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1、第37卷第4期2016年4月太阳能学报ACTA ENERGIAE SOLARIS SINICAV0137No4Apr，2016文章编号：02540096(2016)04107807基于流固耦合的定日镜风载作用变形分析研究王延忠1，陈燕燕1，臧春城12(1北京航空航天大学机械工程及自动化学院，北京100191；2中国科学院电工研究所，北京100190)摘要：区别于基于风力系数的传统风载效应分析方法，提出采用RANS与Newmark格式，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，并将其应用于一个4mx4m的定日镜上。分析表明：该定日镜结构的变形与仰角之间关系复杂，仰角
2、为60。时，由于涡脱落等效应的影响，定日镜结构上会产生较大的变形和应力，其结果可为定日镜的优化设计与运行保护策略的建立奠定分析基础。关键词：定日镜；风载；变形；流固耦合中图分类号：TK513 文献标识码：AO 引 言定日镜是塔式太阳能热发电站的重要组成部分，因此优化其结构并降低成本至关重要“。风载是影响定日镜结构变形的最主要因素，它不仅关系到结构的强度，还会使反射面的聚光效果发生变化，因此研究定日镜在风载作用下的变形特征是对其进行优化设计的基础。对定日镜上风载进行研究的主要途径是试验与数值计算。风洞试验及原型试验是研究定日镜风载最传统的手段，试验给出的风力系数用于风载的简化计算b1，这一手段至
3、今仍被广泛沿用。王志峰等阳一采用类似方法研究了定日镜上的风载动力效应。但试验成本过高，不便于对多工况复杂条件进行研究，同时风力系数算法所做的简化过多，难以准确反映风载的动态效应。随着数值模拟手段的进步，计算流体力学(cFD)逐渐被用于计算定日镜上的风力系数，卢春玲等1121基于CFD软件，采用MMK修正的k-e模型，模拟计算了定日镜结构的平均风压系数、阻力、升力以及力矩系数和平均风流场。孙进n31采用流体计算软件计算了单体及多定日镜的表面风压和周围风场的分布情况。王莺歌n41将理论分析、试验及数值模拟相结合，对定日镜结构进行了表面风压分布、脉动统计特性、流场面貌、风致响应、等效风荷载等方面的综
4、合研究。但现有的CFD计算通常将结构假定为刚性体，在计算中无法考虑结构变形对流场的反作用。流固耦合计算技术可综合考虑风压与结构变形的交互作用，适用于研究结构变形与流场之间的动态相互影响“。本文以一个4 m4 m的自旋仰角模式定日镜为研究对象，通过在流场与结构的界面上建立数据交换机制，考虑压力与变形的传导，将现有的流体和结构计算手段结合起来，实现通过交错时间推进来完成结构一气动计算的耦合求解，分析该定日镜在13 ms工作风速下不同仰角的变形规律。1数理模型与计算方法本文采用流场和结构交错积分进行耦合计算分析，在计算过程中，流场和结构数据传输的时间顺序如图1所示。初始状态下，结构计算先以静力方法考
5、虑预载引起的变形，将其反馈于流体软件用于考虑流场网格变形，接着流体软件进行第一次流场计算，得到结构表面的压力值；通过界面插值算法【6”1将该压力从流体网格映射到结构界面网格上；在获得表面压力值后，结构程序获得输入条件，即可进行结构动力计算，得到固体表面的结构位移量；结构位移传递到流体网格中，流体网格再次进行网格变形，得到新的计算网格，至此完成耦合计收稿日期：2016Ol一20基金项目：国家自然科学基金(51275020)；国家科技支撑计划(2014BAF08801)通信作者：王延忠(1963一)，男，博士、教授，主要从事结构动态力学分析、重载传动过程分析等方面的研究。yzwan963126eo
6、m万方数据4期 王延忠等：基于流固耦合的定日镜风载作用变形分析研究 1079算的一次数据传输。整个耦合计算如此往复进行。拍：善攀芊擎辈鲁=结构：_手罕罕寻与罕罕干亍丰影响J流场_。 i翻力 ，-。 ；。 怍川j；雀扩7 L动计算图l 交错积分法计算过程Fig1 Diagram of the loose coupling method11流场控制方程本文采用RANS格式计算流场。为同时处理远壁面充分发展的湍流流动以及近壁面的边界层流动，本文采用由Menter提出的kSST湍流模式“8】，在近壁面保留了原始k一模型9j，在远离壁面处应用ks模型m1。本文计算风压与定日镜结构的相互作用，忽略流场的可
7、压缩性与热传导效应，流动方程为：当：0 (1)p(等+专岩=一老+毒(c卢机，篝)c2，式中，“。、u，i，歹点速度；x。、z，i，歹点坐标；P密度；P压强；肛动力学粘性系数；“涡粘系数。“在后-山SST模型中表达式为： 以2蕊丽a,pk，口=03l(3)式中，k湍动能；比湍动能耗散率。kSST模式的两个输运方程形式为：掣+毒喊助=专(地+盯以)鸶)+只一碱鼬(4)掣+毒喊妫2毒(地+or以)券j+ y-k-P,-t习3,。o)2-I-华差舞式中，胁层流粘性系数；ort。、172、盯。l、17。2、卢。、卢：、卢+、7。、y：常系数，or。=085、or。：=10、or。=05、or。2=08
8、56、屈=0075、卢2=00828、卢+=009、 y=0553、 y：=0440，P=minf ZFT吨xf，2叩+枷1，其中丁口为剪切系数。j12结构动力控制方程由于本文的流固耦合计算依赖于时域方法，所以在结构计算中采用动力学算法，以得到结构响应的时间历程。结构动力学方程为：肘找+，一P=0 (6)式中，M质量矩阵；，_内力向量；P外力向量。求解该方程时，采用Newmark积分格式，假定：a。+山=a。+【(16弦。+跳。+血At (7)口。+山=口。+a，At+(去一d弦。+Qd。+山】t2 (8)式中，a位移；t时间；6、a根据积分精度和稳定性而定的参数，因求解条件而定。在此基础上，
9、由式(9)得到位移解：Mti。+山+。山+。+山=Q，+Al (9)式中，C阻尼矩阵；K刚度矩阵；Q舢t+At时刻的有效载荷。2定日镜结构与流固耦合计算模型21定日镜结构方案及计算模型本文的研究对象为4 mX4 m的自旋俯仰跟踪模式的定日镜心11 2“，安装在一个高32 Ira，固定于地面的立柱上，如图2所示。该定日镜面形由16块1 mx l in的单元镜面组合而成，单元镜面采用非均匀厚度的玻璃纤维作为支撑材料，反射镜厚度为1 mm。单元镜面背部均由支杆连接到中心，再支撑于桁架结构上。支撑桁架采用双层结构，由25 mmX50 mm的方管搭建而成。支撑桁架与立柱连接处设置传动装置，传动装置由控制
10、系统驱动实现自旋和俯仰两个方向的旋转运动，从而实现定日镜对日跟踪。D图2定日镜结构Fig2 Structure of the he万方数据1080 太 阳 能 学 报 37卷定日镜结构计算模型包含镜面、支撑桁架、立柱以及立柱与支撑桁架之间的连接体系4个部分。按照给定的镜面方程，采用自主开发的镜面设计程序，直接生成离散的镜面有限元网格模型，并根据镜面玻璃纤维厚度的非均匀分布，为各处网格指定相应的厚度分布。为准确描述面形和分布风载，镜面上的网格尺寸取为2 mm。图3所示为单元镜面上的网格划分和厚度分布情况。支撑桁架的模型与文献21所述相同，采用梁单元，立柱采用实体单元模型，立柱与支撑桁架之间的连接
11、采用简化的连接模型，其连接刚度经与静载测试数据的校准而得到。雕蓁旱瞠m图3 t、i 1、镜片上的M格划分与厚度分n，Fig3 Mesh and thickness distribution on a single milTOr文献21根据载荷规范公式得到风速为12 ms时镜面上所承受的风压，得出作用于支撑桁架上的等效荷载，由此分析该定日镜结构在重力和风压作用下的结构变形，并列出了仰角为0。，背面受风时支撑桁架4个角点A、B、C、D(对应位置见图2)的位移。与文献21不同，本文在计算模型中包含了镜面的有限单元模型，并将风载加于镜面之上。采用同样的计算条件，本文得到的结构变形结果与文献21对比见表
12、1。由表l得，本文计算结果与文献21的结果基本一致，表明本文建立的结构计算模型可靠。表1相同工况下本文与文献21所列位移结果校对Table l Comparison ofthe displacement with literature2122流场计算模型在流场分析中计算域如图4所示(以仰角为30。的工况为例)。以定日镜及后缘圆柱形成的总高度为基准，从来流人口到圆柱约25，从圆柱到出口边界约6，计算域总体高度约为3，左右两侧宽度约为2L。可见，相对于定日镜而言，本文采用的计算域已足够大，边界位置的条件设定不会影响到定日镜附近的流动状态。各处边界采用条件为：来流人口采用速度人口边界条件，地面为静止
13、地面，而出口采用压力出口边界条件，给定压力为1 atm，计算域两侧及顶壁采用与来流入口相同的速度边界条件。本文采用网格为多面体网格，整体网格量约为50万。一25L十一6一卜一4L一a_侧视图 llIi视图图4流场计算区域Fig4 Domain of the air flow analysis结果与分析：口木：J7】，I=I31定日镜表面风压分析本文考虑了多个不同仰角(本文所述仰角为镜面与立柱之间的夹角)姿态，涵盖了仰角为0。、150、300、450、60。、750、900的情况。表2汇总了各仰角下定日镜正面和背面的最大和最小风压值，流场计算得到的定日镜面风压分布情况如图5所示，图5中的风压按正
14、面(迎风面)和背面(背风面)分别给出。表2各仰角下镜面上风压的最值Table 2 Extreme values of the wind load万方数据4期 王延忠等：基于流固耦合的定日镜风载作用变形分析研究5，背师 30，背f【】45，背fff 60，背f 75，7细f 90，背口I冬1 5流场i f1算：稚到的镜匠i风J仨Fig5 Wind pressure by air flow analysis从图5和表2可知，正面风压在各仰角下均呈水平对称分布，且在镜面边缘呈现极小的负压区。在仰角为00时，正面风压沿高度方向的梯度很小，几乎可忽略。随着仰角的增大，结构上部的正面风压逐渐小于下部。当仰
15、角为90。时，结构迎风前缘的负压区有所增大，下风向侧的风压更高。背面风压则呈较为复杂的状态。首先，各仰角下背面均有较大范围和较大压力的负压区；其次，受立柱影响，在仰角为00和15。时，镜面背部出现左右两个风压集中区域。另外，在300。90。仰角范围内，背面风压均左右明显不对称，这是由于镜面背部涡脱落造成的，仰角为60。时，背面的负压较其他仰角时明显偏大，这时镜面前后的流线如图6所示。6 f【1J舶为60 11J剁到的流；筻HFig6 Stream line of the angle of elevation at 60 degree32定日镜变形与应力分析在流固耦合计算过程中，重力作为预载，在
16、初始结构计算中作用于结构上。因此本文得到的结构响应是重力与风载共同作用的结果。表3列出了耦合计算得到的各仰角下立柱和支撑桁架上的最大应力以及镜面上各点在垂直于镜面方向上相对于镜面中心点的最大位移，该值间接表现了变形后的定日镜面形与理想面形之间的差异。文献21中的风载由规范给出的公式算得，根据其中所引用的公式，可得风速13 ms对应的风压约为426 Pa，大大超出耦合计算得到的镜面风压。按照规范风压，采用静力计算可得各仰角下的结构响应，也列在表3中。表3耦合计算与规范风载静力计算的结构应力及位移对比Table 3 Displacement and stress of the structure由
17、表3可得，由耦合计算得到的立柱、桁架以及镜面上的响应规律各不相同。立柱的应力在仰角为0。时最大，随着仰角的增大，立柱应力单调减小，这是因为随着仰角的增大，结构迎风面减小，从而使立柱所受弯矩减小所致。桁架应力在仰角为600时达到最大，90。时很小(受重力及升力共同作用)，而在其他各角度处均较为接近。从镜面相对位移来看，在仰角为00和600时呈现极值，仰角为Oo时迎风面最大，故垂直于镜面的位移较大，当仰角增大至15。450时，逐步减小，至仰角为600时，再度增大，且与00时接近。桁架应力与镜面相对位移的规律说明，镜面在60。时受到的垂直于镜面的风力作用较大，这与图5和表2所表现出的仰角为600时风
18、压较大的现象一万方数据太 阳 能 学 报 37卷致。而由规范风载的分析结果来看，仰角为30。时，立柱和背部桁架上的应力均达到最大值，而镜面的变形也达到峰值，这与耦合计算结果完全不同，是因为规范计算的过程未捕捉到仰角为600时由于湍流而引起的结构响应，并且由于风压分布与实际情况不符，因而未观察到立柱、桁架以及镜面响应不同步的现象。规范计算公式有时无法反映真实风载的问题在结构设计领域已被广泛认可，特别是在非常规结构的设计中，通常需用风洞试验或数值计算来校正风载2 324】。此外，文献11的试验测试结果及文献14的分析结果与本文耦合计算风压结果变化趋势较为一致，也验证了耦合方法的可信度。另外对比表3
19、中耦合计算与规范风载计算结果，可知根据规范公式得到的风载所计算出的结构响应过于保守，据此设计的结构方案将有较大的优化空间。4结论本文采用流固耦合计算方法分析了一个4 mX4 ITI的自旋一俯仰跟踪模式定日镜在13 ms风速作用下的响应，考虑了不同仰角下的情况，得出如下主要结论：1)由于湍流的影响，该定日镜的立柱、支撑桁架以及镜面在风载下的响应与仰角之间呈现复杂关系。其中，立柱的应力随着仰角的增大而单调减小；桁架的应力在仰角为60。时达到峰值，在仰角小于和大于60。时均逐步减小，但除900夕h各仰角处应力均较为接近；镜面的相对位移在仰角为00和60。时出现两个极值。2)相对于依照规范给出的风力系
20、数进行静力计算的分析方法而言，流固耦合计算能更精确、直观地预估结构的安全性和功能性。本文的计算表明，依照规范进行的设计过于保守，而流固耦合计算方法有助于优化定日镜结构，从而进一步节约太阳能电站的成本。3)本文所述的流固耦合计算方法一定程度上可实现风洞试验的功能。相对于风洞试验来说，流固耦合计算成本低、周期短、更有利于了解流场的演变细节，为深入理解结构在风载下的响应，进而提出结构优化方案提供了依据。参考文献】翟辉，代彦军，吴静怡，等大型平板型，真空管太阳集热器阵列排布问题研究EJ 3太阳能学报，2008，29(5)：564-568Zhai Hui，Dai Yanjun，wu Jingyi，et
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37、interaction analysis，which was usedtoanalyze the deformation of 4 m x 4 m heliostat bearing windThe results show that the relationshiD between structuredeformation of heliostat and elevation angle is complexWhen the elevation angle is 60 degree，the stmcture of heliostatshows a local maximum response because of the turbulenceThen the confidence inoptimizing the structure of heliostatand improving the protection strategy can be establishedKeywords：heliostat；wind load；deformation；fluidstructure inteIaction万方数据