夏季井箱式双层皮玻璃幕墙优化设计.doc

夏季工况井箱式双层皮玻璃幕墙优化设计邹惠芬，袁军团，马跃林，王雪峰（沈阳建筑大学市政与环境工程学院，110168，沈阳）摘要：目的 对井箱式双层皮玻璃幕墙进行优化设计，减少建筑能耗，以获取良好的室内环境。方法 采用了FLUENT模拟分析了夏季工况下沈阳地区无遮阳井箱式双层皮玻璃幕墙的传热现象，分别从幕墙的南立面、西立面、竖井高度选择上，比较了不同热通道间距及通风口尺寸的条件下井箱式双层皮玻璃幕墙的排热性能。结果 综合考虑夏季沈阳地区室内外气象参数，在建筑南立面上，笔者建议选择竖井高度为40m,热通道间距为0.4m,通风口尺寸为(0.6m-0.6m)的井箱式双层皮玻璃幕墙，不仅能够降低幕墙的初投资，而且可以提供良好的室内舒适性，还可起到建筑节能的效果。结论 在综合考虑建筑经济和节能的角度上，适宜的选择热通道间距、通风口尺寸和竖井的高度，不仅能够获得良好的室内环境，还可以减少能源的消耗。关键字： 井箱式双层皮玻璃幕墙 排热量 竖井 节能井箱式双层玻璃幕墙是由箱式双层玻璃幕墙结构演化而来的。与箱式双层玻璃幕墙不同的是：井箱式双层玻璃幕墙在竖向有规律的设置了贯通层，见图11所示。这样在玻璃空腔之间便形成了纵横交错的网状通道。空腔内的空气吸收了太阳辐射后，玻璃表面升温，同时由于竖向的井相对较高，导致很强的“烟囱效应”，这种效应加速了双层皮空腔内空气的竖向流动。由于该种结构的排风口布置在建筑物的上部，与立面上的进风口有较远距离，故可以杜绝空气的“短路”可能，在冬天则可以关闭或减少进风口，减缓“井”内空气流动，形成适宜的温度缓冲区。国内外研究人员针对双层幕墙技术较复杂的特点,通过风洞试验和数值模拟计算方法进行了大量的研究。李鹏2等人利用风洞试验分析研究了双层通风幕墙的通风效果,提出了双层通风幕墙建筑通风换气时间的计算方法。A.Zollner3等建造了足尺模型露天实验室，进行了双层皮玻璃幕墙空腔内紊流状态下混合对流热传递方面的专业实验研究。Prof.K.W.Kim4等韩国学者运用实验的方法结合住宅阳台图1 井箱式双层皮玻璃幕墙示意图FIG.1 Schematic diagram of the shaft-box type of the DSF收稿日期：基金项目：中国住房与城乡建设部项目（2010-K1-30）和辽宁省（高校）重点实验室开发基金资助项目（JZ-200908）作者简介：邹惠芬(1972-),女,副教授,博士,主要从事建筑节能和真空玻璃的研究.进行了双层皮玻璃窗寒冷地区气候适应性研究，这是目前发现的亚洲地区唯一的此类国外研究，其研究方法对本课题具有借鉴意义。但上述的研究并没有针对井箱式双层皮玻璃幕墙给出对应的设计参考。在实际应用过程中，井箱式双层皮玻璃幕墙的“烟囱效应”会随着高度的增加而加强，其高度也是受限制的。本文模拟的是无遮阳井箱式双层皮玻璃幕墙热通道内部的传热现象，运用FLUENT模拟软件，在夏季工况下对井箱式双层皮玻璃幕墙建筑南、西两个朝向进行模拟。观察在不同空腔宽度、进出风口尺寸、不同竖井高度的情况下，热通道内部产生的烟囱效应，从而找出适合于沈阳无遮阳井箱式双层玻璃幕墙的优化设计方案。1 井箱式双层皮玻璃幕墙的CFD解析1.1 井箱式双层皮玻璃幕墙的构造 图2为井箱式双层皮玻璃幕墙单元箱体的结构示意图，内层幕墙封闭，在外层幕墙上下方分别开设进排风口，外层玻璃采用普通的6mm厚单层钢化玻璃，内层玻璃采用Low-E中空玻璃（24mm）又查了一下，确实是24mm,是6+12air+6类型的。，明框幕墙的铝型材采用断热铝型材，其箱式单元体结构尺寸为3m(L)4m(H),进出风口分别选取：0.2m（L）0.2m（H）、0.4m（L）0.2m（H）、0.6m（L）0.2m（H）、0.6m（L）0.4m（H）、0.6m（L）0.6m（H）；热空腔宽度分别选取：0.2m、0.4m、0.6m；单层玻璃竖井高度分别取10m、20m、30m、40m，竖井的入风口与单元箱体双层皮玻璃幕墙的出风口尺寸相同，竖井的出口尺寸定为：1.5m(L)0.9m(H)；竖井热通道间距亦分别选取：0.2m、0.4m、0.6m；选用材料的性能参数如表15所示。图2 井箱式双层皮玻璃幕墙单元箱式结构FIG.2 The unit box structure of the shaft-box type of DSF表1 采用玻璃的性能参数表Table1 The performance parameters of the glass材料厚度（mm）反射率吸收率透过率发射率热阻w.m-2.K-1外层单玻60.1560.0730.7710.90.008中空玻璃6+12A+60.320.30.380.30.488注：A表示中空玻璃夹层充注的是空气1.2 CFD模型的选择根据上述中提到的井箱式双层皮玻璃幕墙结构尺寸，利用GAMBIT建立井箱式模型，如下图3所示.由于通风腔中的气体流动属于热浮升力驱动下的自然对流，流速较低，流态既有层流也有紊流，因此关于流动采用RNG k-6紊流模型，考虑重力加速度9.8m/s2。对于太阳辐射，采用离散坐标（discrete ordinates, DO）辐射模型。关于太阳辐射负荷的处理采用太阳射线跟踪法，设置沈阳的经纬度以及太阳辐射方向，同时在设置玻璃辐射边界条件的时候选择半透明围护结构。在研究自然对流换热时，流体密度会随着周围温度的变化而变化.这一现象是不可忽略的，一般情况下，连续性方程、动量方程及能量方程相互耦合求解非常复杂。因此为了便于计算处理由于温度差而引起的浮升力作用，通常采用Boussinesq假设7。 图3 井箱式双层玻璃幕墙热通道简化模型图FIG.3 The model of the shaft-box type of the DSF1.3 排热量的计算在双层皮玻璃幕墙得热的理论计算模型中,可以根据室外气象参数和双层皮玻璃幕墙结构特性来求解通风腔内的气流温度和通风量,这样可以求出气流在进出通风腔前后的焓差,即气流流经通风腔所带走的热量。可以按照下式计算通风腔中的气流焓增：8为空气的定压比热，为空气的定性温度对应的密度，为通风腔断面面积，为气流的温升，为通风腔中气流的平均速度。气流排热对夏季双层皮玻璃幕墙减小室内得热量很重要。而且气流的存在可以避免通风腔过热。在夏季，如果通风腔的开口都关闭，其间的温度可以高达70。1.4 边界条件的设置 考虑单楼层的双层玻璃幕墙系统，假设热通道内的流动是三维、稳态的，忽略遮阳百叶及室外风速的影响,空气的热膨胀系数取为相应的热力学气温的倒数，热通道的顶部和底部采用绝热的边界条件，热通道的左右两边采用空腔内的平均温度作为边界条件；进风口采用“inlet-vent”边界条件，箱体排风口和竖井排风口均采用“pressure-out”边界条件9。 由于通风腔内气流流速很低，因此控制方程中的压力项采用线性化处理，动量方程用一阶迎风格式进行离散，控制通风腔中气流的速度残差绝对值小于10-6时停止迭代运算10。2 CFD的模拟结果本文针对井箱式双层皮玻璃幕墙西向和南向分别进行对比分析.在热通道宽度分别为0.2m、0.4m、0.6m，进出风口尺寸分别为0.2m0.2m、0.4m0.2m、0.6m0.2m、0.6m0.4m、0.6m0.6m的情况下，运用FLUENT对南向和西向分别进行15种情况的数值模拟。同时，分别在竖井高度为10m、20m、30m、40m的情况下，对井箱式双层皮玻璃幕墙进行模拟分析，总结出不同程度的烟囱效应对双层皮玻璃幕墙的单元箱体热通道气流分布的影响。2.1 南立面井箱式双层皮玻璃幕墙的模拟结果 采用竖井高度为40m，针对南立面井箱式双层皮玻璃幕墙不同空腔宽度和进出风口尺寸总计15个算例进行模拟，模拟结果见表2表2 建筑南立面通风口各项参数值Table2 The parameters of the south of the building宽度(m)入风口尺寸(m)入口平均出口平均速度(ms-1)箱体平均温度(K)箱体排热量(W)速度(ms-1)0.20.2-0.24.24.4315.2326.2 0.4-0.23.373.72314.81094.5 0.6-0.23.013.43313.41653.0 0.6-0.42.763.2311.62620.9 0.6-0.62.563.04309.82910.3 0.40.2-0.24.274.52314.8592.8 0.4-0.24.154.35313.61266.5 0.6-0.23.884.18312.21991.2 0.6-0.43.423.72310.43229.4 0.6-0.63.243.84310.04148.4 0.60.2-0.24.734.93315.2718.0 0.4-0.24.544.74314.61639.5 0.6-0.24.224.52313.82506.1 0.6-0.43.84.3311.43842.1 0.6-0.63.574.17309.94501.0 由表2的数据可以绘制出折线图4，它反映了井箱式双层皮玻璃幕墙中单箱体的排热量随热通道、通风口尺寸变化的规律。从图4中可以看出，在相同的通风口尺寸条件下，井箱式双层皮玻璃幕墙单元箱体的排热量随着热通道间距的增大而增大。在热通道间距一定的条件下，随着通风口尺寸的增加，热通道中的排热量也呈上升的趋势，但是不同热通道间距条件下，随着通风口尺寸变化排热量的增加，变化率会有不同的变化趋势。当通风口面积在0.1m2以下时，随着通风口尺寸的增大，排热量的变化呈缓慢上升趋势；当通风口面积超过0.1 m2时，热通道间距为0.6m的幕墙排热量的增加变化率要明显大于热通道间距为0.2m的排热量的变化率。图4 建筑南立面不同幕墙结构对应的箱体排热量FIG.4 The exhaust heat of various structure of the DSF at the south of the building当通风口面积取到最大值(0.6m-0.6m)时，热通道间距为0.2m和0.6m的玻璃幕墙排热量的变化率迅速降低。从曲线的变化趋势可得，在竖井高度为40m的条件下，井箱式双层皮玻璃幕墙的排热量的饱和值应该在4200w/h。热通道0.4m和热通道0.6m的情况下排热量差值并不是很大，因此合理的选择空腔间距要结合当地地价和建筑节能这两方面因素。依照沈阳地区夏季的室内实际需用和地价标准，笔者建议选择热通道间距为0.4m,通风口尺寸为(0.6m-0.6m)的井箱式双层皮玻璃幕墙。现对空腔间距为0.4m的南立面井箱式和箱式双层皮玻璃幕墙的排热量做一个对比，绘制成如下的折线图，见图5。图5 南立面热通道间距为0.4m箱体的排热量FIG.5 The exhaust heat of the south of the building when thermal cavity is 0.4m从上述折线图中可以明显的看出，在空腔间距为0.4m时，井箱式双层皮玻璃幕墙的排热量随着通风口尺寸的增大成倍的高于对应箱式双层皮玻璃幕墙通风口尺寸下的排热量，同理，在空腔间距为0.2m和0.6m时亦会出现这样的结果。这就说明利用竖井所产生的烟囱效应来作为箱式双层皮玻璃幕墙热通道内气流的驱动力，可以获得较大排热效率，能够有效地降低单元箱体的温度。另外从数据中可知，通过竖井排出热空气后，井箱式双层皮玻璃幕墙的单元箱体平均温度比普通箱式双层皮玻璃幕墙低23，降温效果明显。缺点仅在于井箱式双层皮玻璃幕墙所获得的大排热量，主要是通过较大的进出空气速度差产生的，会产生空气流动的噪音。2.2 西立面井箱式双层皮玻璃幕墙的模拟结果 采用竖井高度为40m，针对西立面井箱式双层皮玻璃幕墙不同空腔宽度和进出风口尺寸总计15个算例进行模拟，模拟结果见表3表3 建筑西立面通风口各项参数值Table3 The parameters of the west of the building宽度(m)入风口尺寸(m)入口平均出口平均速度(ms-1)箱体平均温度(K)箱体排热量(W)速度(ms-1)0.20.2-0.24.44.62317.7456.3 0.4-0.23.523.95316.21555.1 0.6-0.23.233.79315.22740.1 0.6-0.43.123.58313.6 3733.4 0.6-0.62.963.36312.64212.2 0.40.2-0.24.975.42316.8861.6 0.4-0.24.75.2315.91755.1 0.6-0.24.385.04314.22878.4 0.6-0.43.684.37312.0 4403.7 0.6-0.63.584.2310.9 4837.4 0.60.2-0.25.185.85315.21092.8 0.4-0.24.895.56314.62043.0 0.6-0.24.725.57313.83526.1 0.6-0.44.425.24311.5 4753.6 0.6-0.63.694.52309.95164.8 由表3的数据可以绘制出图6的折线图。从图6中可以看出，西立面井箱式双层皮玻璃幕墙单箱体的排热量随通风口尺寸的增加而逐渐增大。当通风口尺寸面积处在0.1m2到0.3m2之间时，箱体排热量增加变化率比较高，而当通风口尺寸处在（0.2m-0.2m）和（0.6m-0.6m）时，箱体的排热量变化率就相对较小。从曲线变化趋势来看，西立面井箱式双层皮玻璃幕墙的排热量趋近于5000w/h，又因为西晒太阳照度是全天最高值，所以这时的排热量也相当于全天中最大的排热量。图6 建筑西立面不同幕墙结构对应的箱体排热量FIG.6 The exhaust heat of various structure of the DSF at the west of the building依照对南立面的处理方法，对空腔间距为0.4m的西立面井箱式和箱式双层皮玻璃幕墙的排热量做一个对比，西立面井箱式双层皮玻璃幕墙的排热量随着通风口尺寸的增大，成倍的高于对应箱式双层皮玻璃幕墙通风口尺寸下的排热量。其变化规律与南立面的对比相似。由此可知，合理地将竖井式双层皮玻璃幕墙与箱式双层皮玻璃幕墙相结合，能够起到良好的建筑节能效果。2.3 不同高度的竖井对井箱式双层皮玻璃幕墙单元箱体排热量的影响在空腔间距为0.4m的条件下，分别对无竖井和竖井高度为10m、20m、30m、40m的南立面井箱式双层皮玻璃幕墙进行数值模拟，现将模拟的结果列于下表4中。表4 不同竖井高度下各项参数值Table4 The parameters at the various heights of shaft-box竖井高度(m)箱体宽通风口尺寸（m)入口平均出口平均速度(ms-1)箱体平均温度(K)箱体排热量(W)速度(ms-1)0V=0.4(0.6-0.4)1.081.25312.9772.24 101.892.14311.41435.85 202.432.763111755.09 303.043.46310.92233.75 403.423.72310.43229.37 在表4中，当井箱式双层皮玻璃幕墙单元箱体结构保持不变时，箱体的排热量随竖井高度的升高而逐渐增大；且有竖井和无竖井的井箱式玻璃幕墙，在箱体排热量上，至少也有一倍的差距。由此可以证明竖井确实能够明显改善箱体内的气流组织情况，当箱体内存在过热现象时，可以采用竖井与箱体交错的形式来增强箱体热通道内的通风性能。图7是由表5绘制出来的柱状图。从图中可以看出，随着竖井高度的增高，井箱式双层皮玻璃幕墙单元箱体的排热量呈逐渐上升趋势。竖井高度从10m到30m之间，排热量保持有规律的增加，呈等差排列。当竖井高度为40m时，烟囱效应变得更加明显，此时的排热量也增加了很多，保持在3300w/h，是一种比较理想的状况。因此竖井高度保持在40m左右对图7 单元箱体对应不同竖井高度时的排热量FIG.7 The exhaust heat of unit box at the various heights of shaft-box于增强烟囱效应，加强夏季幕墙热通道内热量的排除具有积极的意义。3 结语（1）在竖井高度为40m的情况下，综合考虑夏季沈阳地区室外气象参数、室内设计参数的设计要求，在建筑南立面上，笔者建议选择热通道间距为0.4m,通风口尺寸为(0.6m-0.6m)的井箱式双层皮玻璃幕墙，这样不仅能够降低幕墙的初投资，而且可以提供良好的室内舒适性，同时起到建筑节能的效果。（2）利用竖井所产生的烟囱效应来作为箱式双层皮玻璃幕墙热通道内气流的驱动力，可以获得较大排热效率，能够有效地降低单元箱体的温度。（3）在井箱式双层皮玻璃幕墙单元箱体结构保持不变的条件下，随着竖井高度的增加，箱体排热量逐渐增加。当竖井高度为40m时，烟囱效应的作用明显增强，排热量明显增加，这对井箱式双层皮玻璃幕墙的设计具有一定的参考价值。参考文献1杜妮妮,双层玻璃幕墙的不同结构对房间热环境的影响D.西安：长安大学，2007.Du Nini, The Impact of Different Structure of Double-skin Glass Facades to Room Heat EnviromentD.XiAn:Changan University,2007.2李鹏，曹立勇，楼文娟等，双幕墙高层办公楼通风效果风洞试验研究J.暖通空调，2004,34（11）.Li Peng, Gao Liyong, Lou Wenjuan, Chen Yong, Research on ventilation performance of high-rise office building with double-skin faade by wind tunnel testsJ.HV&AC,2004,34(11). 3 Poirazis, H., & Rosenfeld. Modeling of Double Skin Faades - Results obtained using WIS J. Technical University of Denmark (DTU) Sagsrapport SR-03-08, ISSN 1601-8605, 2003.4 Djunaedy, E., Hensen, J.L.M., & Loomans, M.G.L.C. Towards a Strategy for Airflow Simulation in Building Design Center for Building & Systems TNO - TU/e J. Technische Universiteit Eindhoven, 2002.5 刘猛，龙惟定等，夏季工况双层皮玻璃幕墙综合传热系数计算模型J,同济大学学报（自然科学版），2009（10）：1403-1408.Liu Meng,Long Weiding, Calculation Model of Comprehensive Heat Transfer Coefficient of Glazing Double-skin Faade in Summer Working ConditionJ,Journal of tongji University(Natural Science),2009（10）：1403-1408.6 Manz,H.,&Frank.Th. Thermal Simulation of buildings with Double-Skin Facades J, Energy and Building, 2005.1114-1121.7 Grabe, J.V. A prediction tool for the temperature field of double Facades J. Energy and Buildings ， 2002.891899.8龙惟定等，双层皮玻璃幕墙建筑的能耗分析和优化设计J,暖通空调，2006.（11）：58-63.Long Weiding, Energy efficiency and design optimization of double-skin faade buildingsJ,HV&AC,2006.(11):58-63.9岑显荣，詹杰民，杨仕超，马扬等，双层玻璃幕墙的CFD模拟与设计优化J,中山大学学报（自然科学版），2008（11）,18-2.Cen Xianrong,Zhan Jjemin,Yang Shichao,Ma Yang, CFD Simulation and optimization Design of Double Skin Faade, Zhong Shan University(Natural science),2008(11),18-2.10朱清宇，杜国付，邹瑜等，内呼吸玻璃幕墙综合传热系数CFD模拟计算J,暖通空调，2005（6）：102-106.Zhu Qingyu, Du Guofu, Zou Yu, CFD Simulation on complex heat transfer coefficient of a mechanically ventilated airflow windowJ.HV&AC,2005(6):102-106.Th