吉柏鋒 趙進新 姜 峰 熊 倩 瞿偉廉

(1武漢理工大學道路橋梁與結構工程湖北省重點實驗室， 武漢 430070)(2中山大學土木工程學院， 廣州 510275)(3武漢理工大學土木工程與建筑學院， 武漢 430070)

太陽能由于其取之不盡、用之不竭的特性已經(jīng)成為當今世界能源結構改革的重要方向．定日鏡是塔式太陽能光熱發(fā)電站的重要聚光設備，在塔式太陽能發(fā)電站的投資建設中所占的比例一般超過總投資額的1/2[1]．定日鏡場一般建于野外空曠的場地，大氣流動所形成的風荷載直接作用于定日鏡表面，影響聚光效率和結構安全[2]．青藏高原是我國太陽能資源最豐富的地區(qū)，同時也是全球雷電活動最為活躍的地區(qū)之一[3-4]．當定日鏡場處于雷暴天氣下時，極易遭受雷暴強風的威脅，導致結構發(fā)生破壞．下?lián)舯┝魇抢妆┨鞖庵幸环N常見的近地面強風，瞬時速度可達75 m/s，且其發(fā)生的時間和地點具有隨機性，難以預防，對工程結構具有強致災性[5]．此外，下?lián)舯┝魇茱L暴移動和下沉氣流變化影響，整體風場呈現(xiàn)出不穩(wěn)定、隨時間和空間變化劇烈的特點[6].相比于大氣邊界層風的風速沿高度單調緩慢增加，下?lián)舯┝黠L速可在近地面高度迅速增大至最大值，這將對安裝高度普遍在10 m左右的定日鏡帶來遠高于設計風速的強風威脅．

定日鏡抗風問題是塔式太陽能光熱發(fā)電技術中的研究熱點．Strachan等[7]于1986—1992年間對位于美國新墨西哥州的2種不同類型定日鏡開展了長達6 a的現(xiàn)場實測研究，獲得了定日鏡周圍風場參數(shù)的大量數(shù)據(jù)．Terrés-Nícoli等[8]提出了一種評估定日鏡上動態(tài)風載荷效應的方法，并通過風洞試驗研究了由于風的湍流特性引起的定日鏡風荷載的時空變化特征．Pfahl等[9]通過風洞試驗研究了高寬比和雷諾數(shù)對定日鏡風荷載特性的影響．Burisch等[10]設計制作了定日鏡的現(xiàn)場實測模型并開展了風致結構應力實測試驗，結果顯示在較低湍流強度下實測值和理論值相差較小，但在高湍流強度(30%)下差異明顯．盧春玲等[11]采用計算流體動力學方法計算了定日鏡結構的平均風壓系數(shù)、阻力、升力以及力矩系數(shù)．王鶯歌等[12]結合試驗和CFD數(shù)值模擬研究了定日鏡周圍流場特征、干擾效應和等效風荷載．馮煜等[13]提出將響應面模型與序列二次規(guī)劃算法相結合的方法，對風場作用下產(chǎn)生非線性響應的定日鏡結構進行輕量化設計．王延忠等[14]通過在流場與結構界面建立數(shù)據(jù)映射來實現(xiàn)考慮實際風載的定日鏡流固耦合分析，發(fā)現(xiàn)受渦脫效應影響，定日鏡結構上會產(chǎn)生較大的變形和應力．黃嵩等[15]通過風洞試驗得到了作用于定日鏡正反兩面的風壓時程數(shù)據(jù)，完成了不同鏡面仰角和來流風向角條件下的結構風振響應計算，評估了定日鏡結構關鍵部位的隨機應力循環(huán)致疲勞線性累積損傷值．馬瑞霞等[16]采用超級計算技術建立了定日鏡群的數(shù)值模擬模型，研究了大規(guī)模定日鏡群風環(huán)境特性．尹旭等[17]采用計算流體動力學方法對定日鏡繞流風場的分布情況進行數(shù)值模擬，并通過模擬結果分析了定日鏡繞流風場的分布特征及其產(chǎn)生的原因．吉柏鋒等[18-19]利用計算流體動力學方法，研究了下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)風場中不同徑向距離和工作俯仰角下定日鏡表面風壓的分布規(guī)律，并與常規(guī)風風場中的表面風壓進行了對比分析．上述針對定日鏡抗風性能的相關研究主要集中于常規(guī)大氣邊界層近地風引起的風環(huán)境和荷載效應問題，或是下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)風場中定日鏡風效應．然而，真實下?lián)舯┝鲝婏L在形成、下沉與擴散的過程中，具有很強的瞬時特征，因此需要開展下?lián)舯┝鳑_擊作用下定日鏡風荷載效應研究，以了解下?lián)舯┝魉矐B(tài)風場中定日鏡表面風壓分布時變特征．

本文基于計算流體動力學的方法對下?lián)舯┝魉矐B(tài)風場中不同工作姿態(tài)的定日鏡表面風壓進行數(shù)值模擬，研究了下?lián)舯┝魉矐B(tài)風場中不同時刻、不同工作俯仰角下的定日鏡表面風壓特征．

1 數(shù)值模型

1.1 幾何模型

文獻[20]指出，利用沖擊射流模型對下?lián)舯┝黠L場進行模擬得到的風剖面與實測數(shù)據(jù)吻合良好．基于沖擊射流模型的中心對稱性，本文采用該模型的1/4區(qū)域進行建模．設定下?lián)舯┝黠L場的初始出流直徑Djet=600 m，初始速度入口位置至地面的距離為2Djet，計算域的高度和寬度分別為4Djet和10Djet．采用長、寬均為10.28 m的定日鏡模型，定日鏡與下?lián)舯┝黠L暴中心的徑向距離為r=1.0Djet．由于鏡面厚度不超過長度的1/1 000，因此將定日鏡設置為零厚度面．圖1給出了下?lián)舯┝黠L場計算域．

圖1 下?lián)舯┝黠L場計算域

1.2 計算網(wǎng)格

在距離風暴中心0.5Djet、3.0Djet和6.0Djet處將計算域進行分塊劃分網(wǎng)格，通過interface邊界條件連接相鄰計算域形成非一致網(wǎng)格．4塊計算域近壁面的首層網(wǎng)格高度分別為0.05、0.1、0.3、0.8 m．為提高定日鏡周圍區(qū)域的計算精度，將其嵌套在一個小長方體流域內，對該流域網(wǎng)格進行加密．由于不同時刻太陽入射角不同，定日鏡在工作時需要不斷改變工作俯仰角以實現(xiàn)較好的聚光效率，針對俯仰角的差異采取相應的網(wǎng)格劃分方式．當俯仰角β=90°時，對包含定日鏡的嵌套小長方體流域采取六面體結構化網(wǎng)格的劃分方式；當β=30°，60°時，對包裹定日鏡的嵌套小長方體流域采取非結構化網(wǎng)格的劃分方式．圖2為β=90°時計算域的網(wǎng)格劃分情況，網(wǎng)格總數(shù)為8.18×106．

圖2 下?lián)舯┝黠L場計算網(wǎng)格

1.3 計算參數(shù)

下?lián)舯┝黠L場初始出流速度vjet=18 m/s，速度入口和壓力出口采用一致的湍流條件：湍流強度為1%，水力直徑為600 m．對稱面設置為對稱模式，滑移壁面的剪應力設置為零．選用標準壁面函數(shù)，加密近壁面網(wǎng)格，使第1層網(wǎng)格質心到壁面的無量綱距離控制為30～70，滿足該函數(shù)的要求．由于下?lián)舯┝鳑_擊定日鏡的過程中存在流動分離現(xiàn)象，湍流模型選擇Realizablek-ε模型，該模型能夠提供旋流修正，對旋轉流動、流動分離的預測更為準確．采用SIMPLEC算法求解壓力和速度的耦合方程，該方法相比SIMPLE算法收斂速度更快．離散格式采用二階迎風格式．將庫朗數(shù)控制為0.5，以確定不同計算工況的時間步長．在定日鏡四周設置多個速度監(jiān)測點，在計算過程中監(jiān)測速度隨時間的變化.計算時步內的收斂準則為動量、湍動能、湍流耗散率和質量連續(xù)方程的相對殘差均小于 1×10-5．

1.4 下?lián)舯┝黠L場的有效性驗證

為驗證下?lián)舯┝黠L場的有效性，將數(shù)值模擬得到的風剖面與文獻[21-24]中的數(shù)據(jù)進行比較，結果見圖3．圖中，v為測點速度；vmax為速度最大值；z為測點高度；zmax為速度最大值所對應的高度；橫坐標v/vmax表示無量綱風速；縱坐標z/zmax表示無量綱高度．由圖可知，基于本文模型得到的風剖面與文獻[21-24]結果基本吻合，從而驗證了下?lián)舯┝黠L場的有效性．

圖3 下?lián)舯┝黠L場的有效性驗證

2 定日鏡風壓分布時變特征

由于本文著重研究定日鏡在下?lián)舯┝鳑_擊過程中的表面風壓特性，因此選取從下?lián)舯┝鹘咏ㄈ甄R到遠離定日鏡的時間段(下?lián)舯┝鳑_擊時間t=90～138 s)進行分析．

2.1 迎風面風壓

平均風壓系數(shù)Cp,m定義如下：

(1)

式中，p、p0分別為測點和風速參考點處的壓力值；ρ=1.225 kg/m3為空氣密度；vref為風速參考點處的風速.風速參考點選取為下?lián)舯┝鞒隹谥行?，因此vref等于下?lián)舯┝鞒跏汲隽魉俣葀jet.

下?lián)舯┝鳑_擊過程中，不同工作俯仰角β下定日鏡迎風面各時刻風壓云圖見圖4～圖6.由圖可知，伴隨下?lián)舯┝鞯臎_擊過程，無論處于小俯仰角β=30°還是大俯仰角β=90°，定日鏡迎風面風壓均經(jīng)歷先增大后減小的變化過程.究其原因在于，下?lián)舯┝髟谛纬蓴U散的過程中，近地面風速先急劇增大，在距風暴中心徑向距離約為1倍出流直徑位置處達到峰值，隨后開始逐漸減小．同一時刻定日鏡在3種典型俯仰角下的迎風面風壓峰值基本相同，但峰值點位置隨著俯仰角的增加逐漸向上移至鏡面中心．在相同的風壓系數(shù)定義下，文獻[19]中下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)風場中的定日鏡迎風面風壓系數(shù)峰值為1.0，而在下?lián)舯┝魉矐B(tài)風場中的定日鏡迎風面風壓系數(shù)峰值可達1.4．這是因為下?lián)舯┝鳑_擊地面到消散的過程中近地面最大風速出現(xiàn)在主渦開始脫落且緊貼地面處次生渦產(chǎn)生的時刻，受主渦的負壓力影響，邊界層氣流產(chǎn)生了分離和重新附著過程.在此過程中，次渦產(chǎn)生，且與主渦方向相反，主渦和次渦的展開過程對風場的徑向速度起到加速作用[5]．由此表明，在評估下?lián)舯┝鲗Χㄈ甄R風致效應時，應考慮下?lián)舯┝鲝婏L的非平穩(wěn)特征．

(a) t=90 s

(a) t=90 s

(a) t=90 s

2.2 背風面風壓分布

下?lián)舯┝鳑_擊過程中，不同工作俯仰角的定日鏡背風面各時刻風壓云圖見圖7～圖9.由圖可知，定日鏡背風面所受壓力為負壓，高壓區(qū)域位于鏡面中部兩側，隨著沖擊過程的演變，高壓區(qū)域范圍先增大后減小，逐漸向鏡面中心擴展.與迎風面風壓類似，背風面負壓也表現(xiàn)為先增大后減小的時變特征，且比迎風面正壓力提前達到壓力峰值.同一時刻下定日鏡背風面高壓區(qū)范圍隨俯仰角的增大逐漸減小，低壓區(qū)范圍逐漸增大，緩慢向定日鏡中心移動，風壓系數(shù)從1.8減小到1.0，呈由大到小變化特征，即小俯仰角工作姿態(tài)下定日鏡背風面遭受更大的負壓作用.

(a) t=90 s

(a) t=90 s

(a) t=90 s

由此可知，在下?lián)舯┝魉矐B(tài)風場中，定日鏡的表面風壓表現(xiàn)出強時變性特征，不同時刻的表面風壓存在較大差異．通過與文獻[19]中下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)風場中定日鏡的表面風壓對比發(fā)現(xiàn)，定日鏡所遭受的迎風面最大瞬時正壓力和背風面最大瞬時負壓力均比穩(wěn)態(tài)風場中的峰值壓力更大．在定日鏡小俯仰角工作姿態(tài)下，常規(guī)風場中定日鏡迎風面和背風面風壓均較小，故設計中通常將小俯仰角狀態(tài)作為一種強風避險姿態(tài).然而，在下?lián)舯┝鲝婏L作用下定日鏡迎風面風壓較小，但是背風面可能遭受更大負壓力，故在現(xiàn)行的定日鏡抗風設計中采用的小俯仰角避險姿態(tài)并不完全適用于考慮下?lián)舯┝鲝婏L作用的情況．此外，下?lián)舯┝髯鳛橐环N強度大、時間短的雷暴強風，其近地面風場強度受下?lián)舯┝餍纬?、擴散和消退過程影響明顯，這也是引起瞬態(tài)下?lián)舯┝黠L場中定日鏡表面風壓時變特征的根本原因．本文僅選取了某一特定型式的定日鏡進行了分析討論，在塔式太陽能光熱發(fā)電站中會存在不同尺寸和形狀的定日鏡型式，且處于大規(guī)模定日鏡場中的存在風荷載群體干擾效應.根據(jù)文獻[5]，實際下?lián)舯┝鞅壤硐胂聯(lián)舯┝黠L場更加復雜，是影響定日鏡安全性的重大威脅．因此，下一步研究中需要依據(jù)定日鏡場所在地的氣象資料得到驅動下?lián)舯┝黠L場模擬的實際參數(shù)，研究下?lián)舯┝髯饔孟虏煌ㄈ甄R型式在單鏡和鏡群環(huán)境中的安全性問題.

3 結論

1) 受到下?lián)舯┝餍纬蓴U散過程引起的近地面風場變化影響，在下?lián)舯┝鞯臎_擊作用下無論定日鏡處于何種工作姿態(tài)，迎風面和背風面風壓都表現(xiàn)為先增大后減小的時變特征，背風面比迎風面提前達到壓力峰值，且迎風面和背風面瞬時峰值壓力均明顯大于穩(wěn)態(tài)風場中的相應峰值壓力．

2) 同一時刻定日鏡迎風面正壓峰值中心隨著俯仰角的增大逐漸向上移至鏡面中心，風壓峰值基本相同；定日鏡背風面峰值中心隨俯仰角增大逐漸向兩側水平偏移，風壓峰值逐漸減?。?/p>

3) 在小俯仰角工作姿態(tài)下定日鏡背風面會遭受更大的負壓作用，現(xiàn)行的定日鏡抗風設計中采用的小俯仰角避險姿態(tài)并不完全適用于考慮下?lián)舯┝鲝婏L作用的狀況．