太阳能烟囱外文翻译doc.docx
《太阳能烟囱外文翻译doc.docx》由会员分享，可在线阅读，更多相关《太阳能烟囱外文翻译doc.docx（18页珍藏版）》请在冰豆网上搜索。
太阳能烟囱外文翻译doc
专
业
英
语
翻
译
电气:
091502班
姓名：
***
学号：
************
针对用于建筑物通风的太阳能烟囱中的
浮力风混合驱动气流的数值分析
摘要:
在一个太阳能烟囱中，浮力诱导空气在建筑物之中流通。
当气流吹过太阳能烟囱的上部，一种混合浮力风能驱动就随之出现了，之后烟囱里的热行为动态的改变起来。
假定这个烟囱的上部没有任何的保护装置，随着风速从0到10m/s，测得的压差系数，平均努塞尔数和包含其中的质量流率得到了瑞利数从10^7到10^12变化（正常的在等温条件下）和从10^11到10^15变化（正常的均匀热流加热条件下）。
一个被认为是完全适用于相对参数变化的无量纲的质量流动率被提出，其平均误差大约在6%。
1引言
无源太阳能系统被认为是生物气候学设计的基本组成部分。
如今，高效的通风和对热的舒适度要求对人类是非常重要的。
实际上，对节能的要求促使工程师和建筑师利用无源设备去发展新的技术来改善通风，加热和制冷方法。
这个在无源系统目标被称为热虹吸，热虹吸管或者是太阳能烟囱，靠在建筑物的房子里，主要是通过空气的流动来为建筑物提供自然的通风。
通常，热虹吸是由反光的太阳能烟囱产生的，甚至可以看作是一个典型的叫做特隆布墙的系统的一种形式。
与这种典型的特隆布墙的应用正好相反，太阳能烟囱的目的在于在白天（当室内空气不流通时）为建筑物提供自然通风。
班塞尔等人做出了一个数学模型来评估体积流量率的变换是基于太阳辐射和周围温度随着排出系数的变化。
为了改善建筑物内部的空气一个流通，班赛尔等人提出了联接的太阳能烟囱-风塔系统。
他们估算一个太阳能烟囱的热效应会随着风速的变低而升高。
通过在建筑物中的太阳能烟囱伴随着高温反弹，甘和瑞福特报告的数值结果为自然通风做出了解释。
像Onbasioglu，Egrican，BansalDing，Burek，Habeb,Harris，Helwig等一些人正在研究这些领域的更深层次问题。
最近，Bassiouny，Koura[9],Nouanégué,Kalantar,Lee，Strand等人已经报告了关于太阳能烟囱的有利研究。
到目前为止，大多数报告已经可以处理这些基于浮力包括流动的空气的情况。
尽管一些对为公寓和建筑物通风的浮力（太阳能的或者热能的）烟囱的研究已经试验过，但是还是缺乏一种对太阳能烟囱的对流做系统性的研究，主要在于大气风已经被检测到了。
就像Bansal等人提到的，通风是由于热风筒和风塔组合的结构高于单独的风塔结构而产生的空气流动。
Awbi透露出了一些为建筑物自然通风的工程设计想法。
例如，总的诱导率可以在混合关联参与下通过计算获得，流量一方面受到对外界风的吸收的影响，另一方面受到浮力的影响。
目前的研究工作主要集中在对太阳能烟囱（使用截断几何）中由风和浮力诱导产生的空气流动进行数值分析，包括一个大型补充域模拟大气风。
由于主要的目标在于分析在太阳能烟囱中的热和风的动态流动的参数而产生的影响，墙上的通道被看做是等温的或者是用均匀热流加热。
其中的对流性气流可能为层流型，过渡型或者紊流型，这取决于浮力的大小。
由于标准的对数壁面函数可能不适用于计算自然对流型边界层，因此我们采用了低阶雷诺兹（Reynolds）紊流模型来解决各种情况。
并且采用了基于有限容积过程的通用型Fluent软件对气流进行了评估。
参考文献[14]的作者得到了关于层流式气流的有效结论，参考文献[15]中也得到了关于过渡型和湍流型气流的结论。
运行流体设置为空气,。
2.问题定义
为了对设在房间内的太阳能烟囱进行正确的仿真，有必要建立一段水平端接部分来连接烟囱与房间（见图1）。
b区代表墙与墙之间的间隔，L代表烟囱高度。
在外壁1与内壁2之间被加热的空气在浮力或风力驱动下上升。
A-B-C-D-E-F外部区域附加于太阳能烟囱区域中。
热烟囱出口区域为不受限区域，在这一区域内没有会对风加速或风向偏转的特殊设备。
大多数情况下
在所有情况中，垂直墙壁被视为加热体，而水平墙壁被视为绝热体。
我们考虑了两种加热条件：
统一墙壁温度，UWT加热模式（垂直墙壁温度为）;均一热流，UHF加热模式（垂直墙壁为q）.假设垂直通道（壁1与壁2）为轴对称加热条件，参考几何数据为：
即入口处水平端接段纵横比，L=3.76m。
我们评估了两种类型的大气风类型：
正风速，即当风通过边界从左侧进入时（如图1）；负风速，即当风通过边界从右侧进入时。
两种情况下的风速值范围为.代表房间屋顶（H代表区域总高度，即图1中的）。
大部分数值仿真结果是通过统一的风速曲线来获得的，或正或负。
在一些情况中则通过对数律曲线得到。
著名的对数边界层曲线可以写成:
其中，代表摩擦速度，代表vonKármán常数取0.41。
代表地形表面粗糙度，本文中的典型值取0.01m。
同预计的一样，应用在临界条件中的曲线类型会影响气流特性。
为了检验这一影响，规定了如下两种不同情情形：
情形1：
对数型线，通过匹配适当的值来达到与给定的统一线型相同的动量。
情形2：
对数型线，通过匹配适当的值来达到与给定的统一线型相同的热烟囱出口区域相同的风速值。
关于热力学无量纲参数，基于L的瑞利数（Rayleigh）定义为，其中代表格拉肖夫（Grashof）数。
分别对应UWT和UHF加热条件。
为了包含扰流域内的所有实际运行情况，UWT加热条件下的瑞利数范围为，UHF加热条件下为.为了验证所得结果，在瑞利数，UWT加热条件下进行了层流式仿真。
层流式与紊流式的融合效果是非常成功的。
绝热条件下的参考指标为:
3.数学与数值模型
3.1运动控制方程
稳态二维非压缩气流湍动的简化时间平均Naviere-Stoker方程如下：
（3）
（4）
（5）
其中分别表示平均速率，平均气温与平均压陷（内外部压差）。
并且采用了布辛涅斯克近似（为热补充率）。
根据湍流闭合模型，湍流压力以及湍流热流量分别为：
（6）
这里和分别表示湍流运动粘度和湍流普朗特数（取0.86）；表示湍流动能，;为平均拉力张量/2,为Krönecker增量。
湍流闭合问题通过k-模型来解决，其中包括湍流动能k以及指定耗散两个量的传递方程。
在现有工程中应用k-模型主要是因为它包含近壁湍流的低阶雷诺兹拓展，从而实现了对过渡型气流的仿真。
因此，当网孔变得特别精细且内部包含节点时，这一模型可以用来计算粘性子层中的气流。
3.2临界条件
计算区域包含墙壁之间组成的空间以及由A-B-C-D-E-F所组成的广阔区域，从而合适地确定风速临界条件。
在墙壁处，应用了平均和湍流速率部分的无滑移临界条件。
在UWT情形下，垂直墙壁处的温度始终固定;在UHF情形下，热量流固定，其中为距墙面垂直坐标。
在所有条件下，水平墙壁（入口导管）始终为绝热的。
在湍流情形下，墙壁处k=0，
其中湍流模型常数。
在热烟囱入口导管垂直横截面处（图1），平均总压陷为,涌入的空气的温度始终为=300K。
在出口区域水平上方（图1），认为P=0.除此之外，沿气流方向的速率元件变量，温度，湍流动能以及湍流频率忽略不计。
当边界上建立了给定的风速值时，区域的垂直极限也有着相同的条件。
当在边界确定时，前述的压力出口边界也会出现相一致的条件。
3.3数值仿真
我们用Fluent（6.23.6版本）采用数值方法解出了控制方程。
并且采用了“Simple”型算法来解决连续性与动量方程的压强耦合以及二阶差分方程的“逆风向”型来解传递函数。
并且采用了非均一的笛卡尔坐标网。
为了保证数值结果的精确性，对热力烟囱进行了网格依赖性研究，计算域被限定在墙壁之间的空间内（见参考文献[16]）。
虽然网格的适应度可能会影响所得的结果，但可以用来确定最适网格。
根据所得结果，可以推出：
气流的相关参数可以达到一个小于1的常数值。
因此，实现网格独立化的标准设置为。
因此，当考虑图1所示的整个计算区域时，给定值的大气风所施加的位置与太阳热烟囱之间的距离会成为数值解决方案要考虑的一部分。
为了处理这一物理问题，可以适当假设,同时,这里由于线的存在使得空气流产生了倾斜角从而使
，即旋量
。
本文中所得的大部分结论都是基于上述参数配置的。
为了检测域大小对数值结果产生的影响，我们考虑了附加域。
在图2中我们可以看到，分别用参考尺寸域与延伸域所得到的质量流率m的相差最大不超过7%。
对于更大的域，这一差异趋于零。
然而，结果的趋势大部分是一致的。
考虑到大尺寸域所需的计算次数与聚合难度都会提高，因此认为,这一参考域可以有效达到既定的目的。
大部分情况的计算中网格单元数都为16.300.
在图2中我们可以看到，当对数曲线用来表示以边为边界的风速而不是所给的定值时，m值的差异并不明显（总是小于5%）。
4.结果讨论
4.1相关参数
通道气隙中产生的无量纲的质量流率定义为：
，（7）
其中，m为二维质量流率（），当和增加时，m和M都会增加。
受热墙壁上的基于L的努塞尔特数（Nusseltnumber）计算如下：
（8）
两个表达式分别为UWT和UHF加热条件，其中L为墙壁高度（墙壁2的真实L值必须取L-b），为局部努塞尔特数，其中为局部热传导系数，,为墙壁顶部的温度。
风力对太阳能烟囱所产生的动力效应可以通过压力系数来综合表示：
其中，为热烟囱出口区域的静态平均压强（见图1）
其中，为入口区域的静态平均压强（见图1）。
4.2数值仿真的有效性
作者对本文中所采用的数学与数值仿真模型的有效性进行了验证，这些都发表在之前的论文中。
例如，参考文献[15]中验证了湍流模型。
对参考文献[17]中Versteegh和Nieuwstadt所得结果的比较如下：
图3中示出了Versteegh和Nieuwstadt用数值和实验法所得到的无量纲温度曲线[17],并且其中的仿真曲线采用Fluent软件中的模型来获得。
我们的结果与那些用DNS仿真法所得结果很一致，而且与实验结果的差异小于5%。
在参考文献[16]中，作者陈.等人报出了用数值与实验法的有效性。
Warrington和Ameel[19],以及daSilva和Gosselin[20]配置了被动式太阳能系统。
例如，陈等人[18]采用只有单一墙壁的均一热流太阳能烟囱模型进行了实验。
所得到的m值是在垂直通道中，通道气隙为0.2m，高位1.5m，深度0.62m，设置每一个墙壁上的，分别相当于。
在本文中，通过湍流数值仿真，所得到的值相当于。
（平均偏差小于4%）
对于UWT和UHF两种加热条件，可以定义为热烟囱中浮力所产生的质量流率。
Kaiser[21]用实验方法研究了风力效应对对流式水合太阳能屋顶空调性能的影响。
根据这些实验数据，可以得出：
当在UWT加热条件下，瑞利数时，的值分别为1,2.5和5时，的值分别等于1.7,3.8和7.5.本文中所得的实验结果也验证了前面所述的发现。
4.3质量流率
在UWT加热条件下，图4中的a、b分别示出了当m为的函数时所得的数值结果：
图中的取值范围分别为：
a）
；b）
当取足够小的值时，对于大气风速的每一个值，所得的m值是非常接近的。
这是由于当取值足够小时，浮力效应相比大气风力而言可以忽略不计，而当值非常小时则例外。
因此，所得结果与把墙壁视为绝热体时的结果是几乎一致的。
图4b则示出了达到绝热条件的不同瑞利数情况下实验结果的逐渐分离。
应当注意的是当考虑浮力-风力混合驱动时，m值随着值的变化是非常巨大的。
例如，在UWT加热条件下，参考瑞利数时，当
的值分别为1,2,5,10时，
的值分别为：
1.5,1.8，2.8。
当
的值为正（图1中风从左侧进入），
的值足够大时，当
m/s,，风力驱动效应变得近于重要。
当
=2-3m/s时，风吸效应变得明显。
然而，当
的值足够小时，风驱动力对于很小的风速值尤为显著。
当Ral足够小时，浮力类似于风力驱动效应。
当
较大时，由于烟囱的尖锐的逆风边缘，边界层会与建筑体分离，这导致了一个低空气流速区域的出现，以及建筑体顶部的气流再循环。
再循环区域外部的气流向量很明显与屋顶是不平行的。
烟囱上部与循环区域外部的气流向量之间的夹角称为旋量角，前面已经介绍过。
在本文中，旋量角大约为50°（实际上，扇形占了大约45-60°）。
质量流率前的负号表明大气从烟囱的上部开口进入。
当为负值且随着的增加而增加时，会出现这一现象。
当的值足够大（时），介于的范围，这一现象不会出现。
当时，会产生诱导气流的的值为-0.25，-0.52，-0.65，-2.2，-3.8，-5.5m/s.当的值为负时，图4b示出了插值的变化趋势。
这一现象与热烟囱内部压力场的突变有关，而这一突变是由外部冷空气通过烟囱进入引起的。
4.5压力系数
在UWT的加热条件下，图表8中a图和b图根据uw显示了压力系数Kout；然而对于大范围的Ral图表9中a图和b图显示了Kinout的变化过程。
在UHF的加热条件下Kout和Kineout的走势几乎是一致的。
在烟囱出口部分的压力倾向于保持稳定的UW正值,产生一个相当可观的吸力,与风的动态压力成正比。
对于风速的负值，正如所期待的压力保持上升。
在压力上升之后的增加值比增加的风的驱动力低，然后随着UW的负值增加Kout递减，正如图表8中观察到的a图和b图。
此解释同理于图表9中a图和b图中Kineout的走势。
注意在大多数情况下入口压力比出口压力大，但是若Ral值足够低的时候或者当UW的正值随着Ral值的增加而增加时入口压力比出口压力大。
4.6.关于无因次质量流率的相关性
假设一个在上半部分没有任何设备的太阳能烟囱的自然性能来源于正向风速（左向风,图1）,我们将集中注意力关注这种情况。
在负值风速的情况下这一趋势的结果变得复杂,因此很难找到相关性（这可以解释为在烟囱的上部形成了逆向流和再循环）。
与之相对的是,在UWT和UHF的加热条件下，随之变化后的质量流率的数值结果是适应幂律相关性的。
4.6.1.关于Mb的相关性
既然相关性必须在整个UW的范围变化中是有效的，那在
条件下就必然得到额外的数值结果。
比如，对于太阳能烟囱表现出的纯热（对流）的性能。
相应的无因次质量流用Mb来体现。
为了获得必要的数值结果,电脑控制的领域减少到烟囱墙壁之间的空间。
如前所述,在单一渠道，C-形状和L-形状的渠道中空气流动产生的数值结果在一些文献中得到了验证。
所以,在UWT加热条件下和在UHF的加热条件下获得了以下的Mb相关关系,和平均偏差分别是3%和1.5%。
UWT的加热条件下为
UHF的加热条件下为
4.6.2.浮力和风力驱动特性速度
在物理上,M的走势取决于浮力和风的驱动力之间的平衡，因此,可以提出一个无因次参数例如比率
。
在UWT加热条件下,可以得到下面的推理。
从动量垂直等式中看
惯性必须与浮力力量平衡
；因此浮力速度特点是
同时可以被写成
记住对于空气
。
另一方面,对于超高频加热，没有施加DT;换句话说,DT值的特点和固定在墙壁之间的热流率及毗邻墙壁的热边界层的厚度
是一致的，Bejan[22]认为在足够高的Ral值下
，既然
那么
可以被定义为
。
4.6.3.全球相关提议
当
或者当
时根据Ral，C与n形式间的相互关系是充分的
（13）。
总之,Eq.（13）可用于UWT和超高频加热条件下,考虑到在UWT条件下
、在UHF条件下
。
表1和2,分别给出了在每个加热条件下和在每个Ral概值下随之变化后的C值和n值。
在最后,图表10中的a图和b图分别显示了在UWT加热条件下和UHF条件下函数Ral的C和n变化过程，C和n都体现出对数走势，是一个双单调的曲线变化。
尽管C总是随着Ral的递增而增加，而且相反的是n在递减，但是若Ral值足够高，两个都会随着参数的变化会突然出现一个斜率的变化。
从层状到动荡波动的过渡过程会影响这种趋势的变化，因此是可以考虑C和n的因素的混合关系。
在UWT加热条件下，
均差分别为3.5和1.8%。
在UHF的加入条件下，
，均差分别为1.3和1%
由于在每个Ral数值下获得两个C和n因素时会产生误差，根据这个误差我们可以得出这样一个结论，配合数值结果的相关性平均全球
误差小于6%,当风速在2-10m/s,而且当风速在0-2m/s小于10%。
5.总结摘要
1.压力系数的数值结果、平均努塞尔数Nul和感应后的质量流率m（在太阳能烟囱中感应产生的浮力风力混合驱动流）已经开始被运用,假设烟囱出口部分是不受约束的前提下。
2.已经分析了不同条件下烟囱的性能。
对于正值风速（风从左图1）,风驱动力显示为主导在风速UW在2-3m/s,比起只考虑浮力达到的值来说，这样获得相当高的m值。
3对于一个负值的风速（风从右在图1）,通过烟囱时质量流率变得负值（即,空气进入其上方）,风速随着瑞利数的增加而递增。
由于不断缩小的相邻墙壁之间的热边界层,尽管这种走势出现在一个逆性能的通风系统，NuL急剧增加。
4.在正值风速下已经得到全球m的相关性。
同理与相关参数的完整范围，在UWT的加热条件下
在UHF的加热条件下
其中
References
[1]BansalNK,MathurR,BhandariMS.Solarchimneyforenhancedstackventi-
lation.BuildEnviron1993;28:
373e7.
[2]BansalNK,MathurR,BhandariMS.Astudyofsolarchimneyassistedwindtower
systemfornaturalventilationinbuilding.BuildEnviron1994;29:
495e500.
[3]GanG,RiffatSB.Anumericalstudyofsolarchimneyfornaturalventilationof
buildingswithheatrecovery.ApplThermEng1998;18:
1171e87.
[4]OnbasiogluH,EgricanAN.Experimentalapproachtothethermalresponseof
passivesystems.EnergyConversManage2002;43:
2053e65.
[5]BansalNK,MathurJ,MathurS,JainM.Modelingofwindow-sizedsolar
chimneysforventilation.BuildEnviron2005;40:
1302e8.
[6]DingW,HasemiY,YamadaT.Naturalventilationperformanceofadouble-skin
façadewithasolarchimney.EnergyBuild2005;37:
411e8.
[7]BurekSAM,HabebA.Airflowandthermalefficiencycharacteristicsinsolar
chimneysandTrombeWalls.EnergyBuild2007;39:
128e35.
[8]HarrisDJ,HelwigN.Solarchimneyandbuildingventilation.ApplEnergy
2007;84:
135e46.
[9]BassiounyR,KouraNSA.Ananalyticalandnumericalstudyofsolarchimney
useforroomnaturalventilation.EnergyBuild2008;40:
865e73.
[10]NouanéguéHF,AlandjiLR,BilgenE.Numericalstudyofsolar-windtower
systemsforventilationofdwellings.RenewEnergy2008;33:
434e43.
[11]KalantarV.Numericalsimulationofcoolingperformanceofwindtower
（Baud-Geer）inhotandaridregion.RenewEnergy2009;34:
246e54.
[12]LeeKH,StrandRK.Enhacementofnaturalventilationinbuildingsusing
athermalchimney.EnergyBuild2009;41:
615e21.
[13]AwbiHB.Designconsiderationsfornaturallyventilatedbuildings.Renew
Energy1994;5:
1081e90.
[14]KaiserAS,ZamoraB,ViedmaA.CorrelationforNusseltnumberinnatural
convectioninverticalconvergentchannelsatuniformwalltemperatureby
anumericalinvestigation.IntJHeatFluidFlow2004;25:
671e82.
[15]KaiserAS,ZamoraB,ViedmaA.Numericalcorrelationfornaturalconvective
flowsinisothermalheated,inclinedandconvergentchannels,forhighRay-
leighnumbers.ComputFluids2009;38:
1e15.
[16]ZamoraB,KaiserAS.Optimumwall-to-wallspacinginsolarchimneyshaped
channelsinnaturalconvectionbynumericalinvestigation.ApplThermEng
2009;29:
762e9.
[17]VersteeghTA,NieuwstadtFT.Adirectnumericalsimulationofnatural
convectionbetweentwoinfiniteverticaldifferentiallyheatedwallsscaling
lawsandwallfunctions.IntJHeatMassTransfer1999;42:
3673e93.
[18]ChenZD,BandopadhayayP,HalldorssonJ,ByrjalsenC,HeiselbergP,LiY.An
experimentalinvestigationofasolarchimneymodelwithuniformwallheat
fl
升级会员 