下击暴流作用下定日镜表面风压数值模拟研究

2020-07-23吉柏锋赵进新魏祎博牛刚刚罗志杨

可再生能源 2020年7期

吉柏锋，赵进新，魏祎博，牛刚刚，罗志杨

（1.武汉理工大学道路桥梁与结构工程湖北省重点实验室，湖北武汉 430070； 2.武汉理工大学土木工程与建筑学院，湖北武汉 430070； 3.中南建筑设计院股份有限公司，湖北武汉 430071）

0 引言

由于气候条件的影响，太阳能的分布具有明显的地域性。青藏高原地区太阳能资源丰富，年辐射量约在6 500 MJ/m2以上[1]。然而，由于青藏高原地区地势高、太阳辐射强度高、对流强烈，因此，该地区出现雷暴的概率较高，雷暴天数比我国同纬度平原地区高出2 倍以上，是北半球同纬度地带雷暴天数最多的地区[2]。雷暴成熟后，会产生强下沉气流并冲击地面，从而产生近地面下击暴流强风、暴雨等强灾害现象[3]。雷暴下击暴流条件下的平均风速大于17.9 m/s，瞬时风速高达75 m/s，堪比台风。由于雷暴发生的时间、地点具有随机性，难以预防，因此，对于整个雷暴高发地区的工程结构，应采取一定措施，以减少雷暴带来的影响[3]。

由于塔式太阳能热发电技术具有发电成本低、发电效率高的优点，因此，越来越受到学者们的高度重视[4]。定日镜是塔式太阳能光热发电站的重要组成部分，在塔式太阳能光热发电站投资建设的过程中，定日镜场的投资比例最高，通常超过总投资额的50%[5]。目前，在我国设计定日镜结构所依据的《塔式太阳能光热发电站设计标准》和《建筑结构荷载规范》中没有关于下击暴流强风这种特殊致灾荷载的设计依据[6]，[7]。因此，开展定日镜结构的抗下击暴流强风性能研究具有重要意义。

定日镜抗风性能一直是塔式太阳能光热发电研究领域的热点问题。 Strachan[8]对位于美国新墨西哥州的两种不同类型的定日镜（集热面积分别为148，200 m2）开展了长达6 a 的现场实测研究，获得定日镜周围风场参数的大量数据，并对定日镜在风荷载作用下的性能进行了评估。 Pfahl[9]通过风洞试验分析了不同雷诺数下定日镜的风荷载特性，发现定日镜的风压系数并没有明显的雷诺数效应。黄嵩[10]通过风洞试验测得了分布于镜面的脉动风荷载，并分析了不同水平风向角和不同镜面仰角下的定日镜整体结构风振响应，发现当水平风向角和镜面仰角均为0°时，顺风向镜面振动明显。马瑞霞[11]分析了在典型来流风向条件下，定日镜群所在区域（大气边界层）的风速和风压分布情况，发现改变流场方向对定日镜群的风速和风压的分布影响较为明显。尹旭[12]利用数值模拟技术对定日镜的绕流风场进行了数值模拟分析，分析结果表明，顺着来流方向从定日镜背面至远端近地面之间产生了大范围高风速区域。

综上可知，目前，定日镜抗风研究大多针对常规大气边界层近地风。但实际上，定日镜在夏季强对流天气条件下，极易遭受到雷暴下击暴流强风的威胁。因此，本文采用计算流体动力学方法对下击暴流风场，以及不同工作俯仰角条件下的定日镜表面风压进行了数值模拟计算，研究了下击暴流作用下，不同工况下的定日镜表面风压分布特征，并将模拟结果与大气边界层近地风作用下的表面风压特性进行了对比分析。

1 计算模型

1.1 几何模型

目前，在结构风工程领域进行下击暴流数值模拟的主要依据为2 个基本的风场模型：环涡模型（Ring Vortex Model）和冲击射流模型（Impinging Jet Model）。近年来，利用冲击射流模型得到的下击暴流物理模拟结果与实测数据吻合良好[13]，因此，本文采用三维轴对称冲击射流模型建立下击暴流风场模型。由于冲击射流模型为轴对称模型，因此，本文选取该模型的1/4 进行模拟计算。下击暴流风场的计算域如图1 所示。

图1 下击暴流风场计算域Fig.1 Computational domain of downburst wind field

设定冲击射流模型的初始出流直径Djet=600 m，入口与地面之间的距离Hjet=4Djet，出流速度Vjet=18 m/s，计算域的高度和半径分别为6Djet和10Djet。

定日镜的几何尺寸为10.28 m×10.28 m，当定日镜仰角β=90°时，定日镜中心与地面之间的距离为6.14 m。为了更好地将阳光反射到塔顶接收器上，须要改变定日镜的工作俯仰角以追踪阳光，从而使得整个塔式太阳能发电系统的发电效率达到最大值。为了研究定日镜与下击暴流风暴中心之间的径向距离，以及工作俯仰角对定日镜表面风压分布特征的影响，本文基于3 种径向距离（r=Djet，2Djet，3Djet）和3 种工作俯仰角（β=30，60，90°），设计出了9 种计算工况，并在这9 种工况下进行数值模拟。

1.2 边界条件

对于定日镜表面和地面，采用标准壁面函数进行设定；速度入口和压力出口采用相同的参数：湍流强度为1%，水力直径为Djet；计算域的侧面设置为对称边界条件。

1.3 计算网格

本文将风场分成了多个区域，采用非一致网格对各区域分别进行划分，并通过设置Interface边界条件保证各区域界面数据的流通。靠近速度入口以及定日镜周围处，网格划分得比较密集，远离速度入口区域的网格数适当减少。此外，在地面处设置近壁面边界层网格，使得壁面无量纲网格高度为30～70，满足标准壁面函数对近壁面网格的要求。

图2 为当r=Djet，β=90°时，下击暴流风场计算域的网格划分情况。网格总体数量为940 万。

图2 下击暴流风场计算域的网格划分情况Fig.2 Grid division of calculation domain of downburst wind field

1.4 数值参数

本文的湍流模型采用Realizable κ-ε 模型。与标准κ-ε 模型相比，Realizable κ-ε 湍流模型能够更好地反映发散比率，并且在逆压梯度的边界层流动、旋转流动、流动分离和二次流动等方面具有很好的应用效果。当下击暴流强风冲撞击地面以及定日镜表面时，存在流动分离和二次附着，因此，Realizable κ-ε 湍流模型更适合于本文的计算模型。利用ANSYS-Fluent 软件完成计算模型的定常数值计算，采用SIMPLE 算法对压力场和速度场进行耦合，对于动量、压力、湍动能和湍流耗散率，均采用二阶迎风格式进行离散，相应的计算参数采用默认的缺省值。此外，在定日镜的四周设置了4 个速度监测点，各监测点与定日镜中心的高度相同，并且各监测点与定日镜之间的距离与定日镜距地面的高度均相等。当各监测点速度稳定，不再随迭代次数增加而变化，且x，y 和z 轴方向速度、湍动能κ、湍流耗散率ε 和质量连续方程相对残差小于10-5时，认为数值计算结果已经收敛。

1.5 结果验证

为了验证数值模拟风场的有效性，将数值模拟得到的下击暴流风场风剖面与Hjelmfelt[14]实测数据、Letchford & Illidge[15]物理实验数据，以及Vicroy[16]和Wood & Kwok[17]经验模型进行比较，如图3 所示。图中：v/vmax为无量纲风速；z/zmax为无量纲高度。

图3 下击暴流风场风剖面有效性验证Fig.3 Validation of wind profile of downburst wind field

由图3 可以看出，本文所得的下击暴流风剖面与已有的下击暴流实测结果和试验结果一致，符合下击暴流风场的风剖面特征。

2 定日镜表面风压分布

2.1 俯仰角对风压分布特征影响

图4 当r=Djet 时，不同俯仰角条件下，定日镜迎风面的平均风压系数云图Fig.4 Cloud chart of the average wind pressure coefficient on the windward side of the heliostat at different pitching angles （r=Djet）

图4 分别为当定日镜与下击暴流风暴中心之间的径向距离r=Djet时，不同俯仰角条件下，定日镜迎风面的平均风压系数Cp，mean云图。图中：β 为定日镜的俯仰角；风速参考点选取下击暴流出口中心，参考风速Uref=Vjet=18 m/s。

图5 分别为当r=Djet时，不同俯仰角条件下，定日镜背风面的平均风压系数云图。图中：风速参考点仍选取下击暴流出口中心，参考风速仍为Uref=Vjet=18 m/s。

图5 当r=Djet 时，不同俯仰角条件下，定日镜背风面的平均风压系数云图Fig.5 Cloud chart of the average wind pressure coefficient on the leeward side of the heliostat at different pitching angles （r=Djet）

由图4，5 可知，当r=Djet时，迎风面风压分布受俯仰角影响较为明显，随着俯仰角逐渐增大，定日镜迎风面风压的峰值中心从定日镜下边缘逐渐上移，最大压力值和高压区范围也逐渐增大。值得注意的是，在俯仰角较小的工况中，定日镜迎风面上边缘存在负压分布。在背风面，随着俯仰角逐渐增大，定日镜表面的负压逐渐减小，背风面负压的谷值中心也逐渐下移，低压区的范围逐渐增大。

为了将本文的模拟结果与大气边界层近地风场中定日镜表面分布特征进行对比分析，提取定日镜表面代表性位置的平均风压系计算值与文献[18]中缩尺比为1∶30 的风洞实验所得到的常规风下定日镜表面风压的分布结果进行对比。

图6，7 分别为当r=Djet时，定日镜迎风面和背风面各测点处的平均风压系数。图中：第5 行和第8 行测点与文献[18]风洞试验中定日镜中部和顶部测点所在的位置相同。

由图6，7 可以看出，当r=Djet时，定日镜迎风面表面风压随着俯仰角的增大而增大，背风面表面风压随着俯仰角的增大而减小。当β=90°时，在下击暴流作用下，迎风面风压分布和常规风具有相似的特征，迎风面风压呈现出中间高、两边低的分布趋势，风压峰值位于定日镜中部。当β=90°时，在下击暴流作用下，背风面表面风压呈现出中间低、两边高的分布趋势；在常规风作用下，背风面表面风压则分布得相对均匀。

图6 当r=Djet 时，定日镜迎风面各测点处的平均风压系数Fig.6 Average wind pressure coefficient of each measuring point on the windward side of the heliostat （r=Djet）

图7 当r=Djet 时，定日镜背风面各测点处的平均风压系数Fig.7 Average wind pressure coefficient of each measuring point on the leeward side of the heliostat （r=Djet）

2.2 径向距离对风压分布特征影响

雷暴天气中产生的下击暴流是局部的强风事件，其作用范围比较有限，风速的分布与下沉气流冲击地面中心所在的位置密切相关，即使同一高度、不同水平位置处的下击暴流水平风速也完全不同[3]。

图8 分别为当β=60°时，不同径向距离条件下，定日镜迎风面的平均风压系数云图。

图8 当β=60°时，不同r 条件下，定日镜迎风面的平均风压系数云图Fig.8 Cloud chart of the average wind pressure coefficient on the windward side of the heliostat under different r conditions （β=60 °）

图9 分别为当β=60°时，不同径向距离条件下，定日镜迎背风面的平均风压系数云图。

由图8，9 可知，在下击暴流作用下，定日镜迎风面风压分布受r 影响较明显，随着r 逐渐增大，定日镜迎风面最大压力逐渐减小，压力峰值中心位于定日镜下部。随着r 逐渐增大，定日镜所受的负压呈现出先增大后减小的变化趋势。当r=2Djet时，定日镜表面负压较大，背风面负压的谷值中心位于定日镜的上部。

图9 当β=60°时，不同r 条件下，定日镜背风面的平均风压系数云图Fig.9 Cloud chart of the average wind pressure coefficient on the leeward side of the heliostat under different r conditions （β=60 °）

当定日镜镜面垂直于地面时，其俯仰角通常接近90°，此时也是常规风作用下定日镜具有最大受荷载面积的工况。图10，11 分别为当β=90°时，定日镜迎风面和背风面各测点处的平均风压系数。

图10 当β=90°时，定日镜迎风面各测点处的平均风压系数Fig.10 Average wind pressure coefficient of each measuring point on the windward side of the heliostat （β=90 °）

图11 当β=90°时，定日镜背风面各测点处的平均风压系数Fig.11 Average wind pressure coefficient of each measuring point on the leeward side of the heliostat（β=90 °）

由图10，11 中可知，当β=90°时，迎风面和背风面的表面风压均随着r 的增大而减小。由图7，11 可知，当β=90°时，背风面风压分布特征与β=60°时不同，这是由于在下击暴流作用下，定日镜的表面风压会同时受到r 和β 的影响。与β=90°时大气边界层近地风作用下的定日镜表面风压分布相比，下击暴流作用下的定日镜表面风压受r 影响较为显著。这是由于大气边界层内风的平均风速沿水平方向不变，而下击暴流作用下的平均风速随着r 的增加而呈现出线性增加的变化趋势，在流出距离约等于出流直径的位置处达到最大值，然后平均风速随r 的增加而减小，下击暴流在水平方向上的影响范围呈局部性。

因此，在雷暴高发地区须要重视下击暴流强风对定日镜的影响，在定日镜的设计过程中，充分考虑下击暴流和常规风条件下，定日镜表面的风压分布特征。此外，本文只对某一定日镜的各项性能进行了计算分析，在实际塔式太阳能光热发电站中，会存在不同尺寸的定日镜，且这些定日镜的风环境会受到群体的干扰效应。如何保证雷暴强风作用下定日镜场的安全、可靠，还须要开展更加深入的研究。