吉柏鋒， 趙進新， 魏祎博， 牛剛剛， 羅志楊

（1.武漢理工大學 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 土木工程與建筑學院， 湖北 武漢 430070； 3.中南建筑設計院股份有限公司， 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、暴雨等強災害現(xiàn)象[3]。 雷暴下?lián)舯┝鳁l件下的平均風速大于17.9 m/s， 瞬時風速高達75 m/s，堪比臺風。 由于雷暴發(fā)生的時間、地點具有隨機性，難以預防，因此，對于整個雷暴高發(fā)地區(qū)的工程結(jié)構(gòu)，應采取一定措施，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)電站設計標準》和《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》中沒有關于下?lián)舯┝鲝婏L這種特殊致災荷載的設計依據(jù)[6]，[7]。 因此，開展定日鏡結(jié)構(gòu)的抗下?lián)舯┝鲝婏L性能研究具有重要意義。

定日鏡抗風性能一直是塔式太陽能光熱發(fā)電研究領域的熱點問題。 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6 a 的現(xiàn)場實測研究，獲得定日鏡周圍風場參數(shù)的大量數(shù)據(jù)， 并對定日鏡在風荷載作用下的性能進行了評估。 Pfahl[9]通過風洞試驗分析了不同雷諾數(shù)下定日鏡的風荷載特性， 發(fā)現(xiàn)定日鏡的風壓系數(shù)并沒有明顯的雷諾數(shù)效應。 黃嵩[10]通過風洞試驗測得了分布于鏡面的脈動風荷載， 并分析了不同水平風向角和不同鏡面仰角下的定日鏡整體結(jié)構(gòu)風振響應， 發(fā)現(xiàn)當水平風向角和鏡面仰角均為0°時，順風向鏡面振動明顯。馬瑞霞[11]分析了在典型來流風向條件下，定日鏡群所在區(qū)域（大氣邊界層）的風速和風壓分布情況， 發(fā)現(xiàn)改變流場方向?qū)Χㄈ甄R群的風速和風壓的分布影響較為明顯。 尹旭[12]利用數(shù)值模擬技術對定日鏡的繞流風場進行了數(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端近地面之間產(chǎn)生了大范圍高風速區(qū)域。

綜上可知，目前，定日鏡抗風研究大多針對常規(guī)大氣邊界層近地風。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的威脅。因此，本文采用計算流體動力學方法對下?lián)舯┝黠L場， 以及不同工作俯仰角條件下的定日鏡表面風壓進行了數(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壓分布特征， 并將模擬結(jié)果與大氣邊界層近地風作用下的表面風壓特性進行了對比分析。

1 計算模型

1.1 幾何模型

目前， 在結(jié)構(gòu)風工程領域進行下?lián)舯┝鲾?shù)值模擬的主要依據(jù)為2 個基本的風場模型： 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 進行模擬計算。下?lián)舯┝黠L場的計算域如圖1 所示。

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

設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)電效率達到最大值。 為了研究定日鏡與下?lián)舯┝黠L暴中心之間的徑向距離， 以及工作俯仰角對定日鏡表面風壓分布特征的影響，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°），設計出了9 種計算工況，并在這9 種工況下進行數(shù)值模擬。

1.2 邊界條件

對于定日鏡表面和地面， 采用標準壁面函數(shù)進行設定；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)面設置為對稱邊界條件。

1.3 計算網(wǎng)格

本文將風場分成了多個區(qū)域， 采用非一致網(wǎng)格對各區(qū)域分別進行劃分， 并通過設置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，遠離速度入口區(qū)域的網(wǎng)格數(shù)適當減少。此外，在地面處設置近壁面邊界層網(wǎng)格， 使得壁面無量綱網(wǎng)格高度為30～70， 滿足標準壁面函數(shù)對近壁面網(wǎng)格的要求。

圖2 為當r=Djet，β=90°時，下?lián)舯┝黠L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。與標準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用效果。 當下?lián)舯┝鲝婏L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，均采用二階迎風格式進行離散，相應的計算參數(shù)采用默認的缺省值。此外，在定日鏡的四周設置了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)值模擬風場的有效性， 將數(shù)值模擬得到的下?lián)舯┝黠L場風剖面與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)驗模型進行比較，如圖3 所示。圖中：v/vmax為無量綱風速；z/zmax為無量綱高度。

圖3 下?lián)舯┝黠L場風剖面有效性驗證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場的風剖面特征。

2 定日鏡表面風壓分布

2.1 俯仰角對風壓分布特征影響

圖4 當r=Djet 時，不同俯仰角條件下，定日鏡迎風面的平均風壓系數(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 分別為當定日鏡與下?lián)舯┝黠L暴中心之間的徑向距離r=Djet時，不同俯仰角條件下，定日鏡迎風面的平均風壓系數(shù)Cp，mean云圖。 圖中：β 為定日鏡的俯仰角； 風速參考點選取下?lián)舯┝鞒隹谥行模瑓⒖硷L速Uref=Vjet=18 m/s。

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

圖5 當r=Djet 時，不同俯仰角條件下，定日鏡背風面的平均風壓系數(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r=Djet時，迎風面風壓分布受俯仰角影響較為明顯，隨著俯仰角逐漸增大，定日鏡迎風面風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，定日鏡迎風面上邊緣存在負壓分布。在背風面，隨著俯仰角逐漸增大，定日鏡表面的負壓逐漸減小，背風面負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場中定日鏡表面分布特征進行對比分析， 提取定日鏡表面代表性位置的平均風壓系計算值與文獻[18]中縮尺比為1∶30 的風洞實驗所得到的常規(guī)風下定日鏡表面風壓的分布結(jié)果進行對比。

圖6，7 分別為當r=Djet時， 定日鏡迎風面和背風面各測點處的平均風壓系數(shù)。圖中：第5 行和第8 行測點與文獻[18]風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r=Djet時，定日鏡迎風面表面風壓隨著俯仰角的增大而增大， 背風面表面風壓隨著俯仰角的增大而減小。當β=90°時，在下?lián)舯┝髯饔孟拢?迎風面風壓分布和常規(guī)風具有相似的特征，迎風面風壓呈現(xiàn)出中間高、兩邊低的分布趨勢， 風壓峰值位于定日鏡中部。 當β=90°時，在下?lián)舯┝髯饔孟?，背風面表面風壓呈現(xiàn)出中間低、兩邊高的分布趨勢；在常規(guī)風作用下，背風面表面風壓則分布得相對均勻。

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

圖7 當r=Djet 時，定日鏡背風面各測點處的平均風壓系數(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事件，其作用范圍比較有限，風速的分布與下沉氣流沖擊地面中心所在的位置密切相關，即使同一高度、不同水平位置處的下?lián)舯┝魉斤L速也完全不同[3]。

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

圖8 當β=60°時，不同r 條件下，定日鏡迎風面的平均風壓系數(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β=60°時， 不同徑向距離條件下，定日鏡迎背風面的平均風壓系數(shù)云圖。

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

圖9 當β=60°時，不同r 條件下，定日鏡背風面的平均風壓系數(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β=90°時，定日鏡迎風面和背風面各測點處的平均風壓系數(shù)。

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

圖11 當β=90°時，定日鏡背風面各測點處的平均風壓系數(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β=90°時，迎風面和背風面的表面風壓均隨著r 的增大而減小。 由圖7，11 可知，當β=90°時，背風面風壓分布特征與β=60°時不同，這是由于在下?lián)舯┝髯饔孟?，定日鏡的表面風壓會同時受到r 和β 的影響。 與β=90°時大氣邊界層近地風作用下的定日鏡表面風壓分布相比， 下?lián)舯┝髯饔孟碌亩ㄈ甄R表面風壓受r 影響較為顯著。 這是由于大氣邊界層內(nèi)風的平均風速沿水平方向不變， 而下?lián)舯┝髯饔孟碌钠骄L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到最大值，然后平均風速隨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對定日鏡的影響，在定日鏡的設計過程中，充分考慮下?lián)舯┝骱统Ｒ?guī)風條件下， 定日鏡表面的風壓分布特征。此外，本文只對某一定日鏡的各項性能進行了計算分析， 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，且這些定日鏡的風環(huán)境會受到群體的干擾效應。 如何保證雷暴強風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?定日鏡表面的風壓分布特征，分析了下?lián)舯┝髯饔孟拢ㄈ甄R與下?lián)舯┝黠L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壓分布的影響， 并將計算結(jié)果與大氣邊界層近地風作用下定日鏡表面風壓的分布特征進行比較，得到如下結(jié)論。

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

②在下?lián)舯┝髯饔孟拢S著俯仰角逐漸增大，定日鏡迎風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；定日鏡背風面負壓逐漸減小， 背風面負壓的谷值中心逐漸下移。

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