數值模擬技術在定日鏡風載荷計算中的應用

程　松

上海電氣集團股份有限公司 中央研究院　上海　200070

數值模擬技術在定日鏡風載荷計算中的應用

程松

上海電氣集團股份有限公司 中央研究院上海200070

利用Fluent流體動力學仿真軟件對風場中的定日鏡模型進行數值模擬計算，得到反射鏡面上的平均風壓因數及風壓分布，并與風洞試驗結果進行對比和分析。通過對比分析確認，數值模擬得到的定日鏡風壓因數與風洞試驗結果一致，表明數值模擬技術可以用于定日鏡風載荷計算。

數值模擬；定日鏡；風載荷；計算；應用

1　研究背景

在太陽能熱利用的各種方式中，塔式太陽能熱發(fā)電技術代表了規(guī)?；锰柲艿陌l(fā)展趨勢，是太陽能熱發(fā)電技術的制高點。在塔式太陽能熱發(fā)電系統(tǒng)中，定日鏡場實現太陽輻射能的聚集，是整個系統(tǒng)的主要組成部分。在西班牙、美國等發(fā)達國家，塔式太陽能熱發(fā)電技術已經應用于多個商業(yè)化運營項目。目前，大規(guī)模推廣塔式太陽能熱發(fā)電技術的主要障礙之一是較高的建設成本?；鹆Πl(fā)電站的建設成本一般小于1萬元/kW，而塔式太陽能熱發(fā)電站的建設成本超過2萬元/kW[1]。在塔式太陽能熱發(fā)電站中，定日鏡場由幾千至幾萬臺定日鏡單元組成。在已建成的塔式太陽能熱發(fā)電站中，定日鏡場投資占總投資的50%以上[2]，是電站建設投資的主體部分?？梢?，對定日鏡的單體成本控制有助于降低塔式太陽能熱發(fā)電系統(tǒng)的投資成本，提高大規(guī)模利用塔式太陽能熱發(fā)電技術的可行性。

降低機械裝置的成本是定日鏡整機成本控制最直接和最有效的方式。對定日鏡進行成本控制時，必須合理確定定日鏡的機械載荷參數，為定日鏡的結構優(yōu)化提供合理約束。由于定日鏡通常工作于野外環(huán)境中，整體呈T形結構，并采用平板結構反射太陽入射光，因此風載荷是定日鏡的主要設計載荷。在建筑結構設計中，結構的風載荷體形因數通常通過風洞試驗方法確定。雖然風洞試驗方式具有較高的可信度，但這種方法成本高昂，而且試驗周期長。隨著計算機技術和信息技術的快速發(fā)展，通過數值計算方法確定建筑結構的風載荷體形因數具有了可能性。

為了確定定日鏡鏡面的風壓分布和平均風壓因數，筆者應用Fluent數值模擬軟件進行定日鏡某一姿態(tài)時的風載荷計算，并將計算結果與風洞試驗結果進行比較，確認數值模擬方法能適用于定日鏡的風載荷計算。

2　計算域確定及網格劃分

筆者的研究對象為定日鏡，結構呈T形，上部設置平面反射玻璃。反射面呈矩形，用以將太陽輻射能反射到鏡場的指定位置。定日鏡外形結構如圖1所示，寬為1.4m，高為0.8m，離地0.2m，反射玻璃厚度為4mm。

圖1　定日鏡外形結構

在流體動力學計算中，計算域一般是立方體，并需要有足夠的空間尺寸，以確保足夠的精度。為了保證流體計算域中空間結構堵塞度小于5%，筆者將計算域確定為入口方向深度5.7m，出口方向深度17.1m，兩側壁方向寬度5.7m，底部與頂部之間距離4m，流體計算域如圖2所示。

圖2　流體計算域示意圖

在正常工況下，定日鏡反射面豎直放置，支撐結構將承受最大的風載荷。定日鏡豎直放置姿態(tài)如圖3所示[3]。

圖3　定日鏡豎直放置姿態(tài)

流體計算域網格的劃分存在一個矛盾： 從提高計算精度的目標出發(fā)，需要將計算域進行密集劃分；而從提高計算速度的目標出發(fā)，需要將計算域進行較稀疏的劃分[4]。在確保一定計算精度的前提下，加快計算速度，采用混合網格劃分方式，在靠近定日鏡結構的區(qū)域使用加密網格，而在其它外部區(qū)域則采用較為稀疏的網格，兩個區(qū)域之間逐步過渡，以保證定日鏡區(qū)域可得到較為精確的計算解。筆者應用Gambit軟件進行網格劃分，采用網格間隔計數功能[5]，設置網格密度從定日鏡位置的密集狀向四周的稀疏狀逐漸過渡。計算域網格劃分如圖4、圖5所示，網格數為163612。

圖4　計算域整體網格劃分

圖5　計算域去除大氣后網格劃分

3　湍流模型控制與邊界條件設定

大氣環(huán)境下的近地風在風洞試驗中被認為是一種不可壓縮的湍流流動，通?？刹捎梅蛛x式求解器進行計算。

由于定日鏡反射面區(qū)域的近地風含有大量湍流，因此筆者使用標準k-ε湍流模型進行湍流計算。這一模型是從試驗中總結出的一個半經驗公式，是目前使用最廣泛的湍流模型，在湍流動能k方程的基礎上，再引入湍動耗散率ε。這一模型假設流動為完全湍流，分子黏性不考慮，計算量小，收斂速度快，特別適合于繞流、邊界層流動或有部分回流的問題。

近地風與地面之間會產生摩擦力，由于這個摩擦力的存在，靠近地面處的風速將受到削弱，且摩擦力的影響隨高度的增加而逐步減弱。當超過某一特定高度時，地面摩擦力的作用對風速的影響極小，可以忽略不計。這個高度稱為大氣邊界層厚度，一般為300～500m。根據我國國家標準[6]，大氣邊界層以內各高度的風速采用指數型梯度風速，其表達式為：

v(z)/vb=(z/b)α

(1)

式中：z為高度，m；v(z)為高度z處的風速，m/s；b為標準高度，按照我國國家標準，b=10m；vb為標準高度b處的風速，m/s；α為地面粗糙度指數，根據我國國家標準，鄉(xiāng)村等B類地貌下α=0.15。

定日鏡計算域的出口條件采用完全發(fā)展的流出邊界條件。計算域的頂部和側壁采用對稱邊界條件，等價于黏性流動中的自由滑移壁面。定日鏡反射玻璃表面和地面的邊界條件均采用無滑移壁面條件。

關于定日鏡計算域的入口條件，根據式(1)，在Fluent中采用自定義函數對入口風速邊界條件進行自定義，在標準高度10m處的基本風速為 8m/s。

4　結果分析

定日鏡面平均風壓因數指定日鏡表面任意一點的風壓與參考點處平均風壓的比值，表征風載荷對定日鏡表面任意一點作用力的相對大小。根據流體動力學實踐經驗，相似體形的結構具有基本一致的平均風壓因數分布趨勢。參考點可以取某一高度處的平均風速，實際筆者取定日鏡的中心點高度0.6m。平均風壓因數Cp的定義式[7]為：

Cp=2p/(ρV2)

(2)

式中：ρ為標準大氣密度,kg/m3,ρ=1.225kg/m3；V為參考點高度的風速，m/s，根據式(1)，V=5.246m/s；p為定日鏡反射表面任意一點的風壓值，Pa。

經過Fluent軟件1000次數值迭代計算后，定日鏡迎風面和背風面的平均風壓因數分布如圖6所示。

圖6　定日鏡平均風壓因數分布圖

目前有關結構表面風壓的研究多集中于高層、大跨度、低矮房屋等結構，對于定日鏡這種體形結構的風洞試驗數據較少，可檢索到的部分公開試驗數據有我國湖南大學和美國Sandia實驗室進行的風洞試驗。湖南大學風洞試驗中，定日鏡模型呈矩形，高為1.2m，寬為0.9m，與筆者的定日鏡樣機幾何尺寸相近。根據流體動力學的相似理論，兩者定日鏡的表面有基本相似的風壓因數分布趨勢。在湖南大學定日鏡模型風洞試驗中[8]，定日鏡的仰角和風向角都為0°，即反射面呈豎直姿態(tài)，這時定日鏡模型的平均風壓因數分布如圖7所示。

圖7　湖南大學風洞試驗定日鏡平均風壓因數分布圖

以下對圖6與圖7進行對比分析。

(1) 兩者的迎風面和背風面平均風壓因數分布趨勢一致。

(2) 定日鏡的迎風面平均風壓因數呈現正壓分布現象，背風面呈現負壓分布現象。

(3) 定日鏡的迎風面平均風壓因數在同一高度位置呈現中間大，且中間向兩邊遞減的現象。迎風面的最大風壓位置不是定日鏡的中心點，而是位于定日鏡中心的上部。迎風面的最小風壓位置位于定日鏡的四個邊角及下邊沿。

(4) 背風面絕對值最小的負壓區(qū)域位于定日鏡中心的上部和鏡面邊緣，而在背風面兩側附近形成了絕對值較大的負壓分布帶。

(5) 定日鏡背風面的平均風壓因數分布相比迎風面更復雜，這是由于氣流在定日鏡的反射面邊沿發(fā)生分離，在定日鏡背面區(qū)域形成氣流旋渦，造成定日鏡背風面風壓分布復雜。

參考點的平均風壓ω0根據伯努力公式[9]進行計算：

ω0=ρV2/2

(3)

定日鏡整體風載荷風洞試驗與計算結果見表1。筆者在Fluent數值模擬計算時，定日鏡的整體風載荷主要表現為風的阻力，為29.1N。定日鏡整體風載荷因數C為：

根據Sandia實驗室公布的定日鏡風載荷報告[10]，仰角和風向角都為0°時，定日鏡模型整體風載荷因數約為2.0，而湖南大學風洞試驗的結果約為1.4[11]。定日鏡仰角和風向角都為0°時，結構承受最大風載荷，這是結構設計要考慮的主要工況。

當定日鏡的反射面呈豎直姿態(tài)時，定日鏡的風載荷主要為風的阻力，筆者通過數值模擬計算方法，得到的定日鏡風載荷因數與湖南大學風洞試驗結果基本相同。此外，由于筆者仿真計算的定日鏡反射面采用理想化的平板形狀，沒有考慮鏡面支撐、轉動軸及支撐臂構件對風力的遮擋和干擾作用，導致試驗結果偏大，這與Sandia實驗室風洞試驗結果原理相似。綜上所述，數值模擬計算的結果符合風洞試驗情況，是可信的，可以應用于風載荷主要工況的結構設計和計算中。

表1　定日鏡整體風載荷

5　結論

采用計算機數值模擬方法可以得到定日鏡的表面風壓分布和整體風載荷等數據，與風洞試驗得到的結果進行比較，兩者基本吻合，表明通過數值模擬方法能夠為定日鏡的風載荷結構設計提供合理的參考數據。此外，數值模擬方法還可以得到定日鏡周圍的風壓流場分布，為定日鏡的表面風壓分布現象提供合理解釋。

[1] 王軼辰.太陽能光熱發(fā)電之路如何走？——我國光熱發(fā)電產業(yè)調查[N].經濟日報，2016-11-14(12).

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[11] 宮博.定日鏡和幕墻結構的抗風性能研究[D].長沙： 湖南大學，2010.

(編輯： 平平)

The numerical simulation of the heliostat model in the wind field was carried out by Fluent hydrodynamic simulation software. The average wind pressure factor and wind pressure distribution on the reflector surface were obtained and compared with the wind tunnel test results for analyses. By comparative analysis it is confirmed that the wind pressure factor obtained by numerical simulation is consistent with the wind tunnel test results and it shows that the numerical simulation can be used to calculate the wind load of the heliostats.

NumericalSimulation；Heliostat；WindLoad；Calculation；Application

TM714

B

1674-540X(2017)04-045-05

2017年7月

程松(1976—)，男，碩士，高級工程師，主要從事塔式太陽能熱發(fā)電控制研究工作，E-mail： chengsong@shanghai-electric.com