工程与技术 大型塔式定日镜风荷载数值模拟研究

李磊+马晓刚+敬敏+王云懋+马祥

作者简介：李磊（1976—），男，湖南株洲人,主要从事火电自动化技术、太阳能应用技术、节能技术等方面的工作。中图分类号：TH3文献标识码：A文章编号：16749944(2014)05028806

1引言

定日镜作为太阳能光热发电集热系统中的关键部件,正面为特殊反光材料镀成,背面由钢结构支撑并跟踪太阳光将反射光投射到集热器。为了保证较高的集热效率和避免风作用破坏,对定日镜在风场的运行状况和安全性预测显得尤为重要。定日镜场一般在阳光充足但空旷多风的地带,通常设计要求在6级风时电站能正常运行,即镜面变形误差和跟踪误差在允许范围内且支撑结构安全。

国外对太阳能光热发电利用较早,建造了大量的电站,并取得了丰富的研究成果。早在20世纪60年代,Brosens［1,2］就对定日镜的结构稳定性和振动响应进行了研究。Hoyer［3］在风致响应方面做了研究并提出相应的建议。Bhumralkar［4］等利用数值模拟技术对太阳能光热发电设备进行了抗风研究。国内太阳能光热发电起步较晚,各方面技术相对落后,在外部设备抵抗自然因素影响的研究上比较欠缺。本文基于CFD方法以Fluent6.3.26为计算平台,模拟了大型塔式定日镜在各种常见工况下的工作状态,对定日镜风载状况进行了系统分析研究。

2定日镜模型的建立

2.1数值风洞

计算风工程其实质是在计算机上创建一个虚拟的风洞实验室,模拟实际工况下的工作过程。本文拟计算一个单柱立式方形平面定日镜,净面积64m2,平均分为16块独立小镜子,小镜子之间有大小不同的缝隙,大、小缝隙分别为0.1m和0.04m。定日镜绕立柱的回转中心离地4.6m,镜面中心水平时离地5.1m,立柱和转动轴通径分别为0.6m和0.4m,模型如图1所示。鉴于镜面后方风场较弱,定日镜支架对风场干扰很小,则略掉支架细梁,只保留立柱、转动轴和镜面等与风作用强烈的主体结构。

定日镜宽度为8.18m,最大高度为8.69m,由多次试算后可取数值风洞宽100m,高50m,长162m,定日镜中心距风流入口40m,距风流出口122m。在风洞实验中,为了气流通畅,应保证一定的阻塞率,以免计算结果失真,该模型最大阻塞率为0.0134,具有良好的效果。

图1数值风洞和定日镜模型

2.2工况选择

定日镜位置随着太阳位置的变化而变化,在整个工作过程中,定日镜有很多种工况,每一种工况都可能有风作用,而每一种工况下风荷载皆不相同。如图2所示,设定日镜回转中心为坐标原点,垂直转动轴并与风流相反方向为X轴正方向,转动轴轴线为Z轴,垂直向上为Y轴。规定定日镜绕Y轴逆时针旋转时转动轴与Z轴正向所成的角为方位角,绕Z轴逆时针旋转时镜面与Y轴正向所成角为俯仰角,工位以“俯仰角-方位角”的形式表示,当镜面垂直地面且正面迎风时工位00-00。理论上定日镜工位有无数个,显然无法全部实现模拟,本文选取了俯仰角介于00-90之间,方位角介于00-80之间一共90种工位来计算,俯仰、方位角均每隔10°取一次组成一种工位。这些典型工位的风荷载能代表定日镜所有可能的风荷载情况。

3模拟结果分析

3.1定日镜流场分析

定日镜运行过程中,工况随时在俯仰角0~90°之间,方位角0~±90°之间变化,造成了多种的工况,流场也时刻变化。定日镜工作时受风作用的情况类似于风流绕过地面矩形障碍物的情况,只是镜面与地面有较小的空隙,导致了流场有一定的差别。定日镜前面为光滑面,背面有支撑镜子转动轴和立柱等构件,背部流场更为复杂。

图2工况示意图

(a)塔式定日镜工作示意图

(b)俯仰角θ

(c)方位角γ图3定日镜工况00-00流场

正视图 俯视图

定日镜前侧视图 定日镜后侧视图

图3所示为定日镜工况00-00流场三视图,整体来看,定日镜后方流场较前方复杂得多。图3中的正视图和俯视图清楚的显示了风流绕过定日镜的情况。指数律剖面风遇到定日镜时,受定日镜的阻挡,中部风流除小部分经过镜面缝隙被挤压流出以外,部分风流回流与后面来流共同作用产生一些不同尺度的涡旋改变风流方向,让中部风流加速流向镜面底部较大的空隙和镜面上方。同理,大量的流体由于挤压从定日镜两旁加速绕过。同一般的地面钝体绕流的区别在于定日镜是四边绕流而不是三边绕流,在定日镜下方风流没有形成反向滚动的“驻涡区”。还因为在镜面中部存在缝隙,流体泄露,在镜面偏上的位置没有形成一个停滞点,气流并没有在此上下分流。

定日镜面的四周由于风流体的加速分离形成负压,流体在镜面后上方形成一个较大的涡,两侧的流体绕过镜面之后也向内卷起一对漩涡,在镜面底部和缝隙附近都形成了不同尺度的涡,共同形成了背面的低压区。随着定日镜工况的变化,流场会发生相应的变化,如图4所示为几种典型工况下的流场三维图。随着俯仰角的增加,镜面背后漩涡尺度变小且更靠近镜背面,涡区上移,底部流场变得顺畅,直到俯仰角为90°时,为顺风向,已没有明显大尺度漩涡,较小尺度的漩涡依附在定日镜各个构件处。当定日镜有一定方位角时,镜面后方左右两侧的漩涡尺度会发生变化,先接触来流一侧的逐渐增大而远离来流一侧的逐渐减小,同时漩涡向后延伸,加之各方向的来流相互交织在远离来流镜面后方形成一股翻滚扭曲乱流,直到方位角为90°时,镜面平行风向,流场才无明显涡区。模拟流场结果与S.Becker［7］等针对有关矩形结构钝体绕流问题利用风洞试验和数值模拟技术研究了不同长宽比下空气绕过矩形三维障碍物的流场相一致,具有较高的可信度。

00-00 30-00 60-00

90-00 00-30 00-60

图4几种典型工况的流场

3.2镜面平均风压分布

定日镜将太阳光反射到有效吸收区域必须随着太阳光入射角的变化时刻变化,其中俯仰角的变化起着重要的作用。镜面俯仰角的变化直接导致流场的改变,从而影响镜面风压分布,得到完全不同的风荷载。

图5定日镜正面平均风压分布随俯仰角的变化

2014年5月绿色科技第5期图5所示方位角为0°,俯仰角0~90°之间定日镜正面平均风压分布情况,对比可以看出,在俯仰角为0°和10°附近时,最大平均风压处于镜面中上部,约2/3镜面高度处,该处为流场中的“驻点”位置,这是风流体直接撞击镜面的结果。最大风压区的位置随着俯仰角的增加而逐渐下移,即向先接触来流的镜面边缘移动,俯仰角从20°到40°的变化极为明显。在变化过程中,最大风压值是有所增加的,局部较小区域增加明显,如俯仰角在50°和60°附近时,定日镜底部与顶部受压反差强烈。在俯仰角50°到60°和60°到70°之间的最大压力区变化明显,特别是60°到70°之间有突变,最大风压区移动到镜面底部边缘附近。当到80°附近时,最大压力值已明显变小,而且风压梯度相对缓慢。本文的模拟结果与M Ikhwan［8］研究金子塔形建筑不同倾角下的风压分布变化情况相似,发现建筑迎风面上的最大风压区有随倾角增加而下移的趋势,且在倾角60°附近时下移剧烈,至镜面底部边缘。

定日镜在风流体绕过之后,镜面背后产生漩涡区,背面以负压为主。图6所示方位角为0°,俯仰角0~90°之间定日镜背面平均风压分布情况,整体看来,风压梯度较小,最大最小风压区不明显,各个风压梯度区相对均布,没有明显的变化规律。俯仰角较小时,立柱与镜面靠得较近,其距离小于此处漩涡尺度,与转动轴共同对其造成干扰,影响了风压,如图6中工况00-00和10-00所示,在立柱与转动轴所对镜面中下部的镜面风压与相邻区域风压有明显差异。随着俯仰角增加,背面平均负压逐渐减小,但在70°时有较大负压在底部边缘产生。

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定日镜所受风荷载由正面和背面风压共同决定,压差越大荷载越大。风压均布则定日镜支撑结构稳定性较好,如俯仰角在10°到30°附近时,镜面正背面风压处于均布状态,以立柱和转动轴为轴的左右和上下镜面受载均衡,尽管所受合力较大但力矩相对较小。处于力矩较大工况的定日镜受力极不均衡,在某些部位承受了较大风荷载,这些部位的镜面材料和支撑结构应当得到加强。此外,从图5能看出镜面缝隙附近风压较其他区域有明显不同,这显然是缝隙造成的,但一定距离的缝隙本身对定日镜风荷载的影响是微乎其微的［9］。

方位角的变化也极大影响镜面风压的分布,如图7和图8所示为俯仰角为0°时,定日镜正背面风压分布随方位角的变化情况。随着方位角的增加,最大风压区向靠近来流一侧的镜面移动同时风压值增大,到方位角60°左右时,最大风压处于镜面边缘附近,而远离来流侧风压很小,这也造成了绕竖直轴方向的较大力矩。背面风压还是负压为主,在某些受结构影响部位有正压出现,但对整体没有实质影响。

图6定日镜背面平均风压分布随俯仰角的变化

图7定日镜正面平均风压分布随方位角的变化

3.3常见工况荷载分析

对定日镜风荷载进行模拟的最终目的是为设计定日镜的支撑结构提供计算依据,需要得出不同工况下由风作用产生的力矩、镜面合力、各独立小镜子受力等。图9所示为以定日镜转动中心为原点,垂直镜面为法线为X轴,立柱中心线为Y轴,转动轴为Z轴时模拟计算得到的定日镜各工况力矩和合力。X轴力矩是对定日镜的翻滚矩,总体力矩不大,在方位角为50~60°附近时,由于最大风压区下移到靠近来流一侧的边缘,致使力矩反向,当方位角继续增大时,风压值急剧减小,力矩再次反向。Y轴力矩是对定日镜的旋转力矩,从b图可以看出跟定日镜的方位角有很大关系,在几乎所有俯仰角位置上,随着方位角的增加直到70°附近,定日镜两侧受力不平衡越严重,力矩越来越大,80°时风压值急剧减小力矩变小。从c图可以看出,俯仰角的变化对Z轴的力矩有很大的影响,而方位角的变化对力矩的变化相对较小。俯仰角0~10°附近的力矩为正,随着俯仰角增加最大压力区下移,力矩由正变负,直到60~70°附近达到最大值,此时定日镜底部镜面受力最大,与图5中60-00的镜面压力场相符。Y轴和Z轴力矩不仅对定日镜传动系统的设计提供关键的依据,还对其精度分析有重大参考价值。另外,定日镜在工况00-70和60-40附近存在最大力矩,受力严重不平衡,应保证定日镜安全。

图8定日镜背面平均风压分布随方位角的变化

图9定日镜各工况风荷载

图d为定日镜各工况下所受合力,随着俯仰角和方位角的增加逐渐减小,主要是定日镜垂直风流面的面积不断减小。常见工作工况中10-10和30-00有较大合力,此时对立柱根部的倾覆力矩较大,应防止定日镜遭到倾覆破坏。在俯仰角90°附近,定日镜风荷载都最小,此时可作为定日镜遭遇特大风时的避险位置。

4结语

(1)通过数值模拟技术得到了塔式定日镜遭受风作用时各种工况下的流场和随着镜面转动导致流场改变的情况,解释了定日镜风荷载的成因,在镜场布置设计时为风荷载的评估预防提供重要考虑因素。

(2)理清了常见工况时镜面风压分布情况,最大受压区随俯仰角和方位角的增加向靠近来流的镜面一侧移动,能预计镜面的最大受压区,即薄弱区域,为镜面及其支撑结构的稳定性提供设计依据,防止结构破坏;找出镜面承受的极限力矩,为传动系统设计提供荷载同时也为传动系统精度的控制提供设计参数。

(3)得到了各种工况下镜面所受合力的情况,反应了整体定日镜的稳定性;设计时必须保证在极限工况10-10和30-00附近不发生倾覆倒塌破坏,可把俯仰角为90°时的工况作为定日镜的避险位置。

参考文献：

［1］ Brosens,Pierre.Oscillations of a Rigid Heliostat Mirror Caused by Fluctuating Wind［J］.Solar Furnace Support Studies,1960(2):117~132.

［2］ Brosens,Pierre.Aerodynamic Stability of a Heliostat Structure［J］.Solar Furnace Support Studies,1960(2):99~115.

［3］ Hoyer,Sigurd.Wind Excited Rigid-body Vibrations of the Heliostat Mirror for the Proposed dept.of Defense Solar Furnace［J］.Solar Energy,1962,6(4):169.

［4］ Bhumralkar C M,Slemmons A J,Nitz K C.Numerical Study of Local Regional Atmospheric Changes Caused by a Large Solar Central Receiver Power Plant［J］.Journal of Applied Meteorology,1981,20(6):660~677.

［5］ 王福军.计算流体动力学分析-CFD软件原理与应用［M］.北京:清华大学出版社,2004.

［6］ 中华人民共和国建设部.建筑结构荷载规范条文说明GB50009-2001［S］.北京:中国标准出版社,2002.

［7］ S.Becker,H Lienhart,F Durst.Flow around Three-Dimensional Obstacles in Boundary Layers［J］.Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics,2002,90(4~5):265~279.

［8］ M Ikhwan,B Ruck.Flow and Pressure Field Characteristics around Pyramidal Buildings［J］.Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics,2006,94(10):745~765.

［9］ WU Zhi-yong,GONG Bo,WANG Zhi-feng,et al.An Experimental and Numerical Study of the Gap Effect on Wind Load on Heliostat［J］.

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