张甜甜，谭羽非†，李玉洲

(1.哈尔滨工业大学 市政环境工程学院，黑龙江 哈尔滨 150090；2.中国建筑上海设计研究院有限公司 第九设计院，上海 200063)

加气混凝土墙体的热桥效应及局部保温措施*

张甜甜1，谭羽非1†，李玉洲2

(1.哈尔滨工业大学 市政环境工程学院，黑龙江 哈尔滨 150090；2.中国建筑上海设计研究院有限公司 第九设计院，上海 200063)

加气混凝土砌块作为一种能满足寒冷地区65%节能要求的自保温墙体材料，在严寒地区应用时，局部易产生热桥效应，且热桥部位极易产生发霉、冻胀和墙体抹灰层空鼓等问题.本文针对加气混凝土砌块墙体中的外转角及丁字墙部位进行实测，确定了这些部位热桥的影响范围，并分别建立了传热计算模型对温度场进行模拟.同时根据模拟结果设计了热桥部位的局部保温形式，分析了局部保温层厚度和保温层位置对温度场的影响.结果证明，局部保温措施能够提高热桥部位温度，减弱甚至消除热桥的影响，有效抑制墙体内部冷凝及其引发的冻胀冻融现象.研究结果可为加气混凝土砌块自保温墙体在寒区的应用和推广提供理论依据.

严寒地区;加气混凝土砌块墙体;热桥;局部保温

加气混凝土砌块具有轻质、热工性能良好等优点，近年来成为自保温形式外墙的主要材料之一，同时也是框架结构建筑填充墙及住宅类建筑承重墙的首选材料[1-2]；加气混凝土材料导热系数低，能够满足我国寒冷地区65%节能要求[3].但在我国寒冷及严寒地区的应用实践中，由加气混凝土砌块构建的墙体，在局部容易出现发霉、冻胀和墙体抹灰层空鼓等问题，这些缺陷限制了该材料在寒区大范围的推广及应用[4-5].

针对加气混凝土砌块，目前国内研究主要集中在夏热冬冷地区的应用方面，而寒冷及严寒地区鲜有涉及；针对该砌块墙体内的热桥现象，理论研究主要是建立传热计算模型及分析热桥对墙体传热的影响等[6-7].国外方面，瑞典科学家提出在实践中利用材料和设计改善热桥部位的结构，以克服热桥的不利影响[8]；美国、加拿大等国家研究了一系列的复合式节能墙体，通过在热桥部位做一些特殊处理，降低热桥传热在整个建筑能耗所占的比重[9].

研究结果显示，热桥现象容易发生在加气混凝土砌块墙体中含有钢筋混凝土或金属梁的部位[10]．本文首先对典型热桥部位的温度进行实测，确定了热桥的影响范围，并利用实验数据对所建立的数值模型进行了验证.根据热桥部位温度场的模拟结果，设计了热桥部位的局部保温措施，并分析了局部保温层厚度和位置对温度场的影响.本文的研究结果可为加气混凝土砌块自保温墙体在寒区的应用和推广提供理论依据和技术支持.

1 热桥部位温度场的实验测定

测试在吉林建筑工程学院综合教学馆进行，该建筑采用粉煤灰蒸压加气混凝土砌块建造墙体，砌块厚460 mm，外抹10 mm厚干粉保温砂浆，墙体传热系数为0.32 W/(m2·K).实验选取综合楼东北角一个房间作为测试房间，针对外转角及丁字墙等易产生热桥的部位，在沿地面向上的1.5 m的高度处，沿外墙布置温度测点，从墙角起，每隔10 cm布置一个热电偶，在外壁面同样的位置也布置热电偶，测定相应位置的外墙内外表面温度.同时利用温度自计议测定室内外温度，测试结果采用WJK-E数据采集仪进行记录，测点布置及数据采集仪如图1所示.

图1 外转角热桥测点布置

测试当天为阴天，室外风速为3.8 m/s.进行外转角部位测试时，室内、室外平均温度分别为16.4 ℃和-6.3 ℃；对于丁字墙，测试期间，室内、外平均温度分别为16.8 ℃和-6.1 ℃，测试结果如图2所示.

测点

由图2中的外转角内壁面温度曲线可以看出，在距转角最近0.1 m处的第一个测点，温度最低，为10.6 ℃，距离外转角越远温度越高，在测试点4之后升高幅度变缓，开始趋近主体温度，在测点9处达到主体温度15.9 ℃；对于丁字墙，同样在墙角处温度最低，为14.3 ℃，温度在测点8处达到主体温度16.3 ℃.两种结构的外表面温度均在近墙角处稍微升高.

图3给出了外转角和丁字墙的结构简图，结构中主要包含抹面及砌筑砂浆、加气块及钢筋混凝土等材料.由于钢筋混凝土的导热系数远高于加气混凝土砌块，所以钢筋混凝土周围墙体热阻较小，热量容易散失，造成墙体局部内表面温度低于其他部位，即形成热桥效应.另外，墙体与楼板、墙体与阳台以及墙体与屋面连接处等部位同样容易产生热桥效应，但鉴于这些部位与外转角和丁字墙结构相似，温度变化趋势也相同，本文仅以外转角和丁字墙为例，研究加气混凝土砌块墙体的热桥效应.

1-砂浆;2-加气混凝土砌块;3-钢筋混凝土

2 外转角及丁字墙的传热数值模拟

2.1 数学模型的建立

将加气混凝土墙体视为无内热源多层复合墙体的稳态导热[11]，忽略材料层间的接触热阻，忽略温度场沿墙体高度的变化，针对外转角和丁字墙，分别建立如图4～5中的二维模型[12-14]，控制方程为：

(1)

对于外转角，其边界条件如图4所示：墙体截断处，为绝热边界条件；墙体外壁面及内壁面分别与室外空气及室内空气发生对流换热.具体满足以下条件式：

图4 外转角模型及边界条件

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

对于丁字墙，其传热模型的边界条件与外转角类似，同样满足第二类或第三类边界条件，不同之处在于，y=0的整个界面为与室外空气对流换热，其他壁面与室内空气对流换热，截断为绝热边界条件，如图5所示，此处不再列出.

上述公式中，l,m为墙体不同方向的长度，δ,ε为墙体厚度，单位均为m；tn为室内温度，tw为室外温度，tf1为室内温度，tf2为室外温度，单位均为℃；hn和hw为墙体内外表面的对流换热系数，单位为W/(m2·K).

图5 丁字墙物理模型及边界条件

2.2 热桥的影响范围及模型尺寸的确定

为确定数学模型的尺寸，需根据测定的温度场确定热桥的影响范围.定义墙体任意点m的温差比为：

(8)

同样，未受热桥影响正常部位z的温差比为：

(9)

热桥的影响区域满足[15-16]：

(10)

下面根据外转角和丁字墙的实测结果，确定相应的热桥影响范围，结果如表1所示：对外转角部位，热桥影响范围为温度低于15.875 ℃的所有部位，即热桥影响范围为0.9 m范围以内；对丁字墙，热桥影响范围为温度低于16.275 ℃的所有部位，热桥影响范围为0.7 m以内.根据以上确定的热桥影响范围，即可确定数学模型中的各项几何尺寸，其中l，m的设定值应大于热桥影响范围，以使模拟结果能够反应全部热桥影响区域的温度场情况.

据表1的计算结果，对外转角墙体，取δ=0.47 m，l=m=1.2 m>0.9 m；对丁字墙体，取ε=0.47 m，δ=0.135 m，m=1.08 m，l=1.2 m>0.7 m.

表1 热桥影响范围计算表

2.3 计算模型的实验验证

以实验条件下的室内外温度条件，利用FLUENT软件对外转角的温度场进行模拟计算，并将实测温度与模拟温度对比，以验证计算模型.模拟中，室内、外对流换热系数依据《民用建筑热工设计规范》分别选为8.7 W/(m2·K)和23.3 W/(m2·K)，墙体中不同建筑材料的物性参数由施工方提供，如表2所示.

表2 建筑材料热工物性参数

实验条件下，外转角温度云图如图6所示．

图中显示了热桥影响区域内温度场的变化情况，并标出了内、外壁面测点的模拟温度值，长方形标示的区域为墙体内钢筋混凝土结构所处区域.为便于观察实测值和模拟值的差别，将实验和模拟得到的不同测点的温度绘制成曲线如图7所示.

由曲线可知，内壁面各点模拟值和实测值的相对误差均在6.5%以内，最大值出现在测点9处，达到6.3%；外壁面各点的相对误差的最大值为测点1处，为7.5%.模拟结果与实测值误差可以接受，因而前文建立的计算模型能够反应热桥处墙体的温度分布情况.

图6 实测工况下外转角的模拟温度场

测点

2.4 典型工况的模拟及分析

为分析严寒地区典型工况下，典型热桥部位的温度场状况，现设定室内温度为18 ℃，室外温度为长春市采暖计算温度，即-20.9 ℃，模拟计算可得到图8所示的外转角和丁字墙的温度分布云图.

由外转角温度云图可知，混凝土范围内颜色较浅，且几乎没有红色区域面积，说明此处的温度较低，低于墙体其他区域的温度.温度云图体现了钢筋混凝土结构对墙体传热的影响，y方向墙体所受的影响较大.丁字墙结构的温度场两侧对称，图中截取了x轴正向的部分，其内部钢筋混凝土区域颜色较浅，温度比其他区域低.丁字墙y方向两侧温度均为室温，受热桥的影响较小.

无论是在外转角还是在丁字墙处，内部钢筋混凝土结构的存在，均会导致墙体局部传热系数的提高，从而使该结构及其周围区域温度低于墙体其他部位的温度，形成局部热桥.

图8 外转角、丁字墙温度分布云图

3 热桥部位的局部保温措施及模拟

3.1 增设局部保温层的效果

模拟结果证实，加气混凝土砌块墙体中的热桥，主要发生在钢筋混凝土周围局部区域，因而可采用局部范围设置保温层的方法，即在钢筋混凝土部位设置保温层，以降低该处墙体的传热系数.所设置保温层的长度应略大于钢筋混凝土支柱的尺寸，无需布满热桥整个影响区域[17].对外转角和丁字墙部位，分别采用苯板进行局部保温，苯板的热工参数如表2所示.保温层采用夹心保温的方式，紧贴钢筋混凝土外侧，保温层外再利用加气混凝土薄板，铺设到与主体墙体厚度一致.外转角中，y方向保温层长度为0.4 m，而x方向上保温层略短，为0.3 m；对于丁字墙，保温层总长度为0.7 m，左右对称，y方向上不做保温，具体如图9所示.

图10显示了增加0.1 m保温层后，外转角与丁字墙的模拟结果.对比图10与图8，增加保温层后,钢筋混凝土及周围区域的温度比未保温墙体明显上升,部分区域温度甚至超过墙体主体温度,说明设置局部保温层能降低外转角热桥的不利影响.

图9 外转角、丁字墙处保温层设计

图10 外转角、丁字墙温度云图(保温后)

图10中丁字墙的温度云图与设置局部保温层前相比，钢筋混凝土区域中红色几乎充满整个区域，钢筋混凝土区域的温度整体比保温前高，且均已高出墙体主体温度，热桥完全消除.模拟结果说明在钢筋混凝土区域设置局部保温层效果明显.

3.2 保温层厚度的影响

为探讨保温层厚度不同时，保温效果的差别，对增设不同厚度的局部保温层后的外转角和丁字墙，进行相同的初、边界条件下的模拟，并进行对比分析.图11和12给出了设置不同厚度保温层后，内壁面温度曲线.对于外转角，内壁面y方向上的温度如图11所示.未进行保温的外转角结构，y方向上的内壁温度急剧上升之后趋于平稳，达到主体温度.而对所有增设保温层的情况，温度上升后，温度逐渐下降，之后达到主体温度14.79 ℃.下降区间为图中0.7 m到1.1 m的范围.在设置保温层后，0.7 m到1.1 m范围内的内壁温度，均在墙体主体温度之上，温度最高的位置是保温层之后0.7 m到0.8 m之间的区域.保温层厚度越大，局部温度提升越明显，钢筋混凝土结构处温度越高.增设0.1 m的保温层，能使最高点温度达到15.50 ℃，对于0.08 m、0.06 m及0.04 m的保温层，能提升到的最高温度分别为15.36 ℃、15.19 ℃和14.98 ℃.对外墙角结构而言，增设局部保温层能够削弱热桥的影响.

距离/m

丁字墙设置不同厚度保温层后内壁面温度沿x方向的变化如图12所示.与外转角热桥情况相似，

距离/m

加设局部保温层之后，部分区域的内壁面温度会上升到主体部位温度以上，保温层厚度不同，温度提升程度不同.增设0.1 m的保温层，最高温度达到15.53 ℃，对其他厚度的保温层，该温度依次为15.43 ℃,15.15 ℃和14.94 ℃.保温层厚度为0.08 m时，钢筋混凝土结构处内避免最低温度即可与主体温度持平，此时，热桥完全消除，且在0.3 m到0.7 m的范围内，内壁面温度一直高于主体温度14.47 ℃.所以对本文中的丁字墙结构，增设0.08 m厚度以上的保温层能够消除钢筋混凝土结构产生的热桥.

3.3 保温层位置的影响

局部保温层可采用夹心保温和外保温两种形式，为对比两种保温情况的效果差别，本节将分析保温层位置对温度场的影响.外转角和丁字墙增设0.1 m外保温层的温度云图如图13所示.

图13 外转角、丁字墙温度云图(外保温)

通过对比温度场可知，无论是外转角还是丁字墙结构，在两种不同的保温形式下，只要保温层厚度一致，墙体钢筋混凝土构件内部以及墙体内壁温度分布几乎相同，说明在保温层厚度一样的情况下，无论局部保温层设置在墙体的什么部位，墙体内表面温度及钢筋混凝土构件内部温度场无明显变化.两种保温形式的不同之处在于，当局部保温为外保温形式时，相对于夹心保温的方式而言，温度升高的范围增加，所有墙壁温度均得到提高；而夹心保温的形式，在保温层外侧的墙体，温度提升幅度较低，所以外保温的形式在提高外侧墙体温度方面具有优势.在实际工程中，加气混凝土砌块墙体的局部保温层宜采用外保温的形式，可以从整体上减弱或消除热桥的不利影响.

4 结 论

加气混凝土砌块自保温墙体在严寒地区使用时，在外转角和丁字墙等内部存在钢筋混凝土结构的区域，温度明显低于墙体主体温度，会产生热桥效应.

针对加气混凝土砌块墙体的热桥部位进行局部保温，可以减弱甚至消除热桥的不利影响.局部保温层的厚度越大，热桥处温度提升幅度越大，对外转角结构，增设0.1 m的局部保温层能够减弱热桥的影响；而对于丁字墙结构，增设0.08 m的保温层即可基本消除热桥.局部保温层设置于墙体中的部位不同，并不能影响墙体内表面和钢筋混凝土结构内部的温度场，但是外保温相对于夹心保温而言，能够进一步提高墙体外侧的温度.

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Thermal Bridge Effect of Aerated Concrete Wall and Its Partial Insulation

ZHANG Tian-tian1, TAN Yu-fei1†, LI Yu-zhou2

(1.School of Municipal and Environmental Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin,Heilongjiang 150090, China;2. The 9th Design Institute, China Shanghai Architectural Design & Research Institute Co Ltd, Shanghai 200063, China)

As a self-insulating building material which can meet the 65 percent energy-efficiency requirements in cold regions of China, aerated concrete blocks often go moldy, suffer frost heaving, or cause plaster layer hollowing at thermal bridge parts in extremely cold regions due to the restrictions of environmental climate and construction technique. Outer-corner part and T-shaped part of aerated concrete walls are most influenced by thermal bridge effect. In this paper heat transfer calculation models for outer-corner wall and T-shaped wall were developed, and their temperature fields were simulated. According to the simulation results, insulation measures of the thermal-bridge position of self-heat-insulting walls were designed to weaken or even eliminate thermal bridge effect and to improve the temperature of thermal-bridge position. And the influences of the thickness and location of the local insulation layer on the temperature field were analyzed. Consequently, the condensation inside self-thermal-insulating wall and frost heaving caused by condensation and low temperature were reduced, avoiding damage to the wall body from condensation. The research results can provide theoretical basis for the application and extension of self-thermal-insulating wall in extremely cold regions.

extremely cold regions; aerated concrete wall; thermal bridge effect; partial insulation

1674-2974(2015)07-0114-07

2014-09-17

“十二五”国家科技支撑计划项目 (2011BAJ08B07,2011BAJ05B03)

张甜甜(1987-)，男，湖北松滋人，哈尔滨工业大学博士研究生

†通讯联系人，E-mail:tanyufei2002@163.com

TU111.4

A