在研究街区和建筑外的风环境时，通常假定地表及建筑壁面与周围空气的温度相同^［1–3］。然而，由于太阳辐射，上述壁面的材料、颜色及形状等因素都会造成其表面和周围空气的温度差异。深色和蓄热性材料的壁面会吸收更多的太阳辐射，导致壁面温度升高^［4］；浅色或有涂层并能反射太阳辐射的冷性材料表面的温度则变化较小^［5］。另外，建筑壁面的形状以及窗体的遮阳设施也会影响壁面温度^［6–7］。温度差异会驱动壁面与空气间的热交换，同时热浮力也会影响气流运动。目前，关于壁面热效应对建筑外流动影响的研究一般采用现场测量、缩尺模型试验和数值模拟的方法^［8］。

文献［9］实测了西安市某建筑外壁面不同季节的对流换热系数，结果表明建筑外壁面和室外温差约为4 ～ 8 ℃。文献［10–12］给出了建筑外壁面受热时的街谷内流场和温度测量结果。结果表明，建筑外壁面与空气的温差一般不大于20 ℃，且壁面受热对街谷内流动的影响不显著。

缩尺模型试验主要是在风洞内考察壁面热效应对建筑外流动的影响。此外，有研究者将缩尺模型置于室外并实测日照辐射下建筑附近的流动情况和温度^［13］。文献［14–16］利用风洞试验研究了建筑壁面和地面加热对各类街谷内气流的温度、时均流、紊流和通风量的影响，分析了街谷内流动结构的变化。结果表明，壁面热效应对建筑附近的流动有显著影响。为保证热浮力作用的相似性，试验中一般要求模型与原型的理查森数Ri=(gHΔT/T_ref)/$ U_{\mathrm{ref}}^2 $相等，其中：g为重力加速度，m/s²；H为建筑高度，m；ΔT为空气与壁面的温差，K；T_ref 为参考温度，K；U_ref为参考速度，m/s。为保证黏性力作用的相似性，还需保证模型与原型的雷诺数Re=ρU_refH/μ相等，其中：ρ为空气密度，kg/m³；μ为空气的运动黏性系数，Pa·s。模型试验中一般要求Re>10^{4 [8］}。

数值模拟主要借助计算流体力学（CFD）方法考察有热效应时单体建筑、街谷及建筑群外的流动及污染物扩散问题^{［17–20］}。紊流的处理通常选用雷诺时均模型和大涡模拟方法。文献［17］的研究表明：利用大涡模拟方法对缩尺和全尺度下壁面热效应的模拟结果均与试验值吻合，但计算成本较高；雷诺时均模型对缩尺下热效应的模拟效果较好，但对全尺度下热效应的模拟结果比试验值偏大。文献［19］就CFD方法在建筑形态、植被、城市水体及建筑冷性材料对风热环境优化的应用上进行了总结。文献［20］模拟了街谷内的流场和污染物浓度场，结果表明，街谷壁面温度随高度的变化规律对深街谷的流场结构有显著影响。

已有的关于壁面热效应对建筑外流动影响的研究大多针对单体建筑和街谷模型，而对建筑群外的风环境和污染物扩散影响的研究相对较少。因此，本文采用数值模拟方法，在规则建筑群中考察不同建筑壁面及地面受热对周围风环境和温度的影响，同时分析地面污染物扩散受其影响的程度。本研究可为建筑群规划及城市可持续发展提供理论依据和参考。

1 建筑群模型和计算设置

图1为建筑群模型，其中：单体建筑长度L为60 m，宽度W为15 m，高度H为30 m；各建筑间距D为20 m。该建筑群由80个单体建筑组成，共8排10列。图1中虚线区域为研究区域，共计 4 排 6 列建筑。该图中坐标系z向垂直于水平面，其正方向为建筑高度增加方向。建筑群的对称面位于y=0处。在该面左右两侧的流动具有对称性，因此沿该面取其左侧部分为计算域。为方便描述，将研究区域内各建筑命名为 B_ij，其中：i为沿 x向建筑所在的排数，取 1、2、3、4；j为沿y向建筑所在的列数，取 1、2、3。另外，分别将与y、x轴平行的街道命名为主、次街道。为避免建筑群外侧气流的影响，研究区域上游和下游分别设3排和1排建筑，两侧则各布置2列建筑。本文选用CO气体模拟交通污染物。污染源设置在研究区域的上游，且污染物以 0.05 m/s的速度从地面均匀向上扩散。污染源位置如图1所示。

计算域的进口面、侧面及顶部与建筑群对应边界的距离均为5H，计算域出口距离建筑群下游边界10H^［1］。计算域离散选用结构网格方式。为获得网格独立解，本文设计了3套疏密度网格，将壁面第一层网格大小分别设为H的1/45、1/60和1/70，且对壁面附近的网格进行了加密处理。计算结果表明，3套网格下解的差别均小于3%。因此，可认为上述网格均满足网格无关性要求。本文选用中等疏密程度网格（壁面第一层网格大小为H/60）进行计算和分析，计算域总网格数约为1 000万。

定义x、y和z向的气流分速度分别为u、v和w，合速度为U。考虑到建筑群附近真实的风速大小，本文参考文献［16］设计算域入口边界高度z处的来流风速u 满足幂律分布且u/U_H=(z/H)^0.25, 其中U_H为z=30 m处的风速，值为4.2 m/s。进口紊流强度的设置参考文献［1］。地面和建筑表面均设为无滑移壁面，计算域出口为自由出流条件。本文模拟时来流温度设为25 ℃，被加热的建筑壁面温度设为40 ℃。根据上述参数可得Ri为0.84。

本文采用Fluent商用软件完成计算。数值模拟的控制方程分别为连续性方程、动量方程、能量方程及污染物的组分输运方程。计算中密度按Boussinesq模型处理，紊流模型选用realizable k−ε模型，壁面处选用标准壁面函数处理。方程离散选用二阶迎风格式，计算收敛依据为连续性方程、速度、紊动能及耗散率的残差达到1.0×10⁻⁴，能量方程的残差达到1.0×10⁻⁶，且继续迭代后的解无变化。

本文参考文献［15］对壁面加热情况的处理方法，共模拟了4种工况，分别为BG−LR、BG−WR、BG−GR和BG−N，其中：BG表示建筑群；LR表示同时加热建筑背风面和屋顶；WR表示同时加热建筑迎风面和屋顶；GR表示同时加热地面和屋顶；N表示壁面无加热的等温工况。

2 模拟结果与分析 2.1 流场模拟结果与分析

图2为4种工况下行人高度处（z=1.5 m） 的速度U分布。图3为研究区域中间列建筑B_i2的y向平面（y=120 m）上的速度U分布。由图2可知：在工况BG−N下主街道的气流强于次街道，且在主、次街道交叉口有明显的旋涡；迎风面气流从壁面中部分别向y的正、负方向流动，且气流强度在B_1j后达到最大并随x增大而减小。显然，由于来流掠过建筑时会有能量损耗，其气流强度有所降低。本文所模拟的前、后排建筑和其间的街道形成长宽比为3、高宽比为 1.5的短街谷。由图3可知，街谷内有顺时针方向的主涡，且涡的形态在B_1j后基本不变。可见，本文的模拟结果与文献［17］ 的研究结果基本一致。

由图2可知，3种壁面加热方式下行人高度处的气流分布与等温工况下的基本相同，但两者速度大小有一定差异。地面加热时产生的上浮力导致地面附近气流速度增大，且工况BG−GR下风速增强得最明显。背风面加热能增强附近气流向上运动的趋势，从而对地面气流形成抽吸作用，所以工况BG−LR下行人高度处风速略变大。与工况BG−N下相比，工况BG−LR下上述特点在B_3j和B_4j附近表现得尤为明显。迎风面加热的效果则与上述两个工况下的正好相反：气流沿壁面向下的速度因热浮力而减小，导致建筑间主涡流动变弱，地面附近速度随之减小。

壁面加热对建筑迎风面和背风面附近的流动也有一定的影响。以B₂₂和B₃₂为例，等温工况下，B₂₂背风面附近为z向上升气流，加热该壁面可使气流在热浮力作用下加速；B₃₂迎风面附近为下降气流，加热该壁面则使气流减速。为明确壁面加热对气流的影响，图4给出了各工况下 B₂₂ 和 B₃₂ 附近的w分布，测点分布在y=120 m平面上且均距离B₂₂背风面和B₃₂迎风面0.5 m。由图中可知，在 B₂₂背风面附近，工况BG−GR下w最大，工况BG−WR和等温工况下w最小，w最大值约为最小值的1.5倍，工况BG−LR下w则介于两者之间。在B₃₂迎风面附近，各工况下速度差异相对较小，工况BG−GR 下w最小，工况BG−WR下的次之。因此，地面加热能增大背风面附近风速，并使迎风面附近风速减小。上述速度分布特征说明，本文设计的3种壁面加热工况均不会改变建筑外流动的主要特点，但对壁面附近的流动强弱仍有影响。

2.2 温度场模拟结果与分析

图5和图6分别为行人高度（z=1.5 m）处和y=120 m处的温度分布。各工况下来流温度均为 298 K。等温工况下温差无变化，因此本文仅给出工况BG−LR、BG−WR和BG−GR下的温度分布。显然，工况BG−LR下气流温度变化最小，仅有背风面温度相对较高。图3（b）中街谷内的主涡分布表明，背风面附近的热量会被上升气流带走，因此，地面附近的温度受背风面加热的影响较小，温度分布较均匀。图5（a）和图6（a）中的气流温度仅高于来流温度0.5 K，靠近背风面顶部的温升约有3 K，这主要由屋顶加热引起。

工况BG−WR下，壁面加热对建筑附近的气流温升的影响较为明显，尤其是在B_3j和B_4j附近。下游街谷内主涡变弱，壁面加热产生的热量不易被主涡带出街谷，因此，更多的热量滞留在街谷内。图5（b）和图6（b）表明，行人高度处和街谷断面上的气流温度均比来流温度约增加2.5 K，在B_4j迎风面靠近地面附近，温升超过6 K。

工况BG−GR下，次街道、主街道上行人高度处的气流温度分别比来流温度约高0.5、1.0 K。整体上看，工况BG−GR下温度分布的均匀性在3个加热工况中居中。显然，地面加热对气流温度影响程度不及工况BG−WR。图3（d）表明，地面加热使建筑背风面附近的流动变强，这意味着建筑间的主涡将热量带出街谷的作用也增强。同时，地面加热还会导致行人高度处的y向流动变强[图2（d）]。该流动也会将部分热量带出街谷。因此，工况BG−GR下的温升不明显。

2.3 浓度场模拟结果与分析

参考文献［1］定义无量纲浓度C=cU_HHL_s/Q_s，其中：c为CO的体积分数；L_s为线源长度，m；Q_s为污染源释放量，m³/s。图7为行人高度处C的分布。主街道地面附近的反向回流使得污染物较难对流扩散至下游，因此，计算域C整体较低。由图7 （a）可知，工况BG−N下，高C区域主要集中在B_1j的次街道附近，其余区域的C小于20。由图2可知，工况BG−LR下，B_1j背风面加热导致街谷内主涡略变强，这对B_1j次街道地面污染物产生了抽吸作用。因此，与等温工况下相比，工况BG−LR下污染源附近污染物向下游扩散的趋势更为明显，B_1j和B_2j地面附近 C略高于等温工况下的，但B_3j和B_4j附近的C仍小于20。

工况BG−WR下行人高度处的C较等温工况下的明显变大。迎风面加热使得街谷内的主涡变弱，地面附近−x向回流也变弱，因此，污染源处的污染物向下游扩散程度增强，次街道的C几乎都大于20，至B_4j处C才降到20以下。工况 BG−GR下行人高度处的C分布与工况BG−LR下的类似，这与两种工况下地面附近流场的相似性吻合。

图8为y=120 m处的C分布。需结合流场来分析壁面加热方式对该平面C分布的影响。图3表明：B_1j前的主涡涡心位于街谷上半部，主涡的旋向使得地面污染物主要积聚于街谷下半部；靠近B_1j迎风面屋顶处的污染物被建筑顶部气流输运至下游，浓度逐渐变小。工况BG−LR下，B_1j背风面加热使其附近气流加速上升，这对B_1j迎风面屋顶处的污染物扩散产生阻滞作用。因此，图8（b）中B₁₂顶部的污染物扩散范围明显小于图8（a）中的。另外，B₁₂背风面加热也增强了街谷内污染物的扩散程度。与图8（a）相比，图8（b）中B₁₂与B₂₂之间大部分区域的C为20。

图8（a）和8（c）表明，工况BG−WR下的B₁₂迎风面加热使其屋顶附近的−z向风速变小，来流使B₁₂屋顶附近的污染物向下游建筑屋顶处扩散的趋势变强。因此，B₁₂迎风面附近的C较工况BG−LR下的明显变大，污染物也扩散至更远区域，见图8 （b）和8（c）。工况BG−WR下的主涡变弱也使得B₁₂和B₂₂之间的污染物分布不如工况BG−LR下的均匀。

比较图8 （a）和8（d）可知，在B₁₂前的街谷内，工况BG−GR下的C分布与工况BG−N下的基本相同。图3（d）表明，地面加热会导致B₁₂背风面附近w增大，但工况BG−GR下的B₁₂顶部C分布却与工况BG−LR下的并不相似。由图3（d）可知，工况BG−GR下B₁₂和B₂₂之间的街谷顶部气流与上游来流间的过渡区明显小于其他3个工况下的。这是由此处强烈的x向流动将B₁₂顶部污染物扩散至下游导致。因此，工况BG−GR下建筑顶部的C分布与工况BG−WR下的相似。

本文研究的3种加热工况中均设有屋顶加热。由图8可知，屋顶加热对B₁₂顶部污染物扩散的影响不及壁面加热的影响强，但3个加热工况下C=10的等值线呈水平分布，而工况BG−N下C=10的等值线逐渐下降。这是由屋顶加热使顶部气流抬升所致。因此，屋顶加热会导致污染物的迁移距离变大。

3 结论

为明确壁面热效应的影响，本文设计了等温工况和3种壁面加热工况（Ri=0.84），利用realizable k−ε紊流模型模拟了规则建筑群外的流场、温度场和浓度场，得到以下结论：

（1） 壁面加热不会改变建筑附近流动的主要特点，但会影响流动的强弱；地面加热会明显增强建筑间的主涡及地面附近的流动；背风面加热时的情况与地面加热时的基本相似，但影响程度略弱，迎风面加热时的情况则相反。

（2） 壁面加热对建筑附近空气的温升影响不大。迎风面加热时，气流温度较来流温度约高2.5 K，而背风面加热下的温升约为0.5 K，地面加热导致的强对流下的气流温升也小于1.0 K。

（3） 当地面污染源位于建筑群上游时，由于地面附近的流动方向与来流方向相反，建筑群附近的C较低，但壁面和屋顶加热使得污染物的扩散程度略变强，且不同壁面加热下的浓度分布有一定差别。