下击暴流强风冲击作用下定日镜风压时变特征

吉柏锋 赵进新 姜 峰 熊 倩 瞿伟廉

(1武汉理工大学道路桥梁与结构工程湖北省重点实验室， 武汉 430070)(2中山大学土木工程学院， 广州 510275)(3武汉理工大学土木工程与建筑学院， 武汉 430070)

太阳能由于其取之不尽、用之不竭的特性已经成为当今世界能源结构改革的重要方向．定日镜是塔式太阳能光热发电站的重要聚光设备，在塔式太阳能发电站的投资建设中所占的比例一般超过总投资额的1/2[1]．定日镜场一般建于野外空旷的场地，大气流动所形成的风荷载直接作用于定日镜表面，影响聚光效率和结构安全[2]．青藏高原是我国太阳能资源最丰富的地区，同时也是全球雷电活动最为活跃的地区之一[3-4]．当定日镜场处于雷暴天气下时，极易遭受雷暴强风的威胁，导致结构发生破坏．下击暴流是雷暴天气中一种常见的近地面强风，瞬时速度可达75 m/s，且其发生的时间和地点具有随机性，难以预防，对工程结构具有强致灾性[5]．此外，下击暴流受风暴移动和下沉气流变化影响，整体风场呈现出不稳定、随时间和空间变化剧烈的特点[6].相比于大气边界层风的风速沿高度单调缓慢增加，下击暴流风速可在近地面高度迅速增大至最大值，这将对安装高度普遍在10 m左右的定日镜带来远高于设计风速的强风威胁．

定日镜抗风问题是塔式太阳能光热发电技术中的研究热点．Strachan等[7]于1986—1992年间对位于美国新墨西哥州的2种不同类型定日镜开展了长达6 a的现场实测研究，获得了定日镜周围风场参数的大量数据．Terrés-Nícoli等[8]提出了一种评估定日镜上动态风载荷效应的方法，并通过风洞试验研究了由于风的湍流特性引起的定日镜风荷载的时空变化特征．Pfahl等[9]通过风洞试验研究了高宽比和雷诺数对定日镜风荷载特性的影响．Burisch等[10]设计制作了定日镜的现场实测模型并开展了风致结构应力实测试验，结果显示在较低湍流强度下实测值和理论值相差较小，但在高湍流强度(30%)下差异明显．卢春玲等[11]采用计算流体动力学方法计算了定日镜结构的平均风压系数、阻力、升力以及力矩系数．王莺歌等[12]结合试验和CFD数值模拟研究了定日镜周围流场特征、干扰效应和等效风荷载．冯煜等[13]提出将响应面模型与序列二次规划算法相结合的方法，对风场作用下产生非线性响应的定日镜结构进行轻量化设计．王延忠等[14]通过在流场与结构界面建立数据映射来实现考虑实际风载的定日镜流固耦合分析，发现受涡脱效应影响，定日镜结构上会产生较大的变形和应力．黄嵩等[15]通过风洞试验得到了作用于定日镜正反两面的风压时程数据，完成了不同镜面仰角和来流风向角条件下的结构风振响应计算，评估了定日镜结构关键部位的随机应力循环致疲劳线性累积损伤值．马瑞霞等[16]采用超级计算技术建立了定日镜群的数值模拟模型，研究了大规模定日镜群风环境特性．尹旭等[17]采用计算流体动力学方法对定日镜绕流风场的分布情况进行数值模拟，并通过模拟结果分析了定日镜绕流风场的分布特征及其产生的原因．吉柏锋等[18-19]利用计算流体动力学方法，研究了下击暴流稳态风场中不同径向距离和工作俯仰角下定日镜表面风压的分布规律，并与常规风风场中的表面风压进行了对比分析．上述针对定日镜抗风性能的相关研究主要集中于常规大气边界层近地风引起的风环境和荷载效应问题，或是下击暴流稳态风场中定日镜风效应．然而，真实下击暴流强风在形成、下沉与扩散的过程中，具有很强的瞬时特征，因此需要开展下击暴流冲击作用下定日镜风荷载效应研究，以了解下击暴流瞬态风场中定日镜表面风压分布时变特征．

本文基于计算流体动力学的方法对下击暴流瞬态风场中不同工作姿态的定日镜表面风压进行数值模拟，研究了下击暴流瞬态风场中不同时刻、不同工作俯仰角下的定日镜表面风压特征．

1 数值模型

1.1 几何模型

文献[20]指出，利用冲击射流模型对下击暴流风场进行模拟得到的风剖面与实测数据吻合良好．基于冲击射流模型的中心对称性，本文采用该模型的1/4区域进行建模．设定下击暴流风场的初始出流直径Djet=600 m，初始速度入口位置至地面的距离为2Djet，计算域的高度和宽度分别为4Djet和10Djet．采用长、宽均为10.28 m的定日镜模型，定日镜与下击暴流风暴中心的径向距离为r=1.0Djet．由于镜面厚度不超过长度的1/1 000，因此将定日镜设置为零厚度面．图1给出了下击暴流风场计算域．

图1 下击暴流风场计算域

1.2 计算网格

在距离风暴中心0.5Djet、3.0Djet和6.0Djet处将计算域进行分块划分网格，通过interface边界条件连接相邻计算域形成非一致网格．4块计算域近壁面的首层网格高度分别为0.05、0.1、0.3、0.8 m．为提高定日镜周围区域的计算精度，将其嵌套在一个小长方体流域内，对该流域网格进行加密．由于不同时刻太阳入射角不同，定日镜在工作时需要不断改变工作俯仰角以实现较好的聚光效率，针对俯仰角的差异采取相应的网格划分方式．当俯仰角β=90°时，对包含定日镜的嵌套小长方体流域采取六面体结构化网格的划分方式；当β=30°，60°时，对包裹定日镜的嵌套小长方体流域采取非结构化网格的划分方式．图2为β=90°时计算域的网格划分情况，网格总数为8.18×106．

图2 下击暴流风场计算网格

1.3 计算参数

下击暴流风场初始出流速度vjet=18 m/s，速度入口和压力出口采用一致的湍流条件：湍流强度为1%，水力直径为600 m．对称面设置为对称模式，滑移壁面的剪应力设置为零．选用标准壁面函数，加密近壁面网格，使第1层网格质心到壁面的无量纲距离控制为30～70，满足该函数的要求．由于下击暴流冲击定日镜的过程中存在流动分离现象，湍流模型选择Realizablek-ε模型，该模型能够提供旋流修正，对旋转流动、流动分离的预测更为准确．采用SIMPLEC算法求解压力和速度的耦合方程，该方法相比SIMPLE算法收敛速度更快．离散格式采用二阶迎风格式．将库朗数控制为0.5，以确定不同计算工况的时间步长．在定日镜四周设置多个速度监测点，在计算过程中监测速度随时间的变化.计算时步内的收敛准则为动量、湍动能、湍流耗散率和质量连续方程的相对残差均小于 1×10-5．

1.4 下击暴流风场的有效性验证

为验证下击暴流风场的有效性，将数值模拟得到的风剖面与文献[21-24]中的数据进行比较，结果见图3．图中，v为测点速度；vmax为速度最大值；z为测点高度；zmax为速度最大值所对应的高度；横坐标v/vmax表示无量纲风速；纵坐标z/zmax表示无量纲高度．由图可知，基于本文模型得到的风剖面与文献[21-24]结果基本吻合，从而验证了下击暴流风场的有效性．

图3 下击暴流风场的有效性验证

2 定日镜风压分布时变特征

由于本文着重研究定日镜在下击暴流冲击过程中的表面风压特性，因此选取从下击暴流接近定日镜到远离定日镜的时间段(下击暴流冲击时间t=90～138 s)进行分析．

2.1 迎风面风压

平均风压系数Cp,m定义如下：

(1)

式中，p、p0分别为测点和风速参考点处的压力值；ρ=1.225 kg/m3为空气密度；vref为风速参考点处的风速.风速参考点选取为下击暴流出口中心，因此vref等于下击暴流初始出流速度vjet.

下击暴流冲击过程中，不同工作俯仰角β下定日镜迎风面各时刻风压云图见图4～图6.由图可知，伴随下击暴流的冲击过程，无论处于小俯仰角β=30°还是大俯仰角β=90°，定日镜迎风面风压均经历先增大后减小的变化过程.究其原因在于，下击暴流在形成扩散的过程中，近地面风速先急剧增大，在距风暴中心径向距离约为1倍出流直径位置处达到峰值，随后开始逐渐减小．同一时刻定日镜在3种典型俯仰角下的迎风面风压峰值基本相同，但峰值点位置随着俯仰角的增加逐渐向上移至镜面中心．在相同的风压系数定义下，文献[19]中下击暴流稳态风场中的定日镜迎风面风压系数峰值为1.0，而在下击暴流瞬态风场中的定日镜迎风面风压系数峰值可达1.4．这是因为下击暴流冲击地面到消散的过程中近地面最大风速出现在主涡开始脱落且紧贴地面处次生涡产生的时刻，受主涡的负压力影响，边界层气流产生了分离和重新附着过程.在此过程中，次涡产生，且与主涡方向相反，主涡和次涡的展开过程对风场的径向速度起到加速作用[5]．由此表明，在评估下击暴流对定日镜风致效应时，应考虑下击暴流强风的非平稳特征．

(a) t=90 s

(a) t=90 s

(a) t=90 s

2.2 背风面风压分布

下击暴流冲击过程中，不同工作俯仰角的定日镜背风面各时刻风压云图见图7～图9.由图可知，定日镜背风面所受压力为负压，高压区域位于镜面中部两侧，随着冲击过程的演变，高压区域范围先增大后减小，逐渐向镜面中心扩展.与迎风面风压类似，背风面负压也表现为先增大后减小的时变特征，且比迎风面正压力提前达到压力峰值.同一时刻下定日镜背风面高压区范围随俯仰角的增大逐渐减小，低压区范围逐渐增大，缓慢向定日镜中心移动，风压系数从1.8减小到1.0，呈由大到小变化特征，即小俯仰角工作姿态下定日镜背风面遭受更大的负压作用.

(a) t=90 s

(a) t=90 s

(a) t=90 s

由此可知，在下击暴流瞬态风场中，定日镜的表面风压表现出强时变性特征，不同时刻的表面风压存在较大差异．通过与文献[19]中下击暴流稳态风场中定日镜的表面风压对比发现，定日镜所遭受的迎风面最大瞬时正压力和背风面最大瞬时负压力均比稳态风场中的峰值压力更大．在定日镜小俯仰角工作姿态下，常规风场中定日镜迎风面和背风面风压均较小，故设计中通常将小俯仰角状态作为一种强风避险姿态.然而，在下击暴流强风作用下定日镜迎风面风压较小，但是背风面可能遭受更大负压力，故在现行的定日镜抗风设计中采用的小俯仰角避险姿态并不完全适用于考虑下击暴流强风作用的情况．此外，下击暴流作为一种强度大、时间短的雷暴强风，其近地面风场强度受下击暴流形成、扩散和消退过程影响明显，这也是引起瞬态下击暴流风场中定日镜表面风压时变特征的根本原因．本文仅选取了某一特定型式的定日镜进行了分析讨论，在塔式太阳能光热发电站中会存在不同尺寸和形状的定日镜型式，且处于大规模定日镜场中的存在风荷载群体干扰效应.根据文献[5]，实际下击暴流比理想下击暴流风场更加复杂，是影响定日镜安全性的重大威胁．因此，下一步研究中需要依据定日镜场所在地的气象资料得到驱动下击暴流风场模拟的实际参数，研究下击暴流作用下不同定日镜型式在单镜和镜群环境中的安全性问题.

3 结论

1) 受到下击暴流形成扩散过程引起的近地面风场变化影响，在下击暴流的冲击作用下无论定日镜处于何种工作姿态，迎风面和背风面风压都表现为先增大后减小的时变特征，背风面比迎风面提前达到压力峰值，且迎风面和背风面瞬时峰值压力均明显大于稳态风场中的相应峰值压力．

2) 同一时刻定日镜迎风面正压峰值中心随着俯仰角的增大逐渐向上移至镜面中心，风压峰值基本相同；定日镜背风面峰值中心随俯仰角增大逐渐向两侧水平偏移，风压峰值逐渐减小．

3) 在小俯仰角工作姿态下定日镜背风面会遭受更大的负压作用，现行的定日镜抗风设计中采用的小俯仰角避险姿态并不完全适用于考虑下击暴流强风作用的状况．