具有頂蓋之挑空中庭建築物自然浮力通風研究

具有頂蓋之挑空中庭建築物自然浮力通風研究

內政部建築研究所委託研究報告

年度

具有頂蓋之挑空中庭建築物

自然浮力通風研究

內 政 部 建 築 研 究 所 委 託 研 究 報 告

中華民國

107 年 12 月

（國科會GRB 編號） PG10701-0489

具有頂蓋之挑空中庭建築物

自然浮力通風研究

受 委 託 者 ： 社團法人中華民國風工程學會 研 究 主 持 人 ： 朱佳仁 研 究 助 理 ： 林禹安、洪宇昇、游聲迪 研 究 期 程 ： 中華民國107 年 1 月至 107 年 12 月 研 究 經 費 ： 新臺幣壹佰貳拾伍萬元

內 政 部 建 築 研 究 所 委 託 研 究 報 告

中華民國

107 年 12 月

（本報告內容及建議，純屬研究小組意見，不代表本機關意見）

目次

目次

表次

... V

圖次

... VIII

摘要

... XIV

第一章

緒論

... 1

第一節

前言

... 1

第二節

研究動機

... 3

第三節

文獻回顧

... 4

第二章

實驗設備與方法 ... 10

第一節

風洞設備

... 10

第二節

建築物模型

... 12

第三節

量測儀器

... 15

第三章

自然通風模式 ... 24

第一節

自然通風量之理論模式

... 24

第二節

建立可計算自然通風量之阻抗模式

... 28

第三節

挑空中庭建築物使用浮力通風使用時機與判斷方法

.. 29

第四章

風洞實驗結果 ... 33

第一節

風壓通風實驗

... 33

第二節

浮力通風

... 37

第三節

風壓浮力合併通風

... 42

第四節

表面風壓實驗

... 44

第五章

數值模式 ... 47

第一節

計算流體動力學模式

... 47

第二節

K

-

Ε

模型

... 47

第三節

熱量傳輸

... 49

第四節

邊界條件

... 50

第五節

計算結果

... 53

第六節

自然通風降溫效果

... 76

第六章

結論與建議 ... 79

第一節

結論

... 79

第二節

建議

... 80

附錄一

第一次專家學者座談意見 ... 85

附錄二

期中報告審查意見回應 ... 88

附錄三

第二次專家學者座談意見回應 ... 93

附錄四

期末報告審查意見回應 ... 97

目次

附錄五

建築物自然通風之範例 ... 102

附錄六

示蹤劑操作步驟 ... 110

表次

表次

表

1-

1

各類建築物耗能設備平均用電量之比例

... 1

表

1-

2

住宅類建築的耗電比例

... 2

表

1-

3

各種建築物機械通風最低通風量

... 2

表

3-1

台灣都會區氣溫低於

26

O

C 之機率(1995~2015) ... 30

表

5-

1 建築物內部熱源強度 ... 51

表

5-

2

挑高中庭建築物不同頂蓋之自然通風量

... 59

表

5-

3

自然通風降溫案例之參數

... 76

圖次

圖

1-

1

具有挑空中庭建築物熱浮力通風示意圖

... 4

圖

2-

1

風洞實驗示意圖

... 11

圖

2-

2

風洞內粗糙元擺設方式

... 12

圖

2-

3

矩形建築物之壓克力模型

... 13

圖

2-

4

矩形建築物之壓克力模型

... 13

圖

2-

5

有壓力孔之建築物模型

... 14

圖

2-

6

風壓實驗配置之示意圖

... 14

圖

2-

7 風向 0 度之建築物模型置於風洞照片 ... 15

圖

2-

8

四孔風速風向探針

... 16

圖

2-

9

壓力計模組

... 17

圖

2-

10

數位處理模組

... 18

圖

2-

11

單頻道電子壓力計

... 19

圖

2-

12

氣相層析儀

(GC)之照片 ... 19

圖

2-

13

通風模型實驗配置之示意圖

... 20

圖

2-

14

熱偶溫度計

... 21

圖

2-

15

資料擷取器

... 22

圖

2-

16

不同取樣頻率下密閉模型內濃度隨時間變化圖

... 22

圖次

圖

3-

1

台灣三個主要都會區的溫度發生機率

... 30

圖

4-

1

風力通風狀下不同風向角之模型內部濃度隨時間變化圖

... 33

圖

4-

2

風向角與風壓通風量之關係圖

... 34

圖

4-

3

無因次風壓通風量

* * o Q / Q

與風向角之關係圖

... 34

圖

4-

4

屋頂開口面積與風壓通風之關係

... 35

圖

4-

5

不同頂蓋之風壓通風

... 36

圖

4-

6 風壓通風狀況下不同頂蓋內部的風速剖面 ... 36

圖

4-

7 加熱板設定溫度 T

B

與量測之表面溫度

T

M

之關係圖

... 37

圖

4-

8 熱浮力通風狀況下模型內部溫度隨時間變化圖 ... 38

圖

4-

9 不同室內外溫差之熱浮力通風 ... 38

圖

4-

10

不同屋頂開口面積之熱浮力通風

... 39

圖

4-

11 單一屋頂開口之熱浮力通風 ... 41

圖

4-

12 風向角與合併通風量之關係圖； ... 42

圖

4-

13 不同室外風速之合併通風 ... 43

圖

4-

14 風向角 0

O

邊牆及屋頂風壓係數

... 45

圖

5-

1

計算域示意圖

... 52

圖

5-

2

純浮力通風驗證案例

... 53

圖

5-

3

兩層樓建築物模型浮力通風

... 55

圖

5-

4

風壓通風驗證案例

... 55

圖

5-

5

挑高中庭建築物不同頂蓋型式之示意圖

... 61

圖

5-

6

無室內隔間建築物浮力通風

C

ASE

A1 ... 62

圖

5-

7 室內無隔間建築物浮力通風 C

ASE

A2 ... 63

圖

5-

8 室內無隔間建築物浮力通風量 ... 64

圖

5-

9 室內無隔間建築物合併通風 C

ASE

A3 ... 65

圖

5-

10 室內有樓層建築物浮力通風 C

ASE

B1 ... 66

圖

5-

11

室內有樓層建築物合併通風

C

ASE

B2 ... 67

圖

5-

12

平頂蓋建築物浮力通風

C

ASE

C1 ... 68

圖

5-

13 平頂蓋建築物合併通風 C

ASE

C2 ... 69

圖

5-

14

頂蓋有女兒牆之浮力通風

C

ASE

D1 ... 70

圖

5-

15 頂蓋有女兒牆之合併通風 C

ASE

D2 ... 71

圖

5-

16 斜頂蓋建築物合併通風 C

ASE

E1 ... 72

圖

5-

17

實際建築物合併通風

C

ASE

E2 ... 73

圖

5-

18 不同頂蓋建築物之浮力通風 ... 74

圖

5-

19

不同頂蓋建築物之合併通風

... 75

圖

5-

20 案例 1 和案例 2 的室內降溫效果比較圖 ... 77

圖

5-

21 案例 2 和案例 3 的室內降溫效果比較圖 ... 77

圖

6-

1

建築物頂蓋高度對熱浮力通風影響之示意圖

... 82

圖次

圖

6-

2 挑空中庭建築物可採用之頂蓋型式示意圖 ... 83

附圖

1

建築物風壓通風之示意圖

... 102

附圖

2

雙開口建築物貫流通風之示意圖

... 102

附圖

3

貫流通風與風切通風之示意圖

... 103

附圖

4

雙開口風壓通風之示意圖

... 103

附圖

5

開口位置對貫流通風影響之示意圖

... 104

附圖

6

有室內隔間之風壓通風示意圖

... 104

附圖

7

有室內隔間建築物貫流通風之示意圖

... 105

附圖

8

一般住宅內部開口對貫流通風影響之示意圖

... 105

附圖

9

周遭建築物對風壓通風影響之示意圖

... 106

附圖

10

中庭建築物熱浮力通風之示意圖

... 106

附圖

11

風力與熱浮力合併通風之示意圖

... 107

附圖

12

建築物熱浮力通風之示意圖

... 107

附圖

13

自然與機械混合式通風之示意圖

... 108

附圖

14

建築物機械通風之示意圖

... 108

附圖

15

氮氣瓶示意圖

... 110

附圖

16

氣象層析儀示意圖

... 110

附圖

17

顯示器體抽取量之儀表

... 111

附圖

18

全自動六孔式氣體樣品採樣閥示意圖

... 111

摘要

關鍵詞：中庭建築物、浮力通風、風洞實驗、計算流體動力學 一、研究緣起 建築物通風目的在於提供建築物使用者所需的新鮮空氣、降低室內溫度與污染物 濃度，達到舒適的室內環境。近年來，台灣有許多大型的高層建築物內部採用挑高中 庭之設計，如飯店、百貨商場及辦公大樓。此類的建築物不僅有採光、開放明亮的內 部空間設計，挑空中庭亦有助於建築物的熱浮力通風，降低建築物空調或機械通風所 耗費之電力。但建築物的熱浮力通風受室外風速、風向、室內熱源及隔間等因素的影 響，較不穩定。本研究計畫研究具有頂蓋之挑空中庭建築物的熱浮力通風，研究成果 期望提供建築師設計中庭頂蓋之參考，達到降低建築物能耗之目的。 二、研究方法及過程 本研究計畫採用風洞實驗與計算流體動力學(CFD)數值模式研究中庭建築物之熱 浮力通風，風洞實驗採用模型試驗與示蹤劑濃度衰減法來研究頂蓋對中庭浮力通風的 影響，風壓量測實驗部分使用內政部建築研究所的大型風洞及電子式壓力計進行，實 驗數據可與計算流體動力學模式的結果比對、驗證。再有系統地研究室外風速、風向、 頂蓋的開口面積、型式對熱浮力通風及合併通風的影響，以瞭解各種頂蓋設計之通風 效率與換氣率。 三、重要發現 臺灣地處亞熱帶至熱帶，夏季氣溫、濕度皆高，許多建築物大多使用冷氣空調來 維持室內環境的舒適性，但亦會耗費大量的電力。近年來，隨著複合式建築物的興起， 台灣有許多飯店、百貨商場及辦公大樓內部採用挑空中庭之設計，使得建築內部的空 間感覺較開闊，且採光較佳。但為防止雨水流入建築物，中庭頂部大多有不透水的採 光罩或頂蓋，使得建築物內部的熱空氣不易由頂部排出。若能有效地利用建築物內部

摘要 熱源驅動之熱浮力通風，降低室內溫度又可達到通風換氣之功效，將是一舉兩得之事。 本計畫藉由風洞實驗與計算流體動力學(CFD)數值模式研究具有頂蓋之挑空中庭 建築物的熱浮力通風，風洞實驗採用模型試驗與示蹤劑濃度衰減法來研究頂蓋的開口 面積、開口位置及開口型式等細部設計對中庭建築物熱浮力通風的影響，實驗數據可 與數值模式的結果比對、驗證。再使用計算流體動力學模式有系統地計算不同的頂蓋 開口型式之熱浮力通風量，供建築業界之參考（詳附錄五建築物自然通風之範例）。本 研究所得之結論如下: (1)只有單一頂蓋開口的建築物，其自然通風量小於建築物有雙開口之通風量。 (2)建築物的自然通風量與室外風速、頂蓋的開口面積成正比。建築物開口面積愈大 或室外風速愈大時，通風量愈大。 (3)風壓和熱浮力合併通風量大於僅由熱浮力驅動之通風量。熱浮力通風的效應在室 外風速很小時，方能顯現。 (4)挑空中庭的頂蓋會略微降低風壓通風和熱浮力通風量。 (5)在中庭建築物上下樓層皆有門窗開口，通風量會比僅有一樓層有開口來得好，因 熱空氣蓄積於高處，不易排除。 (6)低處開口在迎風面，高處開口在屋頂或迎風面，會使風力與熱浮力加成，通風量 較大；若低處開口在背風面，高處開口在迎風面，會使風力與熱浮力互相抵消， 通風量較小。 (7)中庭頂蓋較高，可蓄積熱空氣，使熱氣不會回流至高樓層。若中庭頂蓋較矮，又 無開口，無法蓄積熱氣，熱氣會回流至高樓層。 四、主要建議事項 建議一： 在計畫案結束後，研究成果可藉由講習會向建築業界說明推廣，以利於台灣未來建築 設計之發展：立即可行建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：社團法人中華民國風工程學會、中華民國全國建築師公會 本計畫的研究成果顯示：挑空中庭建築物之浮力通風受室外風速、室內熱源、開

內的熱空氣之功用，又可節省機械通風所耗費之電力。 本計畫所使用的計算流體動力學CFD計算模式精準度高，但模式的設定較為繁 複，不適於直接使用CFD模式計算實際建築物之通風量。建築師在估算建築物通風量 可採用本研究所發展之簡化物理模式（詳第三章），估算挑空中庭建築物之自然通風 量。 建議二： 利用建研所的風洞設備和CFD數值模式研究都會地區建築物的自然通風潛勢：中長期 建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：社團法人中華民國風工程學會、中華民國全國建築師公會 建築物的自然通風受建築物周遭建築物的影響，都會地區的建築物大多緊密相 連，阻礙空氣流動，造成室外風場微弱。即使建築物外牆前後皆有窗戶，仍會導致建 築物通風不良的狀況，室內容易產生悶熱、不舒適的居室環境。建議可採用風洞實驗 及計算流體動力學模式（CFD）研究都會地區建築物的自然通風，以提供國內建築師 設計之參考。 建議三： 建築物頂蓋開口的開閉可結合智慧建築之技術：中長期建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：社團法人中華民國風工程學會、中華民國全國建築師公會 挑空中庭建築物頂蓋通常為了避免蚊蟲以及雨水進入而設計成密閉式頂蓋，使其 通風效果不佳，故建築物頂蓋開口的開閉可結合智慧建築之技術，設定室外風速、氣 溫達到適合使用自然通風時，關閉空調，自動打開頂蓋或抽風機，排除室內熱空氣， 以節約能源。當室外氣溫過高、過低或有下雨時，自動關閉頂蓋，啟動空調。 建議四： 利用新北市新店區大坪林聯合辦公大樓的設備及用電資料研究自然通風的節能效果： 中長期建議 主辦機關：內政部建築研究所 協辦機關：社團法人中華民國風工程學會、中華民國全國建築師公會、台灣綠建築發

摘要 展協會 蒐集公家機關辦公大樓(譬如新北市新店區大坪林聯合辦公大樓)一整年的室內外 氣溫、冷氣空調使用時間、用電資料等，研究辦公大樓使用自然通風的運作模式和節 能效果；探討如何落實自然通風之研究成果於國內的辦公大樓，並將其成果提供建築 師及其他商辦大樓相關業者之參考。

ABSTRACT

Keyword: Atrium; Stack ventilation; Wind tunnel experiment; Computational Fluid

Dynamics.

Natural ventilation of buildings can remove the excessive heat and indoor contaminants, while reducing the energy consumption of mechanical ventilation. However, natural ventilation is dependent on the external wind speed, direction, building configuration and heat source in the building. This project employed wind tunnel experiments and a Computational Fluid Dynamic (CFD) model to investigate the influence of roofing design on the buoyancy-driven ventilation in buildings with an internal atrium. The ventilation rates are measured by a tracer gas technique in a scale-down building model and compared with the simulation results of CFD model. The effect of external wind speed, direction, opening configuration and roofing design are studied systemically in this project. The applicability of buoyancy-driven ventilation in building with atrium are analyzed. The results of this project are useful to the architects in designing natural ventilation for buildings with atrium.

第一章 緒論

第一章

緒論

第一節

前言

由於近年來全球環境變遷，平均氣溫不斷升高，大多數建築物經常性地使用冷 氣、空調設施來降低室內溫度，改善室內環境之品質。但使用這類空調設備會耗費電 力。黃國倉(2006)的研究指出：國內一般辦公大樓空調耗電佔建築能耗比率約為45%， 長期累積所耗費的能源十分可觀。英國建築研究機構(British Research Establishment, BRE)的研究結果顯示：採用自然通風和採用空調的辦公大樓相比，每年節省的冷卻耗 能為14 ~ 41 kWh/m2。以一棟10層樓辦公大樓為例，若每個層樓地板面積1000 m2，若 每天開空調的時間8.0 hr，一年便可減少用電2.8~8.2億度電。依據2000年國際能源總署 (IEA)的報告(Annex 35)中指出，歐洲國家的辦公樓有效利用自然通風可以降低建築能 耗達50%以上。因此若能有效地利用自然通風，維持舒適的室內環境與空氣品質，減 少冷氣空調的使用時間，可達到建築節能之目的。 表 1-1 為台灣各類建築物耗能設備平均用電量比，表 1-2 為台灣住宅類建築的耗 電比例，由此可看出空調所耗的電量往往佔建築總用電量30%~50%，耗電量位居第一 或第二。表 1-3 為各用途空間機械通風(Mechanical ventilation)最低通風量，若完全採 用自然通風，其通風量應該不低於此表之通風量。當自然通風量不足時，應以機械通 風補足之。 表 1- 1 各類建築物耗能設備平均用電量之比例 行業別  辦公大樓  醫院  百貨業  觀光旅店  照明與插座  43.66 % 11 % 47 % 11 % 空調系統  48 % 36 % 38 % 29 % 通風換氣  2.4 % 16 % 5 % 14 % 電梯及其他設備  5.3 % 37 % 8 % 27 % 給排水馬達  0.6 % - 2 % 19 % 資料來源：經濟部能源科技研究發展計畫

表1- 2 住宅類建築的耗電比例 住宅類型 公寓 透天厝 家電 _{51 % 48 %} 空調 平時22 % 平時18 % 空調季節41 % 空調季節32 % 照明設備 27 % 34 % 資料來源：經濟部能源科技研究發展計畫 表1- 3 各種建築物機械通風最低通風量(單位: m3/hr/m2) 房間用途  台灣  美國  日本  歐洲  臥室、起居室、私人辦公室等容納人不多者 _{8 4 2} 非營業用廚房  35 32 3.5 住宅內浴室或廁所  20 24 5.3 嚴謹 一般 辦公室、會客室  10 2.3 2 6.12 4 會議室、候診室  15 6 10 21.6 10 展覽陳室、髮美容院  12 8 8 百貨公司、舞蹈、棋室、球戲等康樂活動室 15 9 8 18 10 營業用餐廳、酒吧、咖啡館  25 13 20 28.8 17.3 戲院、集會堂等之觀眾席  75 14.8 30 57.6 24.5 營業用廚房  60 13.3 4 汽車庫  25 27 20 資料來源：營建署建築技術規定之通風量

第一章 緒論 近年來，台灣有許多飯店、百貨商場及辦公大樓採用挑空中庭之設計，此種建築 物不僅採光較佳，且可使得建築內部的空間感覺較開闊。當這類建築物的中庭內無頂 蓋，內部熱源所產生的熱空氣可由中庭頂部排出，但雨水會進入中庭內。為防雨之緣 故，台灣大部分的挑空中庭建築皆有無開口之頂蓋或採光罩，造成熱空氣累積於中庭 內，升高室內氣溫，故需要藉由建築物的空調來降溫，如此便會耗費電力。尤其是台 灣的夏季，濕熱的氣候使得建築物大量地使用空調來改善室內環境，耗費能源。若能 有效地利用建築物內部熱源驅動之熱浮力通風，達到自然通風又可降低室內溫度，將 是一舉兩得之事。本計畫希望能找出最佳的中庭頂蓋之設計，既可防雨水進入室內， 又能利用建築物內部熱浮力達到通風效果的中庭設計，以達到建築節能之目的。

第二節

研究動機

建築物通風之目的在於提供室內新鮮的空氣，移除或稀釋室內污染物，使得室內 具有建築物使用者可接受的空氣品質。建築物可利用機械通風(Mechanical ventilation) 或自然通風(Natural ventilation)的方式來達到建築物換氣的需求，但機械通風耗費能 源，自然通風不穩定，各有其利弊。必須經由相關的研究瞭解這兩種通風方式的適用 條件與狀況，方能找出最佳的建築通風設計。

建築物換氣的頻率可由換氣率(Air exchange rate)來定義：

V

Q

I



(1.1)

式中V為室內空間的體積，Q 為流入室內的空氣流量，因次為[L3/T]。換氣率的因次 為[1/T]，若換氣率的單位採用[1/hour]，換氣率可稱為小時換氣率(Air change per hour, ACH)。換氣率代表單位時間內換置相當室內體積空氣量之次數。換氣率愈大，表示室 內空氣更新的頻率愈高，空氣愈容易流通。 換氣率的倒數則可視為室內空氣更新所需的時間尺度(Time scale)： Q V   (1.2) 此時間尺度可作為評估室內空氣更新快慢的指標(Roulet, 2008)，時間尺度愈大，空氣

化。

許多國家皆針對建築物換氣率訂定標準，美國環保署室內空氣品質規範建議在 不裝設機械通風設備的狀況下，住宅之最低換氣率 ACH 須維持在 0.35。加拿大建築 規範(Canadian Standards Association, CAN/CSA-F326, 1995)關於住宅通風系統的部分 建議住宅的客廳、餐廳通風量必須達到5 liter/sec，主臥室的通風量 10 liter/sec，平均 換氣率ACH 必須維持 0.3 以上。日本工業標準(JIS, 2003)建議：住宅換氣率 ACH 必須 達到0.5，非住宅換氣率 ACH 必須達到 0.3。 本研究欲藉由風洞實驗與數值模式探討具有挑高中庭之建築物的浮力通風與風 壓通風之關係，並研究具有中庭頂部開口(採光罩)之設計對浮力通風之影響，期望對 具有挑高中庭之建築物之設計與維護有所助益。 圖1- 1 具有挑空中庭建築物熱浮力通風示意圖 資料來源：本計畫研究人員繪製

第三節

文獻回顧

以下為國內外關於建築物熱浮力通風之重要研究文獻，大多利用計算流體力學、 風洞實驗等方式研究建築物熱浮力通風，以下做一回顧。

中

庭

外氣 頂蓋

熱源

熱空氣 熱空氣 外氣

第一章 緒論

Hunt and Linden (1999)利用水槽實驗研究風力與熱浮力作用下的自然通風，其研 究結果指出通風量可以下式計算： 1/2 * P gh Q A _    _    (1.3) 式中為密度差異，g 為重力加速度，h 為室內密度界面離高處開口之距離，P = P1 – P2為迎風面與背風面開口之壓差。有效開口面積A*為： * 1 2 1/2 2 2 1 2 2 2 d 2 d1

A A

A

1 A

A

2 C

C







_





















(1.4) 式中A為開口面積，下標1、2分別代表迎風面、背風面開口。當風壓通風與浮力通風 同時存在時，視風向與建築物開口位置，有時可增加通風效果，有時又會抵銷兩者的 通風效果。當迎風面開口位於低處，背風面開口位於高處，冷空氣由建築物的迎風面 開口灌入，推動熱空氣由背風面開口流出，風壓與浮力具有加成的效果。但當迎風面 開口位於高處，背風面開口位於低處時，則熱空氣不易由迎風面開口流出，冷空氣亦 無法由建築物的背風面開口流入，風壓與浮力互相抵銷其通風效果。當壓差P >> gh 時，風壓為通風量主要的影響參數，但當P << gh時，熱浮力主導通風。 Linden (2000)對於換置通風提出一個通風量理論，當室外無風速時，可利用伯努 利定理將速度項轉成壓力項與中性層的關係式： * 1/2

Q A [g'(H h)]





(1.5) 式中Q 為通風量，A*為有效面積，H為建築物內部高度，h為中性層高度，由室內外壓 差為零之高度稱為中性層，g'為密度差異造成之加速度： g' g g T T      (1.6) 式中g為重力加速度， / 為密度變化由理想氣體方程式轉換可以得T / T。





d t b 1/2 2 2 2 d t b

C A A

A*

1

_{C A}

_cA

2c





_











(1.7) 式中Cd 為流量係數，At 為上方開口面積，Ab為下方開口面積。

蘇裕民(2006)利用計算流體動力學(CFD)數值模式研究小型建築中庭的浮力通風 問題，數值模式結果發現當室外無風時，中庭開口面積與開口高差的增加會提高換氣 率。當室外風速小於1.5~2.0 m/s 時，會形成風壓與浮力通風的換氣路徑相互衝突的現 象，導致室內浮力通風的效果變差；而室外風速達到2.0 m/s 時，風壓通風效應會大於 浮力通風效應，中庭內部的換氣路徑由風壓通風主導。

Chou and Liu (2007)利用縮尺模型實驗、k模式、零方程式(Zero equation)和層 流數值模式研究挑空中庭建築之通風性能，實驗結果顯示在室外無風狀態下，室外氣 溫對於室內溫度場有顯著的影響。此研究亦指出開口位置所形成的換氣路徑愈直接對 於室內的降溫效果成正相關，開口數量亦有此現象但影響程度能有限；當室外溫度超 過 35oC，通風井設置之影響並不顯著，必須依靠其他自然通風(風壓通風)或是機械設 備來達成室內降溫效果。實驗解析後得知，內部負荷大小對於中庭之溫度場變化趨勢 不如室外環境溫度影響室內溫度場來得顯著。 謝榮洲(2010)指出在室外無風下，改變熱源在太陽煙囪內的高度可呈現浮力通風 的效果，以當熱源處於太陽煙囪最底部時，使得太陽煙囪的出入口處能夠產生最大的 壓差，亦即可達到自然通風最佳效果。而改變機械通風之設置：(1) 安裝單一風扇在 出口處能夠有效提高通風率；(2)安裝兩個風扇與單一風扇之實驗結果接近，以一個安 裝出口處另一安裝於太陽煙囪中間處能夠達到最佳的通風效果；(3)安裝三個風扇之中 間風扇對於氣流流動有顯著影響，只需安裝出口處與入口處能夠達到最大的通風率。

Chu and Wang (2010)利用流體能量守恆的觀念和連續方程式發展一個阻抗模式 來計算有室內隔間及有障礙物時的貫流通風量： 1 /2 p 1 p 2 H 1 i 2 C -C Q = U ζ + ζ + ζ       (1.8) 式中Cp1、Cp2分別為迎風面、背風面的風壓係數，UH為室外風速，i為室內阻抗因子 (Resistance factor)，單位為[m-4]，並藉由風洞模型實驗的數據計算室內障礙物的阻抗係 數。實驗結果發現室內隔間之阻抗係數與室內開口面積成反比，開口面積愈小，阻抗 係數愈大，通風量愈小。研究結果亦發現開口未全開的門會增加氣流流經開口的阻抗， 換言之，通風量會變小。此阻抗模式也可計算室內有大型傢俱對風壓通風之影響。

Chu et al. (2010)利用風洞模型實驗和示蹤氣體(Tracer gas)濃度衰減法研究風速、 風向對於室內無隔間建築物，單側開口及雙側開口的換氣率之影響。實驗結果發現當

第一章 緒論 風向平行於開口時，開口處的風剪力會驅使室內外空氣交換，室外風速愈大，風剪力 愈強，換氣率愈大。在此風向下，雙側開口的換氣率為單側開口換氣率的五倍。依據 實驗結果可歸納出一個無因次換氣率的預測方式，可用計算單側開口的換氣率。 王伯威(2012)利用風洞模型實驗和示蹤氣體濃度衰減法研究走廊及多樓層建築物 之自然通風。實驗結果顯示浮力與風壓通風量取決於建築物開口位置，當迎風面開口 位置比背風面開口位置較低，由於室內的熱空氣會從背風面開口排出，此時風壓通風 與浮力通風會有加乘效應，實驗結果亦指出浮力通風量會隨著開口高度增加而提升。 許皓香(2013)利用CFD模式研究具挑高中庭辦公大樓之浮力通風，由辦公空間所 洩漏出的冷氣可冷卻公共空間，每個樓層所設置的實心扶手可以使冷氣不向中庭底部 樓層下沉，保留在公共空間提高環境舒適度。此研究指出：熱源高度、冷氣洩漏位置 與扶手高度三者有交互之間係，當冷氣洩漏位置處在熱源下方可有效降低室內PMV 值，冷氣洩漏位置在扶手高度以下，對於降低室內溫度效果良好；若冷氣洩漏位置在 配置熱源之下時，更加有效降低室內溫度，但室內垂直溫度差異會增加。 黃瑞隆(2013)根據ASHRAE-55及EN-15251熱適應標準計算出學校教室採用複合 通風模式的冷房度時的能耗差異，發現複合通風主要的節能潛力發生在5~10月的夏 季。雖然夏季時，自然通風有效性較低，但是採用自然通風節能效果可達50%。冬季 時，雖然自然通風有效性較高，但因氣溫不高，空調需求低，故無法展現出其節能特 性。研究中彙整出不同地區的室內熱量的全年冷房度日計算結果，若使用複合通風並 與空調溫度維持在28oC的情況相比，複合通風所減少的冷房度日超過60%。 Chu and Wu (2017)利用質量守恆建立一個多區間建築物內部氣狀污染物的暫態 傳輸模式，並藉用風洞模型實驗和示蹤氣體濃度法驗證研究此模式的正確性。研究結 果顯示：當建築物外部風壓為已知時，不同房間之間的通風量可用 Chu and Wang (2010)的阻抗模式來預測，當污染物由第一個房間傳輸到第二個房間時，第一個房間 的濃度成數衰減，而第二個房間的濃度會先增加再減少。房間內污染物濃度消散所需 時間與通風量成反比，通風量愈大，消散時間愈短。且第二個房間的最大濃度和第一 個房間的初始濃度成正比，和內部開口的大小與通風量的關係不大。 由以上的文獻回顧可知：前人研究大多探討一般建築物的風壓通或熱浮力通風， 較少觸及挑高中庭建築物頂蓋之設計。本研究預備採用風洞模型實驗和數值模式研究

中庭建築物之熱浮力通風，風洞實驗與數值模式可互相驗證、比對。探討在不同室外 風速、風向、室內外氣溫差異狀況下，中庭頂蓋的通風量。

第二章 實驗設備與方法

本研究採用理論分析及風洞實驗的方式來研究室外風速、風向、通風口大小對熱 浮力及合併通風的影響和其通風量的計算方式，研究設備與方法如下所述：

第一節

風洞設備

本研究使用中央大學土木工程系風洞實驗室之開放式風洞以及內政部建築研究 所風雨風洞實驗室的大型風洞。中央大學土木系之開放式風洞此風洞全長8.3 m，試驗 段長1.0 m，寬1.2 m，高0.6 m，最高風速可達52 m/s。試驗段平台下方有一加熱板(長 度0.8 m，寬度0.4 m)。可控制加熱板溫度，以模擬室內外有溫差時的浮力通風狀況， 室內外溫差範圍約為30o_{C，並利用熱偶溫度計(Thermocouple)量測室內外氣溫之分佈與} 變化。 內政部建築研究所的大型風洞用於量測建築物的表面風壓，該風洞是一個封閉迴 路式風洞(如圖2-1)，總長度為77.9 m，高度為15.9 m，最大寬度為9.12 m。該風洞具有 兩個測試區，第一測試區長36.5 m，斷面為4.0 m × 3.0 m；第二測試區長21 m，斷面 為6.0 m × 2.6 m。本研究之模型實驗是在第一測試區中進行，最大風速可達30 m/s， 空風洞時風洞內紊流強度0.17~2.0% (葉祥海、苗君易，2004)。 建築物模型以壓克力板製作，模型外部尺寸為高度H = 0.20 m，長度0.20 m，寬 度0.20 m，模型縮尺比為1:20。模型表面為厚度5 mm的光滑壓克力板，圖2-3建築物模 型的照片。模型的表面共有63個壓力量測孔。壓力量測孔上下、左右的間距皆為20 mm，壓力量測孔直徑0.1 cm。壓力量測孔連接內徑1.0 mm之PVC管至壓力感應器，管 線長度0.30 m。 模型表面風壓係以建築研究所風洞實驗室的多頻道電子式壓力掃瞄器(ZOC33/64 PX, Scanivalve)配合壓力訊號處理系統(RAD BASE 3200)同步量測建築物表面各點的 瞬時壓力。壓力傳感器測量範圍為±2758 Pa，誤差±2.2 Pa。該壓力掃瞄器每個模組有 64個壓力輸入管(pneumatic inputs)，對應64個壓電式壓力感應器，64個壓力感應器共用 一個參考壓力(Reference)，但每個壓力感應器皆可單獨校正。氣流輸入管是由內徑0.1 cm PVC管連接至模型量測點以量測模型表面壓力。壓力量測系統可支援類比數位之轉 換，本研究所使用量測系統最高可支援8個模組，其解析度達16 bits，最大取樣頻率為 500 Hz，擷取之資料轉換完成後可藉由USB傳輸系統傳至個人電腦儲存分析。本研究

第二章 實驗設備與方法 進行風洞實驗時，將壓力模組放入建築物模型內部，壓力管線連接至壓力模組上的壓 力輸入埠，模型每一個表面分別規劃為同一壓力模組，一次使用1個壓力模組，再接入 電子式壓力掃瞄器。 圖2- 1 風洞實驗示意圖 資料來源：建研所提供 風洞實驗時，將模型放置於風洞的轉盤中心，轉盤前方設置粗糙元(roughness element)，使得邊界層加速發展。模型固定於風洞測試區的旋轉盤上，該旋轉盤直徑為 3 m，距離測試區入口處15.0 m。待測試區風速穩定後，開始擷取風壓數據，取樣頻率 為333 Hz，取樣時間為450 sec，每個量測點共擷取150,000筆數據。風向垂直於牆面定 義為風向角 = 0o ，量測建築物模型表面迎風面、背風面及屋頂的風壓，並將擷取之風 壓數據傳輸至電腦儲存分析。 風洞實驗中，參考壓力Po為自由流之壓力。當氣流碰到建築物迎風面而停滯時， 風速的動能轉換為動壓力，故建築物表面壓力會大於自由流之壓力，而形成正壓。在 建築物背風面及側風面處，因分離現象造成的加速效應及尾流的渦漩作用，會低於自 由流之壓力，形成負壓區。時間平均壓力：



  N 1 i i) P(t N 1 P 式中N為量測數據的總數，壓力則以無因次的壓力係數(Pressure coefficient)表示，時間 平均壓力係數：

o p ₂ H P P C 0.5 ρU   式中為空氣密度，Po為參考壓力，UH為建築物屋頂高度處(z = H)的時間平均風速。 圖2- 2 風洞內粗糙元擺設方式 資料來源：本計畫研究人員拍攝

第二節

建築物模型

本研究中使用兩個壓克力模型，一為高度H = 0.51 m，長度L = 0.32 m，寬為0.32 m，外牆厚度為10 mm，內部體積為V = 0.045 m3（見圖2-3），建築物模型之前緣固定 於風洞出風口0.50 m處。另一個模型高度H = 0.2 m，長度L = 0.20 m，寬度B = 0.20 m， 模型厚度為10 mm，內部體積為V = 0.008 m3，見圖2-4。 兩個模型皆為雙開口模型，開口位置為側牆及屋頂。建築物模型以厚壓克力板製 作，減少經由模型外殼的熱量散失，僅考慮由模型開口流出的熱量。另以皮托管量測 建築模型開口處之風速與通風量，模型示意圖見圖2-6，這些實驗數據將可用以驗證通 風計算模式。

第二章 實驗設備與方法 圖2- 3 矩形建築物之壓克力模型(H = 0.51 m) 資料來源：本計畫研究人員拍攝 圖2- 4 矩形建築物之壓克力模型(H = 0.20 m) 資料來源：本計畫研究人員拍攝

圖2- 5 有壓力孔之建築物模型(H = 0.20 m) 資料來源：本計畫研究人員拍攝 圖2- 6 風壓實驗配置之示意圖 資料來源：本計畫研究人員繪製 風速計 PC Data Logger 壓力計 0.2 m 轉盤

風

側視圖

第二章 實驗設備與方法 圖2- 7 風向 0 度之建築物模型置於風洞照片 資料來源：本計畫研究人員拍攝

第三節

量測儀器

1. 皮托管： 皮托管主要透過量測動壓及靜壓，得到內外兩管的壓力差，即可利用伯努利方程 式計算風速。其主要優點為操作方便、量測範圍大且不易損壞，缺點是由於皮托管的 靈敏度不足，所以主要使用於穩態風場中的時間平均風速量測。風速

U

_o計算公式如 下： p o o 2(P P ) U    (2.1) 式中

P

_p為皮托管的動壓，

P

_o為皮托管的靜壓，為空氣密度。 2. 四孔風速風向探針： 四孔風速風向探針(Cobra probe)透過探針頭的四個壓力孔，可以量測三維的風速 分量、紊流強度和靜壓。探針長度為15 cm、直徑1.4 cm、探針頭寬度為2.6 mm，見圖 2-8。取樣頻率為200 Hz，取樣時間168.32 秒，速度量測範圍2 ~ 100 m/s, 精確度為±0.5 m/s。

圖2- 8 四孔風速風向探針(Cobra Probe) 資料來源：本計畫研究人員拍攝 3. 電子壓力掃描器： 本研究使用電子式多頻道壓力掃描器量測建築物模型之表面風壓，全套壓力掃描 器介紹如下： (1) 壓力掃描模組ZOC33：

ZOC33/64 Px 模組(Scanivalve Inc.)由64個壓電式感應器組合而成，可同時量測64 個壓力孔的壓力，每8個壓力感應器裝置於一組塊中，見圖2-9。利用PVC管接到壓力 感應器上量測壓力。控制壓力之大小為65 psi，由控制壓力模組(CPM)提供。校正壓力 輸入連結至校正壓力源，可連通至所有的壓力感應器(sensor)以提供校正壓力。 ZOC33量測壓力範圍 ± 2758 Pa，壓力誤差範圍 ± 2.2 Pa。模組ZOC33上的參考 壓力輸入(Ref)提供所有的壓力埠(transducer)一個相同的參考壓力，本研究將參考壓力 (管徑1.6 mm)接到架設於風場中的皮托管靜壓。再將建築物模型上的壓力孔利用PVC 軟管接到ZOC33模組的壓力埠，PVC軟管直徑為 1.5 mm，長度應小於 30 cm，在量測 壓力時，若採用之PVC管線過長時，經由實驗量測發現管線之黏滯效應使得擾動壓力 減弱，造成壓力訊號扭曲，使測得之壓力訊號並非真實擾動壓力。故本實驗採用將壓 力掃描器模組(ZOC33)放入建築物模型內，中間僅連接30 cm長的PVC管線，直接縮短 從壓力孔連接至壓力掃描器之管線長度，求得真實壓力之時間序列。

第二章 實驗設備與方法

圖2- 9 壓力計模組(ZOC33/64 Px)

資料來源：本計畫研究人員拍攝

(2) 數位處理模組DSM3000

DSM 3000 (Digital Service Module)為一界面模組，見圖2-10，使用遠端程式連結電 子壓力掃描器。DSM 為一台個人電腦作業系統為 Windows 95。需外接顯示器及鍵盤 和滑鼠方可使用，操作者可如同使用個人電腦般操作 DSM。DSM微處理器處理得到 之電壓訊號再轉換為壓力訊號輸出。取樣類比/數位轉換為 16 bit。

DSM另外附設一個控制壓力模組(Control Pressure Module, CPM)，由空壓機提供一 個穩定壓力源需經由調壓閥控制在65 psi再傳到CPM，以塑膠管線連接至控制壓力模組 (CPM)，功能為提供壓力源供ZOC33控制之用。 (3) HOST PC 為Intel P4微處理器之個人電腦，與DSM架成一區域網路，PC作業系統為微軟公司 之Windows 7。利用遠端程式DSM link操作DSM，做壓力之量測及校正，並可將量測 資料從DSM傳到PC中的硬碟儲存。本研究之採樣頻率為 256 Hz，採樣時間為 120 秒，每個量測點共有30720組採樣數據。執行Host PC遠端操作程式，便可量測不同位 置之壓力。

圖2- 10 數位處理模組(DSM 3000) 資料來源：本計畫研究人員拍攝 4. 單頻道電子壓力計： 本研究另一壓力為單頻道之電子壓差計(Kimo Inc., CP300)，見圖2-11，透過 PVC 管接上皮托管動壓及靜壓，此壓力計有2個壓力輸入管(正壓管及負壓管)，量測壓力範 圍設為±100 Pa，輸出電壓為0 ~ 2500 mV，精確度為1.0 Pa。CP300 壓差計之電壓轉換 壓力的方程式為： y = 0.051x – 24.461 (2.2) 式中y為氣壓差，單位為Pa，x為電壓，單位為毫伏特(mV)。 5. 氣相層析儀

本研究利用示蹤劑濃度衰減法(Tracer gas decay method)來量測建築物模型的通風 量，此法先在建築物模型密閉的狀況下，在模型內注入定量的示蹤劑氣體CH4，測試 模型內濃度是否會隨時間而變，以檢驗模型接縫處是否有漏氣。實驗開始時打開建築 模型外部的開口，再利用模型內的採樣管及抽氣幫浦將模型內CH4，抽至氣相層析儀 (Gas Chromatography, GC)，如圖2-12所示，實驗配置如圖2-13，量測模型內空間平均 濃度隨時間的變化。Sherman (1988)建議追蹤氣體使用甲烷，乙烷，六氟化氯和一氧化 二碳。本研究中使用的追蹤氣體是 500 ppm 甲烷混合氣體。

第二章 實驗設備與方法

圖2- 11 單頻道電子壓力計(Kimo, CP300)

資料來源：本計畫研究人員拍攝

圖2- 12 氣相層析儀(GC)之照片

圖2- 13 通風模型實驗配置之示意圖 資料來源：本計畫研究人員繪製 建築模型內有四個取樣管，取樣管連接到空氣幫浦，經由空氣幫浦抽取模型追蹤 氣體再打氣到氣相層析儀內部經由燃燒後，可以由資料擷取器(Agilent 34970A)取得電 壓值。抽氣幫浦的抽氣量 q = 100 c.c./min。量測模型內平均濃度隨時間的變化，約1 分鐘採樣一次。得到濃度隨時間的變化曲線計算實驗通風量Q： 1 2 2 1 t -t )) )/C(t ln(C(t V = Q (2.3) 式中 V 為室內體積，

C(t )

₁ 與

C(t )

₂ 為兩個不同時間的濃度，量得模型內部的濃度變化 後，對濃度取自然對數後，對時間繪圖（半對數圖），再利用迴歸分析求得直線的斜率 便可求計算通風量Q。但若室內濃度不是均勻分佈，則必須以多點採樣的方式(Van Buggenhout et al., 2009)，示蹤劑濃度量測細節可參見Chu et al. (2011)。

Data logger Computer

GC

Pump

Building Model

Valve

Wind Sampling tubes

第二章 實驗設備與方法 6. 熱偶溫度計 熱偶溫度計(Thermocouple)之電壓轉換溫度的公式為： y = 24016x + 14.707 (2.4) 式中y為溫度，單位為攝氏(oC)，x為電壓，單位為毫伏特(mV)。解析度為±0.5 oC。見 圖2-14。在本研究的取樣頻率為10 Hz、取樣時間10 min。 圖2- 14 熱偶溫度計 資料來源：本計畫研究人員拍攝 7. 資料擷取器 本研究使用的資料擷取器為安捷倫公司的(Agilent, 34970A)，見圖2-15。最多可同 時量測16個頻道，軟體為34970A Plug & Play Driver。單一頻道之最大取樣頻率為1000 Hz，當取樣頻率100 Hz時，單一頻道的最長取樣時間為600 sec。本研究曾測試不同的 取樣頻率(10 Hz, 25 Hz, 100 Hz)是否會影響濃度的結果，在圖2-16。結果表示三者取樣 頻率影響濃度計算結果很小。由於取樣頻率100 Hz 又取樣時間過長時，會導致擷取器 之記憶體溢滿的情況而無法得到完整量測資料，所以本研究中取樣頻率以 25 Hz為主。

圖2- 15 資料擷取器(Agilent, 34970A) 資料來源：本計畫研究人員拍攝 0 100 200 300 400 500 0 100 200 300 400 500 100 Hz 25 Hz 10 Hz C onc (pp m ) Time (sec) 圖2- 16 不同取樣頻率下密閉模型內濃度隨時間變化圖 資料來源：本計畫實驗數據整理

第三章 自然通風模式

第一節

自然通風量之理論模式

建築物自然通風的驅動力為風力與熱浮力，此驅動力會促使室內外空氣的流動與 交換。浮力通風又可分為混合式通風和置換式通風。混合式通風(Mixing ventilation)是 指由室外流入的冷空氣與室內的熱空氣完全混合，使得室內的溫度與密度均勻分佈， 通 風 是 由 混 合 之 後 的 室 內 氣 溫 與 室 外 氣 溫 之 間 的 差 異 來 驅 動 。 置 換 式 通 風 (Displacement ventilation)則利用建築物低處的開口引入室外的冷空氣，推擠室內的熱 空氣由高處的開口流出，室內因上下溫度的差異呈現冷空氣在下，熱空氣在上的密度 分層現象，室內的冷、熱空氣只有在中間的交界面混合。置換式通風因為室內、外氣 溫差異較高，換氣效率高於混合式通風。 假設室內的空氣溫度是均勻分佈，則室內、室外空氣密度



_I、



_E皆可視為定值。 空氣密度可以狀態方程式計算： P RT   (3.1) 此處之氣體常數R = Ru/M，M為氣體的分子量，例如乾燥空氣之氣體常數R = 287 J K-1 kg-1。由狀態方程式可知：當室內氣溫高於室外氣溫時(TI > TE)，室內空氣密度會略低 於室外空氣密度(



_I<



_E)，故室內靜壓會低於室外靜壓，PI < PE。空氣密度的變化： 2

dP

P

d

dT

RT RT

 



以建築物周圍的風場為例，溫度的變化約10 oK，壓力的變化約10 Pa。因此密度的變化： o 2 10Pa 101,300 d 10 K 287 (273 20) 287 293        4 2 3

d

 

1.2x10





4.1x10 kg / m

 亦即空氣密度的變化主要來自於溫度變化，由壓力的變化所造成的密度變化可忽略不 計。因此密度的變化： E E d dT T  _{ }  (3.2)

第三章 自然通風模式 而建築物迎風面開口內外的壓差為： 1 E I W1 1

P

P

P

P

gZ

 

 

 

_(3.3) 其中

P

_E、

P

_I分別為室外無風時建築物內外的靜壓，

  

P

_o

P

_E

P

_I為室內外的靜壓差， Pw1為室外有風時風力施予外牆(開口1附近)的動壓力，



gz = (

1

 

E I

)gz

1為在高度z1 處(開口1附近)因室內外空氣密度不同(

 

_{E I})所造成的靜壓差異，g為重力加速 度。 利用孔口方程式(orifice equation)計算迎風面開口的通風量： 1 1 d1 1 E 2 P Q C A   (3.4) 同樣地，屋頂開口內外的壓差： r E I Wr r

P P P P

gZ

   



(3.5) 而屋頂開口的通風量： r r d 2 r E 2 P Q C A   (3.6) 當建築物只有兩個開口，依據質量守恆，通風量： r 1

Q = Q

(3.7) 帶入上式可得： 1 r 2 2 2 2 d1 1 d2 r o o P P C A  C A    (3.8) 開口面積比與壓差比的關係為： 2 2 r o wr r d1 1 2 2 dr r 1 o w1 1 P P P gz C A k C A P P P gz              (3.9) 當迎風面的室外壓力大於室內壓力，室內壓力又大於屋頂壓力。因此，迎風面開口為 室外壓力減去室內壓力，屋頂開口則為室內壓力減去室外壓力： o w1 1 o wr r

k( P P

 



gz )

  

P P

 

gz

故室內外靜壓力的差異

  

P

_o

P

_E

P

_I等於：

o w1 wr r 1

P (k 1)

kP

P

gz k gz



 

   

(3.10) 將上式帶入(2)可得迎風面開口的通風量： 1/2 o w1 1 1 d1 1 E 2 P +P gz Q C A _    _    (3.11) w1 wr r 1 1 d1 1 w1 1 E 2 kP P g(z kz ) Q C A P gz (1 k)            1/2 w1 wr r 1 1 d1 1 E 2 P P g(z z ) Q C A (1 k)        _{ }     (3.12) 將上式除以室外風速可得： 1/2 w1 wr r 1 1 d1 1 2 H E H P P g(z z ) Q C A 1 U _{U (1 k)} 2          _{ }       (3.13) 其中壓差係數： w1 wr P p1 pr 2 E H

P

P

C

C

C

1

U

2













(3.14)

式中UH為室外風速。Etheridge (2012)建議使用阿基米德數(Archimedes number)來量化

浮力效應： r 1 2 E H g(z z ) Ar U     (3.15) 阿基米德數代表浮力與慣性力之比，若以溫差來計算阿基米德數： r 1 2 E H T g (z z ) Ar T U      _(3.16) e    為室內上層空氣的密度與室外空氣的密度



_e的差異。阿基米德數可視為 浮力通風與風壓通風強度之比，當室內外無溫度差異



0

時，阿基米德數Ar = 0， 計算通風量時僅需考慮風壓通風；當室外無風的狀況，阿基米德數Ar  ，通風由 熱浮力所主導。因此通風量：

第三章 自然通風模式 1/2 p1 pr 1 d1 1 H C C 2Ar Q C A U (1 k)             (3.17) 將式(3.9)開口面積比k帶入上式可得通風量： 1/2 p1 pr 1 d1 dr r 1 _{2 2 2 2} H dr r d1 1 C C 2Ar Q C C A A U C A C A  _{ }          (3.18) 定義有效開口面積(Effective opening area)為：

* d1 dr 1 r 2 2 2 2 1/2 d1 1 dr r C C A A A (C A C A )   (3.19) 其中A1為外牆開口面積，Ar為屋頂開口面積，Cd為流量係數。因此，通風量等於： 1/2 * 1 p1 H Q A C 2Ar U     (3.20) 無因次通風量Q*(無溫差)的定義為： H Q Q* = A*U (3.21) (1)當室外無風(UH = 0)時： 熱浮力的效應可以一個浮力風速表示： 1/2 r 1 B E g(z z ) U _{ }  _    (3.22) 阿基米德數： r 1 2 E B g(z z ) Ar 1.0 U      (3.23) 浮力通風量等於： * 1 B Q 2A U  (3.24) 無因次通風量Q*的定義為： 1 B Q Q* = = 2 A*U (3.25)

風力和熱浮力的綜合效應可以一個等效風速表示： 1/2 1/2 2 1/2 e H H ₂ H H 2 gh gh U U U 1 U (1 2Ar) U / 2       _  _  _  _       _{ } (3.26) (3)當開口面積A1 = Ar，流量係數Cd1 = Cd2 = 0.66，有效開口面積： * d1 1 1 A 0.707C A 0.467A (3.27) 因此，通風量等於： 1/2 1 1 p1 pr H Q 0.467A C C 2Ar U      (3.28) 無因次通風量Q*的定義為： e Q Q* = A*U (3.29)

第二節

建立可計算自然通風量之阻抗模式

由以上的推導可知只有兩個開口之建築物的無因次通風量： 1/2 p 1 d1 dr 1 r _{2 2 2 2} H dr r d1 1 C 2Ar Q C C A A U C A C A      _{ }    (3.30) 1/2 p 1 H 2 2 2 2 d1 1 dr r C 2Ar Q 1 1 U C A C A    _{ }      _      (3.31) 定義開口的阻抗因子(Resistance factor)為： 1 _{2 2} d1 1 1 C A   _{r 2 2} dr r 1 C A   阻抗因子的因次為[L-4]，開口面積A愈小，阻力愈大。當開口裝有百葉窗或紗網時，流 量係數變小，阻抗因子變大。因此通風量： 1/2 p 1 H 1 r C 2Ar Q U      _{  }      (3.32) 此式的分子為自然通風的驅動力，分母為空氣流經開口的阻力。阻力愈大，通風量愈

第三章 自然通風模式 小。當室內有隔間或大型障礙物阻礙氣流的流動，室內的阻力不可忽略時，通風量預 測公式需要修正： 1/2 p 1 H 1 i r C 2Ar Q U      _{    }      (3.33) 室內的阻抗因子i會隨障礙物的大小、位置而不同，需由實驗決定之。

第三節

挑空中庭建築物使用浮力通風使用時機與判斷方法

在評估浮力通風對於台灣建築物的適用性之前，必須先瞭解台灣各地的氣候特 性，因此本計畫針對台灣三個都會區(台北、台中及高雄)的氣溫資料進行統計分析。 中央氣象局在台灣都會地區設有氣象觀測站，有長時間完整的溫度資料紀錄。雖然這 些氣象測站不能涵蓋全台灣各地的氣象變化，但其量測儀器有定期維修、校正，資料 可信度較佳。 本計畫分析中央氣象局在台北、台中及高雄三地的地面氣象站，自1995~2015 年 的逐時氣溫資料。經統計分析可求得台灣上班時間氣溫低於26oC 的發生機率，其結果 於表 1 所示，此結果可估算一整天和上班時間(8:00 ~ 17:00)氣溫低過 26oC 之所佔時 間。當氣溫低於26oC，建築物可採用自然通風或是風扇即可，無須使用到冷氣空調。 當氣溫高於26oC，建築物使用者便有極高的機率開啟冷氣。 圖3-1 為台北、台中、高雄三地的全天的氣溫機率分佈圖，由圖中可以看出：上 班時間中，台北氣溫低於26oC 的機率最高，佔 57%；台中佔 45%；高雄最低，佔 35%。 亦即，台北使用自然通風，不用空調的機率最高，高雄則較低，台中則居中。一整天 時間因包含夜晚，氣溫低於26oC 之機率高於上班時間，皆超過 50%。換言之，適合使 用自然通風的時間超過一半。

表 3-1 台灣都會區氣溫低於 26oC 之機率(1995~2015) 地點 台北 台中 高雄 工作時間 (8:00~17:00)氣溫低 於26oC 之機率 56.8% 44.9% 35.3% 全天(24 hr)氣溫低 於26oC 之機率 68.1% 63.8% 56.2% 資料來源：本計畫實驗數據整理 10 15 20 25 30 35 0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 P (% ) T (oC) 台北 10 15 20 25 30 35 0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 P (% ) T (oC) 台中 10 15 20 25 30 35 0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 P (% ) T (oC) 高雄 圖3- 1 台灣三個主要都會區的溫度發生機率(a)台北；(b)台中；(c)高雄 資料來源：本計畫實驗數據整理

第四章 風洞實驗結果

第四章 風洞實驗結果

第一節

風壓通風實驗

此實驗所使用的第一個模型高度H = 0.51 m，寬度和長度皆為L = 0.32 m。外牆開 口面積A1 = 2 cm × 2 cm，開口中心離地面高度為0.07 m，屋頂開口在屋頂正中央，面 積Ar = 2 cm × 2 cm，開口中心離地面高度為0.50 m。利用流量係數Cd = 0.66可以算出： 有效開口面積A* = 1.87 cm2。第二個模型高度H = 0.20 m，寬度、長度L = 0.20 m，外 牆開口面積A1 = 1 cm × 1 cm，開口中心離地面高度為0.05 m，面積Ar = 1 cm × 1 cm， 開口中心離地面高度為0.20 m。利用流量係數Cd = 0.66可以算出：有效開口面積A* = 0.47 cm2。 圖4-1為模型內外無溫差(無加熱)狀況下(Case D)，室外風速UH = 3.7 m/s，在不同 風向角下，模型內部示蹤劑濃度隨時間變化圖。由此圖可看出：風向角0時，濃度很快 地衰減，風向角90時，濃度衰減的速率最慢。 0 200 400 600 800 1000 0 100 200 300 400 500 600 0o 22.5o o o 0o o o o 0o Con c (ppm ) Time (sec) 圖 4- 1 風力通風狀況下不同風向角之模型內部濃度隨時間變化圖 (Case D: UH = 3.7 m/s, H = 0.51 m, Ar = A1 = 2 × 2 cm2, A* = 1.87 cm2, F = 0 W/m2) 資料來源：本計畫實驗數據整理

當風向角為 = 0o_{時，屋頂開口與側牆開口的壓差值C} p最大，通風量為最大；圖 4-2(a)與4-2(b)在 = 0 o _{~ 90} o 無因次通風量與迎風面壓力係數，可看出兩者有相同的趨 勢；圖4-3為比較Chu et al.(2010)雙開口分別在兩側牆與本研究中一個開口屋頂處，另 一開口在側牆皆符合Cosine Law的趨勢： * * o Q ( ) = Q cos  (4.1) 其中Q*o為風向角為 = 0o時的無因次貫流通風量： * H Q Q* = U A (4.2) 0 30 60 90 120 150 180 -0.8 -0.4 0.0 0.4 0.8 1.2 (a) Wind Cp Deg 0 30 60 90 120 150 180 0.0 0.4 0.8 1.2 1.6 b) Q* Deg 圖4- 2 風向角與風壓通風量之關係圖(a)風壓差係數；(b)無因次通風量 資料來源：本計畫實驗數據整理 0.0 22.5 45.0 67.5 90.0 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 Predicted, cos Chu et al.(2010) Present study U_H = 3.7 m/s Present studyU_H = 2.3 m/s Q * /Q o *  (Deg) 圖4- 3 無因次風壓通風量Q / Q* *o與風向角之關係圖 資料來源：本計畫實驗數據整理

第四章 風洞實驗結果 圖4-4(a)第一個模型在室內外無溫差(無加熱)狀況下為開口面積A1 = 2 × 2 cm2，室 外風速UH = 2.3 m/s時(Case C)，不同的屋頂開口面積濃度隨時間變化圖；圖4-4(b)可以 觀察出當屋頂開口面積增加時通風量也隨之變大；圖4-4(c)為無因次通風量與屋頂開口 面積關係圖，與通風理論所預測之通風量接近。 0 200 400 600 800 1000 0 100 200 300 400 Ar = 4 cm 2 Ar = 16 cm 2 A_r = 36 cm2 Ar = 78 cm 2 Conc(pp m ) Time(sec) 0 20 40 60 80 0.0 0.4 0.8 1.2 1.6 Q (l iter/s) A_r (cm2 ) 0 20 40 60 80 0 1 2 3 4 5 Predicted Exp. Q* A_r (cm2) 圖4- 4 屋頂開口面積與風壓通風之關係(a)濃度隨時間變化圖；(b)通風量 Q；(c)無因 次通風量Q* 資料來源：本計畫實驗數據整理 圖4-5(a)使用第二個模型，比較室外風速UH = 2.3 m/s，風向角為 = 0o，室內外無 溫差(無加熱)狀況下，不同頂蓋時濃度隨時間變化圖，在三種不同的頂蓋(1)頂蓋無側 牆(2)頂蓋有側牆(3)百葉窗，由實驗結果圖4-5(b)顯示不同的屋頂配置下，百葉窗的通 風量是最小的。迎風面牆上開口面積A1 = 1 cm × 1 cm，其阻抗因子1 = 2.30 × 108 m-4，屋頂開口面積Ar = 1 cm × 1 cm，阻抗因子r = 2.30 × 108 m-4。圖4-5(b)為通風井 出口有百葉窗的通風量比無通風井、無百葉窗(Case L1)之通風量少了25 %；有百葉窗 的設置下，所量測的通風量最小。另外量測百葉窗(圖4-6)的內部風速剖面比起其他三 種配置百葉窗風速剖面下降最為明顯。且在風壓通風(UH = 2.3 m/s )狀況下，由模型試

0 50 100 150 200 0 100 200 300 400 Wind no roofing

roofing without sidewall

roofing with sidewall Roofing with louver

Conc (ppm) Time (sec) 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 Case L4 Case L3 Case L2 Case L1 UH = 2.3 m/s Q (l it/s) 0 1 2 3 4 Case D1 Case L4 Case L3 Case L2 Case L1 UH = 2.3 m/s Q* 圖4- 5 不同頂蓋之風壓通風(a)濃度隨時間變化圖；(b)通風量 Q；(c)無因次通風量 Q* 資料來源：本計畫實驗數據整理 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 0 1 2 3 4 5 Wind probe U_H = 7.2 m/s no roofing

roofing without sidewall

roofing with sidewall

Louver z/ h s U/U_H 圖4- 6 風壓通風狀況下不同頂蓋內部的風速剖面 (H = 0.2 m, Ar = A1 = 1 × 1 cm2, A* = 0.47 cm2, UH = 7.2 m/s, F = 0 W/m2) 資料來源：本計畫實驗數據整理

第四章 風洞實驗結果

第二節

浮力通風

本研究利用加熱板改變模型內部之溫度，室內外溫差愈大，熱浮力通風量愈大。 圖4-7為加熱板顯示溫度Tb與熱偶溫度計所量得表面溫度Tm之關係圖，其轉換公式為： m b

T = 0.9645T -1.0917

(4.3) 亦即顯示溫度Tb = 60oC時，加熱板表面溫度Tm = 56.78 oC。 圖4-8為室外風速UH = 0時，模型(高度H = 0.51 m)內部的氣溫隨時間變化圖，顯 示加熱板開啟電源之後，需要時間90分鐘，模型內部溫度才達到穩定。圖4-9顯示靠近 加熱板底部5公分以下，模型內部的氣溫較高，在此高度之上，模型內部的氣溫達到均 勻。 圖4-10(a)為模型開口面積A1 = Ar = 2 × 2 cm2，室外風速UH = 0 m/s時，比較不同 的加熱板溫度(Case T)，不同的溫差下的時間變化圖，Case T1：Tb = 40oC, T = 9.36 oC；

Case T2：Tb = 50 oC, T = 11.26 oC；Case T3 (= Case A1)：Tb = 60 oC, T = 15.50 oC；Case

T4：Tb = 70 oC, T = 19.86 oC。本研究的底板溫度皆設定為60 oC。由圖4-10(b)可得出 室內外溫度差越高通風量也隨之升高，但圖4-10(c)顯示室內外溫度差對無因次通風量 的影響不大。 40 50 60 70 80 40 50 60 70 80 T m ( o C) T_b (oC) T_m = 0.9645T_b-1.0917 圖4- 7 加熱板設定溫度 Tb 與量測之表面溫度 Tm之關係圖

0 30 60 90 120 150 180 210 14 16 18 20 22 24 T ( o C) Time (min) 圖4- 8 熱浮力通風狀況下模型內部溫度隨時間變化圖 資料來源：本計畫實驗數據整理 0 200 400 600 800 1000 0 100 200 300 400 T_b = 70 o_{C T} b = 60 o_C T_b = 50 o_{C T} b = 40 o_C Conc (p pm) Time (sec) 8 12 16 20 24 0.0 0.2 0.4 Q (li t/s) T (o C) 8 12 16 20 0.0 0.6 1.2 1.8 Exp. Predicted Q* T (o_C) 圖4- 9 不同室內外溫差之熱浮力通風(a)模型內濃度隨時間變化圖；(b)通風量 Q；(c) 無因次通風量Q* 資料來源：本計畫實驗數據整理

第四章 風洞實驗結果 圖4-11(a)為第一個模型(Case A)，室外風速UH = 0時，平均室內外溫差T = 15 oC， A1 = 2 × 2 cm2，不同的屋頂開口面積Ar之濃度隨時間變化圖；圖4-11(b)可以觀察出通 風量Q會隨著屋頂開口面積而增加但沒有明顯的線性成長；圖4-11(c)無因次通風量與 屋頂開口面積關係圖比圖4-11(b)較有明顯的線性關係，無因次通風量Q*是利用下式計 算： * B Q Q * = U A (4.4) 圖4-12(a)為第一個模型側牆無開口(A1 = 0 cm2)，室外風速UH = 0時，平均室內外 溫差T = 11 o_{C，屋頂單一開口的濃度隨時間變化圖；圖4-12(b)顯示通風量Q與屋頂開} 口面積增加而增加模型內外空氣交換率，但由圖4-12(c)無因次通風量與屋頂開口面積 並沒有顯著的上升的趨勢，可得知當側牆無開口時，無因次通風量與屋頂開口大小並 無直接關係。 0 200 400 600 800 1000 0 100 200 300 400 A_r = 4 cm2 A_r = 16 cm2 A_r = 36 cm2 A_r = 78 cm2 Con c( ppm ) Time(sec) 0 20 40 60 80 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

Case A : Two opening Case R : Single roof opening

Q (lite r/s ) A_r (cm2₎ 0 20 40 60 80 0 2 4 6 8 10 Q* A_r (cm2₎ 圖4- 10 不同屋頂開口面積之熱浮力通風(a)濃度隨時間變化圖；(b)通風量 Q；(c)無因

第四章 風洞實驗結果 0 30 60 90 0 100 200 300 400 500 600 Ar _r = 4 cm2 _r = 16 cm2 _r = 36 cm2 _ r = 78.54 cm 2 Co nc ( pp m ) Time (min) 圖4- 11 單一屋頂開口之熱浮力通風(a)濃度隨時間變化圖；(b)通風量 Q； (c)無因次通風量 Q* 資料來源：本計畫實驗數據整理 0 20 40 60 80 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

Case A : Two opening Case R : Single roof opening

Q (l ite r/s ) A_r (cm2) 0 20 40 60 80 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

Single roof opening

Q*

Ar(cm

2 ) U_H = 0

第三節

風壓浮力合併通風

風壓與浮力合併通風實驗使用第一個模型(高度H = 0.51 m，寬度、長度L = 0.32 m)，外牆開口面積A1 = 2 cm × 2 cm，開口中心離地面高度為0.07 m，屋頂開口面積 Ar = 2 cm × 2 cm，開口中心離地面高度為0.50 m，加熱板溫度為Tb = 60 oC。利用流量 係數Cd = 0.66可以算出：有效開口面積A* = 1.87 cm2。 圖4-12(a)為室外風速UH = 2.3 m/s，平均室內外溫差為11 oC時，合併通風狀況下 濃度隨時間變化圖；圖4-12(b)顯示風向角 = 0o_{之通風量比風向角 = 90}o_和180 o 的通風 量大200%，由於當側牆開口在背風面時，風向角 = 90o_{時通風量比風向角的通風量為} 180 o多出25%。 0 300 600 900 1200 0 100 200 300 400 500 600 Wind 0 90 180 Co nc (p pm) Time (sec) 0 30 60 90 120 150 180 0.0 0.4 0.8 1.2 1.6 Q (lit/s) Deg 0 30 60 90 120 150 180 0.0 0.4 0.8 1.2 1.6 Q* Deg 圖4- 12 風向角與合併通風量之關係圖(a)濃度隨時間變化圖；(b)通風量 Q； (c)無因次通風量 Q* 資料來源：本計畫實驗數據整理

第四章 風洞實驗結果

圖4-13(a)為不同風速下，平均室內外溫差為9 o_{C時，合併通風狀況下(Case U)濃度}

隨時間變化圖；由圖4-13(b)可以明顯觀察出當風速越大，通風量也隨之變大；圖4-13(c) 當UH = 2.3, 3.7 m/s，無因次通風量相當接近，但是在UH = 6.0 m/s的無因次通風量偏低 的原因為濃度數據不足，導致所計算出的通風量誤差較大。 0 100 200 300 0 100 200 300 400 500 600 Wind U = 2.3 m/s U = 3.7 m/s U = 6.0 m/s Conc (ppm) Time (sec) 0 2 4 6 8 0.0 0.4 0.8 1.2 1.6 Q (lite r/ s) U_H (m/s) 0 2 4 6 8 0 1 2 3 Predicted Exp. Q* U_H (m/s) 圖4- 13 不同室外風速之合併通風(a)濃度隨時間變化圖；(b)通風量 Q； (c)無因次通風量 Q* 資料來源：本計畫實驗數據整理