下击暴流冲击作用下定日镜风环境数值模拟

吉柏锋，赵进新，姜峰

（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.中山大学土木工程学院，广东广州 510275；3.武汉理工大学土木工程与建筑学院，湖北 武汉 430070）

0 引言

根据国际能源署（IEA）预测，到2050年太阳能发电将满足全球电力总需求的27%，其中太阳能热发电将提供11%的电力[1]。在塔式太阳能发电系统中，定日镜的稳定问题极大地影响发电的高效性和安全性。实际工况下，定日镜场一般位于野外开阔平坦的场地上，极易受到强风作用的侵袭，风荷载是影响其稳定性的主要因素之一[2]。早在20世纪60年代，国内外学者就已经开始对定日镜的抗风性能进行研究。Sment J[3]通过现场实测的方式，对定日镜场中4 m和7 m高度处的风场特性进行了研究。Pfahl A[4]通过风洞试验，测得了定日镜在不同高宽比和雷诺数下的风荷载系数。马瑞霞[5]依托国家级超级计算中心分析出定日镜群在大气边界层近地风作用下的周围风场特性。尹旭[6]基于计算流体动力学方法分析了定日镜绕流风场的分布特征及产生原因。

综上，已有的定日镜抗风研究主要是基于大气边界层近地风。我国是下击暴流发生的高频国家，全国各地均存在发生下击暴流的可能性[7]。下击暴流多产生于雷暴天气环境中，其瞬时风速可超过60 m/s，是一种生成于地面或近地面附近并且极具突发性和破坏性的强下沉气流[8]。这种强风作用会对其范围内的结构造成很大的影响。吉柏锋[9]通过数值模拟，对比分析了下击暴流稳态风场和常规风场中定日镜表面的风压分布特征的不同，但实际上，下击暴流在形成、下沉和扩散过程中，风速具有很强的瞬态特征，在下击暴流冲击地面并沿地面扩展整个过程中，定日镜的受力特性变化大。本文基于计算流体动力学方法，研究分析了下击暴流瞬态风场中不同俯仰角下的定日镜周围风环境时变特性，为提高定日镜在下击暴流风场中的稳定性提供设计依据。

1 数值模型

1.1 几何模型

近来年，一系列实验结果表明，利用冲击射流模型对下击暴流进行数值模拟，得到的结果与实测数据吻合良好[10]。因此，本文采用三维对称的冲击射流模型，利用其中心对称性，选取冲击射流模型的四分之一区域作为计算域，设定下击暴流风场的初始出流速度Vjet=18 m/s，初始出流直径Djet=600 m，初始速度入口位置到地面的距离为2Djet，计算域高度和径向长度分别为4Djet和10Djet，计算域如图1所示。Wu[11]发现定日镜的风载效应受面板之间的间隙影响较小，因此本文选取长宽均为10.28 m的整块面板作为定日镜模型。定日镜与下击暴流风暴中心的径向距离为1Djet。

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

1.2 计算网格

为获得较好的网格质量和计算效率，对整个计算域网格进行分块划分，近地面及定日镜周围的区域网格相对密集，远离地面和定日镜的区域网格相对稀疏。不同流域交界面的边界条件定义为Interface，保证不同流域之间数据共通。采用混合网格划分的方法，将定日镜嵌套在一个较小的长方体流域中，定日镜绕自身水平中心轴转动，以追踪太阳光，获得较好的聚光效率。当俯仰角β=90°时，采取六面体结构化网格对包裹定日镜的嵌套小体流域进行网格划分；当β=30°，45°，60°时，采取非结构化网格对包裹定日镜的嵌套小体流域进行网格划分。图2为β=90°时下击暴流风场的计算网格，网格总体数量为818万。

图2 下击暴流风场计算网格Fig.2 Calculation grid of downburst wind field

1.3 边界条件

速度入口和压力出口设置的边界条件一致：湍流强度为1%，水力直径为600 m。出流速度Vjet=18 m/s，采用标准壁面函数进行计算，控制壁面Y+值为30～70，满足标准壁面函数条件。对称面设置为Symmetry，滑移壁面设置为零剪应力。

1.4 计算参数

利用CFD程序Fluent 16.0完成对控制方程的求解，下击暴流冲击定日镜的过程存在流动分离和二次附着现象，Realizable k-ε湍流模型在流动分离和二次流的复杂流动计算中表现更佳，因此湍流模型采用基于各向异性的Realizable k-ε湍流模型，压力和速度的耦合方式采用SIMPLEC，离散格式采用截断误差较小的二阶迎风格式。距离定日镜四周4 m位置处设置4个速度监测点，当各个监测点速度不再随迭代次数增加而变化，且x，y和z动量，湍动能k、湍流耗散率ε、和质量连续方程相对残差小于1.0×10-5，则可判定计算收敛。根据计算不同工况下的计算网格，通过控制库朗数（Courant Number）为0.5，来确定各计算工况时间步长。

1.5 有效性验证

为验证下击暴流风场数值模拟结果的有效性，将本文数值模拟得到的风剖面与Hjelmfelt[12]和Letchford[13]的实验数据、Vicory[14]和Wood[15]的模型数据进行对比，结果如图3所示。

图3 下击暴流风剖面有效性验证Fig.3 Validity verification of downburst wind profile

图中：v/vmax为无量纲风速；z/zmax为无量纲高度。根据图3可知，本文模拟下击暴流风剖面数据与已有实测和物理实验的数据吻合良好。

2 定日镜周围风环境

通过改变定日镜的俯仰角（β=30°，45°，60°，90°），研究俯仰角变化对其周围风环境时变特性的影响。选用最不利风向角，即来流正对定日镜表面。在下击暴流冲击过程中，当t=90～114 s时，气流到达定日镜表面并迅速发展，t=114～126 s时，风速达到最大值且基本稳定，t=126～138 s时，气流逐渐离开定日镜且开始衰弱。选取从下击暴流到达至离开定日镜的时段（t=90～138 s）进行研究。

2.1 定日镜绕流风速

图4为β=30°时不同时刻下定日镜周围的风速云图。其中参考风速Uref=Vjet=18 m/s，定义U/Uref为速度的无量纲数。

图4 下击暴流冲击过程中β=30°时定日镜周围的风速云图Fig.4 Wind velocity contours around the heliostat during downburst impact atβ=30°

由图4可知，当β=30°时，t=90～114 s（即下击暴流的发展期）定日镜周围风速急剧增加，高速流域位于定日镜下方和左右两侧，峰值区域的范围呈现先减小后增大的变化特征，谷值区域的范围先增大后减小，且变化幅度较小；t=114～126 s下击暴流风速达到峰值并保持相对稳定，峰值区域和谷值区域范围变化不明显；当t=126～138 s（即下击暴流的衰弱期）定日镜周围风速迅速减小，峰值区域范围减小，但谷值区域范围无显著变化。

图5为β=45°时，不同时刻下定日镜周围风速云图。由图5可知，当β=45°时，在下击暴流的发展期，定日镜周围U/Uref峰值迅速增大至1.5，不同位置的高峰值区域范围变化有较大差别，左右两侧先略微减小后迅速增大，下方未发生显著变化，而上方逐渐出现了大范围峰值区域。当下击暴流发展到顶点时，定日镜周围风速保持基本稳定，上下方的风速峰值较左右两侧略大，峰值区域和谷值区域范围基本不变；当下击暴流进入衰弱期，定日镜周围风速骤减，峰值区域范围减小，谷值区域范围略增。

图5 下击暴流冲击过程中β=45°时定日镜周围的风速云图Fig.5 Wind velocity contours around the heliostat during downburst impact atβ=45°

图6为β=60°时，不同时刻下定日镜周围的风速云图。

图6 下击暴流冲击过程中β=60°时定日镜周围的风速云图Fig.6 Wind velocity contours around the heliostat during downburst impact atβ=60°

由图6可知：当β=60°时，在下击暴流的发展期，定日镜周围峰值迅速增大至1.4，左右方的峰值区域范围先减小后急剧变大，但上下方的峰值区域范围呈现先增大后减小的特点，后方的谷值区域范围明显增大；下击暴流发展至顶点后，定日镜周围风速峰值基本保持稳定；当下击暴流开始衰弱，定日镜周围风速峰值急剧减小，峰值区域和谷值区域范围也随之减小。

图7为β=90°时，不同时刻下定日镜周围的风速云图。

图7 下击暴流冲击过程中β=90°时定日镜周围的风速云图Fig.7 Wind velocity contours around the heliostat during downburst impact atβ=90°

由图7可知，当β=90°时（即定日镜与地面垂直），伴随下击暴流的演变，定日镜周围风速在气流发展期急剧增大，峰值区域和谷值区域范围也迅速增加；在下击暴流发展到顶点时，定日镜周围U/Uref峰值保持在1.4，峰值区域范围基本保持稳定，谷值区域范围发生较大程度的减小；随着下击暴流进入衰弱期，定日镜周围风速峰值开始骤减，峰值区域范围减小，谷值区域范围变化不大。

在下击暴流的演变过程中，不同俯仰角的定日镜绕流风速均表现为先增大后减小的变化特征。这种现象是由下击暴流特性引起的，下击暴流在冲击地面的过程中，水平风速先增大，在距离风暴中心r=1Djet左右的位置上达到峰值，随后开始衰弱。在下击暴流冲击定日镜的同一时刻下，β越大，定日镜周围的峰值区域和谷值区域范围越大，这是因为气流通过定日镜时发生钝体绕流现象，来流遭到定日镜阻碍后，加速从左右两侧通过，在其两侧形成高流速区域，后方形成低流速区域，当β增大，定日镜迎风面范围增大，对来流的阻碍作用增强，钝体绕流现象更为显著。值得注意的是，当定日镜处于小俯仰角状态时，上方无峰值区域，但下方的峰值区域范围最大，因此小俯仰角状态定日镜下方的危险程度较高。

2.2 定日镜绕流风场特性

图8～11分别为β=30°，45°，60°，90°时，不同时刻下定日镜周围的流线图。

图8 下击暴流冲击过程中β=30°时定日镜周围的流线图Fig.8 Streamline around the heliostat during downburst impact atβ=30°

图9 下击暴流冲击过程中β=45°时定日镜周围的流线图Fig.9 Streamline around the heliostat during downburst impact atβ=45°

图10 下击暴流冲击过程中β=60°时定日镜周围的流线图Fig.10 Streamline around the heliostat during downburst impact atβ=60°

图11 下击暴流冲击过程中β=90°时定日镜周围的流线图Fig.11 Streamline around the heliostat during downburst impact atβ=90°

当β=30°时，在下击暴流冲击作用下，流体从定日镜下部绕流至背后，在其后方产生一个竖向涡流，且其规模和密度在下击暴流的冲击过程中未发生显著变化。当β=45°时，随着冲击过程的演变，定日镜后方竖向涡流数量增加到两个，这是由于定日镜对来流的阻碍作用随俯仰角的增大而增强，流体从定日镜上部和下部绕流至背后，在其后上方和后下方分别形成一个竖向涡流，两个涡流的规模与流线密度均在下击暴流发展期增大，在下击暴流发展至顶点后保持不变，之后随下击暴流的衰弱而逐渐减小；当定日镜处于大俯仰角时，定日镜后方两个竖向涡流规模和密集程度都同样呈现出先增大后减小的趋势，在t=114 s时，上方涡流被拉伸的程度最大，逐渐向定日镜表面靠拢。不同俯仰角的定日镜周围流线图进行对比，可以得出在下击暴流冲击过程的同一时刻下，定日镜后方涡流数量随着俯仰角的增大先增加至两个后保持不变，规模随俯仰角的增大而增大。

在下击暴流冲击定日镜的过程中，由于下击暴流风场的时变性，定日镜周围的风环境表现出很强的瞬时特征，与大气边界层近地风冲击定日镜相比[8]，当定日镜处于镜面清洗状态时，下击暴流冲击作用下的瞬时峰值风速明显比大气边界层近地风大，因此下击暴流对定日镜有更大的威胁性。此外，本文只对一种特定的定日镜型式进行研究，实际情况中会用到各种类型的定日镜，因此想要解决定日镜在下击暴流风场中的稳定性问题，还需要进一步的研究。

3 结论

本文研究了下击暴流冲击过程中塔式太阳能定日镜周围的风环境，得到了4种工作俯仰角下定日镜周围瞬时状态下的绕流风场特性并进行对比分析，主要结论如下。

①当定日镜处于四种代表性俯仰角时，在下击暴流冲击过程中，其周围风速呈现出先增大后减小的趋势，在下击暴流发展到最大强度时达到风速峰值，风速峰值和谷值区域的范围随着下击暴流的演变先增大后减小。

②在下击暴流冲击过程中，随定日镜俯仰角增大，风速峰值无明显变化，定日镜周围环境风速的峰值和谷值区域范围明显增大，定日镜背后涡的影响范围也逐渐增大。当定日镜处于小俯仰角时，镜面上方的高流速区域范围可忽略不计，而下方的狭缝高流速区域范围很大，威胁程度高。

③下击暴流冲击过程中，俯仰角对定日镜周围绕流风场的时变特征影响较大。当定日镜处于小俯仰角时，定日镜后方的涡随下击暴流冲击过程的演变其影响范围未发生显著变化，风环境相对稳定；当俯仰角增大，随着下击暴流冲击过程的演变涡数量由1个增加至2个，影响范围先增大后减小，周围风场的复杂性提高。