分布结果如表2所示。

K

4 结语

(1)新型绿色单户建筑不带外墙保温,室内热源表面温度为303K时,室内最低温度出现在门、窗附近,温度为280K,室内最大温差为8K,室内温度主要分布在282~284K;室内热源表面温度为308K时,室内最低温度出现在门、窗附近,温度为282K,室内最大温差为10K,室内温度主要分布在285~287K。

(2)新型绿色单户建筑外墙保温层厚度为50mm,室内热源表面温度为303K时,室内最低温度出现在门、窗附近,温度为288K,室内最大温差为6K,室内温度主要分布在290~291K;室内热源表面温度为308K时,室内最低温度出现在门、窗附近,温度为291K,室内最大温差为5K,室内温度主要分布在292~293K。

(3)新型绿色单户建筑外墙保温层厚度为80mm,室内热源表面温度为308K时,室内最低温度出现在门、窗附近,温度为291K,室内最大温差为5K,室内温度主要分布在292~294K;室内热源表面温度为308K时,室内最低温度出现在门、窗附近,温度为291K,室内最大温差为7K,室内温度主要分布在294~295K。

摘要：利用CFD软件模拟了所构建的新型绿色单户在外墙不保温、外墙保温层厚度分别为50mm和80mm情况下的室内温度场。结果表明:新型绿色单户建筑不带外墙保温,室内热源表面温度为303K时,室内最大温差为8K,室内温度主要分布在282284K,室内热源表面温度为308K时,室内最大温差为10K,室内温度主要分布在285287K;新型绿色单户建筑带外墙保温且保温层厚度为50mm,室内热源表面温度为303K时,室内最大温差为6K,室内温度主要分布在290291K,室内热源表面温度为308K时,室内最大温差为5K,室内温度主要分布在292293K;新型绿色单户建筑带外墙保温且保温层厚度为80mm,室内热源表面温度为303K时,室内最大温差为5K,室内温度主要分布在292294K,室内热源表面温度为308K时,室内最大温差为7K,室内温度主要分布在294295K。

关键词：新型绿色单户建筑,外墙保温,CFD,室内温度场

室内温度控制系统 篇2

1 系统硬件设计思路

系统以AT89S52单片机为基础,当单片机接收到温度传感器的信号,与键盘电路设置好的温度进行比较;然后根据设定程序选择控制器优先权(窗户控制器或阀门控制器),然后根据温度误差和PID控制算法输出控制量;最后将控制量通过数模转换器输出到阀门控制器和窗户控制器,从而调节阀门的开度和窗户的开度,以达到调节室内温度和湿度的作用。AT89S52单片机功能强大,使用灵活,能够满足此次设计的要求,因此选用AT89S52单片机作为该控制系统的核心。该系统的硬件主要包括单片机、阀门控制模块、窗户控制模块、电机驱动模块、测温模块、显示模块、按键模块等。如图1所示。

2 阀门控制模块

阀门控制器采用控制水流的原理,利用步进电机控制阀门的开度,实现水流大小的控制,简单的来说,当温度高时,关闭阀门,保持温度;当温度低时,打开阀门,让水流保持流动,从而提高温度。阀门本身采用球形阀门设计,球形体带有中空结构,精确的调节水的流量达到精确调节室内温度的目的。阀门控制器如图2所示。

3 窗户控制模块

窗户选择了现在常用的两扇式推拉窗,一扇由步进电机控制。当温度高时,窗户打开通风,当温度低时,窗户关闭保持室内温度。本系统有着很强的拓展能力,用户可以设定特定的时间选择通风;当室内处于无人状态的时间,窗户不会打开,防止盗窃;窗户上面还添加有气体传感器,当遇到火灾或者煤气泄漏时,第一时间警报响起并自动打开窗户,提高安全系数;窗户外面还可以添加液体传感器,安装到特定的位置,当外面下雨会进入到室内前关闭窗户。如图3所示。

4 电机驱动模块

阀门控制器和窗户控制器各用一个步进电机驱动。电机芯片采用L298N,它具有较好的驱动能力。单片机的P1.0,P1.1,P1.2,P1.3分别连接到L298N的两个输入端用来驱动电机。不同的输入信号控制电机的正反转,用来完成阀门和窗户的闭合。L298N工作的最大电压可以达到46V,电流可以达到4A,能够驱动一个步进电机。将驱动使能端连接到单片机从而控制电机的转速,改变转速需要改变PWM的占空比和频率。

5 测温模块

测温传感器选择DS18B20,选择它的首要原因就是它有着单总线的设计:单总线即只有一根数据线,系统中的数据交换,控制都由这根线完成,便于使用和控制。DS18B20的测量范围为-55℃~+125℃;在-10℃~+85℃范围内,精度为±0.5℃,适合于室内测温的需求。一般室内空间都比较大,需要几个温度传感器共同测温,才能做到精确测量,所以可以将多个DS18B20并联在惟一的单线上,实现多点测温。当电源极性接反时,温度计不会因发热而烧毁,安全可靠。它具有体积小、电压适用范围宽等特点,适合于构建自己的测温系统,因此选择DS18B20作为本系统的温度传感器。

6 显示模块

为了带来更好的用户体验,我们选择了1602LCD液晶显示器。它是一种专门用来显示字母、数字、符号等的点阵型液晶模块,它由若干个5X7或者5X11等点阵字符位组成,每个点阵字符位都可以显示一个字符。每位之间有一个点距的间隔,每行之间也有间隔,起到了字符间距和行间距的作用[1]。

1602液晶显示器主要用来显示实时温度和用户设置温度,相对于数码管显示来说,1602更加直观,给用户使用时带来舒适的感受。

7 按键模块

该系统的键盘主要包括设置键、加减键和电源键。按键都是以开关状态来设置控制功能或输入数据。当按下设置键时,1602会显示当前的温度;当按下最高温设置键时会显示设定的最高温度,然后通过加减键位来调节用户所需的最高温度;同理设置最低温度;设置完成后,按下最高温或者最低温设置键返回实时温度显示。

8 系统软件设计思路

系统的软件控制采用C语言编程,借助C语言的强大功能来实现单片机AT89S52的功能控制。系统各个模块都可以编写相应的程序,也可以将这些分立的程序模块组合起来,完成强大功能。该系统的控制结构如图4所示,单片机先根据温度误差和PID算法计算控制量,从而给阀门控制器和窗户控制器以调节,达到控制室温的效果。系统控制规律见式(1)。

其中,u(t)为t时刻的控制量,e(t)为t时刻的误差,Tp、Ti、Td分别为系统的比例系数、积分系数和微分系数。因为室内温度是个过程量,变化相对缓慢,这里采取了周期性控制,即在一个周期内控制量保持不变,控制流程如图5所示。

9 总结

冬季室内温度控制系统是利用散热器流量自动控制,配合室内窗户开度自动控制达到快速和相对准确地进行室内温度调节的目的。整个系统电路简单,成本低,具有很强的实用性。

在设计和系统最终实现功能的过程中,我充分体会到了设计硬件与编辑软件的乐趣。这次项目给我们增长了丰富的知识,为以后在学习和工作中积累了大量十分有用的经验。

参考文献

浅析公共建筑室内温度标准 篇3

一、现行标准分析

1.《室内空气质量标准》。

《室内空气质量标准》规定, 夏季空调房间室内温度的标准值为22℃～28℃, 冬季采暖室内温度标准值为16℃～24℃。研究表明, 在冬季供暖条件下80%的人感到舒适的温度范围为17.0℃～19.2℃, 夏季室内的黄金温度是27℃。不难看出, 《室内空气质量标准》基本符合人体舒适性的要求, 不过, 该标准与最适合温度有偏差, 而且标准值范围较宽泛, 针对性不强。

2.《公共建筑节能设计标准》。

《公共建筑节能设计标准》中对温度标准按建筑类型作了细化, 在《室内空气质量标准》规定的范围内向节能的大方向靠拢。对车库、仓库等区域, 十分明智的没有采用《室内空气质量标准》, 真正把节能放在头等要素。

3.《公共建筑室内温度控制管理办法》。

医院等特殊单位以及在生产工艺上对室内温度有特定要求的公共建筑除外, 夏季室内温度不得低于26℃, 冬季室内温度不得高于20℃。此管理办法依据《中华人民共和国节约能源法》, 对冬季温度上限、夏季温度下限做出明确限制, 其标准严于《室内空气质量标准》, 是针对公用建筑耗能过大所采取的强制措施。

二、温度标准改进建议

大体上, 笔者对《公共建筑节能设计标准》和《公共建筑室内温度控制管理办法》对室内温度标准补充与完善表示赞赏。特别是《公共建筑节能设计标准》中对夏季大堂、过厅处室内外温差小于等于10℃的限制, 笔者认为, 这项规定应该进一步完善, 并推广至冬季的温度标准制定。

对于冬季大堂、过厅温度, 无论是集中采暖, 还是空调调节, 《公共建筑节能设计标准》只是把标准温度定在16℃～18℃, 且没有室内外温差限制。显然, 这是受到了《室内空气质量标准》的制约。但是, 考虑大堂、过厅结构与功能特点, 是否应该适用《室内空气质量标准》有待商榷。

我国有1/2的区域属于严寒和寒冷地区, 最冷月平均气温低于或等于0℃。如果按《公共建筑节能设计标准》执行, 门口处温差将达到16℃以上, 这对建筑节能与人体舒适性都是不利的。笔者认为, 应该在冬季降低大堂、过厅标准温度, 减少该区域室内外温差。下面就此问题具体分析。

1. 建筑节能。

公共建筑由于人流较为密集, 所以外门经常开启, 其气密性很难保证;另外, 入室的顾客会源源不断地将冷空气带入室内, 从而加大了入口风速, 加大了冷风风量。较高的门厅温度、室内外温差, 就意味着强烈的外门处热传导与热对流, 由于冷风侵入效果明显 (是基本耗热量的500倍) , 因此就必须增大供暖系统的热负荷, 这无疑不符合节能要求。

如果降低大堂、过厅温度, 上述情况就会有所改善, 出口处耗能因此减小。不过, 大堂、过厅房间的温差增大, 对于房间内部会增加一部分热负荷。对于内部封闭较好的公共建筑, 节能效果更明显。

2. 舒适性。

温差过大, 是影响人体热舒适性的不利因素, 还易引起感冒、气管炎、哮喘、心血管类型疾病。冬季降低大堂、过厅温度, 使得内外温差减小, 降低了温度变化的剧烈程度, 让过渡更加平缓。

人们在大堂、过厅停留的时间较短, 一般难以调整着装, 所以其温度标准不应适用《室内空气质量标准》。

综上, 可以考虑在严寒或寒冷地区, 冬季降低大堂、过厅标准温度 (10℃左右) ;夏季进一步限制内外温差。使大堂、过厅作为内外温度变化的过渡区, 一方面, 对节能减排有重要作用;另一方面, 缓解了温差所带来的不适, 减少相关疾病的发生。

三、结语

混合记录气膜温度场仿真 篇4

磁、光混合记录技术在1999年一经提出,即获得了广泛的关注,世界主要存储设备研究中心和公司如Philips、Sharp、卡内基梅隆大学数据存储系统中心、Hitachi等都投入了大量的财力。目前,他们的研究方案主要有以下三种:(1)以Phi lips为代表的热辅助磁记录方案。这种方案采用大光斑照射记录介质,磁头在大光斑内进行读写,它主要是为了克服超顺磁极限,采用高矫顽力的记录介质,该方案的记录密度由磁头决定,与光场无关,因此,不能提高其记录密度。(2)以Hitachi为代表的激光脉冲调制方案(热调制方案)。这种方案采用大范围磁场穿透介质,小光斑经过调制来交替照射记录介质,在小光斑照射记录介质的时候,小光斑照射范围内磁化反转,达到记录数据的目的,数据的读出采用GMR头直接读出。该方案记录密度由光斑大小决定,与磁场无关,没有发挥磁记录位密度高的优势。(3)以Sharp、Seagate和卡内基梅隆大学数据存储系统中心为代表的磁、光混合记录方案(双梯度方案)。该方案充分利用磁记录位密度高而近场光记录可实现高道密度的特点,采用近场光斑照射记录介质,减小介质矫顽力,在此光斑范围内,利用磁头磁化翻转来记录数据。该方案道密度由近场光斑决定,而位密度由磁头决定,可实现超高记录密度[1,2]。

由于混合记录近场加热方案将导致磁盘浮动气膜温度变化并进一步影响浮动系统及混合记录系统介质温度[3,4,5,6],为此,混合记录浮动气膜的研究对混合记录系统就变得非常重要。

2. 混合记录浮动气膜建模

在混合记录对流传热中,由于边界层厚度比旋转体曲率半径小得多,混合记录介质与浮动气膜间的热交换可以用流体外掠平壁的对流换热来模拟。这样混合记录对流换热从总体上讲可分为平壁层流换热和平壁紊流换热。

混合记录热效应导致磁记录介质温度升高,但气体对激光能量几乎没有吸收,气体吸收的热量主要来源于气膜与磁记录介质之间的传热传质,当混合记录浮动块高速旋转的时候,混合记录气膜与介质之间发生热交换,开始是层流换热,一段时间之后是紊流换热,但由于我们关心的是气膜温度对浮动性能的影响,而浮动高度在nm量级,所以即便是在紊流换热的时候,如此靠近磁记录壁面的一薄层气膜与磁记录介质之间依然是层流换热。

在忽略体积力和粘性耗散的情况下,层流情况下对流换热的边界微分方程为:

式中f',f"分别表示对η的一阶、二阶微商。自由参变量。其中u指气流x向速度,v指气流y向速度,t指气流温度,x、y分别指气流计算点与初始点的距离。

边界条件如下:

相应的边界条件也可表示为:

通过数值积分方法,可以获得式(1)的数值解,数值解如表1所示。

为了求得温度场分布,定义无量纲温度,其中:tw、t∞分别表示温度场中待求点和边界点的温度。则用无量纲温度表示的能量方程可表示为:

相应的边界条件为:η=0时θ(0)=1

η=∞时θ(∞)=0

该方程可被直接积分,代入边界条件后求得解为

利用表1的结果,通过数值积分可解出无量纲温度θ随η和pr的变化,如图1所示。

对于混合记录流体为空气,pr依温度不同在0.6-0.8之间变化,而,按混合记录常用浮动参数,y=20nm,u∞=20m/s,v的值与温度有关,在混合记录可能的温度范围内其值在10m2/s到30m2/s之间。经计算发现:当x=1nm时,η<0.1。由此可见:对于层流状态来讲,只要x的值(气流与混合记录介质热交换的长度)达到nm量级时,η的值就远小于1。换句话说,只要浮动系统运动距离达到nm量级,在距离记录介质20nm以内η的值将趋近于零,从图1可以看出,当η的值趋近于零时,相对温度趋近于1,也就是说气膜温度与介质表面温度基本上可以认为是一致的。

3. 结论

混合记录是一种极具潜力的超高密度记录方案,混合记录的加热写方案直接决定了混合记录磁记录颗粒的磁化与颗粒被加热的程度关系紧密,同时也决定了混合记录浮动气膜的温度,进而影响混合记录浮动高度和读写磁场的分布,这就要求能清晰整个混合记录系统的受热状况[7,8],本文首次通过建模仿真求得了混合记录介质与浮动气膜间的温度关系,从而找到了记录介质与浮动气膜间的热传递关系,是混合纪录系统设计必不可少的关键技术。

参考文献

[1]夏又新,混合记录若干关键技术研究(D),武汉:华中科技大学图书馆,2005

[2]黄浩.近场记录光盘驱动器若干关键技术研究(D).武汉:华中科技大学图书馆,1999.

[3]Xiechangsheng,Xiayouxin,Huanghao.Study on Temperature gradient of hybrid Recording, Duanyi Xu,Kees A.Schouhamer Lmmink,KeijiShono eds.SPIE,Beijing,2004,Proc.Of SPIE,2004, 5643:187-193

[4]Jiao Xinbing;Wei Jingsong;Gan Fuxi,Laser assisted magnetic recording properties using SiAg near-field super-resolution structure ,Proceedings of SPIE-The International Society for Optical Engineering,v 7125,2009, Eighth International Symposium on Optical Storage and 2008 International Workshop on Information

[5]Kryder,Mark H.;Gage,Edward C,heat assisted magnetic recording,Proceedings of the IEEE,v 96,n 11,p 1810-1835,November 2008

[6]Cheng Xiao-Min;Wang Hao;Yang Xiao fei,Temperature distribution simulation of optical magnetic hybrid recording media with super-resolution near-field structure, Guangxue JingmiGongcheng Optics and Precision Engineering,v 16,n 10,p 1800-1804,October 2008

[7]Lu Chen;Wendong Xu;Yongtao Fan;Qing Zhu ,Dynamic testing system for Hybrid Magneto- Optical Recording,Proceedings of SPIE-The International Society for Optical Engineering, v 7125,2009.

砖砌体截面温度场分析 篇5

关键词：砖砌体,高温环境,温度场,模型,耐火极限

建筑结构发生火灾时,各种材料处于高温环境中,构件的温度会逐渐上升。对砌体结构来说,其主要材料为块体和砂浆,由于二者均具有不可燃烧性和热惰性,内部会逐渐形成不均匀的温度分布。一方面,高温条件下块体和砂浆体积膨胀,导致砌体结构内部产生较大的温度应力,并发生内力重分布;另一方面,高温下块体和砂浆的特征发生变化,主要表现为强度下降、变形增大等。

本文主要通过实测砌体内部温度变化情况,并通过与有限元程序ANSYS对砌体试件的升温过程进行非线性瞬态温度场的模拟分析进行比较,为计算或分析砖砌体结构耐火极限和高温承载力提供参考。

1 试验概况

根据GBJ 129-90砌体基本力学性能试验方法标准[1]的规定,对于普通砖砌体抗压试件采用长1砖半,宽1砖,高12砖的模型,理论尺寸为240 mm×365 mm×746 mm。试件采用实心黏土砖,混合砂浆等级为M10。为测定试件内部的升温降温情况(分别设置200℃,400℃,600℃和800℃四种),于试件中埋设热电耦,采用数显调节仪进行读数。根据埋设位置的不同分别对3根热电耦进行编号(理论埋设位置如图1所示,分别为1号、2号、3号)。

2瞬态温度场的数值模拟

2.1基本假定

1)试件内无热源;2)砌体的热传导均匀、各向同性;3)材料的密度是不变的;4)试件均匀受火。

2.2模型建立

砌体试件模型截面尺寸为0.360 m×0.240 m,模型见图2。砌体试件有限元计算单元选用二维温度单元Plane55,对于瞬态传热问题,在定义材料性能参数时,需要定义导热系数、密度和比热。

2.3试件温度场关键参数分析

1)砌体的热传导系数。热传导系数λc是指单位时间内单位温度梯度下,通过单位面积等温面的热流密度。热传导系数是影响导热过程的一个重要物理量,其数值的大小表示物体传播温度变化的能力。

由GB 50176-93民用建筑热工设计规范[3]附录四可知,对混合砂浆黏土砖砌体来说,热传导系数λc=0.76 W/(m2·K)。

2)砌体的比热容。砌体的比热容C是使单位质量的砌体升高单位温度所需的热量。砌体的比热容主要受块体和砂浆的影响,参照GB 50176-93民用建筑热工设计规范附录四可知,对混合砂浆黏土砖砌体来说,比热容C=1.05 kJ/(kg·K)。

3)质量密度。砌体的质量密度在升温过程中不断的发生变化。在升温的初期,砌体内部所含水分气化后溢出,质量密度减小。但砌体的质量密度随着温度的升高减小不大,对构件内部温度值的影响幅度较小。在结构的温度场分析时,为了简化计算,砌体的质量密度常取与温度无关的常量(1 700 kg/m3)。

2.4模拟结果与分析

初始温度取试验时的环境温度(10℃),升温速率取5℃/min,恒温60 min,按照升温时间的不同确定计算时间,子步长均为60 s,按瞬态热分析进行选定,然后分析计算。

图3为砌体试件中部截面高温后温度场云图。从图3中可以看出,截面外边缘等温线向截面内部开始退化,由于截面外边缘靠近高温气流,温度梯度变化较大,随着向试件截面内部的深入,温度梯度变化逐渐平缓,温度差变化也变小。

图4给出了最高温度分别为200℃,400℃,600℃和800℃时砌体试件截面内1,2,3测点的实测温度变化和ANSYS模拟的温度变化的对比情况。由于在升温过程中,砌体内部存在游离水和结合水,不同温度条件下会逸出,并带走大量的热,使内部测点的升温速度减慢。同时,由于砌体试件在受热过程中会逐渐产生较多的热裂缝,使内部测点的升温速度加快,因此实测的升温曲线并不是一条平滑的曲线。

3结语

本文采用了一些必要的、与试验条件相近的简化条件和假定,借助大型有限元分析软件ANSYS建立了砌体试件在高温下的模型,并对之进行温度场分析,将计算结果与试验数据进行对比,主要结论如下:1)升温过程中,将数值模拟的结果和试验结果比较,模拟结果与实测结果基本吻合。2)采用有限元软件ANSYS对砌体试件在升温过程中的温度场进行模拟是可行的,可以为高温后砌体承载力的计算提供参考。

参考文献

[1]GBJ 129-90,砌体基本力学性能试验方法标准[S].

[2]刘文燕,耿耀明.热工参数对混凝土结构温度场影响研究[J].混凝土与水泥制品,2005(1):11-15.

[3]GB 50176-93,民用建筑热工设计规范[S].

室内温度场 篇6

本次研究采用有限差分和有限元两种方法,建立了考虑太阳辐射作用、环境温度变化条件下建筑外墙时时温度场的数值计算模型,对外墙外保温、外墙内保温、夹芯保温和框架墙填充加气混凝土自保温等各种保温墙体,在北京地区一年四季条件下的时时温度场进行了模拟,并对外墙外保温墙体各构造层的温度应力进行了计算,同时对特殊结构(比如:女儿墙、雨篷等)在外界环境温度变化下,进行了温度场和温度应力的模拟计算和分析。

1、温度场分析

计算在大气温度及太阳辐射、空气对流等复杂边界条件下保温墙体内部温度场是对保温墙体进行应力及耐久性分析的基础。本章首先利用有限差分法,建立典型保温墙体在外界大气温度变化等条件下温度场的计算模型,包括外墙内保温结构和外墙外保温结构等(见表1),选取了北京各个季节典型天气条件下四个朝向墙体结构作为研究对象,同时为便于比较,对没有施加保温的普通墙体也建立了计算模型。

1.1外界温度环境

1.1.1室外大气温度

为了研究方便,取各个季节典型天气状态的日最高(Tmax)和最低(Tmin)温度数值(见图2-1),并利用下式模拟大气温度的日周期性变化:

其中Ta为室外大气温度(时间及日最高、最低温度的函数),td为24小时时间(h)。

1.1.2太阳辐射

对于建筑物的热环境来说,太阳辐射是一项非常重要的外部影响因素。图2-2为北京地区一年四季东西南北垂直墙面上的太阳辐射强度与时间关系图。

1.2温度场模拟结果和分析

以北京地区采用北京振利高新技术公司胶粉聚苯颗粒保温材料及其配套施工技术的外墙外保温做法,包括胶粉聚苯颗粒涂料饰面、胶粉聚苯颗粒面砖饰面、胶粉聚苯颗粒贴砌聚苯板涂料饰面(三明治做法)、胶粉聚苯颗粒贴砌聚苯板面砖饰面(三明治做法)及相对应的墙体内保温做法(调整各功能层位置使保温层位于墙体基层内侧),以及加气混凝土自保温墙体(以20mm水泥砂浆+200mm加气混凝土+20mm水泥砂浆复合墙体为例)、夹心保温墙体(以50mm混凝土板+50mm岩棉板+50mm混凝土板复合保温墙板为例)的一年四季、东西南北四面墙体在室外太阳辐射及气温变化下的实时温度场进行了全面计算。为了描述问题的方便,这里只显示胶粉聚苯颗粒涂料饰面冬季和夏季的结果(见图2-3)。

1.2.1外保温和内保温系统

图中给出了墙体内各层由内到外,即墙体内表面(相当于结构层内表面)、保温层内表面(相当于结构层外表面)、保温层外表面、墙体外表面及外部环境温度随时间的发展变化曲线。从图示结果首先可以看出,本研究所建模型成功模拟了室外环境温度变化对墙体温度场的影响。为了研究保温层位置对外墙保温系统温度场的影响,本研究也对胶粉聚苯颗粒涂料饰面内保温墙体(将保温及其附加层置于结构层之内)的温度场进行了计算(见图2-4)。

综合来看,不同朝向的各个墙体中,西面墙体的温度日变化幅度最大,东面次之,南面墙体的温度峰值与东面墙体的温度峰值较为接近,但是日变化比较平缓,北面墙体的温度日变化幅度最小,这一点上内外保温形式的墙体规律一样,但温度数值不同。

为了更好地比较内外保温的效果,墙体保温形式(内外)对墙体温度场的影响将更明显地体现在给定时刻温度沿墙体厚度方向的分布上。图2-5为胶粉聚苯颗粒涂料饰面保温墙体西墙, (a)外保温(b)内保温,冬季、 夏季在温度稳定变化后墙体表面温度最高、最低时沿墙体厚度方向的温度分布图,其中横坐标零点为墙体内表面 (室内)。保温墙体在其它季节、任意时刻的温度沿板厚分布都将落在图中两条边缘线之内。由两条边界线计算获得的温度应力将是一年之内的极限情况(温度最高、温度最低)。

夏季、冬季各个朝向的胶粉聚苯颗粒涂料饰面外保温墙体24小时温度

图2-5所示结论:

(1)无论内保温形式还是外保温形式,保温层内温度变化均是最剧烈的,但相对而言,外保温保温层温度变化幅度更大。同样夏季西墙,外保温时为26～57℃,而内保温时为25～35℃;冬季西墙,外保温时为-10～17℃,而内保温时为-2.5～17℃。

(2)基层墙体内温度变化幅度明显不同。采用外保温形式,结构层(基层)温度变化幅度很小(最大值16～24℃=8℃),而采用内保温时,结构层(基层)温度变化幅度较大,(最大值-8～47℃=55℃),因此从该方面看外保温墙体将更有利于基层墙体的稳定。从后续温度应力的计算中也会发现外保温墙体相应的温度应力也会更小。

(3)外保温墙体保温及其装饰层内一年四季、白天黑夜温度变化较内保温大很多,因此对外保温墙体,其保温层、装饰层抵抗温度变形及疲劳温度应力的能力应该更强。这方面在后续温度应力计算中将作更详细讨论。

其它保温墙体的温度分布(见图2-6)与西墙类似,但变化幅度低于西墙。

2. 内外保温系统与无保温系统的温度场

为比较保温层对变温动态条件下墙体温度场的影响,本研究也对不加保温层的相应墙体温度场进行了计算。

比较图2-5和图2-7得出:

(1)不加保温层时温度值与室内恒定温度相差最大,且温度受外部环境影响波动最强。

(2)三种墙体内表面温度变化范围分别为:胶粉聚苯颗粒贴砌聚苯板25.38～25.66℃,与夏季室内恒定温度(25℃)相差为0.38～0.66℃;单一胶粉聚苯颗粒25.53～25.93℃,与夏季室内恒定温度(25℃)相差为0.53-0.93℃;无保温层时为26.32～31.06℃,与夏季室内恒定温度(25℃)相差为1.32～6.06℃。在冬季,三种墙体西墙内表面温度变化范围分别为:胶粉聚苯颗粒贴砌聚苯板18.57～18.77℃,与冬季室内恒定温度(20℃)相差为1.43～1.23℃;单一胶粉聚苯颗粒17.93～18.27℃,与冬季室内恒定温度(20℃)相差为2.07～1.73℃;无保温层时为8.78～12.10℃,与冬季室内恒定温度(20℃)相差为11.22～7.90℃。

(3)外保温墙体靠近保温层之外的装饰层及附加结构层的性能要求将更高,否则按无保温层时的性能要求设计可能会引发外饰面层的过早破坏。

3. 加气混凝土自保温体系

为比较不同保温结构对墙体温度场的影响,本研究也对自保温墙体(以20mm水泥砂浆+200mm加气混凝土+20mm水泥砂浆复合墙体为例,简写为JQH)冬夏两季的温度场进行了计算(见图2-8)。

结论:

(1)与施加内外保温层的外墙相比,200mm厚加气混凝土自保温墙体内表温度与室内恒定温度之间差距大,温度波动变稍强。保温效果介于无保温200mm厚混凝土墙体与前述施加内外保温层的复合墙体之间。通过墙体传递的热量稍大,维持室内恒定温度时需要的能量增大,能耗增加。

(2)墙体外表面夏季最高温度和冬季墙体外表面最低温度与有外保温层的墙体相比变化不大,最大温度差接近65℃(较外保温墙体低近2℃)。

(3)加气混凝土层内温度变化明显。墙体内表面温度变化范围变大,200mm厚加气混凝土墙体为18～26℃(室内春夏秋冬温度取恒定值)。

(4)加气混凝土自保温系统中,框架等结构会带来非常明显的“热桥”效应。

4. 夹心保温系统

为比较不同保温结构对墙体温度场的影响,本研究也对岩棉混凝土保温墙体(以50mm混凝土板+50mm岩棉板+50mm混凝土板复合墙体为例,简写为JXH)冬夏两季的温度场进行了计算(见图2-9)。

结论:

(1)外侧混凝土板在冬夏两季温差变化大,达到63℃;而内侧混凝土板冬夏两季只有10℃左右。所以内外侧混凝土板将产生不一致的温度应力及变形,而导致相互破坏。

(2)夹心保温墙体只要保温层厚度得当,一般可以达到预期的墙体保温效果。

5. 悬挑结构

外保温做法时若建筑结构挑出部位如阳台、雨罩、靠外墙阳台拦板、空调室外机搁板、附壁柱、凸窗、装饰线、檐沟、靠外墙阳台分户隔墙、女儿墙内外侧及压顶、博士帽等部位不做保温就会存在热工缺陷,产生不同的结构形变,引起开裂。下面以雨篷为例(见图2-10)来阐述这个问题。

外墙做外保温而出挑结构位置(雨篷)不做保温时,出挑构造会产生很明显的“热桥”效应,而与基层墙体连接处会产生非常大的温度应力。一般有:

(1)没有保温层的雨篷会产生明显的热桥效应,墙体传递的热能量非常大。

(2)在雨篷附近的内外墙体温差最大无论冬季还是夏季都可达到9～10度,而没有雨篷的带保温层的一般墙体,内外墙体温差只有1～2度左右。

(3)在雨篷附近的墙体传递的热能量是其他墙体的4倍左右。

6. 框架加气混凝土墙

框架的跨度和净高分别是6m和4m,加气混凝土墙厚200mm。

在框架加气混凝土自保温体系结构中,由于框架柱和梁都是钢筋混凝土结构,其导热系数是加气混凝土砌块的十多倍,虽然加气混凝土砌块具有一定的保温作用,但是框架柱和梁会形成热流相对密集的区域,产生明显的 ”热桥”效应(见图2-1 1)。可见只采用加气混凝土的自保温体系,是不能满足框架结构的保温要求。为了减少框架柱和梁的“热桥”效应,一般在框架加气混凝土砌块填充墙的外表面再做一层保温。图2-12和图2-13显示了框架结构做5cm厚的保温层,加气混凝土往外悬挑3cm,外表面再做2cm后的保温层的内外表面的温度场分布。从图中可以看到,框架和加气混凝土砌块墙的外表面上温度差还是比较大,而内表面上的温度基本一致,而且这种保温效果非常明显,能够满足建筑节能的要求。

(外界温度:46.1)

1.3温度场分析结论

从整个温度场的数值模拟分析可以得出如下的结论:外墙外保温有利于结构墙体温度场的稳定。采用外保温时,结构墙体年温度变化幅度很小(最大值16～24℃=8℃);采用内保温时,结构墙体年温度变化幅度较大(最大值-8-47℃=5 5℃);无保温时,结构墙体年温度变化幅度较大(最大值-5～47℃=52℃)。外墙做外保温而出挑结构位置(雨篷)不做保温时,出挑构造会产生很明显的“热桥”效应,而与基层墙体连接处会产生非常大的温度应力。采用内保温形式和无保温的墙体结构层冬季日最低温度在处于0℃以下(-2.5℃左右),最高温度在0℃以上(5℃左右),在24小时内有部分墙体将经受一个正负温度循环,结构墙体材料将经受冻融循环的耐久性考验,而采用外保温的墙体结构层最低温度均在16℃,不会出现冻融循环。因此,外墙外保温更有利于结构墙体的稳定和长期耐久性。加气混凝土砂浆模面自保温墙体外层砂浆冬夏温度变化显著、耐久性问题突出,在冬季仍有部分加气混凝土处于负温状态,将受冻融循环的耐久性考验。混凝土夹心岩棉保温板内外混凝土构造层冬夏两季温度变化显著,内外混凝土板将产生不一致的温度应力及变形,而导致相互破坏。同时冬季完全处于负温区工作,仍有冻融循环的耐久性问题。

室内火灾均一温度假设实验研究 篇7

关键词：室内火灾,均一温度,轰燃,均一性指数

室内平均温度是表征火灾燃烧强度的重要指标,常用这一温度随时间变化的情况描述室内火灾的发展过程。用平均温度表述火灾发展过程,其前提是烟气温度在室内分布均匀,也即均一温度假设成立,而使烟气温度均匀的主要动力来自烟气搅动,它使得整个室内温度在空间上的差异最小化。基于这一事实,用来量化研究室内火灾温度变化的大多数理论模型都是以该假设成立为基础的,如以室内烟气温度升高500 ℃作为轰燃发生的标志从而预测室内轰燃的MQH法。

虽然均一温度假设在理论研究中普遍应用,但其合理性却少有论述,特别是量化研究少之又少。因此,有学者对该假设的合理性提出质疑。Harmathy认为,只有非火焰区的烟气才满足均一温度假设。BØhm和Hadvig对一次轰燃火灾做了研究,测得的温度相差达200～500 ℃,且室内中心温度最高。Welch和Abecassis等人分别对Cardington实验(1999年)和Dalmarnock火灾实验(2006年)作了分析。得出结论:传统的温度均一假设不成立。Thomas和Bennetts研究表明,靠近通风口的建筑结构所处的环境比靠内的结构恶劣得多。J Stern-Gottfried等人研究了室内轰燃后分散的烟气温度和平均温度对结构的不同加热作用。结果表明,前者使结构温升比后者高出25%,且使结构达到预设临界温度的时间缩短了31%。

1 温度均一假设实验研究

鉴于温度均一假设的量化研究较少,笔者开展了小规模火灾实验,并对多点温度进行了统计分析,以期为该假设的量化研究提供参考。

1.1 实验装置

实验在中国人民武装警察部队学院自主研发的室内火灾模拟实验箱中进行。该实验箱按照ISO 9705标准实验房间的1/4尺寸设计。沿箱体顶部长轴装设有三个K型铠装多点热电偶,在开口上沿中点处设置一个热电偶。各探点位置如图1所示。

实验箱墙面由三层材料组成,由外到内依次为304不锈钢板、石棉板、壁面装饰材料。实验箱顶板和地板无壁面装饰材料。

实验采用三层板作墙面内衬材料,相关参数如表1所示。

1.2 实验及结果分析

热烟气层温度通过12个热电偶分层测量,而在对实验过程进行分析时往往用热烟气层的平均温度,这正是均一温度假设被认为成立的具体体现。笔者研究的主要目的即检验该假设的合理性。笔者利用状态方程平均法求近似的热烟气层平均温度,共做2组实验,实验1为空白对照实验,实验2壁面装设三层板。实验采用有机玻璃板作燃料,且通过点火器在其四角引燃点火,以点火器火芯接触燃料的时刻作为实验计时起点。

1.2.1 测点温度分布

实验观察发现,12 min左右燃料表面已全面燃烧,因此,在分析实验箱内温度分布时,以12 min为初始工况点,22 min为终止工况点,每隔2 min观察一次。虽然数据并不总是服从正态分布,但多数情况下,为了便于分析总体变化趋势,都近似以正态分布处理,如图2所示。

图2中以50 ℃作为组距,目的是将实验的不确定性考虑在内。如果温度均一假设成立,那么任何时刻都应该只有一条柱。

由图2可知,12～16 min正态分布曲线整体向高温区偏移,体现了升温过程;18～22 min正态分布曲线整体向低温区偏移,体现了降温过程。12 min时的正态分布曲线瘦高,表明整体温度集中,体现出较强的温度均一性;14 min和16 min时的正态分布曲线扁平,温度均一性差,甚至温度均一假设此时不成立;18 min之后的温度较之前集中,均一性提高。

14～16 min温度均一性明显减弱,可以推断,在12 min与14 min之间应当存在一个使温度分布发生重大变化的事件。虽然烟气层平均温度有意义的前提是均一温度假设成立,但是前人的很多研究成果并未对假设是否成立进行深入探究,而是以实验数据来间接反映实验现象,因而用烟气层平均温度的变化规律来分析现象仍然具有一定合理性。为此,将实验1中热烟气层平均温度对时间作图,如图3所示。

由图3可知,在12～14 min这段时间中,温度升高了152.81 ℃,温度变化率的最大值为1.6 ℃/s。由文献[12]可知,在燃料为有机玻璃的条件下,当热烟气层温度变化率峰值介于1.3～3.0 ℃/s时发生弱轰燃。因此,在12～14 min这段时间内发生了轰燃,这正是导致温度均一性明显下降的主要原因。实验中还观察到,在723 s时开口有火苗出现,预示着要发生轰燃。而喷出火焰的出现使得烟气搅动不均匀,温度均一性随之降低,这与Harmathy的观点一致。18 min后,烟气温度又趋于集中,均一性提高,可能与此时喷出火焰消失有关。

通过上述分析可以得出:在轰燃发生前,室内温度均一性较好;发生轰燃后,由于喷出火焰使得烟气搅动不均匀,从而导致温度均一性明显减弱,甚至均一温度假设不成立。因此,通过温度均一性的变化,可以在一定程度上判断何时发生轰燃。

1.2.2 数据分析

在对实验数据进行分析时,用标准差来度量温度在其平均值附近的分散程度。对于正态分布,所有样本数据落在平均值加减一个标准差区间内的概率约为68%,落在平均值加减两个标准差区间内的概率约为95%。表2给出了测点温度分布的相关参数。

由表2可知,热烟气层温度的算术平均值μ和状态平均值Tg差别不大,最大相差不到8 ℃,表明用μ代替Tg分析烟气温度变化趋势是可行的。但是,状态平均值Tg对烟气温度均一性的体现却比算术平均值大的多。如图2所示,12 min时温度均一性在150～200 ℃之间体现明显,测点温度在该区间出现的概率达到0.583,热烟气层温度的状态平均值正好落在该区间,但算术平均值却不在该区间,显然算术平均值没有体现出温度均一性。因此,当均一温度假设成立时,热烟气层温度采用状态平均值更加合理。

表2中的σ*是归一化标准差,文献[9]发现,轰燃后烟气温度越高,归一化标准差越小。表2中的数据也基本反映了这种趋势。这表明火灾强度越大,室内温度越高,温度均一性也越好;反之,火灾强度越小,火焰和烟尘控制的烟气区域越小,温度均一性也越差。这一结论在T Lennon和D Moore开展的Cardington试验中得到了验证。

1.2.3 温度分布均一化程度量化

用σ*来分析温度分布均一化程度的变化趋势是可行的,但是,用其做温度分布均一性指标又有局限。如表2所示,σ*的最小值不是出现在温升最大处,而是在烟气温度下降时。这与轰燃后烟气温度越高,归一化标准差越小并不严格相符。因此,需要定义一个更加合理的量化指标。

由图2可知,拟合得到的正态分布曲线波峰越高,也即测点温度概率越大,温度分布均一性越好;曲线波幅越窄,测点温度越集中,温度分布均一性也越好。因此,考虑将两者相结合,笔者提出了量化温度分布均一性指数Pmax/(σ·ΔTG)。式中:Pmax为测点温度分布最大概率;σ为温度分布标准差;ΔTG为测点温度分布的组距。表3给出了两组实验的结果。

由表3可知,实验1在12 min时开口处有火焰出现,且火焰持续了近2 min,14 min时消失;实验2火焰在14 min时出现,且火焰持续了近3.5 min,18 min前消失。实验2温升速率和峰值温度均明显高于实验1,表明实验2火灾强度比实验1大得多。

表4、表5给出了两组实验点火后10～22 min的测点温度分布参数。

由表4、表5可知,实验1温度均一性指数在14 min时最小,这与前面的结论是一致的,因为发生了轰燃;实验2温度均一性指数在15 min时最小,也是因为在14 min时开口有火焰出现。由表4还可发现,平均温升最大时,温度均一性指数并非最小,且最大温度出现在最小均一性指数之后,这与轰燃发生在温度峰值之前是一致的。可以认为,最小均一性指数对应的时间正是轰燃发生时间。将两组实验的温度分布均一性指数对时间作图,如图4所示。

由图4可知,两组实验的温度分布均一性变化趋势相近,都是先减小后增大,主要因为都发生了轰燃。这表明,轰燃发生时,室内温度差异大,均一温度假设此时不成立。但在轰燃发生前和轰燃发生一段时间后,室内温度差异减小,用均一温度假设比较合理。这与文献[2]中将轰燃预测MQH法的温度上限设定为600 ℃是一致的,因为当温升超过该值时,上部烟气中会出现火焰,从而导致热量在空间分布不均,燃烧过程转变,继而很难用热电偶测定的温度来确定特定烟气层温度。

2 结 论

(1)在轰燃发生前,室内温度均一性较好;发生轰燃后,由于喷出火焰使得烟气搅动不均匀,从而导致温度均一性明显减弱,甚至均一温度假设不成立。因此,通过温度均一性的变化,可以在一定程度上判断何时发生轰燃。

(2)提出温度分布均一性指数Pmax/(σ·ΔTG),能很好地量化温度分布均一化程度,其最小值对应的时间正是轰燃发生时间。