顏 健，彭佑多，龍東平，何 軼，馬 俊

（1.湖南科技大學機械設備健康維護省重點實驗室，湖南湘潭 411201；2.湖南科技大學機電工程學院，湖南湘潭 411201）

大型碟式太陽能鋼構機架平均風荷載及繞流特性研究

顏 健1，2，彭佑多1，2，龍東平2，何 軼1，2，馬 俊1，2

（1.湖南科技大學機械設備健康維護省重點實驗室，湖南湘潭 411201；2.湖南科技大學機電工程學院，湖南湘潭 411201）

基于Fluent 6.3軟件平臺，選用Reynolds時均的Realizable k－ε湍流模型對復雜碟式機架進行三維定常風場作用的數(shù)值模擬。應用帶圓柱內(nèi)域分區(qū)的多風向角建模方法，建立滿足流場充分發(fā)展和網(wǎng)格獨立解的計算域模型，模擬得到了45組工況的總風載荷、風壓分布及繞流特性等結果。分析風載荷隨工況的變化規(guī)律，并將載荷曲線同拋物雷達天線風洞試驗結果進行定性的對比分析，驗證了模擬結果的合理性。采用因次方法探討了聚光器鏡面風載荷占機架總風載荷的比值，給出了典型工況聚光器體型系數(shù)分布及各分區(qū)載荷極值，進一步分析流場繞流特性揭示了載荷產(chǎn)生的機制，所得結論為碟式光熱太陽能整機結構抗風設計提供依據(jù)。

太陽能；鋼構機架；風載荷；繞流；數(shù)值模擬

碟式光熱太陽能發(fā)電系統(tǒng)工作在空曠且高日照的露天環(huán)境中，其鋼構機架具有迎風面積大、透風性差等特點。風載荷直接影響機架剛度、強度以及驅動系統(tǒng)的設計，且大風作用導致的聚光器鏡面破裂是較常見的損壞形式，同時隨碟式系統(tǒng)功率級別的增加其迎風面積將更大，風載荷已成為機架設計的主要控制載荷。然而碟式光熱發(fā)電技術在國內(nèi)仍處于起步階段，對機架風載荷的研究文獻報道甚少。雖機架承風主體與拋物雷達天線為同體型結構，但由于拋物焦半徑及結構存在的差異必然會引起風載荷數(shù)值及分布的不同，已有拋物天線風洞試驗僅供參考，所以開展碟式鋼構機架的風載荷研究尤顯迫切。

實際工程中結構風載荷的研究方法主要有現(xiàn)場實測、縮尺模型風洞試驗、數(shù)值風洞模擬等［1］，其中前兩者是公認的能較準確獲得結構風載荷的方法，但都存在著試驗經(jīng)費大，周期長等問題，并且現(xiàn)場實測無法在結構建成前進行測試，還受到實測場地因素的制約。同時，碟式機架空間尺寸大且?guī)в袕碗s桁架結構，風洞試驗時其縮尺模型制作也存在一定困難。然而，數(shù)值風洞可進行結構全尺模型風載荷和繞流特性的模擬，且有成本低、周期短等優(yōu)點，隨著計算機軟硬件的發(fā)展和計算流體力學技術的完善，數(shù)值風洞模擬已成為一種有效的結構風載荷研究手段［2］。Naeeni等［3－4］采用風洞試驗與數(shù)值模擬的方法對250 kW功率的太陽能發(fā)電站槽式聚光鏡進行研究，得到不同工況下聚光鏡表面的風載荷。鄭德乾等［1］采用Realizable k－ε湍流模型對復雜世博軸膜面結構平均風壓進行模擬，將結果與風洞試驗對比表明了模擬的有效性，并進一步通過繞流特性探討結構載荷的產(chǎn)生機理。劉若斐等［5］也選用上述湍流模型對大型冷卻塔風載荷進行模擬，模擬結果與載荷規(guī)范比較接近。許多學者的研究均表明［6－8］，相比風洞試驗方法，數(shù)值風洞模擬可以對結構風載荷進行全方位多層次的分析，并能給出滿足工程應用精度的載荷數(shù)據(jù)，這對結構抗風預研有著重要的意義。

文中將在Fluent6.3軟件平臺，選用基于Reynolds時均的Realizable k－ε湍流模型開展碟式機架多工況的風載荷研究，獲得不同工況的總風載荷、風壓分布及繞流特性等結果。分析風載荷隨不同工況的變化規(guī)律，并將載荷曲線同拋物雷達天線風洞試驗結果進行定性的對比分析，驗證模擬結果的合理性。探討了聚光器鏡面風載荷占機架總風載荷的比值，給出了典型工況聚光器體型系數(shù)分布及各分區(qū)載荷極值，通過分析流場繞流特性揭示了載荷產(chǎn)生的機制。所作分析能夠為碟式光熱太陽能整機的抗風設計提供參考。

1 數(shù)值風洞基本理論

1.1 控制方程與湍流模型

工程中鈍體結構繞流問題一般都是復雜的湍流運動，流態(tài)表現(xiàn)為三維非定常且伴有強烈脈動的漩渦，目前還不具備直接模擬計算的條件［9］。然而，有學者通過大量試驗研究表明，湍流運動的物理參數(shù)如速度、壓力等的統(tǒng)計平均值存在著確定性規(guī)律且可重復再現(xiàn)，于是工程中廣泛采用了統(tǒng)計平均的方法來研究復雜的湍流運動。依據(jù)雷諾的觀點將描述湍流物理量中的湍流瞬時量分解成平均和脈動兩部分，并且將流體基本控制方程（N－S方程）逐項平均就可得到基于雷諾應力的時均N－S方程：

由式（1）、（2）構成的方程組不封閉，必須引入湍流模型才能對方程求解，目前的方法主要有雷諾應力模型和湍流黏性系數(shù)法，由于雷諾應力法求解的計算量非常大，文中選擇了工程應用較為廣泛的后者。黏性系數(shù)法中標準k－ε模型能在一定程度上反映湍流的特征，從而在工程中有著一定的應用，但標準k－ε模型對雷諾應力的模擬是采用推廣的Boussinsq各向同性的渦黏性假設，導致該模型可能會出現(xiàn)不正確的計算雷諾正應力。有研究就表明，標準k－ε模型應用于時均應變率特別大的情況時，有可能導致負的正應力［9－10］。鑒于標準k－ε模型對于一些各向異性較強的流動如有分離、漩渦的流動將產(chǎn)生較大的誤差，不能恰當?shù)拿枋隽鲃拥陌l(fā)展，特別是二次流動問題。為了使流動符合湍流運動的規(guī)律，有學者提出了Realizable k－ε湍流模型，其主要改進在于將湍流黏度計算式中的系數(shù)Cμ看成與應變率相聯(lián)系的變量。楊偉等［11］的研究也表明Realizable k－ε模型較標準k－ε模型的模擬值更接近于風洞試驗值。因此文中選用Realizable k－ε湍流模型，該模型關于湍動能k和湍流耗散率ε的輸送方程及其參數(shù)定義詳見文獻［10］。

1.2 近壁面的處理

近壁面的湍流流動受到分子黏性的顯著影響［5］，這種情況的處理很大程度上決定了整個數(shù)值模擬結果的準確性。然而，Realizable k－ε模型一般只適用于湍流核心區(qū)域，針對近壁面低Re數(shù)的流動需要進行特殊處理－壁面函數(shù)法，文中采用非平衡壁面函數(shù)法來處理近壁面的湍流狀態(tài)。大量的試驗表明，流場的近壁面區(qū)域由內(nèi)向外可大致分為黏性底層、混合層和完全發(fā)展的湍流層［10］。非平衡壁面函數(shù)對黏性底層不進行求解，而是采用半經(jīng)驗公式計算k、ε和切向速度，并將其和完全發(fā)展的湍流區(qū)域聯(lián)系起來，進而求解整個流域。相比標準的壁面函數(shù)法，非平衡壁面函數(shù)法具有對壓力梯度和偏移平衡點進行部分說明的能力，對包含脫流、回流和沖擊的復雜流動有更好的描述。

2 計算域模型及數(shù)值求解

2.1 物理模型及工況定義

圖1為碟式鋼構機架模型及工況示意，碟式光熱太陽能發(fā)電系統(tǒng)機架主要由聚光器、支撐桁架和立柱等部件組成，且前二者聯(lián)成整體在視日跟蹤時繞點O進行雙軸旋轉運動。因視日跟蹤時機架的轉動速度非常緩慢，所以計算中未考慮因結構旋轉運動而產(chǎn)生的額外氣動載荷。為了便于流域網(wǎng)格的劃分，而對連接件如連桿、螺栓等細節(jié)不予考慮，但考慮了對風載荷有影響的聚光器透風縫隙，也考慮了斯特林熱機的影響并將其簡化為矩形實體。文中研究某發(fā)電功率為25 kW的大型碟式機架風載荷，主要結構尺寸為：聚光器開口半徑R＝6.35 m且矢高1.35 m、立柱高度H＝7.0 m和支撐桁架E＝7.5 m。

圖1 鋼構機架模型及工況示意Fig.1 Steel framemodel and working condition

鋼構機架在視日跟蹤時會有不同的工作高度角，并且風載荷方向存在隨機性。開展結構多工況風載荷研究時，定義如圖1所示的風向角α和高度角β組合的工況形式，研究高度角β＝0°、30°、45°、60°、90°和風向角α＝0°、30°、45°、60°、90°、120°、135°、150°、180°的共5×9＝45組工況，其中β＝90°時聚光器開口向上。為方便表示，工況組合采用風向角－高度角的表示格式，例如120°－30°表示30°高度角下風場入流為120°作用于結構。

2.2 計算流域及網(wǎng)格劃分

結構風載荷計算需考察多風向來流的作用，為減少數(shù)值計算的建模工作量，將包含機架的內(nèi)域設計成圓柱形（如圖2所示，其坐標系原點為圖1的O點）。不同風向角工況只需將內(nèi)域旋轉至所需角度即可，而外域保持不變，內(nèi)外域通過設置二者的公共交界面進行信息傳遞，從而使同一高度角下的多風向角工況流域只需進行一次網(wǎng)格劃分，就可以實現(xiàn)任意風向角工況網(wǎng)格模型的共享。

網(wǎng)格劃分質(zhì)量的好壞程度直接影響計算結果的精度，然而碟式機架的復雜，對其流域的網(wǎng)格劃分需要講究方法。為獲得較高質(zhì)量的網(wǎng)格且提高計算效率，而采用混合網(wǎng)格技術和流域區(qū)域分塊相結合的方法，對各區(qū)域采用不同的網(wǎng)格模式和網(wǎng)格尺寸進行劃分。流域網(wǎng)格劃分在Gambit軟件中進行，對含有機架的圓柱內(nèi)域及附近采用適應性較好的四面體非結構化網(wǎng)格，而遠離圓柱的外域均采用漸變尺寸的六面體結構化網(wǎng)格進行空間的離散。由于存在細小壁面邊界，具體網(wǎng)格劃分時，首先對機架邊界（不含鏡面）采用尺寸為0.055 m的三角形面網(wǎng)格進行劃分，而聚光器鏡面采用尺寸為0.120 m的三角形面網(wǎng)格劃分，其次對圓柱域采用四面體（Tgrid）網(wǎng)格進行空間離散。具體網(wǎng)格分布及局部效果如圖3和圖4所示。為進一步提高網(wǎng)格的質(zhì)量，采用Laplacian光順方法對網(wǎng)格點的位置進行細微調(diào)整，實現(xiàn)對網(wǎng)格質(zhì)量的優(yōu)化。

由于Realizable k－ε湍流模型只適合充分發(fā)展的湍流模擬，通過對不同長度尺寸的流域進行試算并查看其流場的發(fā)展情況，首次試算的尾流區(qū)域長16D（D＝2R為聚光器開口直徑）時觀察流域出口附近存在回流現(xiàn)象，改進的流域為增加尾流區(qū)域至25 D（如圖2所示）并觀察發(fā)現(xiàn)流場已經(jīng)充分發(fā)展。同時，更進一步的考察了數(shù)值計算結果對網(wǎng)格數(shù)量的依賴性，并經(jīng)網(wǎng)格無關性檢驗后選擇其中網(wǎng)格數(shù)量相對較少的以期提高計算效率，最終得到0°高度角模型的流域總網(wǎng)格數(shù)量約170萬（機架處于不同高度角時流域網(wǎng)格數(shù)量略有不同），其中機架區(qū)域加密的非結構化網(wǎng)格數(shù)量約102萬?？紤]到篇幅，文中將不列出不同網(wǎng)格數(shù)量的計算值。

圖2 計算流域尺寸及分區(qū)Fig.2 The compute of size and subarea inmodel domain

圖3 流域網(wǎng)格分布Fig.3 Grid distribution ofmodel domain

圖4 流域的局部網(wǎng)格Fig.4 Partial grid of themodel domain

2.3 邊界條件及離散格式

（1）入口邊界條件：進流面為速度入口，其風速隨高度分布服從指數(shù)律：

式中：參考高度為z0＝10 m；地面粗糙度系數(shù)α＝0.16；G為離地面高度，根據(jù)圖2坐標系其值為G＝Y＋H；U0為參考高度處的風速，取基本風壓W＝0.65 kPa，由風速和風壓的關系計算得到參考風速U0＝32.55 m/s。

由于湍流模型要考慮湍流強度，而我國現(xiàn)行的風載荷規(guī)范并未給出明確定義，對B類地貌湍流強度的模擬，可以參考日本規(guī)范的第Ⅱ類地貌取值［7］：

式中：Z0＝5 m；Zg＝350 m；B類地貌α＝0.16。

在入口截面的湍流動能和耗散率按以下公式計算：

上述入口邊界的U、k和ε均采用UDF編程與Fluent作接口實現(xiàn)連接。

（2）出口邊界條件：出口的流場接近完全發(fā)展狀態(tài)，此區(qū)域流場任意物理量沿出口法向梯度為零，采用自由出流的邊界條件。

（3）壁面條件：計算域的上、左和右側均采用對稱邊界條件，模擬自由滑移壁面，結構表面和地面采用無滑移的壁面條件，并對近壁面的流動選用非平衡壁面函數(shù)進行模擬。

采用Reynolds時均方程和Realizable k－ε湍流模型組成的湍流控制微分方程對計算域進行三維定常流場模擬。計算采用3D單精度、分離式求解器、空氣模型選用理想氣體模型，對流項的離散采用精度較高且絕對穩(wěn)定的二階迎風格式，速度壓力耦合采用SIMPLEC算法。數(shù)值計算是在實驗室配置的主頻2.99 GHz、CPU型號為AMD A8－3870的四核計算機上進行（共4臺），單個模型計算至流場收斂需約1 200步的迭代，其計算時間約14 h。

2.4 數(shù)據(jù)后處理

基于Fluent 6.3.26軟件平臺對鋼構機架各組合工況進行了三維定常數(shù)值模擬，得到機架在不同工況下的總風載荷，同時為方便與以往同類體型結構風洞試驗進行對比分析，采用如圖5所示的風軸坐標系來描述總風載荷的各分量?？紤]到機架關鍵受力部件是雙軸驅動系統(tǒng)，為方便后續(xù)研究的風載荷數(shù)據(jù)使用，文中的風力矩計算就未包含立柱風載荷在內(nèi)，并且風力矩計算的參考點為機架雙軸旋轉中心即圖1和圖5所示的點O位置。

圖5 風載荷分量與風軸坐標系的關系Fig.5 The relationship between wind load components and wind axis coordinate system

為了便于分析，將風力和風力矩載荷都以無量綱的風力系數(shù)和風力矩系數(shù)來表示：

式中：Fi為風軸坐標系中風力載荷沿各軸分量，i對應于X、Y、Z軸時分別表示為阻力、升力、側向力；Mi為風軸坐標系中風力矩載荷沿各軸分量，i對應于X、Y、Z軸時分別表示為翻轉力矩、方位力矩、傾覆力矩；ur為參考點的平均風速，取10 m高度處來流平均速度32.55 m/s；S＝πR2為特征面積，R為特征尺寸即聚光器半徑。

因風力系數(shù)是從整體角度來描述結構風載荷的，并不能恰當?shù)姆从吵鼋Y構表面各區(qū)域的載荷分布，而實際的風載荷作用往往不是均勻的，尤其是風載荷以聚光器鏡面阻擋為主的機架結構，其聚光器在風載荷作用下引起的變形大小直接影響系統(tǒng)的聚光效果，因此，獲得聚光器鏡面的平均風壓分布對后續(xù)結構抗風研究就顯得尤為重要。聚光器鏡面是由許多獨立的反射鏡部件組成并帶有一定的透風間隙，為方便抗風設計時考慮局部風載荷的影響，而將聚光器按實際情況分區(qū)并獲得各分區(qū)體型系數(shù)，且可進一步得到各分區(qū)的峰值載荷。其聚光器鏡面分區(qū)及編號如圖6所示。

分區(qū)編號為k的體型系數(shù)可用結構表面同一分區(qū)內(nèi)所有測點i的凈風壓系數(shù)［6］Cpi與該測點所屬表面面積Ai的乘積取加權平均得到，具體表達式如下：

聚光器鏡面壓力荷載的正負號規(guī)定：對于單一表面，結構表面受壓為正，受吸力作用為負。對于前后表面壓力差值垂直指向反射鏡工作面（即凹面）為正壓力，反之為負壓力即求得體型系數(shù)為負值。

圖6 聚光器分區(qū)及編號Fig.6 Subarea and number of condenser

3 計算結果與分析

3.1 風載荷與結果驗證

碟式機架風載荷的準確計算對于后續(xù)抗風設計有著重要意義，考慮到該結構未進行風洞試驗，然而碟式機架與拋物雷達天線有著共同的承風主體（拋物鏡面）。因此，文中將數(shù)值結果與雷達天線風洞試驗數(shù)據(jù)進行定性的對比分析，用以輔證數(shù)值結果的合理性。

圖7為風力載荷分量隨工況的變化情況。由圖7（a）可知：①機架高度角一定時：阻力系數(shù)隨風向角在0°～90°時遞減，而隨風向角在90°～180°時遞增。其中，在90°風向角時迎風面積達到最小且阻力系數(shù)最小，這種變化趨勢同結構的迎風投影面積是成正相關的。然而，來流風向為0°（凹面迎風）和180°（凸面迎風）時結構的迎風投影面積雖相同，但是阻力系數(shù)前者較后者大，這是由于凸面迎風時桁架結構導致流場更為絮亂且迎風面流線較好，導致壓差阻力不及凹型光滑曲面的迎風情況。②風向角一定時：阻力系數(shù)隨機架高度角增大而降低，最大值在0°－0°工況為－1.15。在90°高度角時，由于結構具有一定的對稱性且存在聚光器背部桁架迎風，不同風向角下的阻力系數(shù)值均為最小且基本在－0.26左右。上述的阻力系數(shù)曲線變化趨勢以及各曲線交點位置（風向角90°）均與文獻［12－14］中的拋物雷達天線風洞試驗結果一致。

由圖7（b）可知：當機架高度角為0°和90°時，升力系數(shù)隨風向角變化幅度較小，且前者升力系數(shù)更趨近于0。其它高度角下，各升力系數(shù)隨風向角變化的趨勢是一致的，且在相同風向角時各曲線數(shù)值相差較小，同時都在90°風向角附近升力載荷作用方向發(fā)生了改變，這主要是結構迎風位置和分離形成的漩渦位置決定的。

由圖7（c）可知：當機架高度角為90°時，任意風向來流作用產(chǎn)生的側向力都趨于0。其它高度角下，側向力系數(shù)均隨風向角近似于正弦變化，且在同一風向角下機架處于0°高度角時側向力系數(shù)最大。各側向力系數(shù)曲線的最小值都為0且位置均在風向角為0°、180°及90°附近，峰值在風向角為60°和135°附近分別是－0.87和0.37，這些極值特征以及曲線變化趨勢都同文獻［12－13］的數(shù)據(jù)有很好吻合。

由于方位力矩對結構驅動系統(tǒng)設計以及電機選型有著重要的意義，而在以往的雷達天線風洞試驗中也都有給出，并且方位力矩值在風軸系和機架體軸系中是一致的?？紤]到篇幅有限，將只著重分析方位力矩系數(shù)隨各工況的變化情況，如圖8所示。

圖7 風力載荷分量隨工況的變化Fig.7 Wind load components with change ofworking conditions

由圖8可知：①當機架高度角為90°時，任意風向來流作用產(chǎn)生的方位力矩均趨于0，這是因為阻力和側向力對旋轉中心的力矩作用而形成方位力矩，從圖7中可以看出，機架高度角為90°時阻力和側向力均隨風向角基本不變且值都很小。②其它高度角下，方位力矩系數(shù)均隨風向角做近似正弦變化，且在同一風向角下機架處于0°高度角時方位力矩系數(shù)最大。各曲線的交點分別在0°、80°和180°風向角，且各曲線存在的兩個峰值均分別在風向角為45°～60°和90°～120°的位置［12－14］，其中對應的最大值分別為0.127和－0.181。需要提及的是，文獻［12，14］中實體拋物天線的方位力矩曲線除上面兩處峰值外還有風向角130°～140°位置，這主要是碟式機架與拋物雷達天線存在一定的結構差異，并且風載荷研究方法也有不同，導致了碟式機架未能在此位置形成新的峰值。

圖8 方位力矩系數(shù)隨工況的變化Fig.8 Azimuthmoment coefficient with change of working condition

綜合以上定性對比分析可知，各載荷分量曲線變化趨勢以及交點和極值位置都同拋物雷達天線的風洞試驗一致，同時基于兩種結構承風主體的相似性，可以在一定程度上證明數(shù)據(jù)的合理性。而且許多學者對Realizable k－ε湍流模型的數(shù)值模擬結果同風洞試驗對比研究也表明［1，5－6，11］，該模型能夠較準確的反映出真實的風載荷情況，并且能夠滿足工程應用精度的要求。因此，筆者基于以上分析認為數(shù)值計算結果是可靠的。當然，至于數(shù)值結果誤差大小的確定還有待于進行風洞試驗研究，但是數(shù)值結果用于機架預研抗風設計是可行的。

3.2 載荷因次分析

既然兩種相似結構的風載荷存在趨勢一致性等特征，那么共同體型（拋物曲面）在風載荷中一定起著決定性的作用。下面將采用因次分析方法來確定聚光器鏡面承受的風載荷在機架總風載荷中所占的比值，定義為：載荷比值＝聚光器鏡面風載荷/（聚光器鏡面風載荷＋其它結構風載荷），其中聚光器鏡面風載荷是指聚光器反射鏡面的總載荷，是不包括背部桁架梁風載荷的。從定義式可知比值越接近于1則表示聚光器鏡面風載荷起決定性作用越強。

圖9為總風載荷系數(shù)及載荷因次曲線。由圖9（a）可知：機架風載荷整體表現(xiàn)為凸面迎風小于凹面迎風（聚光器工作面為凹面），且機架總風載荷曲線隨各工況的變化趨勢同阻力系數(shù)相似，但最大值并非在0°高度角情況下，而是在0°～45°工況值為1.21。當機架高度角為90°時，任意風向角下的總風載荷系數(shù)基本在0.3左右，是結構承受總風載荷最小的工況。至于上述工況是否為最不利或最佳避風位置，有待于在機架靜/動力學分析中確定，這是因為機架高度角的變化導致質(zhì)量和剛度分布發(fā)生改變，并且載荷分布以及傳遞路徑也會產(chǎn)生差異。

圖9 總風載荷系數(shù)及載荷因次曲線Fig.9 Total load coefficient and load dimensionless curve

由圖9（b）可知：機架高度角為90°時，任意風向下聚光器鏡面承受的風載荷占機架總風載荷比值較小，且大部分工況下比值均不到0.4。其它高度下，聚光器鏡面的風載荷占主導地位，尤其是在0°～60°風向角時更為強烈，其比值達到0.95以上，但在90°風向角時也只有0.37。主要表現(xiàn)為，機架總風載荷越大時其聚光器鏡面的風載荷起決定性作用越強。這給后續(xù)的結構縮尺模型設計提供了簡化依據(jù)，從而可以降低模型的制作難度，并且也為后續(xù)碟式系統(tǒng)群風載荷干擾的數(shù)值分析提供可能，因為不考慮聚光器背部桁架時網(wǎng)格劃分將會更容易且數(shù)量更少。

3.3 分區(qū)體型系數(shù)

聚光器鏡面因風載荷作用而導致的擠壓破裂是其損壞的一種常見形式，所以確定分區(qū)表面的極值載荷對鏡面安全設計有著指導意義。圖10給出了部分典型工況鏡面分區(qū)體型系數(shù)和各分區(qū)的極值體型系數(shù)。

分析得到：

圖10 聚光器分區(qū)體型系數(shù)Fig.10 Shape coefficient of condenser subarea

（1）在0°－0°工況下各分區(qū)的體型系數(shù)分布較均勻且基本相等，而高度角為45°時由于下部的“夾縫效應”增強，在尾流區(qū)域形成飽滿的漩渦（如圖11（e）），導致聚光器缺口附近和中間迎風位置（分區(qū)19～42）的體型系數(shù)有較大波動，其中缺口附近分區(qū)體型系數(shù)呈現(xiàn)邊緣大中間小的變化形式，而中間迎風位置表現(xiàn)為中間大邊緣小。

（2）聚光器的分區(qū)峰值體型系數(shù)表現(xiàn)為邊緣大中心小的形式，最大值在19號分區(qū)為2.25，其次在13號分區(qū)為2.16，均系聚光器中鏡面單元面積最大的，其安全性考慮非常重要。需要提及的是，因只研究了0°－180°風向角，所以極值曲線沒有對稱，取值時可將極值曲線沿31－36號分區(qū)對稱后進行選取。曲線0°－45°工況下聚光器缺口附近的體型系數(shù)大部分達到峰值狀態(tài)，但其他區(qū)域較0°－0°工況還小，說明不同工況只會存在部分區(qū)域的載荷峰值同時出現(xiàn)，用峰值體型系數(shù)校驗結構局部安全性是簡便可行的。

（3）高度角90°確實特殊，在總風載荷中雖為最小值，但其局部分區(qū)載荷值并不小。在0°－90°工況由于缺口位置迎風，氣流流經(jīng)缺口加速后進入聚光器凹面內(nèi)，對缺口附近的載荷產(chǎn)生一定的波動，且最先迎風的區(qū)域載荷最大且為負值，其他區(qū)域載荷分布均勻且為正值。當風向角為90°時，處于最先迎風的7～24號分區(qū)體型系數(shù)較大，在13號分區(qū)為－1.47。

3.4 繞流特性分析

根據(jù)流場繞流特性可進一步了解風載荷產(chǎn)生的機理，能為結構的氣動優(yōu)化提供參考，并且尾跡漩渦尺度也能為機架群的抗風布置提供指導。限于篇幅，這里僅給出了部分典型工況流場的流線圖，如圖11所示。

圖11（a）中來流遇聚光器工作面受阻擋后明顯分成兩路，一部分氣流沿鏡面向頂部爬升，在聚光鏡邊緣發(fā)生流動分離并與周邊的“層流墻”作用而形成漩渦。由于聚光器下部存在缺口且處于懸空形式，另一部分氣流則沿鏡面匯聚到缺口處，并與底部入流一起經(jīng)缺口通道加速，并從后方地面向上卷起了一個較大的漩渦。圖11（b）中氣流沿鏡面邊緣分離形成了兩個飽滿的漩渦，且部分氣流沿后方發(fā)展的過程中進行了匯聚并沿高度方向擴散流動，導致圖11（a）中x＝－30 m附近流線發(fā)散點的存在，表現(xiàn)出明顯的三維流動特性。

圖11 結構繞流的流線圖Fig.11 Streamlined diagram of flow around

圖11（c）中聚光器的凸面迎風，同樣由于缺口和下部懸空導致氣流的加速通過并在后方卷起一個漩渦，但聚光器的頂部氣流分離后形成了較大的漩渦，同時這兩個漩渦沿后下方靠攏且部分氣流沿相合線向斜后下方泄出撞擊于地面。尾流結構與圖（a）有所差異，產(chǎn)生了氣流下壓的趨勢，這是因為結構凸面迎風而產(chǎn)生流線向內(nèi)匯聚的形式，但由于底部氣流加速通過而使原匯聚中心偏移至斜向地面。水平剖面圖11（d）中分離流形成了兩個相對狹長的對稱漩渦，不如圖（b）中的漩渦飽滿且位置偏聚光器邊緣，在阻力載荷中表現(xiàn)為壓差阻力不及后者大。

圖11（e）為0°－45°工況，缺口和底部的氣流經(jīng)加速后沿地面向上卷起，其中部分氣流與聚光器背面相遇后產(chǎn)生分離并形成漩渦。但由于聚光器迎風流線較為平緩，當氣流繞過頂部時并未產(chǎn)生明顯的漩渦，而是與后方卷起的其他氣流相互作用，并隨頂部主層流向后上方流動。該工況聚光器下部“夾縫效應”顯著而形成了單個非常飽滿的漩渦，其渦心位置距結構較近且位于后下方，正由于大漩渦而導致背風面產(chǎn)生較大的吸力，且正面迎風產(chǎn)生正壓作用，從而使結構產(chǎn)生很大的向下作用力。圖11（f）水平剖面形成了一對很小的漩渦，并不能在載荷中起主導地位，機架阻力載荷大部分是由渦軸沿Z軸的大漩渦提供。

4 結 論

選用Realizable k－ε湍流模型對碟式機架進行了45組工況風載荷及繞流特性的分析，模擬的風載荷曲線變化趨勢及極值工況都同拋物天線風洞試驗曲線一致，同時鑒于結構承風主體的相似性，驗證了數(shù)值結果的合理性，能夠為機架抗風設計提供參考。得到如下結論：

（1）風軸坐標系中：機架高度角為90°時，任意風向來流作用的風載荷分量均最小。其它情況，高度角一定時：阻力系數(shù)隨機架迎風投影面積成正相關，側向力系數(shù)和方位力矩系數(shù)均隨風向角做近似正弦變化。風向角一定時，阻力系數(shù)、側力系數(shù)以及方位力矩系數(shù)均隨機架高度角的增大而減小。阻力系數(shù)最大值在0°－0°工況為－1.15。側力系數(shù)峰值在0°高度角下風向角為60°和135°附近且分別為－0.87和0.37。方位力矩系數(shù)峰值在0°高度角下風向角為45°～60°和90°～120°位置且分別為0.127和－0.181。升力系數(shù)在高度角為45°和60°且風向角為0°時最大，其值為－0.84。

（2）機架總風載荷表現(xiàn)為凸面迎風小于凹面迎風，總風載荷曲線變化趨勢同阻力系數(shù)曲線相似，但最大值在0°－45°工況值為1.21。同時，機架總風載荷越大時其聚光器鏡面承受的風載荷起決定性作用越強，除90°高度角情況，風向角在0°～60°時聚光器鏡面的風載荷均占機架總風載荷的95%以上，這為后續(xù)結構縮尺模型設計提供簡化依據(jù)。

（3）聚光器鏡面分區(qū)體型系數(shù)的峰值分布表現(xiàn)為邊緣大中心小，最大值在19號分區(qū)為2.25，其次在13號分區(qū)為2.16，均系鏡面單元面積最大的區(qū)域，依據(jù)分區(qū)極值載荷進行抗風設計能夠保證鏡面的安全性。

（4）數(shù)值風洞模擬給出的流場繞流特性對風載荷產(chǎn)生機理以及結構氣動優(yōu)化分析有著指導作用。文中僅分析了不考慮其它碟式機架流場干擾的情況，然而實際電站是多碟式機架布置的。因此，將在后續(xù)研究中重點考慮因不同布置形式及間距對機架風載荷的靜力干擾效應，并對單碟式機架風載荷進行修正，而文中模擬的尾渦尺度能夠為機架群抗風布置提供參考。

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Average w ind load and flow around characteristics of Steel fram e of a large solar energy dish

YAN Jian1，2，PENG You-duo1，2，LONGDong-ping2，HE Yi1，2，MA Jun1，2
（1.Hunan Provincial Key Laboratory of Health Maintenance for Mechanical Equipment，Xiangtan 411201，China；
2.School of Electromechanical Engineering，Hunan University of Science and Technology，Xiangtan 411201，China）

Based on Fluent 6.3 software，Navier-Stokes equations with Reynolds time average were chosen to simulate 3D steady wind field of a complex dish frame.Computational domain model satisfying unrestraint flow field and grid independent solutions was built by applying the multi-angle wind modeling method with inner domain subareas of a cylinder.45-group results of totalwind load，wind pressure distribution and flow around characteristicswere acquired with simulations.Varying laws of wind load with differentworking conditions were analyzed.The reasonableness of simulation resultswas verified with a qualitative comparative analysis between load curves and parabolic radar antenna wind tunnel test results.The ratio of the condenser mirror load to the total wind load of the frame was explored by adopting the dimensionlessmethod.Condenser shape factor distribution and extremes of each subarea load were acquired under typical working conditions.And the load generating mechanism was revealed with further analysis of the flow around characteristics.The study results provided a basis forwind-resistant design of the whole structure of a photo-thermal solar energy dish.

solar energy；steel frame；wind load；flow around；numerical simulation

TU973.213；TP 391.9

A

10.13465/j.cnki.jvs.2014.24.008

國家自然科學基金（51275166）；湖南省省市聯(lián)合基金資助（11JJ8006）；湖南省戰(zhàn)略性新型產(chǎn)業(yè)重大科技攻關項目（2011GK4058）；湖南科技大學研究生創(chuàng)新基金項目（S130019）

2013－10－21 修改稿收到日期：2013－12－19

顏健男，碩士生，1988年生

彭佑多男，博士，教授，博士生導師，1964年生