吉柏鋒， 趙進(jìn)新， 魏祎博， 牛剛剛， 羅志楊

（1.武漢理工大學(xué) 道路橋梁與結(jié)構(gòu)工程湖北省重點實驗室， 湖北 武漢 430070； 2.武漢理工大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院， 湖北 武漢 430070； 3.中南建筑設(shè)計院股份有限公司， 湖北 武漢 430071）

0 引言

由于氣候條件的影響， 太陽能的分布具有明顯的地域性。青藏高原地區(qū)太陽能資源豐富，年輻射量約在6 500 MJ/m2以上[1]。然而，由于青藏高原地區(qū)地勢高、太陽輻射強度高、對流強烈，因此，該地區(qū)出現(xiàn)雷暴的概率較高， 雷暴天數(shù)比我國同緯度平原地區(qū)高出2 倍以上， 是北半球同緯度地帶雷暴天數(shù)最多的地區(qū)[2]。 雷暴成熟后，會產(chǎn)生強下沉氣流并沖擊地面， 從而產(chǎn)生近地面下?lián)舯┝鲝婏L(fēng)、暴雨等強災(zāi)害現(xiàn)象[3]。 雷暴下?lián)舯┝鳁l件下的平均風(fēng)速大于17.9 m/s， 瞬時風(fēng)速高達(dá)75 m/s，堪比臺風(fēng)。 由于雷暴發(fā)生的時間、地點具有隨機性，難以預(yù)防，因此，對于整個雷暴高發(fā)地區(qū)的工程結(jié)構(gòu)，應(yīng)采取一定措施，以減少雷暴帶來的影響[3]。

由于塔式太陽能熱發(fā)電技術(shù)具有發(fā)電成本低、發(fā)電效率高的優(yōu)點，因此，越來越受到學(xué)者們的高度重視[4]。 定日鏡是塔式太陽能光熱發(fā)電站的重要組成部分， 在塔式太陽能光熱發(fā)電站投資建設(shè)的過程中，定日鏡場的投資比例最高，通常超過總投資額的50%[5]。 目前，在我國設(shè)計定日鏡結(jié)構(gòu)所依據(jù)的《塔式太陽能光熱發(fā)電站設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》和《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》中沒有關(guān)于下?lián)舯┝鲝婏L(fēng)這種特殊致災(zāi)荷載的設(shè)計依據(jù)[6]，[7]。 因此，開展定日鏡結(jié)構(gòu)的抗下?lián)舯┝鲝婏L(fēng)性能研究具有重要意義。

定日鏡抗風(fēng)性能一直是塔式太陽能光熱發(fā)電研究領(lǐng)域的熱點問題。 Strachan[8]對位于美國新墨西哥州的兩種不同類型的定日鏡（集熱面積分別為148，200 m2）開展了長達(dá)6 a 的現(xiàn)場實測研究，獲得定日鏡周圍風(fēng)場參數(shù)的大量數(shù)據(jù)， 并對定日鏡在風(fēng)荷載作用下的性能進(jìn)行了評估。 Pfahl[9]通過風(fēng)洞試驗分析了不同雷諾數(shù)下定日鏡的風(fēng)荷載特性， 發(fā)現(xiàn)定日鏡的風(fēng)壓系數(shù)并沒有明顯的雷諾數(shù)效應(yīng)。 黃嵩[10]通過風(fēng)洞試驗測得了分布于鏡面的脈動風(fēng)荷載， 并分析了不同水平風(fēng)向角和不同鏡面仰角下的定日鏡整體結(jié)構(gòu)風(fēng)振響應(yīng)， 發(fā)現(xiàn)當(dāng)水平風(fēng)向角和鏡面仰角均為0°時，順風(fēng)向鏡面振動明顯。馬瑞霞[11]分析了在典型來流風(fēng)向條件下，定日鏡群所在區(qū)域（大氣邊界層）的風(fēng)速和風(fēng)壓分布情況， 發(fā)現(xiàn)改變流場方向?qū)Χㄈ甄R群的風(fēng)速和風(fēng)壓的分布影響較為明顯。 尹旭[12]利用數(shù)值模擬技術(shù)對定日鏡的繞流風(fēng)場進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，分析結(jié)果表明， 順著來流方向從定日鏡背面至遠(yuǎn)端近地面之間產(chǎn)生了大范圍高風(fēng)速區(qū)域。

綜上可知，目前，定日鏡抗風(fēng)研究大多針對常規(guī)大氣邊界層近地風(fēng)。但實際上，定日鏡在夏季強對流天氣條件下， 極易遭受到雷暴下?lián)舯┝鲝婏L(fēng)的威脅。因此，本文采用計算流體動力學(xué)方法對下?lián)舯┝黠L(fēng)場， 以及不同工作俯仰角條件下的定日鏡表面風(fēng)壓進(jìn)行了數(shù)值模擬計算， 研究了下?lián)舯┝髯饔孟拢?不同工況下的定日鏡表面風(fēng)壓分布特征， 并將模擬結(jié)果與大氣邊界層近地風(fēng)作用下的表面風(fēng)壓特性進(jìn)行了對比分析。

1 計算模型

1.1 幾何模型

目前， 在結(jié)構(gòu)風(fēng)工程領(lǐng)域進(jìn)行下?lián)舯┝鲾?shù)值模擬的主要依據(jù)為2 個基本的風(fēng)場模型： 環(huán)渦模型（Ring Vortex Model）和沖擊射流模型（Impinging Jet Model）。 近年來，利用沖擊射流模型得到的下?lián)舯┝魑锢砟M結(jié)果與實測數(shù)據(jù)吻合良好[13]，因此， 本文采用三維軸對稱沖擊射流模型建立下?lián)舯┝黠L(fēng)場模型。由于沖擊射流模型為軸對稱模型，因此，本文選取該模型的1/4 進(jìn)行模擬計算。下?lián)舯┝黠L(fēng)場的計算域如圖1 所示。

圖1 下?lián)舯┝黠L(fēng)場計算域Fig.1 Computational domain of downburst wind field

設(shè)定沖擊射流模型的初始出流直徑Djet=600 m，入口與地面之間的距離Hjet=4Djet，出流速度Vjet=18 m/s， 計算域的高度和半徑分別為6Djet和10Djet。

定日鏡的幾何尺寸為10.28 m×10.28 m，當(dāng)定日鏡仰角β=90°時， 定日鏡中心與地面之間的距離為6.14 m。 為了更好地將陽光反射到塔頂接收器上，須要改變定日鏡的工作俯仰角以追蹤陽光，從而使得整個塔式太陽能發(fā)電系統(tǒng)的發(fā)電效率達(dá)到最大值。 為了研究定日鏡與下?lián)舯┝黠L(fēng)暴中心之間的徑向距離， 以及工作俯仰角對定日鏡表面風(fēng)壓分布特征的影響，本文基于3 種徑向距離（r=Djet，2Djet，3Djet）和3 種 工 作 俯 仰 角（β=30，60，90°），設(shè)計出了9 種計算工況，并在這9 種工況下進(jìn)行數(shù)值模擬。

1.2 邊界條件

對于定日鏡表面和地面， 采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進(jìn)行設(shè)定；速度入口和壓力出口采用相同的參數(shù)：湍流強度為1%，水力直徑為Djet；計算域的側(cè)面設(shè)置為對稱邊界條件。

1.3 計算網(wǎng)格

本文將風(fēng)場分成了多個區(qū)域， 采用非一致網(wǎng)格對各區(qū)域分別進(jìn)行劃分， 并通過設(shè)置Interface邊界條件保證各區(qū)域界面數(shù)據(jù)的流通。 靠近速度入口以及定日鏡周圍處，網(wǎng)格劃分得比較密集，遠(yuǎn)離速度入口區(qū)域的網(wǎng)格數(shù)適當(dāng)減少。此外，在地面處設(shè)置近壁面邊界層網(wǎng)格， 使得壁面無量綱網(wǎng)格高度為30～70， 滿足標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)對近壁面網(wǎng)格的要求。

圖2 為當(dāng)r=Djet，β=90°時，下?lián)舯┝黠L(fēng)場計算域的網(wǎng)格劃分情況。 網(wǎng)格總體數(shù)量為940 萬。

圖2 下?lián)舯┝黠L(fēng)場計算域的網(wǎng)格劃分情況Fig.2 Grid division of calculation domain of downburst wind field

1.4 數(shù)值參數(shù)

本文的湍流模型采用Realizable κ-ε 模型。與標(biāo)準(zhǔn)κ-ε 模型相比，Realizable κ-ε 湍流模型能夠更好地反映發(fā)散比率， 并且在逆壓梯度的邊界層流動、旋轉(zhuǎn)流動、流動分離和二次流動等方面具有很好的應(yīng)用效果。 當(dāng)下?lián)舯┝鲝婏L(fēng)沖撞擊地面以及定日鏡表面時，存在流動分離和二次附著，因此，Realizable κ-ε 湍流模型更適合于本文的計算模型。 利用ANSYS-Fluent 軟件完成計算模型的定常數(shù)值計算， 采用SIMPLE 算法對壓力場和速度場進(jìn)行耦合，對于動量、壓力、湍動能和湍流耗散率，均采用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散，相應(yīng)的計算參數(shù)采用默認(rèn)的缺省值。此外，在定日鏡的四周設(shè)置了4 個速度監(jiān)測點， 各監(jiān)測點與定日鏡中心的高度相同， 并且各監(jiān)測點與定日鏡之間的距離與定日鏡距地面的高度均相等。 當(dāng)各監(jiān)測點速度穩(wěn)定，不再隨迭代次數(shù)增加而變化，且x，y 和z 軸方向速度、湍動能κ、湍流耗散率ε 和質(zhì)量連續(xù)方程相對殘差小于10-5時，認(rèn)為數(shù)值計算結(jié)果已經(jīng)收斂。

1.5 結(jié)果驗證

為了驗證數(shù)值模擬風(fēng)場的有效性， 將數(shù)值模擬得到的下?lián)舯┝黠L(fēng)場風(fēng)剖面與Hjelmfelt[14]實測數(shù)據(jù)、Letchford & Illidge[15]物理實驗數(shù)據(jù)， 以及Vicroy[16]和Wood & Kwok[17]經(jīng)驗?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行比較，如圖3 所示。圖中：v/vmax為無量綱風(fēng)速；z/zmax為無量綱高度。

圖3 下?lián)舯┝黠L(fēng)場風(fēng)剖面有效性驗證Fig.3 Validation of wind profile of downburst wind field

由圖3 可以看出， 本文所得的下?lián)舯┝黠L(fēng)剖面與已有的下?lián)舯┝鲗崪y結(jié)果和試驗結(jié)果一致，符合下?lián)舯┝黠L(fēng)場的風(fēng)剖面特征。

2 定日鏡表面風(fēng)壓分布

2.1 俯仰角對風(fēng)壓分布特征影響

圖4 當(dāng)r=Djet 時，不同俯仰角條件下，定日鏡迎風(fēng)面的平均風(fēng)壓系數(shù)云圖Fig.4 Cloud chart of the average wind pressure coefficient on the windward side of the heliostat at different pitching angles （r=Djet）

圖4 分別為當(dāng)定日鏡與下?lián)舯┝黠L(fēng)暴中心之間的徑向距離r=Djet時，不同俯仰角條件下，定日鏡迎風(fēng)面的平均風(fēng)壓系數(shù)Cp，mean云圖。 圖中：β 為定日鏡的俯仰角； 風(fēng)速參考點選取下?lián)舯┝鞒隹谥行?，參考風(fēng)速Uref=Vjet=18 m/s。

圖5 分別為當(dāng)r=Djet時，不同俯仰角條件下，定日鏡背風(fēng)面的平均風(fēng)壓系數(shù)云圖。圖中：風(fēng)速參考點仍選取下?lián)舯┝鞒隹谥行?，參考風(fēng)速仍為Uref=Vjet=18 m/s。

圖5 當(dāng)r=Djet 時，不同俯仰角條件下，定日鏡背風(fēng)面的平均風(fēng)壓系數(shù)云圖Fig.5 Cloud chart of the average wind pressure coefficient on the leeward side of the heliostat at different pitching angles （r=Djet）

由圖4，5 可知，當(dāng)r=Djet時，迎風(fēng)面風(fēng)壓分布受俯仰角影響較為明顯，隨著俯仰角逐漸增大，定日鏡迎風(fēng)面風(fēng)壓的峰值中心從定日鏡下邊緣逐漸上移，最大壓力值和高壓區(qū)范圍也逐漸增大。值得注意的是，在俯仰角較小的工況中，定日鏡迎風(fēng)面上邊緣存在負(fù)壓分布。在背風(fēng)面，隨著俯仰角逐漸增大，定日鏡表面的負(fù)壓逐漸減小，背風(fēng)面負(fù)壓的谷值中心也逐漸下移，低壓區(qū)的范圍逐漸增大。

為了將本文的模擬結(jié)果與大氣邊界層近地風(fēng)場中定日鏡表面分布特征進(jìn)行對比分析， 提取定日鏡表面代表性位置的平均風(fēng)壓系計算值與文獻(xiàn)[18]中縮尺比為1∶30 的風(fēng)洞實驗所得到的常規(guī)風(fēng)下定日鏡表面風(fēng)壓的分布結(jié)果進(jìn)行對比。

圖6，7 分別為當(dāng)r=Djet時， 定日鏡迎風(fēng)面和背風(fēng)面各測點處的平均風(fēng)壓系數(shù)。圖中：第5 行和第8 行測點與文獻(xiàn)[18]風(fēng)洞試驗中定日鏡中部和頂部測點所在的位置相同。

由圖6，7 可以看出，當(dāng)r=Djet時，定日鏡迎風(fēng)面表面風(fēng)壓隨著俯仰角的增大而增大， 背風(fēng)面表面風(fēng)壓隨著俯仰角的增大而減小。當(dāng)β=90°時，在下?lián)舯┝髯饔孟拢?迎風(fēng)面風(fēng)壓分布和常規(guī)風(fēng)具有相似的特征，迎風(fēng)面風(fēng)壓呈現(xiàn)出中間高、兩邊低的分布趨勢， 風(fēng)壓峰值位于定日鏡中部。 當(dāng)β=90°時，在下?lián)舯┝髯饔孟?，背風(fēng)面表面風(fēng)壓呈現(xiàn)出中間低、兩邊高的分布趨勢；在常規(guī)風(fēng)作用下，背風(fēng)面表面風(fēng)壓則分布得相對均勻。

圖6 當(dāng)r=Djet 時，定日鏡迎風(fēng)面各測點處的平均風(fēng)壓系數(shù)Fig.6 Average wind pressure coefficient of each measuring point on the windward side of the heliostat （r=Djet）

圖7 當(dāng)r=Djet 時，定日鏡背風(fēng)面各測點處的平均風(fēng)壓系數(shù)Fig.7 Average wind pressure coefficient of each measuring point on the leeward side of the heliostat （r=Djet）

2.2 徑向距離對風(fēng)壓分布特征影響

雷暴天氣中產(chǎn)生的下?lián)舯┝魇蔷植康膹婏L(fēng)事件，其作用范圍比較有限，風(fēng)速的分布與下沉氣流沖擊地面中心所在的位置密切相關(guān)，即使同一高度、不同水平位置處的下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速也完全不同[3]。

圖8 分別為當(dāng)β=60°時， 不同徑向距離條件下，定日鏡迎風(fēng)面的平均風(fēng)壓系數(shù)云圖。

圖8 當(dāng)β=60°時，不同r 條件下，定日鏡迎風(fēng)面的平均風(fēng)壓系數(shù)云圖Fig.8 Cloud chart of the average wind pressure coefficient on the windward side of the heliostat under different r conditions （β=60 °）

圖9 分別為當(dāng)β=60°時， 不同徑向距離條件下，定日鏡迎背風(fēng)面的平均風(fēng)壓系數(shù)云圖。

由圖8，9 可知，在下?lián)舯┝髯饔孟?，定日鏡迎風(fēng)面風(fēng)壓分布受r 影響較明顯，隨著r 逐漸增大，定日鏡迎風(fēng)面最大壓力逐漸減小， 壓力峰值中心位于定日鏡下部。隨著r 逐漸增大，定日鏡所受的負(fù)壓呈現(xiàn)出先增大后減小的變化趨勢。 當(dāng)r=2Djet時，定日鏡表面負(fù)壓較大，背風(fēng)面負(fù)壓的谷值中心位于定日鏡的上部。

圖9 當(dāng)β=60°時，不同r 條件下，定日鏡背風(fēng)面的平均風(fēng)壓系數(shù)云圖Fig.9 Cloud chart of the average wind pressure coefficient on the leeward side of the heliostat under different r conditions （β=60 °）

當(dāng)定日鏡鏡面垂直于地面時， 其俯仰角通常接近90°， 此時也是常規(guī)風(fēng)作用下定日鏡具有最大受荷載面積的工況。 圖10，11 分別為當(dāng)β=90°時，定日鏡迎風(fēng)面和背風(fēng)面各測點處的平均風(fēng)壓系數(shù)。

圖10 當(dāng)β=90°時，定日鏡迎風(fēng)面各測點處的平均風(fēng)壓系數(shù)Fig.10 Average wind pressure coefficient of each measuring point on the windward side of the heliostat （β=90 °）

圖11 當(dāng)β=90°時，定日鏡背風(fēng)面各測點處的平均風(fēng)壓系數(shù)Fig.11 Average wind pressure coefficient of each measuring point on the leeward side of the heliostat（β=90 °）

由圖10，11 中可知，當(dāng)β=90°時，迎風(fēng)面和背風(fēng)面的表面風(fēng)壓均隨著r 的增大而減小。 由圖7，11 可知，當(dāng)β=90°時，背風(fēng)面風(fēng)壓分布特征與β=60°時不同，這是由于在下?lián)舯┝髯饔孟?，定日鏡的表面風(fēng)壓會同時受到r 和β 的影響。 與β=90°時大氣邊界層近地風(fēng)作用下的定日鏡表面風(fēng)壓分布相比， 下?lián)舯┝髯饔孟碌亩ㄈ甄R表面風(fēng)壓受r 影響較為顯著。 這是由于大氣邊界層內(nèi)風(fēng)的平均風(fēng)速沿水平方向不變， 而下?lián)舯┝髯饔孟碌钠骄L(fēng)速隨著r 的增加而呈現(xiàn)出線性增加的變化趨勢， 在流出距離約等于出流直徑的位置處達(dá)到最大值，然后平均風(fēng)速隨r 的增加而減小，下?lián)舯┝髟谒椒较蛏系挠绊懛秶示植啃浴?/p>

因此， 在雷暴高發(fā)地區(qū)須要重視下?lián)舯┝鲝婏L(fēng)對定日鏡的影響，在定日鏡的設(shè)計過程中，充分考慮下?lián)舯┝骱统Ｒ?guī)風(fēng)條件下， 定日鏡表面的風(fēng)壓分布特征。此外，本文只對某一定日鏡的各項性能進(jìn)行了計算分析， 在實際塔式太陽能光熱發(fā)電站中，會存在不同尺寸的定日鏡，且這些定日鏡的風(fēng)環(huán)境會受到群體的干擾效應(yīng)。 如何保證雷暴強風(fēng)作用下定日鏡場的安全、可靠，還須要開展更加深入的研究。

3 結(jié)論

本文研究了下?lián)舯┝髯饔孟拢?定日鏡表面的風(fēng)壓分布特征，分析了下?lián)舯┝髯饔孟?，定日鏡與下?lián)舯┝黠L(fēng)暴中心之間的徑向距離以及定日鏡的俯仰角對定日鏡表面風(fēng)壓分布的影響， 并將計算結(jié)果與大氣邊界層近地風(fēng)作用下定日鏡表面風(fēng)壓的分布特征進(jìn)行比較，得到如下結(jié)論。

①當(dāng)定日鏡正常工作時，在下?lián)舯┝髯饔孟?，定日鏡迎風(fēng)面風(fēng)壓呈現(xiàn)出中間高、 兩邊低的分布趨勢，風(fēng)壓峰值位于定日鏡中部；定日鏡背風(fēng)面風(fēng)壓呈現(xiàn)出中間低、兩邊高的分布趨勢。

②在下?lián)舯┝髯饔孟?，隨著俯仰角逐漸增大，定日鏡迎風(fēng)面峰值壓力點從定日鏡的下邊緣逐漸上移，最大壓力和高壓區(qū)面積也逐漸增大；定日鏡背風(fēng)面負(fù)壓逐漸減小， 背風(fēng)面負(fù)壓的谷值中心逐漸下移。

③與常規(guī)風(fēng)相比，下?lián)舯┝髯饔孟?，定日鏡表面風(fēng)壓受定日鏡與下?lián)舯┝黠L(fēng)暴中心之間的徑向距離影響較明顯。當(dāng)定日鏡俯仰角為90°時，定日鏡表面風(fēng)壓隨著定日鏡與下?lián)舯┝黠L(fēng)暴中心之間徑向距離的增大而減小。