大气长波辐射对建筑围护结构热湿响应的影响

Influence of atmospheric longwave radiation on hygrothermal response of building envelopes

摘要

热湿耦合传递理论的发展显著提升了建筑围护结构热湿响应的分析能力，为建筑负荷高精度预测与水分分布定量评估奠定了基础。然而，作为关键环境因素之一的大气长波辐射，虽可影响建筑与环境之间的热湿交换，却在既有研究中常被忽视。为此，采用经验证的、以温度和含湿量为驱动势的热湿耦合传递模型，结合夏热冬冷地区代表城市——杭州的典型气象年数据，系统评估了大气长波辐射对近零能耗建筑围护结构热湿响应的影响。结果表明，忽略大气长波辐射将使夏季显热负荷高估7.0% ~ 7.7%、潜热负荷低估1.7% ~ 4.1%；冬季则分别低估6.4% ~ 7.6%与高估1.8% ~ 2.5%。此外，该因素可使墙体整体湿度略有升高，并重塑热桥处水分积聚模式：强辐射下水分积聚范围略有扩张，相对湿度升高约2%；而弱辐射朝向则表现为湿度峰值外移，并在温度“双峰”分布现象作用下于热桥两侧形成局部水分积聚，诱发水汽凝结、并加剧保温层脱落风险。

Abstract

The advancement of coupled heat and moisture transfer （HAMT） theory has significantly improved the ability to analyse the hygrothermal response of building envelopes， providing a foundation for high-accuracy load prediction and quantitative assessment of moisture distribution. However， atmospheric longwave radiation （ALR）， an important environmental factor that affects the heat and moisture exchange between buildings and their surroundings， has often been neglected in previous studies. Accordingly， this study employs a validated HAMT model driven by temperature and moisture content， combined with the typical meteorological year data of Hangzhou， a representative city in the hot summer and cold winter （HSCW） climate zone， to systematically evaluate the influence of ALR on the hygrothermal response of nearly zero-energy building （nZEB） envelopes. Results indicate that neglecting ALR leads to an overestimation of summer sensible loads by 7.0%-7.7% and an underestimation of latent loads by 1.7%-4.1%； in winter， the corresponding deviations are an underestimation of sensible loads by 6.4%-7.6% and an overestimation of latent loads by 1.8%-2.5%.In addition， this factor slightly increases the overall humidity of walls and reshapes the moisture accumulation pattern at thermal bridges. Under strong radiation， the scope of moisture accumulation expands marginally， with relative humidity rising by approximately 2%. For orientations with weak radiation， the humidity peak shifts outward， and under the influence of the “bimodal” temperature distribution， localized moisture accumulation forms on both sides of the thermal bridge， inducing water vapor condensation and increasing the risk of insulation layer detachment.

Graphical abstract

关键词

热湿耦合传递 / 边界条件 / 大气长波辐射 / 热湿响应 / 冷热负荷 / 水分分布

Key words

coupled heat and moisture transfer （HAMT） / boundary condition / atmospheric longwave radiation （ALR） / hygrothermal response / heating and cooling load / moisture distribution

随着建筑全生命周期降碳需求的不断提升^{［1， 2］}，在设计阶段精准预测建筑冷热负荷及识别水分相关危害，已成为围护结构设计优化的重要前提，并对数值模拟提出了较高的理论与技术要求。在此驱动下，热湿耦合传递理论在近年间持续演进，现已形成可同时描述能量传导、物质传递、相态转化等现象的多物理建模体系，实现了实际气候条件下对围护结构热湿响应过程的动态表征^［3］。与其他模型相同，热湿传递模拟结果的可靠性不仅取决于如实描述物理过程与材料参数，更受限于边界条件设置的合理准确^［4］。

作为引起围护结构热湿传递的主要驱动，室外气候对模拟精度具有直观影响——诸多研究表明，气候参数的变化将显著改变围护结构内的热湿状况，进而引起建筑冷热负荷的波动与重塑。例如：当气候由干热转为湿热时，潜热负荷增幅可达35.6%^［5］；而随气候持续变暖，其占比亦可提升1.0% ~ 2.7%^［6］。此外，因朝向不同所引起的辐射与风速差异亦可深刻影响热湿传递，常表现为北向墙体热负荷甚于南向，并伴随更明显的水分积聚、水汽凝结与霉菌孳生风险^［7-8］。因影响效果较为直观，空气温度、相对湿度、太阳短波辐射等主要环境因素已被广泛纳入主流模拟与分析过程；而除上述因素外，环境长波辐射亦可对热湿传递造成影响，且在特定条件下不应完全忽视。

来自于大气背景及邻近环境的长波辐射是建筑外表面辐射换热的重要组成部分。不同于在日间达到峰值的太阳短波辐射，环境长波辐射全天候地参与围护结构能量平衡过程，并在阴天或夜间条件下尤为显著^［9］。因此，若忽略长波辐射影响，将大幅削弱城市环境中建筑热工性能模拟的准确性，可致使全年冷、热负荷分别被低估17.1%与6.2%^［10］。相较于城市内不同表面（如不同建筑、地表等）间的微小温差，大气背景与建筑表面间的温度差异尤为显著；因此，即便在建筑密度增大、天空开阔度降低的城市环境中^［11］，建筑与大气背景间的热交换仍在长波辐射中占主导地位^［12］：在我国北方典型气候条件下，其可以11.4% ~ 38.4%的幅度降低由围护结构热传递产生的建筑冷负荷^［13］。伴随建筑负荷改变，围护结构的保温设计亦须进行相应调整，或可使建筑在采用较薄保温层时（如突尼斯气候条件下可减小1.2 cm的岩棉保温层厚度）即可满足相关设计要求，从而降低了建造阶段碳排放^［14］。除此之外，因可大范围影响城区内的建筑表面温度，大气长波辐射亦是城市热岛效应的重要影响因素之一^［15］；而通过机器学习方式解析天空红外图像，有望实现大气长波辐射预测精度的显著提升^［16］。

综上所述，尽管现有研究已初步揭示大气长波辐射对围护结构的影响效果，并从多尺度对其重要性加以印证，但既有成果多聚焦于热量的传递过程，尚未充分考虑大气长波辐射在热湿耦合下的综合作用。鉴于蒸汽扩散存在温度依赖、水相态变化涉及潜热交换、含湿量改变影响物性参数，由大气长波辐射引发的温度改变也势必伴随湿度响应，而目前对此种耦合过程的系统探究较为匮乏，限制了对围护结构热湿响应过程的完整认知，阻碍了建筑热湿性能模拟工具在围护结构设计优化与改造评估中的可靠性与适用性。

基于此，本文旨在弥补现有热湿耦合传递研究在考虑大气长波辐射方面的不足，探讨其对热湿耦合响应过程及优化设计策略的影响机制。本文针对位于夏热冬冷地区典型城市——杭州的一座近零能耗建筑展开，选取其墙体及热桥为研究对象，联合热湿耦合传递模型探究大气长波辐射对显热、潜热负荷及水分积聚的影响效果，以期为后续围护结构设计及热湿模拟优化提供理论支持与技术依据。

1 研究方法及对象

1.1 围护结构及参数设置

根据《近零能耗建筑热桥节点做法和数据》^［17］，本文采用具外保温体系的围护结构作为对象，以满足《近零能耗建筑技术标准》GB/T 51350—2019对于夏热冬冷地区的基本要求^［18］；此时，受力结构为钢筋混凝土框架，墙体由填充于梁、柱间的砌块形成，而保温材料则敷设于墙体外侧。本文的填充材料由厚度为200 mm的加气混凝土砌块形成，并依据《近零能耗建筑热桥节点做法和数据》确定保温层（模塑聚苯乙烯保温板）厚度为70 mm，故墙体构造如图1所示。此外，依据《民用建筑热工设计规范》（GB/T 50176—2016），将外墙表面吸收率设为0.5^［19］。

在数值模拟中，热湿物性参数是围护结构不同多孔建材差异的具体体现方式，故本文选用国际能源署24号ANNEX项目报告为主要参考^［20］，所涉参数的具体数值或计算式列于表1内。

可反映区域气候特征是气象参数具备代表性的重要表现。为此，本文基于杭州市近30年历史气象数据，并基于Sandia法构建了该地区典型气象年，所涉各环境参数日均值如图2所示。

1.2 热湿耦合传递模型建立

本文分别采用傅里叶、达西与菲克定律描述围护结构多孔建材内的热量、液态水与气态水的传递过程，并以温度与含湿量为驱动势构建热湿耦合传递模型，其控制方程如式（1）所示。

\left[\begin{array}{cc}\mathrm{1}& \mathrm{0}\\ \mathrm{0}& \rho c_{\mathrm{p}}+\omega c_{\mathrm{p},\mathrm{l}}\end{array}\right]\frac{\partial }{\partial \tau }\left[\begin{array}{c}\omega \\ T\end{array}\right]=\nabla \cdot \left(\left[\begin{array}{cc}{D}_{\omega }+{\delta }_{\mathrm{v}}{p}_{\mathrm{s}\mathrm{a}\mathrm{t}}\zeta & {\delta }_{\mathrm{v}}\xi \phi \\ h_{\mathrm{l}\mathrm{a}\mathrm{t}}{\delta }_{\mathrm{v}}{p}_{\mathrm{s}\mathrm{a}\mathrm{t}}\zeta & \lambda +h_{\mathrm{l}\mathrm{a}\mathrm{t}}{\delta }_{\mathrm{v}}\xi \phi \end{array}\right]\nabla \left[\begin{array}{c}\omega \\ T\end{array}\right]\right)（1）

式中：ρ为多孔建材绝干密度，kg·m^-3；c_p为定压比热容，J·kg^-1·K^-1；ω为含湿量，kg·m^-3；c_p，l为液态水的定压比热容，J·kg^-1·K^-1；T为温度，K；D_ω 为液态水扩散系数，m²·s^-1；δ_v为气态水渗透系数，kg·m^-1·s^-1·Pa^-1；p_sat为水蒸气饱和压力，Pa；ζ为相对湿度-含湿量曲线的斜率，m³·kg^-1；ξ为水蒸气饱和压力-温度曲线的斜率，Pa·K^-1；φ为相对湿度；h_lat为水的蒸发潜热，J·kg^-1；λ为导热系数，W·m^-1·K^-1。

边界条件是理论模型描述特定热湿传递问题的具体体现。除大气长波辐射外，本文仅考虑空气温度、相对湿度、太阳短波辐射与风速等主要环境因素，而忽略风驱雨、城市热岛效应等次要影响，以凸显长波辐射的独立作用。

围护结构与外部环境间的湿通量主要由蒸汽压差驱动，并以对流传质的形式呈现，如式（2）所示^［3］。

g=h_{\mathrm{m}}\left(p_{\mathrm{s}\mathrm{a}\mathrm{t},\mathrm{a}\mathrm{i}\mathrm{r}}{\phi }_{\mathrm{a}\mathrm{i}\mathrm{r}}-p_{\mathrm{s}\mathrm{a}\mathrm{t}}\phi \right)（2）

式中：g为湿通量，kg·m^-2·s^-1；h_m为对流传质系数，kg·m^-2·s^-1·Pa^-1；p_sat，air为空气的水蒸气饱和压力，Pa；φ_air为空气的相对湿度。

围护结构与环境间的热通量包含对流换热、太阳短波辐射及水蒸气吸附与解吸过程中的潜热交换，且本文还进一步考虑了由大气长波辐射引起的换热过程，详见式（3）。

q=h\left(T_{\mathrm{a}\mathrm{i}\mathrm{r}}-T\right)+h_{\mathrm{l}\mathrm{a}\mathrm{t}}{h}_{\mathrm{m}}\left(p_{\mathrm{s}\mathrm{a}\mathrm{t},\mathrm{a}\mathrm{i}\mathrm{r}}{\phi }_{\mathrm{a}\mathrm{i}\mathrm{r}}-p_{\mathrm{s}\mathrm{a}\mathrm{t}}\phi \right)+\alpha \left(I_{\mathrm{s}\mathrm{w}}+I_{\mathrm{l}\mathrm{w}}\right)（3）

式中：q为热通量，W·m^-2；h为对流换热系数，W·m^-2·K^-1；T_air为空气温度，K；α为围护结构表面吸收率；I_sw与I_lw分别为吸收的短波与长波辐射，W·m^-2，后者遵循斯特藩-玻尔兹曼定律，可按式（4）计算^［21］。

I_{\mathrm{l}\mathrm{w}}=\sigma \left(\mathrm{0.5}+\mathrm{0.5}\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\beta \right)\left(T_{\mathrm{s}\mathrm{k}\mathrm{y}}^{\mathrm{4}}-T^{\mathrm{4}}\right)（4）

式中：σ为斯特藩-玻尔兹曼常数，5.67×10^-8 W·m^-2·K^-4；β为围护结构倾角；T_sky为天空有效温度，K，由天空有效发射率与空气温度共同表征，如式（5）所示。

T_{\mathrm{s}\mathrm{k}\mathrm{y}}={\epsilon }_{\mathrm{s}\mathrm{k}\mathrm{y}}^{\mathrm{0.25}}{T}_{\mathrm{a}\mathrm{i}\mathrm{r}}（5）

为计算天空有效发射率，Berdahl等与Kasten等分别针对晴空及多云工况（对应云量因子取值为0 ~ 1）提出经验模型，分别如式（6）与（7）所示^［22］；联立二者即可得到适用于从无云到全云完整气象范围的天空有效发射率统一计算模型，如式（8）所示^［23］。鉴于该计算模型已在国内多项研究中得到应用，且本文旨在理论上论证大气长波辐射的作用机制，故不再单独考虑因地点差异引起的发射率变化^{［24， 25］}。

{\epsilon }_{\mathrm{s}\mathrm{k}\mathrm{y}-\mathrm{c}\mathrm{l}\mathrm{e}\mathrm{a}\mathrm{r}}=\mathrm{0.711}+\mathrm{5.6}\times {\mathrm{10}}^{-\mathrm{3}}{T}_{\mathrm{a}\mathrm{i}\mathrm{r},\mathrm{d}\mathrm{p}}+\mathrm{7.3}\times {\mathrm{10}}^{-\mathrm{5}}{T}_{\mathrm{a}\mathrm{i}\mathrm{r},\mathrm{d}\mathrm{p}}^{\mathrm{2}}（6）

{\epsilon }_{\mathrm{s}\mathrm{k}\mathrm{y}-\mathrm{c}\mathrm{l}\mathrm{o}\mathrm{u}\mathrm{d}}={\epsilon }_{\mathrm{s}\mathrm{k}\mathrm{y}-\mathrm{c}\mathrm{l}\mathrm{e}\mathrm{a}\mathrm{r}}+\mathrm{0.8}\left(\mathrm{1}-{\epsilon }_{\mathrm{s}\mathrm{k}\mathrm{y}-\mathrm{c}\mathrm{l}\mathrm{e}\mathrm{a}\mathrm{r}}\right)C_{\mathrm{c}\mathrm{v}\mathrm{r}}（7）

{\epsilon }_{\mathrm{s}\mathrm{k}\mathrm{y}}=\mathrm{0.711}+\mathrm{0.231}{C}_{\mathrm{c}\mathrm{v}\mathrm{r}}+\left(\mathrm{1}-\mathrm{0.8}{C}_{\mathrm{c}\mathrm{v}\mathrm{r}}\right)\cdot \mathrm{5.6}\times {\mathrm{10}}^{-\mathrm{3}}{T}_{\mathrm{a}\mathrm{i}\mathrm{r},\mathrm{d}\mathrm{p}}+\left(\mathrm{1}-\mathrm{0.8}{C}_{\mathrm{c}\mathrm{v}\mathrm{r}}\right)\cdot \mathrm{7.3}\times {\mathrm{10}}^{-\mathrm{5}}{T}_{\mathrm{a}\mathrm{i}\mathrm{r},\mathrm{d}\mathrm{p}}^{\mathrm{2}}（8）

式中：ε_sky-clear与ε_sky-cloud分别为晴空及多云时的天空有效发射率；T_air，dp为空气露点温度，°C；C_cvr为云量因子。另外，对流换热系数由McAdams经验模型算得^［26］，而质量传递系数则通过刘易斯准则转换得到^{［12， 13］}。

1.3 模型准确性验证

本文将采用COMSOL Multiphysics软件求解热湿耦合传递模型，而在此之前，须验证数值求解的准确性。为此，本文选用来自英国标准BS EN 15026∶2007的解析解案例^［27］，其描述了半无限均质材料在吸湿工况下的热湿传递过程。自吸湿开始后，材料内第7、30与365日的温度与含湿量分布列于表2内，可见模拟所得结果在各时刻中均落于上下限范围内，表明基于本文所用模型的数值模拟结果在该例中精度良好。

此外，本文还采用来自于HAMSTAD项目报告的解析解案例作进一步验证。该案例描述了保温屋面在实际环境下长达5年的热湿传递过程。自监测过程开始后，承重层与保温层内第1、3与5年的平均含湿量如图3所示，同时与参考范围（以阴影区域表示）作比较；因保温层含湿量全年波动幅度极大，故仅取年末阶段进行展示。由图3可知，本文所用模型的数值模拟结果均落于阴影区域内，证明其具有良好精度。

2 研究结果与分析

为消除初始值对结果的影响，本文开展为期5年的热湿耦合传递模拟，且仅取末年结果为分析对象（即第35 041至43 800时，编号为第1至8 760时）。为确定最具代表性的墙体朝向，本文引入湿平衡系数量化不同朝向墙体的湿破坏风险。具体而言，分别对东、南、西、北、东南、东北、西南、西北共8个方位的墙体进行模拟，分别计算其在典型气象年下墙体（即图1中截线“W”处）的得湿量与失湿量，其商即为湿平衡系数^［28］。

由图4可知，受季风气候与降雨分布影响，北向、东北向与东向墙体的全年得湿量较高，而南向、西南向与西向得湿量则相对较低。与之相对，受太阳辐射与城市纬度的共同影响，东、东南、南、西南与西向墙体具有较高的全年失湿量，而西北、北与东北向墙体失湿量的相对较低。在上述因素综合作用下，东北向与西南向墙体分别具有最大与最小的湿平衡系数，二者分别为0.673 2与0.124 6，其余朝向均介于其间。因此，本文后续仅就东北向与西南向的围护结构展开分析。

2.1 大气长波辐射对围护结构所致负荷的影响

为维持温湿度稳定，需持续向室内输入或移除热量与水分，形成了建筑的显热与潜热负荷，而本文仅关注由围护结构热湿传递所引起的负荷^［12］。墙体处的热湿传递基本沿垂直于其表面方向进行，所对应的显热与潜热通量即可直接反映负荷；而因构造的不连续与材料的异质性，热桥处的热湿传递方向多样，影响范围亦超出其自身几何边界。因此，本文将热桥负荷定义为由热桥引起的额外热通量的线积分，以量化单位长度热桥所引起的额外负荷^［29］。

为评估大气长波辐射对围护结构负荷的影响，本文进行的数值模拟基于相同的控制方程与边界条件（包括空气温度、相对湿度、太阳短波辐射等主要环境参数），分别考虑或移除大气长波辐射。另外，为量化水分传递与环境因素的耦合作用，本文进一步引入仅考虑热量传递的传热模型计算结果以作比较，三者计算结果汇总于图5内；其中，模拟考虑大气长波辐射者标记为“含长波”。

考虑湿传递后，夏季与冬季单日负荷均显著上升。在夏季，采用热湿模型的西南向墙体单日显热负荷峰值分别为0.229与0.217 kWh·m^-2（对应考虑长波与不考虑长波辐射），较传热模型所得结果（0.160 kWh·m^-2）提升43.3%与35.8%，并伴随0.129与0.069 kWh·m^–2的单日潜热负荷峰值（见图5（a1））。对于东北向墙体，传热模型及两种热湿模型所得的显热负荷峰值分别为0.160、0.234与0.241 kWh·m^-2，后二者对应的潜热负荷峰值为0.126与0.066 kWh·m^–2（见图5（b1））。可见，显热负荷的提升与潜热负荷的引入使热湿模型预测的总负荷显著甚于传热模型；而由于太阳高度角较大，不同朝向墙体在夏季产生的总负荷相对接近。

反之，冬季较小的太阳高度角扩大了不同朝向墙体所受的太阳直接辐射差异，从而扩大了东北与西南向墙体间的显热负荷差距。就西南向墙体而言，热湿模型所得的墙体显热负荷峰值分别为0.455与0.460 kWh·m^-2（对应考虑长波与不考虑长波辐射），较传热模型结果（0.336 kWh·m^-2）增加35.6%与36.9%，并伴随0.211与0.114 kWh·m^–2的潜热负荷（见图5（a2））。东北向墙体的显热负荷峰值分别为0.487、0.479与0.347 kWh·m^-2，对应潜热负荷分别为0.247与0.129 kWh·m^-2（见图5（b2））。由以上结果可知，无论季节为何，西南与东北向墙体间的负荷差距均较为有限（单日显热与潜热负荷峰值差距分别不超过10.9%与17.3%），未出现自保温墙体高达460.63%的负荷差距现象^［7］，表明近零能耗建筑的保温层设置可有效阻隔热量向内传递，从而削弱了太阳直接辐射对建筑负荷的影响。

湿传递对热桥所致负荷的影响与墙体不尽相同。由图5（c1）与（d1）可知，西南向热桥夏季单日显热负荷峰值分别为0.059与0.063 kWh·m^-1（对应考虑长波与不考虑长波辐射），整体上弱于传热模型结果（0.067 kWh·m^-1）。随季节转入冬季时（见图5（c2）与（d2）），上述现象更为显著：热湿模型下热桥单日显热负荷为0.096与0.082 kWh·m^-1，分别以1.2%与15.5%的幅度低于传热模型结果（0.097 kWh·m^-1）。此外，外保温层对太阳直接辐射的隔绝作用在热桥处同样表现明显，使不同朝向的热桥负荷十分接近：东北向热桥夏季单日显热负荷峰值分别为0.067、0.056与0.060 kWh·m^–1，而冬季则为0.099、0.105与0.087 kWh·m^–1。可见，热桥显热负荷峰值在不同朝向间的差异最大不超过7.6%。

上述结果表明，忽略围护结构内的湿传递将高估热桥所致显热负荷。然而，因此处热桥负荷特指其超出墙体负荷的部分，故该现象仅表明热桥与墙体间的负荷差距有所缩小，即热桥现象的显著程度下降；而将潜热负荷计算在内后，热湿耦合传递模型得到的热桥冬季单日负荷峰值（西南向分别为0.105与0.088 kWh·m^–1，东北向分别为0.111与0.094 kWh·m^–1）与传热模型所得结果接近，夏季单日负荷峰值（西南向分别为0.092与0.105 kWh·m^–1，东北向分别为0.095与0.103 kWh·m^–1）则远超传热模型结果。鉴于墙体负荷本身便因湿传递的考虑而有所增大，在模拟围护结构所致负荷的过程中忽略湿传递的处理方式将显著低估热桥实际负荷峰值，而以此为依据所建立的保温系统将难以满足相关标准的要求。

为实现对用能季内负荷整体水平的准确评估，本文进一步将围护结构夏季与冬季总负荷汇总于表3内。

由表3可知，是否考虑湿传递对模拟所得用能季总负荷的影响效果与单日负荷峰值相似，并可概括为如下四点：1）墙体所致显热负荷常因考虑湿传递而增大，且因朝向不同于40.3% ~ 41.9%的范围内变化；2）潜热负荷的存在进一步拉大热湿耦合传递与传热模型模拟结果间的差距，使外墙全年负荷提高24.5% ~ 25.1%；3）热桥所致全年显热负荷因考虑湿传递而降低，其降幅因朝向不同而于21.2% ~ 23.2%的范围内变化；4）同时考虑显热与潜热负荷将缩小不同模型模拟所得冬季热桥负荷间的差距，二者间最大偏差不超过13.0%，而热湿耦合传递模拟所得夏季热桥负荷则因此大幅提高，并超出传热模拟结果的14.1% ~ 68.2%。

此外，表3亦量化大气长波辐射对负荷的影响：忽略大气长波辐射时，墙体显热负荷于冬、夏季分别偏小6.4%~7.6%与偏大7.0%~7.7%；潜热负荷则相反，冬季高估1.8%~2.5%而夏季低估1.7%~4.1%。综合显热与潜热可知，大气长波辐射平均可降低墙体夏季负荷约5.6%并提升冬季负荷约5.8%，使全年总负荷略有增加（约0.8%）；而对于热桥，其在冬、夏季负荷分别增加约3.8%与减少约25.7%，全年总负荷则相对恒定。

2.2 大气长波辐射对围护结构水分分布的影响

因含湿量的多寡可对其热湿物性参数造成影响，而相对湿度的高低则是影响湿破坏风险的关键变量，且二者间存在特定的函数关系，故本文以相对湿度衡量围护结构的湿度水平。基于数值模拟所提供的温湿度场分布情况，本文绘得围护结构于不同用能季内的平均相对湿度分布情况，并以1%为梯度绘制等相对湿度线（后文称作“等湿线”），用于指示该时段内围护结构的水分积聚情况，如图6所示。

如前所述，因围护结构与环境间的温湿度梯度均垂直于其表面，墙体处呈现近似一维的热湿耦合传递过程，使等湿线与围护结构外表面平行。然而，围护结构构造的突变与多孔建材的交替将造成温湿度的不均匀分布，进而形成不同方向的温湿度梯度；此时，等湿线将扭曲、交汇，进而形成封闭区域。当封闭区域内的相对湿度高于其周围区域时，将之定义为高湿区；反之，则为低湿区。

在夏季工况下，西南向热桥处相对湿度较低，若引入大气长波辐射，虽可形成一相对湿度为77%的低湿区，但总体湿度水平略有升高，表明忽略大气长波辐射将低估围护结构湿度水平。当朝向转向东北，热桥在采用不同边界条件下的相对湿度分布呈现一致的变化趋势：考虑大气长波辐射时，原有低湿区范围有所扩张，乃至与相邻等湿线相接，而其中心处相对湿度进一步下降，重新形成了相对湿度为76%的低湿区；相似地，在忽略大气长波辐射的工况中，热桥处相对湿度亦有所下降，并形成相对湿度为75%的低湿区。正如负荷分析中所述，夏季较大的太阳高度角降低了不同朝向围护结构间短波辐射的差异，故墙体内水分分布较为接近，且在忽视大气长波辐射时偏低。

与夏季工况不同，西南向热桥区域在冬季呈现显著的高湿区，且在考虑大气长波辐射时范围更大，同时伴随着较高的中心相对湿度峰值（79%，较之于忽略大气长波辐射时的77%）；此外，采用考虑大气长波辐射时的高湿区边缘相对湿度亦相对较高（二者分别为76%与75%），反映了较高的墙体整体湿度水平。然而，需要说明的是，该朝向下，冬季强烈的太阳短波辐射在一定程度上掩盖了大气长波辐射的影响，故两种工况在湿度分布上的差异亦不甚显著。当朝向转为东北，热桥再次呈现出类似夏季的湿度降低趋势——高湿区范围缩小、整体湿度水平下降，而墙体相对湿度则略有上升。然而，即便整体变化趋势接近，水分分布的具体特征仍不相同，具体而言：西南向墙体湿度峰值位于中部区域（即加气混凝土内），与材料交界面保持一定距离——该特征在不考虑大气长波辐射的东北向墙体中同样存在；相较之下，大气长波辐射的引入改变了该模式，使湿度峰值明显向外偏移，最终落于加气混凝土与保温板的交界面。因不同工况下湿边界条件基本一致，可推断上述现象主要归因于由大气长波辐射引起的温度变化：尽管东北向墙体未暴露于强烈太阳直接辐射，但日间的散射辐射仍可加热其外表面，进而升高墙体外侧温度而降低其相对湿度，促使墙体深处水分遵循达西定律而向外迁移；当进入冬夜阶段，极低的天空有效温度致使墙体通过长波辐射向环境剧烈散热，使外侧温度急遽下降而相对湿度迅速上升，反映于平均相对湿度分布上则为湿度峰值的外迁。另外，既有研究多次观测到围护结构外表面温度曲线将在热桥与墙体交界处形成“双峰”现象^{［7， 29］}，表明此处保温能力尤为薄弱，而在大气长波辐射的驱使下，该现象便以小范围高湿区的形式反映于热桥两侧，如图6中箭头所示。由此可见，大气长波辐射将根本性地改变水分分布模式，且交界处的水分积聚极易诱发水汽凝结、进而加剧外保温层的脱落风险，再次突显在热湿分析中考虑大气长波辐射的必要性。

3 讨论与工程启示

3.1 与常规围护结构的对比分析

在量化围护结构所致负荷的过程中，引入热湿耦合传递分析的必要性已被现有研究反复证实：即便未考虑大气长波辐射，湿传递亦足以引起负荷预测的显著偏差^{［5， 6］}。然而，随建筑节能降碳目标的不断推进，围护结构保温性能亦持续增强，而该变化将如何影响湿传递的作用效果，当前研究仍鲜少涉及。

同地区的研究显示，忽略湿传递可低估常规自保温墙体（传热系数较本文对象高50%）冷负荷约33.4% ~ 45.5%，略低于本文的44.0% ~ 54.2%；同时低估热负荷约1.1% ~ 10.2%，远不及本文的31.8% ~ 37.7%，且当墙体朝向西南时最为显著^［7］。上述差异源于能量传递与蓄存过程的改变：冬季，自保温墙体可吸收并蓄存由太阳辐射产生的热量（尤以西南向为甚），并在夜间降低供暖需求；而外保温则限制了上述过程，造成热负荷增加。不同于冬季，夏季较大的太阳高度角限制了墙体吸收热量，而室外夜间低温又可起冷却作用；此时设置外保温将阻碍后一过程，引导墙体所蓄存的热量向内传递，致使冷负荷提升。此类现象表明，除表征整体性能的传热系数外，墙体不同位置的隔热及蓄热能力亦可影响墙体冷热负荷，而因该参数高度依赖于建材含湿量，强调了考虑湿传递在近零能耗建筑冷热负荷精准预测中的必要性。

另外，既有研究表明：纵然热桥实际负荷有所提升，但因墙体热工性能下降更为明显，其显著程度在考虑湿传递时略为缓和^［7］。该趋势在本文中亦得验证：湿传递分别以12.5%与7.0%的幅度降低了墙体与热桥热阻，缩小了二者差距，导致热桥显热负荷在冬、夏二季分别降低26.4% ~ 28.9%与5.1% ~ 10.2%。

综上所述，围护结构保温性能的增强未能掩盖湿传递所引起的负荷提升，反而使之更为显著，表明在高性能围护结构中，湿传递不仅不应被忽视，而应视作负荷预测时不可或缺的重要组成部分。

3.2 大气长波辐射对建筑运行经济性的影响

在湿传递的基础上，大气长波辐射进一步影响围护结构负荷。前文已表明，是否考虑大气长波辐射虽对全年负荷总量作用有限，但可显著改变负荷的季节构成及显热潜热比例，从而左右供冷供暖系统的容量配置及运行效率。下文在不考虑容量偏差可能带来效率提升的情况下，对其经济影响进行理想化评估。

依据《近零能耗建筑技术标准》GB/T 51350—2019^［18］，假设杭州近零能耗建筑供冷与供暖能耗强度分别为6与8 kWh·m^-2·a^-1，取用能面积为2 000 m²，则年供冷与供暖能耗约12与16 MWh。结合图5中负荷峰值与年总负荷的比例关系，可估算所需制冷与供暖设备容量分别为30与40 kW。

若未考虑大气长波辐射，冷负荷将高估约5.6%，造成机组容量冗余——以空气源热泵系统为例，按容量成本约为800元·kW^–1估算，初投资将增加约1 400元；同时，冗余容量将增加部分负荷运行时长，降低运行效率，使供冷能耗提升约3%（即360 kWh），对应年运行费用增加约216元。相反，热负荷被低估约5.8%，导致年供暖能耗增加约1 000 kWh，年电费增加约600元；此外，设备容量不足将使机组在夜间或严寒时段更频繁接近性能边界，需提升压缩比以维持输出，降低低温运行效率；据此估算，年度能耗额外增加约480 kWh，电费增量约288元。

综上，考虑冷负荷高估与热负荷低估带来的容量配置偏差与运行效率损失，在15年运维周期内，将累计增加费用约17 960元；相较之下，将大气长波辐射纳入热湿模型仅增加极低的建模成本，便可显著提升系统容量匹配度与运行经济性，表明具备明确的工程必要性与经济合理性。

3.3 高性能围护结构的优化方向

除改变建筑冷热负荷外，大气长波辐射进一步重塑了围护结构水分分布模式，为以可持续性为导向的设计策略提供了新的视角与思路。

既有研究及本文（忽略大气长波辐射时）均表明，强烈的太阳辐射将引发热桥处的水分积聚，且在采用外保温时更为明显^［8］，不符于吸热量大可降低湿度的直观认知，表明围护结构优化策略应根据实际气候条件与结构构造制定。基于此种水分积聚的形成机制，既有研究曾多次指出不应片面追求墙体的隔湿性能，而更应优先采用具备一定透湿能力的外保温材料^［30］。本文中由大气长波辐射引发的湿度峰值外迁效应同样证明了上述观点——若外保温材料具有较强透湿性，可促使日间向外迁移的水分迅速扩散至外部环境，在一定程度上缓解了夜间降温时的局部极端高湿。因此，在采用外保温体系时，将其水蒸气渗透系数控制在10^–11 ~ 10^–10 kg·m^–1·s^–1·Pa^–1的数量级时，可有效抑制围护结构内的水分积聚^［30］。

此外，随着光伏建筑围护结构的广泛应用，建筑外表面的发射率与吸收率显著提升，若光伏组件与围护结构间未设置恰当的空气层，则将加剧大气长波辐射的影响效果，强调了新型建筑体系下开展含大气长波辐射的热湿耦合传递分析的重要意义。同时，考虑到建筑冷负荷主要来源于日间得热，而热负荷则通常由昼夜持续的热损失所致，围护结构的优化策略应在夏季隔热与冬季保温之间取得平衡。在此背景下，内外保温相结合的构造形式有望实现更为高效地节能降碳，值得在建筑设计中推广应用并开展更深入的研究。

4 结论

（1） 在夏热冬冷地区的近零能耗建筑中，湿传递可显著影响围护结构实际热工性能，致使显热负荷增加40.3% ~ 41.9%，并引入占比达21.2 ~ 23.2%的潜热负荷，同时削弱热桥与墙体间的热工性能差异。

（2） 大气长波辐射可使墙体夏季负荷平均降低5.6%、冬季负荷平均升高5.8%，全年总负荷上升0.8%；热桥负荷则分别表现为夏季降低25.7%、冬季升高13.8%、全年总量维持相对稳定。

（3） 大气长波辐射整体上增加了围护结构内的水分含量，大幅提升了热桥高湿区的范围与强度，并与季节及朝向共同调节其空间分布模式，从而对围护结构优化策略提出了新的要求。

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基金资助

国家自然科学基金(52178093)

中国机械工业集团有限公司青年科技基金项目(QNJJ-PY-2025-23)