顏　健， 彭佑多， 易陳斐

(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)

?

碟式太陽能光熱發(fā)電系統機架結構風振響應的時域分析

顏健， 彭佑多， 易陳斐

(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)

摘要：針對大型碟式光熱系統抗風運行的機架風致振動問題，以研制的25 kW級碟式機架為對象，闡述了復雜機架結構的有限元建模方法，并通過靜力承載和機構傳動角的分析，指出了高度角驅動機構的不足并予以改進，進而對比分析了改進前后機架多高度角工況的自振特性;基于線性濾波AR法模擬得到25組工況的脈動風載荷(平均風速16.0 m/s)，開展了改進機架的風振時域求解。分析了機架關鍵節(jié)點的位移響應均方根和峰值分布特征，并對典型工況的機架位移響應進行頻譜分析，給出了各工況機架關鍵節(jié)點的位移風振系數，為機架結構設計提供參考。結果表明，機架結構位移響應是以脈動載荷的強迫振動為主，并伴有多階振型參與的共振響應;機架控制點的位移峰值和位移均方根的分布特征相似，且沿焦軸的響應分量均占主導地位，機架振動主要為機架視日部分繞高度角軸線的旋轉運動。

關鍵詞：碟式光熱發(fā)電；機架結構；脈動風場模擬；風振響應；時域分析；機構傳動角

太陽光能的有效聚集與接收是碟式光熱發(fā)電的關鍵，而機架結構是實現聚光器反射鏡面型幾何“保型”的載體，也是實現聚光器和熱接收器空間位置保持的載體，其結構的有效性直接影響著碟式系統發(fā)電效率或能否正常運行。然而，機架工作于露天環(huán)境，并具有迎風尺度大且透風性差，且要滿足在16 m/s風速內進行有效聚光運行(即抗風運行)。當脈動風載荷作用時可能引起位移響應過大，將導致聚光性能下降或更為嚴重的停機情況，尤其在大功率級碟式系統中更為明顯。因此，開展大型碟式機架結構的風振響應研究是有必要的，這不僅是對機架抗風性能的進一步剖析與評價，也是后續(xù)系統抗風運行時聚光性能評價的重要依據。

許多學者對碟式光熱發(fā)電系統開展相關研究并研制了樣機，中科院電工所[1]和哈爾濱工業(yè)大學[2]均研制了由多圓形反射鏡構成的碟式光熱發(fā)電系統。Lovegrove K等研制了接收面積為500 m2的拋物型聚光器[3]。厲劍梁等對碟式機架開展了典型工況的靜承載分析[4]。何軼等人針對25 kW聚光器開展了多工況的靜承載研究，分析了在極限大風作用的安全性[5]。在工程應用中，我國也建立了100 kW級碟式光熱示范電站(單機功率10 kW)，但相對國外而言仍處于起步階段。已有公開文獻中，更多傾向于系統聚光或光熱轉換等理論或方法的研究，而對碟式機架的風振響應研究很少見。雖課題組已成功研制了25 kW碟式樣機，但開展機架風振響應的現場實測仍存在諸多困難，尤其是難以捕捉合適的承載環(huán)境。然而，采用有限元和脈動風場數值模擬相結合的時域風振響應方法能克服上述困難，且已在風振工程中得到廣泛應用[6-9]。王鶯歌等采用時域法對塔式定日鏡進行風振響應研究，得到了多工況下各關鍵節(jié)點的位移風振系數，為定日鏡抗風設計提供依據。Zang等[10]對塔式定日鏡結構開展了關鍵部件現場應力實測和整機結構的時域風振響應分析。章子華等[11]將模擬生成的脈動風載荷加載到風機塔架有限元模型進行時域風振響應分析。

以25 kW級碟式光熱發(fā)電系統為對象，建立其機架結構的有限元模型，并通過整機靜承載和機構傳動角分析，指出高度角驅動機構設計的不足并予以改進，對比改進前后機架多高度角工位的自振特性?；诰€性濾波法模擬脈動風載荷，開展機架典型工況的風振響應研究，著重分析機架關鍵節(jié)點的位移響應統計特征，并探討機架風振響應中振型參與和貢獻的問題，最后給出機架關鍵節(jié)點的位移風振系數，以供抗風設計參考。

1機架有限元模型及自振特性分析

碟式機架結構復雜，常規(guī)有限元建模將導致節(jié)點、單元數量顯著，使風振時域分析計算量巨大且對硬件要求較高。因此，在結構承載和傳力特性一致的基礎上，對機架進行合理有效的簡化。

1.1機架結構有限元建模

碟式太陽能光熱發(fā)電系統機架結構組成見圖1(a)，其中聚光器、支撐桁架和斯特林熱機(尚未安裝)等構成視日跟蹤部分(簡稱視日結構)，并由圖1(b)所示的雙軸驅動機構進行整體承載與視日跟蹤功能的實現?；?5 kW功率要求，聚光器采光口直徑為12.7 m、焦半徑f=7.25 m。聚光器桁架采用beam188梁單元，鏡面單元(這里為厚15 mm的鋁蜂窩基體)采用shell63殼單元，鏡面單元固定螺栓采用beam188單元模擬且以共節(jié)點方式傳遞載荷。聚光器與支撐桁架以圖1(c)所示的U型體為中間載體過渡連接，建模中U型體采用shell63殼單元，聚光器桁架與U形體通過MPC184剛性梁單元模擬真實的多螺栓固定連接，而支撐桁架是通過端面板與U型體采用多螺栓連接的，建模時采用面—面接觸的多點MPC技術模擬固定連接。支撐桁架采用beam188梁單元模擬，效果見圖1(e)所示。其中上下弦桿和前段腹桿截面均為100 mm×100 mm的矩形管，厚度分別為14 mm和8 mm，后段腹桿為截面100 mm×100 mm×6 mm的角鋼。圖1(b)的立柱及頂部支座采用shell63和solid45混合建模(見圖1(d))，并通過與sold45全實體單元模型進行承載對比，驗證了混合建模的有效性。立柱高度為7.0 m、外徑為625 mm、壁厚為20 mm，立柱頂部支座與支撐桁架采用CP耦合來實現鉸接的模擬。

圖1　碟式機架(25 kW)及建模簡化Fig.1 Dish rack (25 kW) and the simplified modeling

將上述部件模型組裝得到機架整體有限元模型(見圖2)。其中高度角驅動絲桿采用beam188梁單元，斯特林熱機質量為600 kg，以mass21質量單元模擬。通過將立柱旋轉來建立不同高度角的機架模型，保持聚光器與整體坐標系XYZ的相對關系不變(有限元模型的坐標系在U型體底部中心位置)，即X軸指向聚光器焦點方向，便于后續(xù)位移響應的數據處理。整機有限元模型共有單元約5.1萬和節(jié)點約3.5萬，材料屬性定義：鏡面單元密度為350 kg/m3，彈性模量為4.5×1010N/m2(鋁蜂窩基體)；其他材料均為鋼材其密度為7 850 kg/m3，彈性模量為2.06×1011N/m2。

文中將針對高度角β=0°、30°、45°、60°、90°與風向角φ= 0°、45°、90°、120°、180°的5×5=25組典型工況開展機架風振響應研究，其中高度角β=90°時聚光器開口朝天，風向角的定義見圖2。為了便于表述，工況組合采用高度角-風向角的命名方式，同時為便于位移結果的處理與表達，在圖中標記了A1～A12和B～D共15個位置做為機架承載的位移控制節(jié)點，其中A1～A12在聚光器輻射梁端點，B在斯特林熱機安裝位置，C在立柱頂端位置，D在U型體上部的中心位置。

圖2　機架整體有限元模型(45°高度角模型)Fig.2 The whole finite element model of the frame(45° elevation angle model)

通過機架靜力學分析表明，機架結構90°高度角時承載性能不甚理想，其90°～0°工況在12 m/s的平均風載荷作用下(其分區(qū)體型系數分布詳見文獻[12])的承載位移峰值達到100.52 mm，發(fā)生在斯特林熱機安裝位置B點，且整機承載位移表現為繞高度角跟蹤軸的轉角位移。圖3(a)給出了90°高度角位置的驅動機構受力分析圖，機架的風載及自重載荷引起的轉矩MY是由絲桿軸力來抵抗的，可以看出絲桿BC的作用力與支撐桁架AC的夾角是非常小的，此工況高度角驅動機構的傳動角設計是存在不足。因此，對絲桿驅動機構的安裝位置進行了改進(BC2為絲桿)，得到如圖3(b)所示的有限元模型。機構改進模型90°～0°工況在12 m/s平均風載荷作用的位移峰值為31.46 mm，明顯改善了承載性能，這說明高度角機構傳動角的合理設計對機架整體承載性能的提升是至關重要的。

圖3　機架90°高度角的機構傳力圖Fig.3 Force diagram of the frame of 90° elevation angle

1.2自振頻率及振型分析

機架結構自振頻率和振型是固有動力學特性的表征，也是機架結構風振響應結果分析的基礎。表1和表2分別給出了原模型(模型1)和機構改進模型(模型2)的前六階自振頻率。

由表1可知，由于高度角機構的變位將引起機架整體質量和剛度的改變，導致不同高度角模型相應階次的自振頻率存在一定差異。但就整體而言，除90°高度角模型的1階頻率為0.497 Hz外，其他相應階次頻率相差均不明顯，且前六階頻率均處在1.051～4.818 Hz范圍內。由表2可知，除90°高度角的1階頻率由0.497 Hz提升至1.060 Hz外，其余各高度角模型的自振頻率與表1基本一致。

表1　機架不同高度角的自振頻率-模型1

圖4為模型1的0°高度角工況前六階振型，圖5為模型1的90°高度角工況4～6階振型。

表2　機架不同高度角的自振頻率-模型2

(1) 由圖4可知，機架0°高度角模型的前3階振型主要表現為視日結構的繞軸旋轉振動形態(tài)，第1階為繞高度角旋轉軸的旋轉運動，第2階為繞機架X軸的旋轉運動，第3階為繞Z軸的旋轉運動，而4階～6階振型主要為立柱彎曲和視日結構旋轉的耦合振動。

(2) 模型1其他高度角工況的振動形態(tài)基本包含在圖4(a)～圖4(f)中，30°高度角與0°高度角的各階振動形態(tài)分布一致，而45°和60°高度角的1階(振型為圖4(b)形式)和2階(見圖4(a))以及4階(見圖4(e))和5階振動形態(tài)是與0°高度角恰好相反。這從自振頻率表1可知，具有圖4(b)振型的頻率在1.07 Hz左右，具有圖4(e)振型的頻率在2.42 Hz左右。

(3) 機架90°高度角前3階振型與0°高度角是一致的，但4階～6階振型是存在一定差異的，具體(見圖5)，主要表現為立柱的彎曲和熱機安裝座位置的振動，也有伴隨聚光器結構的振動。

(4) 對于機構改進的模型2，除機架30°高度角的1階和2階出現提前互換振型情況外，其他的振型與模型1是一致的。

圖4　機架0°高度角的振型圖(模型1)Fig.4 Vibration diagram of 0° elevation angle of frame (model 1)

圖5　機架90°高度角的部分振型圖(模型1)Fig.5 Section vibration diagram of 90° elevation angle of frame (model 1)

2脈動風速時程模擬

脈動風速可用零均值的高斯平穩(wěn)隨機過程來模擬，且具有很明顯的各態(tài)經歷性[13]。數值模擬中線性濾波法(Auto Regressive method,AR)是利用前數個時刻的脈動量來線性回歸產生下一時刻脈動量，是考慮一定時間相關性的。而碟式機架空間三方向尺度相當，風流經時往往存在明顯的時間和空間相關性，因此AR法是能有效反映機架風場時空效應的。機架承受的風載荷有順風向的平均風、脈動風以及橫風向的尾流旋渦干擾等，但文中僅對占主導地位的順風向風載荷引起的機架振動開展研究，且不考慮機架與風場之間的耦合效應，也不考慮電站機架群體的風場干擾效應。

2.1脈動風場功率譜

脈動風速功率譜密度函數是描述脈動風速在不同頻率段能量強度的，對于順風向可以采用Kaimal譜，其表達式為[14]：

(1)

自然風場對結構的脈動作用是存在時間和空間相干性的，且是以計算節(jié)點空間距離為變量的函數。機架處于不同工況(高度角-風向角)時，其風場模擬點的空間位置是變化的。為了使風速時程更好符合工況特征，在圖6所示的O1-X2Y2Z2風軸系中進行空間各點的風速時程模擬，其中坐標系O-XYZ為聚光器結構的隨動坐標系(體軸坐標系)，O-X1Y1Z1為空間整體坐標系，坐標原點O距地面7.0 m。由圖6可得風場模擬點在任意工況的空間坐標為：

(2)

圖6　風場模擬點的空間位置關系Fig.6 Spatial relationship of simulation points of wind field

采用Davenport建議的頻域相干系數公式并擴展至三維情況，根據圖6風軸坐標系得到相干函數為：

Cohij(ω)=

(3)

忽略互功率譜中包含的相位信息，則任意i，j兩點的互功率譜函數為：

(4)

根據式(4)可得到M個模擬點風速時程的互功率譜密度矩陣Su(ω)。

2.2脈動風速時程及檢驗

文獻[12]研究表明25 kW碟式機架主要承風結構是聚光器反射鏡面，因此取圖6中體軸系的四象限區(qū)域中心點進行各工況的風場模擬，對應0°～0°工況體軸系坐標分別為：a1(0.7,-3.18,3.18)、a2(0.7,3.18,3.18)、a3(0.7,-3.18,-3.18)、a4(0.7,3.18,-3.18)。風速時程模擬參數設置：地貌類別為B類，地面粗糙度z0=0.03，截止頻率上限ωu=6π，頻率采樣點數為210，自回歸階數p=4，時間步長取Δt=0.1 s，模擬總時間為T=100 s，根據碟式發(fā)電系統實際聚光運行的抗風要求，文中取10 m高度的平均風速為16.0 m/s。

參考文獻[9]的AR模型并結合式(1)～式(4)的功率譜矩陣編制Matlab程序，模擬得到25組工況的風速時程。限于篇幅，僅給出部分工況的脈動風速時程及功率譜檢驗(見圖7～圖8)。

由圖7可知,模擬點a1和a2的風速時程具有一定的相似性，是由于聚光器結構的空間尺度相對較小，也說明采用四個點來模擬風場是有效的。從圖8可知，a1點的風速自功率譜與目標譜吻合較好，說明了模擬方法的正確性和風速時程數據的可靠性。

圖7　工況0°～0°的脈動風速時程Fig.7 Condition of 0°～0° of fluctuating wind speed time history

圖8　工況0°～0°的a1點脈動風速功率譜檢驗Fig.8 Condition of 0°～0° of a1 point fluctuating wind power spectrum inspection

3機架風振響應分析

機架結構是以聚光器鏡面幾何“保型”、聚光器鏡面同熱機接收器的空間相對位置保持為最終目標性能的。因此，對機架結構抗風運行的位移響應分析是重點，這也是評價發(fā)電系統抗風運行效能以及機架結構設計合理與否的重要依據。

3.1機架風振時域求解

機架有限元多自由度結構在風載荷作用下的振動方程為：

(5)

由于黏滯阻尼理論把阻尼系數理解為結構實測結果的值，能夠較大程度的符合結構振動規(guī)律，式為：

(6)

式中：ωi和ωj分別為第i和j階模態(tài)對應的圓頻率；ξi和ξj為第i和j階模態(tài)的阻尼比，通常認為結構阻尼比在一定的自振頻率范圍內為定值，而載荷規(guī)范對黏滯阻尼中的阻尼比也作出了明確規(guī)定，對鋼結構取0.01。

3.2位移響應分析

機架承受的風載荷主要聚集于聚光器反射鏡面，并且氣動中心往往偏離雙軸支撐中心，導致機架視日部分產生繞軸旋轉位移，同時入流風場的時空效應也會加劇這種偏載效應。再者某些工況的水平風載荷顯著將使立柱產生彎曲變形，這也將導致安裝在立柱頂部的視日結構產生較大的牽引位移，具體表現為整機結構繞立柱地基的轉角位移。機架承載位移形式除上述繞軸旋轉位移和牽引位移兩種外，還存在承載引起的局部變形。限于篇幅，文中只對各控制點的整體位移響應以及影響聚光性能顯著的X軸分量位移展開分析，整體位移響應是將各軸分量位移合成得到。為了作圖方便，將控制點A1～A12對應編號為1～12、B～D對應編號13～15。

機架位移響應的峰值是碟式發(fā)電系統聚光性能評價的重要輸入源數據，也是表征結構承載能力的指標，由下式計算：

(7)

圖9給出了部分工況機架控制點的位移均方根分布曲線。

圖9　機架控制點的位移均方根Fig.9The root mean square displacement of frame control points

由圖9可知，機架高度角為0°和30°的RMS-Total曲線具有相同的分布趨勢，且最大值是隨機架高度角的增加而減小的。同時對比圖9(a)、圖9(c)以及圖9(b)、圖9(d)可知，RMS-X和RMS-Total曲線變化趨勢及分布特征存在明顯的相似性，這說明機架風振響應中X軸振動分量是占主導地位的。從RMS曲線的極值分布來看，極大值集中在聚光器底部(A1和A12)、聚光器頂部(A6和A7)以及熱機安裝位置B點，極小值則集中在聚光器左右控制點(A3和A10)位置。其中以聚光器頂部(A6和A7)位置脈動最為強烈。

圖10為機架控制點的整體位移峰值和部分工況X軸位移峰值分量的分布曲線。

(1) 由圖10(a)～圖10(d)可知，機架處于不同高度角時，風向角0°、45°和180°作用的位移響應是占主導的，且極大值隨高度角的增大而減小。也可以看出RMS-Total和Umax-Total分布曲線存在明顯的相似性，具有相同的極值分布特征，結合位移峰值式(7)可以推斷，機架控制點的平均位移響應也呈現相同的分布及變化趨勢，這在圖(12)的位移風振系數分布中也得到了體現，即位移均值與位移均方根存在相關性而使風振系數分布較為均勻。

(2) 風向角一定時，機架處于不同高度角的X向位移峰值分布趨勢是一致的，因此僅給出了0°和30°高度角的Umax-X。由圖10(e)～圖10(f)可知0°和45°風向作用的機架位移峰值分布趨勢基本一致，但后者較前者響應強烈。而0°和180°風向作用的位移峰值在圖中呈現對稱性，且0°風向較180°風向作用強烈。由圖圖10(a)和圖圖10(e)以及圖圖10(b)和圖圖10(f)的對比可知，機架位移響應峰值中X軸分量占主導地位，結合整體位移峰值的極值分布特征可以推斷，機架風振響應主要表現為視日結構繞高度角軸線的旋轉運動形式，這在后續(xù)的頻譜分析中也將得到證實。

圖10　機架控制點的位移峰值Fig.10 The peak value of displacement of frame control points

由于未考慮電站多機架群體風場干擾，而前期的雙機架風場干擾研究表明，機架群體主要以遮擋效應為主的載荷減弱干擾形式，這有利于機架抗風效應。因此，文中給出的位移峰值是偏保守的。

3.3位移時程譜分析

The power efficiency of semiconductor laser ηc is expressed as the ratio of output optical power and input electric power,

機架高度角變化不僅導致結構固有動力特性的改變，同時也改變各風向來流激勵的分布和大小。因此，研究機架各階振型在風振響應中的參與程度，必須結合工況進行分析。圖11為部分工況的控制點A7和控制點B整體位移響應的頻譜圖(半對數坐標)。從圖11可知，機架位移響應是以脈動風場的強迫振動為主導，并伴隨著結構多階振型參與的共振響應，且某些工況的共振能量不容小視。除強迫振動外：

圖11　位移時程頻譜分析Fig.11 Spectrum analysis of the frame control points displacement time history

(1) 在0°～0°工況，機架控制點A7和控制點B的位移響應頻譜峰值均在1.055 Hz和2.109 Hz，接近機架0°高度角的基頻1.049 Hz和4階頻率2.247 Hz，且前者振動更強烈。而90°～0°工況的頻譜峰值發(fā)生在1.074 Hz接近該機架工位的基頻1.060 Hz，這說明了上述兩種工況均激發(fā)了以繞高度角軸線旋轉運動的基頻振型，并產生了能量可觀的共振響應，值得注意。

(2) 在45°～120°工況，由于風場入流與聚光器鏡面存在夾角以及載荷的時空效應，使得機架載荷分布明顯不均而導致繞Z軸的旋轉運動。此工況控制點A7頻譜峰值為1.074 Hz，而控制點B峰值發(fā)生在1.191 Hz和1.465 Hz，且共振能量均是依次減弱的，而機架45°高度角的前3階的峰值依次為1.080 Hz、1.182 Hz和1.461 Hz，表現出有高頻振型的參與，但從共振能量看仍不夠強烈的。在45°～180°工況由于風載荷分布均勻性得到改善，未出現基頻振型參與，而直接激發(fā)了以繞高度角軸旋轉的二階振型，這也是載荷激勵方向對振型參與影響的體現。

總的來講，由于風載荷是始終作用于聚光器反射鏡表面，而使得承載位移主要表現為繞高度角軸的旋轉運動形式，這在位移峰值分布中也可以看出。當然也會由于風載激勵方向的改變而激發(fā)其他高頻振型的參與，但共振能量仍處于次要地位的。

3.4位移風振系數分析

工程抗風設計常采用靜力風載荷乘以風振系數的方式來考慮風的動力效應，其中位移風振系數分布較穩(wěn)定。由碟式機架風振響應結果獲得控制點的位移風振系數，其表達式為：

(8)

圖12給出了各工況機架控制點的位移風振系數，整體來看各工況控制點的位移風振系數分布較為均勻且未出現奇異點，但隨機架高度角和風向角的不同而存在差異，單工況的數據分布在0.5范圍內波動。具體抗風計算和位移響應求解可根據需要選取。

圖12　機架的位移風振系數Fig.12 The frame of the wind vibration coefficient of displacement

4結論

(2) 機架控制點的位移峰值和位移均方根值的分布曲線相似，且具有相同的極值分布特征。當風向角為0°、45°和180°作用時，機架位移響應最強烈，其中以沿焦軸(X軸)分量響應占主導地位，且位移峰值的極大值隨機架高度角的增大而減小。機架風振響應主要表現為視日結構繞高度角軸線的旋轉運動形式。

(3) 機架位移響應以脈動載荷的強迫振動為主，并伴隨著多階振型參與的共振響應。機架高度角和風載激勵方向對振型的參與貢獻有影響，但風載始終作用于反射鏡表面，使視日結構繞高度角軸旋轉的振型貢獻最為凸出。

(4) 機架各工況的位移風振系數存在差異，文中給出了詳細的分布數值，在抗風設計和聚光性能評價時選取。另外需要指出，碟式機架的高度角驅動機構對整體承載性能的提升是至關重要的，研究新的高剛性雙軸跟蹤機構是重點。

[ 1 ] 楊敏林，楊曉西，林汝謀，等. 太陽能熱發(fā)電技術與系統[J]. 熱能動力工程，2008,23(3):221-228.

YANG Min-lin, YANG Xiao-xi, LI Ru-mou, et al. Solar energy-based thermal power generation technologies and their systems[J], Journal of Engineering for Thermal Energy and Power, 2008,23(3):221-228.

[ 2 ] 夏新林，戴貴龍，孫創(chuàng). 多碟聚集器聚集太陽能熱流分布特性研究[J].太陽能學報, 2012,33(9):1524-1528.

XIA Xin-lin, DAI Gui-long, SUN Chuang. Numerical simulation on concentrating solar characteristic of multi-dish collector[J], Acta Energiae Solaris Sinica, 2012,33(9):1524-1528.

[ 3 ] Lovegrove K, Burgess G, Pye J. A new 500 m2paraboloidal dish solar concentrator[J].Sol. Eng. 2011,85:620-626.

[ 4 ] 歷劍梁，蘭維，呂渤林. 碟式斯特林太陽能熱發(fā)電系統結構仿真研究[J].華電技術, 2012,34(7):68-71.

LI Jian-liang, LAN Wei, Lü Bo-lin. Simulation and study on structure of dish stirling solar thermal power generating system[J], Huadin Technology, 2012,34(7):68-71.

[ 5 ] 何軼，彭佑多，龍東平，等. 大型碟式光熱太陽能聚光器結構風荷分析[J]. 機械設計與制造,2014,(3):259-261.

HE Yi, PENG You-duo, LONG Dong-ping, et al. Wind load analysis of the large dish condenser for solar power concentrator[J], Machinery Design & Manufacture,2014,(3):259-261.

[ 6 ] 甘進，洪灶明，吳衛(wèi)國. 脈動風作用下高聳塔結構風振響應研究[J].華中科技大學學報:城市科學版，2009，26(2)：76-79.

GAN Jin, HONG Zao-ming, WU Wei-guo. Wind-induced response of high-rise tower sturcture with fluctuating wind load[J].Journal of Huazhong University of Science and Technology:Urban science Edition,2009,26(2):76-79.

[ 7 ] 李錦華，李春祥. 土木工程隨機風場數值模擬研究的進展[J]. 振動與沖擊，2008,27(9):116-187.

LI Jin-hua, LI Chun-xiang.Development of numerical simulations for stochastic wind fields in civil engineering[J]. Journal of Vibration and Shock, 2008,27(9):116-187.

[ 8 ] 王鶯歌，李正農，宮博，等. 定日鏡結構風振響應的時域分析[J].振動工程學報，2008，21(5)：458-464.

WANG Ying-ge,LI Zheng-nong,GONG Bo,et al.Time-domain analysis on wind-induced dynamic response of heliostat[J].Journal of Vibration Engineering,2008,21(5):458-464.

[ 9 ] 鮑侃袁，沈國輝，孫柄楠. 雙曲冷卻塔的脈動風載荷模擬和風致響應[J]. 浙江大學學報:工學版，2010, 44(5):955-961.

BAO Kan-yuan, SHEN Guo-hui, SUN Bing-nan. Numerical simulation of fluctuating wind load and wind-induced response of large hyperbolic cooling tower[J]. Journal of Zhejiang University:Engineering Science,2010, 44(5):955-961.

[10] Zang Chun-cheng, Wang Zhi-feng, Liu Hong, et al. Experimental wind load model for heliostats[J], Applied Energy, 2012,93:444-448.

[11] 章子華，王振宇，劉國華. 風電場脈動風模擬及風機塔架動力響應研究[J].太陽能學報，2011，32(7): 992-998.

ZHANG Zi-hua, WANG Zhen-yu, LIU Guo-hua. Simulation of fluctuating wind in wind farm and dynamic response of wind turbine tower[J].Acta Energiae Solars Sinica,2011,32(7):992-998.

[12] 顏健，彭佑多，龍東平，等. 大型碟式太陽能鋼構機架平均風荷載及繞流特性研究[J]. 振動與沖擊，2014,33(24):8-16.

YAN Jian, PENG You-duo, LONG Dong-ping, et al. Average wind load and flow around characteristics of Streel frame of a large solar energy dish[J]. Journal of Vibration and Shock, 2014,33(24):8-16.

[13] 汪旭，黃鵬，顧明. 上海地區(qū)近地臺風實測分析[J]. 振動與沖擊，2012,31(20)：84-89.

WANG Xu, HUANG Peng, GU Ming. Field measurement of typhoon characteristics near ground in Shanghai district[J].Journal of Vibration and Shock,2012,31(20)：84-89.

[14] 黃本才. 結構抗風分析原理及應用[M]. 上海：同濟大學出版社，2001.

Time-domain analysis for wind-induced response of a dish solar thermal power generation system’s frame structure

YANJian,PENGYou-duo,YIChen-fei(Hunan Provincial Key Laboratory of Health Maintenance for Mechanical Equipment, Hunan University of Science & Technology, Xiangtan 411201, China)

Abstract:Aiming at wind-induced vibration problems of a large dish rack thermal systems frame structure，taking a developed 25KW disk rack as a study research object, the finite element modeling method of a complex frame structure was presented. Through analyzing static load and frame transmission angle, the elevation angle driving mechanism deficiencies were pointed out and improved. Then, the vibration characteristics of the frame under conditions of multi-elevation angle before and after improvement were analyzed comparatively. Based on the linear filtering method of AR, 25 groups of conditions of fluctuating wind loads (average wind speed 16.0 m/s) were obtained. The wind vibration time domain solution of the improved frame was deduced. The key nodes’ RMS displacement responses and peak distribution of the frame were analyzed. The spectral analysis was done for the frame’s displacement responses under typical working conditions. The displacement wind vibration coefficients of the frame’s key nodes under various operating conditions were derived, to provide a reference for the fram’s structural design. The results showed that the displacement responses of the frame structure are mainly the forced vibration to pulsating load with resonant responses of multi-mode participation; the peak displacement features and the root-mean-square distribution ones of the rack control point are similar, and the response components along the focal axis are dominant, the vibration of the frame is mainly the rotating motion of the sunward parts of the frame around the axis of elevation angle.

Key words:dish solar thermal power generation; frame structure; fluctuating wind field simulation; wind-induced vibration response; time domain analysis; transmission angle of frame

中圖分類號:TH113.1；TK513

文獻標志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.07.027

通信作者彭佑多 男，博士，教授，博士生導師，1964年生

收稿日期：2014-10-08修改稿收到日期：2014-12-12

基金項目：國家自然科學基金(51275166);湖南省省市聯合基金資助(11JJ8006);湖南省戰(zhàn)略性新型產業(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;S140018)

第一作者 顏健 男，博士生，1988年生