基于LES和DES的定日鏡結(jié)構(gòu)風(fēng)致響應(yīng)分析

盧春玲， 陳建通， 陳錦焜， 王 強(qiáng)

(1. 桂林理工大學(xué) 土木與建筑工程學(xué)院， 桂林 541004； 2. 廣西建筑新能源與節(jié)能重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 桂林 541004；3. 桂林理工大學(xué) 有色金屬礦產(chǎn)勘查與資源高效利用協(xié)同創(chuàng)新中心， 桂林 541004)

塔式太陽能發(fā)電系統(tǒng)需要在開闊場地內(nèi)大范圍安裝定日鏡，定日鏡是其主要設(shè)備。當(dāng)定日鏡離中央集熱塔較遠(yuǎn)時(shí)，微小的風(fēng)致振動也會降低定日鏡的聚光效率，造成效率損失。此外，在開闊的野外場地上，結(jié)構(gòu)高度低，易受近地面復(fù)雜風(fēng)場影響。并且定日鏡受風(fēng)面積大、剛度低，在風(fēng)力動力荷載下容易引起定日鏡振動、損壞，甚至倒塌。所以，對定日鏡的風(fēng)致響應(yīng)研究具有重要意義。

針對定日鏡的抗風(fēng)問題，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量的研究。Vasquez-Arango等[1]結(jié)合實(shí)測與有限元分析，對定日鏡的模態(tài)進(jìn)行了驗(yàn)證，為定日鏡有限元模擬提供了依據(jù)。Terrés-Nícoli等[2]通過風(fēng)洞試驗(yàn)，對定日鏡結(jié)構(gòu)在風(fēng)荷載作用下的應(yīng)力分布進(jìn)行了分析研究。Wolmarans等[3]采用單向流固耦合方法，研究了中型定日鏡周圍渦流脫落過程和瞬態(tài)風(fēng)荷載。Gong等[4]在風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬的基礎(chǔ)上研究了定日鏡的脈動風(fēng)壓特征和風(fēng)致動態(tài)響應(yīng)。王延忠等[5]采用流固耦合數(shù)值模擬方法，研究了定日鏡在不同仰角下的風(fēng)致響應(yīng)。馮煜等[6]采用AR模型模擬風(fēng)場時(shí)程，對三維風(fēng)場下定日鏡風(fēng)致動態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了分析。王鶯歌[7]將理論分析、風(fēng)洞試驗(yàn)及數(shù)值模擬相結(jié)合，對定日鏡結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)問題進(jìn)行了綜合性的研究。相較于數(shù)值模擬，現(xiàn)場實(shí)測和風(fēng)洞試驗(yàn)研究獲取的流場信息相對較少，且數(shù)據(jù)后處理復(fù)雜、試驗(yàn)費(fèi)用昂貴。對定日鏡的數(shù)值模擬研究，雷諾平均法(Reynolds-averaged Navier-Stokes, RANS)較為常用，但RANS模型對脈動過程進(jìn)行時(shí)均化處理，這對風(fēng)致響應(yīng)分析非常不利。而LES和DES避免了RANS抹平細(xì)節(jié)的缺陷，可以較準(zhǔn)確的模擬脈動風(fēng)壓及風(fēng)荷載。但其對網(wǎng)格精度及入口湍流的準(zhǔn)確度要求較高，利用LES和DES對定日鏡結(jié)構(gòu)進(jìn)行結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載和風(fēng)致響應(yīng)的研究還較少。

本文選用LES和DES，結(jié)合離散再合成的隨機(jī)湍流生成法對定日鏡在0度風(fēng)向角下0°、30°、60°鏡面仰角(鏡面法線與水平夾角)的多種典型工況[8]下進(jìn)行數(shù)值模擬，得到定日鏡正反面風(fēng)荷載時(shí)程數(shù)據(jù)。建立有限元模型，將表面風(fēng)荷載時(shí)程施加在定日鏡有限元模型上，對其進(jìn)行風(fēng)致響應(yīng)分析。將計(jì)算結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)的相應(yīng)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，以驗(yàn)證LES和DES的準(zhǔn)確性。

1 風(fēng)洞試驗(yàn)

定日鏡風(fēng)洞測力試驗(yàn)在湖南大學(xué)風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室的HD-2單回流邊界層風(fēng)洞中的低速試驗(yàn)段內(nèi)進(jìn)行。該風(fēng)洞低速試驗(yàn)段尺寸為寬5.5 m，高4.4 m，長15 m。采用有機(jī)玻璃制成定日鏡剛性模型，縮比為1/10，高1.2 m，寬0.9 m，模擬出鏡面、轉(zhuǎn)動軸、支撐臂組件及立柱等定日鏡主要組成構(gòu)件，使模型與實(shí)體結(jié)構(gòu)在幾何外形上保持相似，實(shí)體結(jié)構(gòu)及模型如圖1。

(a) 定日鏡實(shí)體結(jié)構(gòu)

風(fēng)洞試驗(yàn)根據(jù)定日鏡實(shí)體結(jié)構(gòu)所處地區(qū)的地貌特征，采用格柵、尖梯、擋板、粗糙元裝置模擬出我國建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范(GB 50009—2001)規(guī)定的B類風(fēng)場，采用IFA300熱膜風(fēng)速儀對大氣邊界層模擬風(fēng)場進(jìn)行調(diào)試和測定。風(fēng)洞試驗(yàn)參考點(diǎn)選在 1.0 m高度處，對應(yīng)于實(shí)際中 10 m 高度，采用皮托管測控流場的參考風(fēng)速，參考風(fēng)速為8 m /s。定日鏡模型的基座處固定有六分力天平，從而獲得模型六個(gè)方向上的測力數(shù)據(jù)。在定日鏡正面和背面各布置144個(gè)測點(diǎn)，測點(diǎn)布置如圖2，通過64通道DTCnet壓力掃描閥、ESP-64HD型傳感器及INV306大容量自動數(shù)據(jù)采集和信號處理系統(tǒng)測量各風(fēng)壓時(shí)程。采樣頻率330 Hz；每個(gè)測點(diǎn)記錄20 000個(gè)數(shù)據(jù)長度，總采樣時(shí)間為60.6 s。

(a) 迎風(fēng)面測點(diǎn)布置

(b) 背風(fēng)面測點(diǎn)布置圖2 風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ惋L(fēng)壓測點(diǎn)布置Fig.2 Distributions of pressure measuring points in the model of wind tunnel test

2 數(shù)值模擬方法

2.1 計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分

定日鏡結(jié)構(gòu)的計(jì)算模型為全尺寸，定日鏡整體高度為(H)11.93 m，鏡面寬度(L)9 m，轉(zhuǎn)動軸和立柱為直徑1 m的圓柱，鏡面與支架之間留有空隙。計(jì)算域z方向高為5H,Y方向?qū)挾葹?L,鏡面法向(X)方向長度為20L,流域入口距模型鏡面5L，其結(jié)構(gòu)阻塞度為2.6%，計(jì)算域尺寸如圖3。

圖3 計(jì)算域尺寸Fig.3 Computational domain size

流場網(wǎng)格設(shè)置采用混合網(wǎng)格。圖4為定日鏡表面網(wǎng)格劃分方案，圖5為流場網(wǎng)格劃分方案。定日鏡結(jié)構(gòu)處于X方向長3L，Y方向?qū)?L，Z方向高1.5H的網(wǎng)格加密區(qū)中。加密區(qū)采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸為0.01～0.5 m，在定日鏡結(jié)構(gòu)表面的網(wǎng)格最小，并以5%的增長率逐漸增大。加密區(qū)嵌套于非加密區(qū)之中，非加密區(qū)采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，總網(wǎng)格數(shù)約為510萬。這樣既能保證計(jì)算效率又能保證定日鏡周圍的流場計(jì)算精度。

圖4 定日鏡表面網(wǎng)格劃分Fig.4 Mesh for heliostat surface

圖5 流場整體網(wǎng)格劃分Fig.5 Global mesh generation for flow field

2.2 湍流模型

本文采用LES和DES對定日鏡結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。對于LES，F(xiàn)LUENT提供了四種亞格子模型，分別是Smagorinsky-Lilly模型、動態(tài)Smagorinsky-Lilly模型、壁面自適應(yīng)局部渦流黏性模型和動態(tài)動能亞網(wǎng)格模型。動態(tài)動能亞網(wǎng)格模型通過亞網(wǎng)格尺度湍流動能的傳輸來描述亞網(wǎng)格尺度湍流。彌補(bǔ)了Smagorinsky-Lilly模型在高雷諾數(shù)下，能量耗散難符合預(yù)期的缺點(diǎn)。因此，采用了動態(tài)亞網(wǎng)格動能模型。其應(yīng)力尺度為

(1)

其中，ksgs通過求解其輸運(yùn)方程(2)得到

(2)

DES中，采用分離渦的一種優(yōu)化模型——延遲分離渦(delayed detached eddy simulation, DDES)，分離渦模型是Spalart等[9]提出的一種混合數(shù)值模型，該方法結(jié)合了RANS和LES，通過對網(wǎng)格尺寸相關(guān)的長度比例l的判斷，自動在兩種方法之間轉(zhuǎn)換。如式(3)、(4)所示

l=min(d,CDESΔDES)

(3)

ΔDES=max(δx，δy，δz)

(4)

式中:CDES=0.65，δx、δy、δz表示三個(gè)方向的網(wǎng)格比例，d表示網(wǎng)格到壁面的距離。當(dāng)l=d時(shí)，啟用RANS計(jì)算；當(dāng)網(wǎng)格從壁面開始增長時(shí)，當(dāng)l=CDESΔDES時(shí)，轉(zhuǎn)換為LES進(jìn)行計(jì)算。某些情況下，網(wǎng)格縱橫比在近壁面不夠大，即使網(wǎng)格厚度很小，LES也會被啟用。為了保證計(jì)算精度和效率，DDES對d進(jìn)行修正如式(5)、(6)

d≡d-fdmax(0,d-CDESΔ)

(5)

fd=1-tanh[(8rd)3]

(6)

(7)

式中：rd是湍流尺度與網(wǎng)格到壁面的距離之比，其中vt是動力黏度，v是分子黏度，Uij是速度梯度，k是Von Karman常數(shù)。當(dāng)網(wǎng)格靠近壁面時(shí)fd=0，啟用RANS計(jì)算。當(dāng)網(wǎng)格遠(yuǎn)離壁面時(shí)rd=1，即fd=1，湍流模型轉(zhuǎn)化為LES。通過對d的修正，DDES延遲了LES的發(fā)生，提高模擬的準(zhǔn)確度和計(jì)算效率。DES亞網(wǎng)格模型沿用動態(tài)動能亞網(wǎng)格模型，RANS模型設(shè)定為Realizablek-ε兩方程模型。

2.3 求解設(shè)置

在數(shù)值求解中，采用不可壓縮流。在LES和DES計(jì)算前，導(dǎo)入瞬態(tài)化處理的RANS模型計(jì)算結(jié)果作為初始流場，以加快計(jì)算收斂速度。數(shù)值計(jì)算采用SIMPLE算法，時(shí)間離散采用二階隱式格式，空間離散采用二階中心格式，計(jì)算收斂殘差標(biāo)準(zhǔn)取為1×10-4。進(jìn)行流體計(jì)算時(shí)，采用Fluent提供的monitor模塊對定日鏡結(jié)構(gòu)上的每個(gè)鏡面進(jìn)行風(fēng)壓監(jiān)測并對其積分，得到風(fēng)荷載時(shí)程數(shù)據(jù)。監(jiān)測面布置如圖6。

圖6 數(shù)值模擬模型監(jiān)測面布置Fig.6 Pressure monitoring surface on the model for the numerical simulation

模擬計(jì)算在高性能工作站上進(jìn)行，工作站搭載18核36線程的Intel Xeon Gold 6140處理器，運(yùn)行內(nèi)存192 GB。LES與DES計(jì)算時(shí)間步長取0.05 s，每個(gè)時(shí)間步長最大迭代次數(shù)為20次，每個(gè)工況進(jìn)行了10 000個(gè)時(shí)間步長的計(jì)算。LES模擬每個(gè)時(shí)間步長計(jì)算耗時(shí)約40 s，每個(gè)工況耗時(shí)約110 h；DES模擬每個(gè)時(shí)間步長計(jì)算耗時(shí)約35 s，每個(gè)工況耗時(shí)約95 h。

2.4 邊界條件

本文LES和DES模擬入口湍流生成方法采用DSRFG法[10]，相對于以往的方法，DSRFG法具有以下優(yōu)點(diǎn)：該方法基于嚴(yán)格的理論推導(dǎo)，能產(chǎn)生滿足任意形式功率譜及各向異性的湍流脈動風(fēng)速場，能夠嚴(yán)格滿足流體連續(xù)性條件，從而保證了大渦模擬計(jì)算的穩(wěn)定性，易于并行化處理等。采用DSRFG方法生成的入口瞬時(shí)風(fēng)速分布云圖，如圖7所示。

圖7 DSRFG法產(chǎn)生的入口瞬時(shí)速度場Fig.7 Instantaneous velocity field at the inflow boundary generated by DSRFG method

計(jì)算域的入口處邊界條件設(shè)定為速度入口，按照定日鏡實(shí)際工作環(huán)境，大氣邊界層平均風(fēng)速度剖面的模擬采用如式(8)的指數(shù)率形式

(8)

(a) 平均風(fēng)速剖面圖

(b) 湍流強(qiáng)度剖面圖圖8 數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗(yàn)入流條件對比圖Fig.8 Inflow boundary condition of numerical simulation and wind tunnel test

湍流強(qiáng)度參考日本規(guī)范[11]中的第II類地貌，取值如式(9)

(9)

式中：I0為由規(guī)范確定的湍流強(qiáng)度；zg為梯度風(fēng)高度，m；B類風(fēng)場下，I0=0.23，zg=350 m。數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗(yàn)湍流強(qiáng)度剖面圖如圖8(b)。

2.5 有限元模型

通過ANSYS軟件選用不同的材料單元模擬了定日鏡主要組成構(gòu)件，建立了定日鏡有限元模型。采用shell63單元模擬鏡面和轉(zhuǎn)動軸、立柱；采用beam188單元模擬出不同型號空心鋼管構(gòu)成的后部支撐鋼架；利用耦合的方法，模擬出支撐鋼架與鏡面和鏡面與鏡面之間的駁接抓連接。通過命令流，可快速實(shí)現(xiàn)有限元模型不同工況的轉(zhuǎn)換。圖9給出了鏡面仰角為0°的有限元模型示意圖。實(shí)測頻率由業(yè)主方提供，實(shí)測試驗(yàn)在24塊鏡面中點(diǎn)、立柱中點(diǎn)和頂端各布置一個(gè)加速度傳感器，采用環(huán)境激勵(lì)，通過模態(tài)分析軟件將采集數(shù)據(jù)進(jìn)行處理分析，得到定日鏡實(shí)體結(jié)構(gòu)的模態(tài)參數(shù)。對有限元模型進(jìn)行模態(tài)分析，將有限元模型前三階自振頻率與實(shí)測頻率進(jìn)行對比，結(jié)果如表1。將Fluent流體計(jì)算得到的定日鏡表面風(fēng)荷載時(shí)程加載到有限元模型上進(jìn)行瞬態(tài)動力分析，得到定日鏡各測點(diǎn)的位移響應(yīng)，位移測點(diǎn)的布置如圖10。

圖9 有限元模型Fig.9 Finite element model of heliostat

圖10 位移測點(diǎn)布置Fig.10 Displacement monitoring points on the FEM

表1 不同鏡面仰角下有限元模型與實(shí)體結(jié)構(gòu)的自振頻率Tab.1 Natural frequency of heliostat finite element model and Entity structure different elevation angle Hz

3 結(jié)果分析

3.1 流場分析

風(fēng)洞試驗(yàn)得到的流場信息十分有限，而數(shù)值模擬方法可以得到豐富的可視化流場信息，可以更好探究流場作用機(jī)理。

圖11為兩種模擬方法的各工況下在Y=0、Z=0.15H和Z=0.85H平面上的平均風(fēng)速流線圖。從圖中可以看出，兩種模擬方法都表現(xiàn)出相似的流場特性，這反映了定日鏡結(jié)構(gòu)在不同鏡面仰角下流場的一般規(guī)律。氣流在定日鏡邊緣發(fā)生流動分離，渦旋作用于定日鏡背面形成負(fù)壓區(qū)。隨著仰角增大，定日鏡后方的兩側(cè)尾流區(qū)域變長且集中。這在定日鏡群中，可能會對周邊定日鏡產(chǎn)生不利影響。

(a) LES-00

(b) DES-00

(c) LES-30

(d) DES-30

(e) LES-60

(f) DES-60圖11 各工況下平均風(fēng)速流線圖Fig.11 Mean veloicty contours around heliostat with different elevation angle

圖12為兩種模擬方法的各工況下Y=3處渦量圖。0°和30°時(shí)，氣流沖擊定日鏡后，氣流從流場駐點(diǎn)處分別向定日鏡頂端和底端流去，部分氣流在鏡面頂端發(fā)生分離，渦旋向上發(fā)展，再附著現(xiàn)象不明顯；定日鏡底部也相似的現(xiàn)象。隨著仰角增大，60°時(shí)，氣流在底部分離，發(fā)生強(qiáng)烈的渦旋脫落，形成眾多強(qiáng)度較大的小渦后再附著在鏡面的中上部。與DES相比，LES在結(jié)構(gòu)近壁面形成的渦旋尺度更加細(xì)碎。

(a) LES-00

(b) DES-00

(c) LES-30

(d) DES-30

(e) LES-60

(f) DES-60圖12 各工況下Y=3 m平面渦量圖Fig.12 Vorticity magnitude contours on X-Z plane at Y=3 m with different elevation angle

3.2 風(fēng)壓相關(guān)系數(shù)

在對建筑結(jié)構(gòu)風(fēng)致響應(yīng)的考慮中，脈動風(fēng)壓的空間相關(guān)性起這重要的作用。兩點(diǎn)之間的脈動風(fēng)壓相關(guān)系數(shù)計(jì)算式為

(10)

式中：Cov(X,Y)表示兩點(diǎn)脈動風(fēng)壓協(xié)方差；Var[X]和Var[Y]分別表示兩點(diǎn)脈動風(fēng)壓方差。

以定日鏡中間B列測點(diǎn)為代表進(jìn)行比較，選取了8個(gè)測點(diǎn)來研究脈動風(fēng)壓隨高度變化的規(guī)律，分析定日鏡表面脈動風(fēng)壓豎向相關(guān)性。不同工況的脈動風(fēng)壓相關(guān)系數(shù)如圖13。

圖13 B列各測點(diǎn)豎向相關(guān)性Fig.13 Vertical correlation of column B

迎風(fēng)面脈動風(fēng)壓的豎向相關(guān)系數(shù)隨著測點(diǎn)間距離的增大而減小。背風(fēng)面的相關(guān)性要強(qiáng)于迎風(fēng)面，背風(fēng)面測點(diǎn)的相關(guān)性均在0.9以上。隨著鏡面仰角的增大，迎風(fēng)面相關(guān)系數(shù)逐漸增大，背風(fēng)面相關(guān)系數(shù)逐漸減小。對比發(fā)現(xiàn)，DES結(jié)果的相關(guān)性均強(qiáng)于LES的結(jié)果。

3.3 風(fēng)荷載

風(fēng)荷載時(shí)程具有隨機(jī)性，對風(fēng)荷載時(shí)程進(jìn)行譜分析可以較直觀的看出風(fēng)荷載的特性。圖14為定日鏡0°工況鏡面總體、頂層和底層的歸一化風(fēng)荷載功率譜的對比圖。定日鏡屬于低矮結(jié)構(gòu)，其風(fēng)荷載譜受特征湍流影響較大，即定日鏡表面渦旋脫落的影響。從圖中可以看出，在低頻段時(shí)，風(fēng)荷載功率譜與卡門譜有吻合度較好，而風(fēng)荷載功率譜峰值出現(xiàn)0.7 Hz， 說明定日鏡頂部與底部的渦旋脫離頻率集中在0.7 Hz附近的低頻段。風(fēng)荷載功率譜與卡門在1 Hz附近出現(xiàn)分離，并且衰減較快。這在Yan等[12]和Daniels等[13]的研究也有相似的情況，這是由于數(shù)值模擬方法有限的網(wǎng)格分辨率造成的[14]。

圖14 順風(fēng)向荷載時(shí)程及功率譜Fig.14 Time history and power spectrum of along-wind load

3.4 等效靜力風(fēng)荷載

為驗(yàn)證數(shù)值風(fēng)洞模擬的準(zhǔn)確性，對模擬結(jié)果進(jìn)行時(shí)域分析和頻域分析計(jì)算出等效靜力風(fēng)荷載，并與風(fēng)洞試驗(yàn)測力結(jié)果對比，以驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。等效靜風(fēng)荷載的計(jì)算方法有多種，本文分別采用慣性風(fēng)荷載法、慣性力-荷載響應(yīng)相關(guān)法[15]對定日鏡的等效靜力風(fēng)荷載進(jìn)行時(shí)域分析和頻域分析。

慣性風(fēng)荷載方法中等效靜力風(fēng)荷載可表示為

(11)

慣性力-荷載響應(yīng)相關(guān)法采用定日鏡前三階振型對應(yīng)的自振頻率進(jìn)行計(jì)算，通過編寫Matlab程序，對等效靜力風(fēng)荷載進(jìn)行求解計(jì)算。

表2為各工況的等效風(fēng)荷載計(jì)算結(jié)果。時(shí)域法和頻域法結(jié)果比較接近，但和風(fēng)洞結(jié)果相比都較小。這是由于數(shù)值模擬測點(diǎn)設(shè)置有限，只考慮了作用于定日鏡鏡面上的風(fēng)荷載，忽略了支撐臂、轉(zhuǎn)動軸和立柱的風(fēng)荷載導(dǎo)致的。頻域分析結(jié)果小于時(shí)域分析，這是由于頻域法只考慮了三階振型。LES和DES的結(jié)果差距較小，表面這兩種湍流模型對等效風(fēng)荷載的預(yù)測有較好的一致性。

表2 定日鏡順風(fēng)向等效風(fēng)荷載數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗(yàn)對比Tab.2 Comparison between numerical simulation and wind tunnel test of equivalent along-wind load of heliostat N

3.5 位移響應(yīng)分析

各工況不同結(jié)點(diǎn)的位移時(shí)程趨勢基本相同，圖15為LES0°鏡面仰角下的各測點(diǎn)的位移時(shí)程。從圖中可以看出，定日鏡底部的鏡面位移最小，頂部鏡面的位移最大。

圖15 各測點(diǎn)位移時(shí)程Fig.15 Displacement time history of each monitoring point

位移時(shí)程數(shù)據(jù)具有隨機(jī)性，對定日鏡各工況選取對應(yīng)測點(diǎn)的順風(fēng)向位移響應(yīng)譜進(jìn)行分析，可以更好地揭示其結(jié)構(gòu)動力反映機(jī)理。各工況對應(yīng)結(jié)點(diǎn)歸一化位移響應(yīng)譜如圖16，位移響應(yīng)譜共振峰值能量如表3?？梢钥闯觯谝浑A振動模態(tài)對定日鏡的風(fēng)致響應(yīng)起主要作用。對于定日鏡上部RT測點(diǎn)對應(yīng)一階模態(tài)的共振峰值較為明顯，隨著仰角增大，定日鏡上部RT測點(diǎn)的一階共振峰值表現(xiàn)出更高的能量。0°和30°時(shí)，定日鏡下部存在兩個(gè)振動峰值，第一個(gè)振動峰值對應(yīng)一階模態(tài)，第二個(gè)振動峰值對應(yīng)三階模態(tài)。隨著仰角增大，定日鏡底部第二個(gè)峰值逐漸減弱。從圖11可以看出，由于仰角較小時(shí)，氣流流向定日鏡表面后，較多的氣流從定日鏡底端繞流，在底部與地面之間形成豐富的旋渦，發(fā)生劇烈的旋渦脫落現(xiàn)象，引起多階共振響應(yīng)，動力響應(yīng)較為強(qiáng)烈。而隨著仰角增大，氣流在定日鏡底端分離，脫落漩在鏡面中上部再附著，上部的共振峰值表現(xiàn)出更高的能量。兩種模擬方法對功率譜能量峰值頻率的預(yù)測有較好的一致性，而LES比DES在定日鏡上部和下部的共振峰值預(yù)測出更高的能量。如圖17所示，這是由于LES比DES在定日鏡近壁面形成更多尺度細(xì)碎的小渦，并再附著在定日鏡背風(fēng)面，使LES預(yù)測出更高的脈動能量造成的。

圖16 定日鏡各工況歸一化位移功率譜Fig.16 Normalized displacement power spectrum of heliostat with different elevation angle

(a) LES-00

(b) DES-00圖17 Y=3 m的X-Z剖面上LES和DES渦量分布圖Fig.17 Vorticity magnitude contours on X-Z plane at Y=3 m by LES and DES

表3 各工況歸一化位移功率譜共振峰值Tab.3 Peak value of normalized displacement power spectrum with different elevation angle

3.6 風(fēng)振系數(shù)

進(jìn)行結(jié)構(gòu)風(fēng)致響應(yīng)分析可以得到設(shè)計(jì)人員關(guān)注的風(fēng)振系數(shù)，其反映的是脈動風(fēng)對結(jié)構(gòu)的影響。各測點(diǎn)位移風(fēng)振系數(shù)可由下式求出

(12)

定日鏡各部位風(fēng)振系數(shù)隨鏡面仰角而變化，對定日鏡各工況選取對應(yīng)測點(diǎn)的風(fēng)振系數(shù)進(jìn)行分析，得到定日鏡不同測點(diǎn)各工況風(fēng)振系數(shù)如圖18。鏡面仰角為0°時(shí)，定日鏡底端有豐富的渦旋脫落現(xiàn)象，脈動響應(yīng)影響較大，此時(shí)下部的風(fēng)振系數(shù)最大，約為3.1。隨著鏡面仰角增大到60°，在鏡面底端分離的渦旋再附在定日鏡中上部，中部的風(fēng)振系數(shù)增大到2.0，上部的風(fēng)振系數(shù)增大到3.4。

圖18 定日鏡不同測點(diǎn)各工況風(fēng)振系數(shù)Fig.18 Wind vibration coefficient of heliostat with different elevation angle

4 結(jié) 論

本文采用LES和DES，對0°風(fēng)向角下0°、30°、60°鏡面仰角的多種定日鏡典型工況進(jìn)行數(shù)值風(fēng)洞模擬計(jì)算，利用ANSYS軟件建立有限模型，得到定日鏡結(jié)構(gòu)的動力特性，將模擬結(jié)果與風(fēng)洞結(jié)果進(jìn)行對比分析，主要結(jié)論如下：

(1) 運(yùn)用LES和DES可以較準(zhǔn)確地預(yù)測定日鏡順風(fēng)向等效風(fēng)荷載。LES的結(jié)果更接近風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果，但兩種模擬方法差距不大，其結(jié)果差距在2%以內(nèi)。

(2) 兩種方法模擬的流場表現(xiàn)出相同的規(guī)律。隨著仰角的增大，定日鏡底部的渦旋出現(xiàn)脫離再附著現(xiàn)象，且尾跡區(qū)發(fā)展得更狹長且集中。這在定日鏡群中，可能會對后方定日鏡產(chǎn)生不利影響。

(3) 隨著仰角增大，流場對定日鏡影響發(fā)生變化，定日鏡下部的共振峰值能量逐漸減小，上部的共振峰值能量逐漸增大。兩種方法的位移響應(yīng)譜都表現(xiàn)出相同的趨勢，但LES在結(jié)構(gòu)近壁面的渦旋尺度更加細(xì)碎，對定日鏡的共振峰值預(yù)測出更高的能量。

(4) 定日鏡風(fēng)振系數(shù)各部位最不利工況隨鏡面仰角變化。鏡面仰角為0°時(shí)，下部的風(fēng)振系數(shù)最大為3.1。中上部的最不利工況發(fā)生在鏡面仰角為60°時(shí)，風(fēng)振系數(shù)分別為2.0、3.4。

(5) 對于豎向相關(guān)系數(shù)，兩種方法的模擬結(jié)果都有相同的變化趨勢，DES結(jié)果的相關(guān)性均強(qiáng)于LES的結(jié)果。

(6) 綜合本文的模擬結(jié)果，結(jié)合DSRFG與LES、DES的模擬方法，可以有效獲得定日鏡各測點(diǎn)的風(fēng)荷載時(shí)程。結(jié)合有限元分析，可為定日鏡的結(jié)構(gòu)抗風(fēng)設(shè)計(jì)提供初步的參考。