收稿日期：2022-02-28

基金項目：國家自然科學基金（52178476；51278190）；湖南建工集團科技計劃（2021JGJTK-20）

通信作者：熊奇?zhèn)ィ?990—），男，博士、工程師，主要從事結(jié)構(gòu)抗風方面的研究。xiongqw2008@163.com

DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2022-0230 文章編號：0254-0096（2023）06-0330-13

摘 要：根據(jù)部分工況的試驗數(shù)據(jù)，通過均勻設(shè)計法和回歸方程來得到全部工況的數(shù)據(jù)，以達到簡化定日鏡風洞試驗、提高試驗效率的目的，并在此基礎(chǔ)上對定日鏡群鏡平均風力系數(shù)進行研究。首先，根據(jù)風洞試驗得到群鏡13個工況的平均風力系數(shù)值；其次，分別確定二元非線性回歸方程，利用回歸方程計算出全部工況下群鏡的平均風力系數(shù)回歸值；再次，通過對典型工況下平均風力系數(shù)進行研究得到其變化規(guī)律，并分析出全部工況下群鏡平均風力系數(shù)整體的變化規(guī)律；最后得出群鏡平均風力系數(shù)與單鏡平均風力系數(shù)變化規(guī)律基本一致等相關(guān)結(jié)論。

關(guān)鍵詞：太陽能熱發(fā)電；定日鏡；受力測試；回歸分析；風洞試驗；均勻設(shè)計法；風力系數(shù)

中圖分類號：TM615"""" """"""""" """""""文獻標志碼：A

0 引 言

定日鏡是塔式太陽能熱發(fā)電站的最主要部件之一［1］。由于光照角度的改變，定日鏡會通過控制系統(tǒng)調(diào)整其仰角和風向角以確保使用過程中反射光能準確地投向集熱器，則不同風向角和仰角下定日鏡受力情況也不盡相同。因此，在風作用下對定日鏡群鏡進行受力分析具有重要的現(xiàn)實意義。在國外，Pfahl等［2］和Emes等［3］研究了作用在定日鏡上的風荷載，發(fā)現(xiàn)當群鏡布置時，風作用在第二排的定日鏡產(chǎn)生的風力系數(shù)會減少，且Emes等［3］發(fā)現(xiàn)當定日鏡的間距接近定日鏡鏡面長度時，第二排定日鏡的升力系數(shù)和鉸鏈力矩系數(shù)會降低30%。Pfahl［4］在風洞中測量了群鏡中第四排的定日鏡，且群鏡前面有防風柵欄，研究發(fā)現(xiàn)當廣義阻塞區(qū)小于0.1且定日鏡處于停放狀態(tài)時，測量的定日鏡峰值升力系數(shù)比單個定日鏡大25%。Emes等［5］研究一種計算定日鏡設(shè)計風荷載的方法，通過形狀因子的分布發(fā)現(xiàn)，在定日鏡設(shè)計風載荷的臨界仰角范圍內(nèi)，鏡面前緣最易受到損壞。Jafari等［6］發(fā)現(xiàn)當仰角為30°時，前后串聯(lián)的定日鏡的峰值鉸鏈力矩系數(shù)是單個定日鏡的1.5倍，當仰角大于60°時則增大到2倍以上。在是中的湖南大學李正農(nóng)教授團隊［7-9］對定日鏡的研究較為全面，但中國對群鏡受力的研究仍較少。

為了簡化定日鏡風洞試驗以及數(shù)據(jù)處理的過程，提高試驗效率，本文針對使用最為廣泛的矩形獨立柱支架式定日鏡［10］進行研究。采用均勻設(shè)計法［11-13］來制定試驗方案，通過對有限次的試驗工況進行風洞測力試驗，得到群鏡平均風力系數(shù)值；然后利用回歸方程求出全部工況下群鏡的平均風力系數(shù)值，最后得到典型工況以及全部工況下群鏡的平均風力系數(shù)的變化規(guī)律。

1 風洞試驗概況

本次試驗在湖南大學風洞實驗室的HD-3大氣邊界層風洞中進行（見圖1）。試驗段長11 m，截面寬2.5 m，高3 m，試驗段風速在0～20 m/s內(nèi)連續(xù)可調(diào)。試驗?zāi)Ｐ蜑橹袊鞅蹦车厮教柲軣岚l(fā)電站的定日鏡，對定日鏡群鏡進行風洞測

力試驗（見圖2）。大氣邊界層模擬風場調(diào)試和測定的儀器為眼鏡蛇探頭，該儀器可用來測量流場的平均風速、湍流度等數(shù)據(jù)，測力裝置為六分量測力天平。

群鏡的布置方式，采用放射狀柵格法［14］，這種布置方式減少了鏡面反射光線之間的遮擋影響（見圖3）?？紤]到定日鏡徑向和周向的數(shù)量太多，因此僅截取徑向五列、周向五排定日鏡考慮。

定日鏡原型鏡面面積為40.35 m2，鏡面長為7.35 m，寬為5.49 m，支架中心高度為3.34 m。試驗幾何縮尺比與時間比尺為1/30，試驗參考點高度為0.4 m，基底剪力及彎矩數(shù)據(jù)采樣頻率為500 Hz，采樣時間為32.768 s，每個樣本中有16384個數(shù)據(jù)，對應(yīng)于實際采樣時間977.266 s。根據(jù)國際風洞試驗方法［15］和西北地區(qū)實測以及風洞試驗風場模擬［16-17］，風速、湍流度剖面圖（見圖4），脈動風速功率譜圖（見圖5），圖4、圖5

詳細情況可參見文獻［18］。

2 定日鏡測力試驗

2.1 工況組成及試驗方案

定日鏡是以立柱為軸的左右對稱結(jié)構(gòu)，若風向角以定日鏡正對來流方向為0°，則僅需在180°風向下進行測力試驗，因此設(shè)定模型在0°～180°內(nèi)每15°轉(zhuǎn)動一次，共13個風向角。仰角以定日鏡面平行地面為0°，鏡面板在0°～90°內(nèi)每10°轉(zhuǎn)動一次，共10個仰角。不同風向角與仰角組合形成不同的工況，若按全面試驗法，則需進行130個工況的試驗。本次試驗采用均勻設(shè)計法確定試驗方案［13，18］，僅需進行13個工況的試驗，試驗方案見表1。風向角與仰角的坐標如圖6所示。

2.2 試驗數(shù)據(jù)處理

在風洞測力試驗中，測力天平的測力坐標以模型的體軸為坐標系，測力試驗中六分力（力矩）方向如圖7所示。

六分力（力矩）系數(shù)中阻力系數(shù)[CFx、]側(cè)向力系數(shù)[CFy]、升力系數(shù)[CFz、]側(cè)向力矩系數(shù)[CMx、]基底傾覆力矩系數(shù)[CMy、]方位力矩系數(shù)[CMz]的計算公式［15］分別為：

[CFx=FxqHA] （1）

[CFy=FyqHA] （2）

[CFz=FzqHA] （3）

[CMx=MxqHAH]""" （4）

[CMy=MyqHAH]""" （5）

[CMz=MzqHAL]""" （6）

式中：[Fx、Fy、Fz]——沿[x]軸、[y]軸、[z]軸的風力均值；[Mx]、[My]、[Mz]——側(cè)向力矩、基底傾覆力矩、方位力矩的均值；[qH]——參考風速壓，[qH=1/2ρ?V2H]，其中[ρ]為空氣密度，[VH]為試驗時[H]高度處的平均風速；[H]——風洞試驗參考高度，為0.111 m；[A]——特征面積，本例中為定日鏡模型鏡面面積；[L]——特征長度，本例中為定日鏡模型鏡面寬度。

3 數(shù)據(jù)及回歸方法的準確性

3.1 回歸方程

通過分析定日鏡試驗確定兩個自變量[β、α]與一個因變量C之間的關(guān)系，確定群鏡平均風力系數(shù)回歸方程應(yīng)為二元非線性回歸方程：

[CFx=0.028-0.556×cos（β×π/180°）×"""""""" sin（α×π/180°）]""" （7）

[CFy=0.0118-0.0301×cos（β×π/120°）-"""""""" 0.0002×α×sin（β×π/360°）-0.0002×"""""""" sin（β×π/120°）×α-0.0001×α×"""""""" cos（α×π/20°）-0.0004×sin（β×π/360°）×"""""""" cos（α×π/20°）]""" （8）

[CFz=-0.292-0.394×cos（β×π/180°）×"""""""" sin（α×π/90°）+0.003×β+0.005×α]""" （9）

[CMx=0.008+0.084×sin（β×π/90°）×""""""""" sin（α×π/90°）+0.001×β-0.003×α] （10）

[CMy=-0.178+0.250×sin（α×π/180°）-"""""""" 0.578×cos（β×π/180°）×sin（α×π/180°）]" （11）

[CMz=-0.003-0.022×sin（β×π/90°）+"""""""" 0.015×sin（β×π/90°）×cos（α×π/90°）] （12）

式中：[β]——風向角，（ °）；[α]——仰角，（ °）。

式（7）～式（12）均為群鏡平均力（力矩）系數(shù)回歸方程。

3.2 檢驗方法及檢驗結(jié)果

將群鏡平均風力系數(shù)試驗值與回歸值進行比較（見圖8），可看出13個試驗工況下回歸值曲線與試驗值曲線十分接近，說明群鏡的平均風力系數(shù)回歸值與試驗值相差較小。表2給出了回歸方程的相關(guān)系數(shù)[R]、修正決定系數(shù)[R2Adj]和均方比[Fi]，其中[R]和[R2Adj]都非常接近于1，[Fi]遠大于4.1，即回歸方程均高度顯著，說明非線性回歸方程假設(shè)是合理的。通過表3、表4可知，[Ci]值均小于0.35，[Pi]值等于1，評價標準回歸精度為“優(yōu)”，表明采用回歸的結(jié)果精度較高。

3.3 群鏡回歸數(shù)據(jù)的整體評價

通過對群鏡全部工況下平均風力系數(shù)回歸值做三維圖，能更加直觀地得到不同工況下平均風力系數(shù)回歸值的趨勢（見圖9）。通過圖9可知，群鏡全部工況下的平均風力系數(shù)回歸值的三維圖形狀與單鏡三維圖形狀［18］比較相似，但升力系數(shù)、側(cè)向力矩系數(shù)三維圖中[α=0°]和[α=90°]所對應(yīng)的曲線并不像單鏡三維圖中[α=0°]和[α=90°]所對應(yīng)的在0值附近浮動的直線，而是兩條斜線和兩條波浪線，這是由回歸方程的計算誤差所導(dǎo)致的。由于[α=0°]和[α=90°]所對應(yīng)的風力系數(shù)試驗值趨近于0，因此可將[α=0°]和[α=90°]所對應(yīng)的回歸值曲線修正為數(shù)值為趨近于零的水平直線（如圖10所示），則認為群鏡平均風力系數(shù)回歸值三維圖形狀以及變化趨勢均比較準確，表明選用的非線性回歸方程較為準確，全部工況下的整體數(shù)據(jù)精度較好。

4 群鏡風力系數(shù)變化規(guī)律

4.1 典型工況下平均風力系數(shù)變化規(guī)律

圖11～圖16給出了典型工況下群鏡平均風力系數(shù)回歸值的變化規(guī)律，并與單個定日鏡平均風力系數(shù)變化規(guī)律［18］進行比較。圖11給出了風向角[β]在0°～180°范圍內(nèi)典型工況下單鏡以及群鏡平均阻力系數(shù)曲線隨仰角α的變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)群鏡與單鏡的阻力系數(shù)曲線變化規(guī)律相似，因此群鏡阻力系數(shù)值也隨[α]的增大而增大，且曲線以[β=90°]所對應(yīng)的阻力系數(shù)值為中心呈反對稱分布。群鏡阻力系數(shù)也隨[β]的增大呈先減小后增大的趨勢。典型工況下群鏡負最大值為[-0.528，]對應(yīng)工況[β=0°，][α=90°;]群鏡正最大值為0.584，對應(yīng)工況[β=180°，][α=90°。]典型工況下群鏡的平均阻力系數(shù)正、負最大值比單鏡的平均阻力系數(shù)正、負最大值分別減小49.22%和58.52%。單鏡與群鏡阻力系數(shù)最大值出現(xiàn)的工況一致，則需對正和負最大值對應(yīng)工況下的風振響應(yīng)進行研究。

heliostat and heliostats

圖12給出了風向角[β]在0°～180°范圍內(nèi)典型工況下單鏡以及群鏡平均側(cè)向力系數(shù)曲線隨仰角[α]的變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)群鏡與單鏡的側(cè)向力系數(shù)曲線變化規(guī)律相似，隨著仰角[α]的變大，側(cè)向力系數(shù)曲線內(nèi)不斷下移，當仰角[α]在0°～30°范圍內(nèi)、風向角[β]在0°～180°范圍時，曲線先升高后降低，整體呈開口向下分布，且也是在[β=120°]時側(cè)向力曲線達到最大值，典型工況下正最大值為0.051，對應(yīng)工況[β=120°，][α=60°]；負最大值為[-0.038]，對應(yīng)工況[β=0°，α=90°]。典型工況下群

heliostat and heliostats

鏡側(cè)向力系數(shù)最大值相比單鏡側(cè)向力系數(shù)最大值減小43.33%，各工況的數(shù)值更趨近于零，則在定日鏡設(shè)計時可不考慮其對定日鏡的影響。

圖13給出了風向角[β]在0°～180°范圍內(nèi)典型工況下單鏡以及群鏡平均升力系數(shù)曲線隨仰角[α]的變化規(guī)律。發(fā)現(xiàn)群鏡與單鏡的平均升力系數(shù)曲線變化規(guī)律相似，其中典型工況下群鏡平均升力系數(shù)曲線（修正）與單鏡平均升力系數(shù)曲線形狀更為相似，僅在數(shù)值上有所不同。升力系數(shù)曲線以風向角[β=90°]所對應(yīng)的升力系數(shù)值為基點整體呈反對稱分布。典型工況下群鏡平均升力系數(shù)曲線的負最大值為-0.493，對應(yīng)工況[β=0°]，[α=30°]；正最大值為0.443，對應(yīng)

heliostat and heliostats

工況[β=180°]，[α=30°]。典型工況下群鏡的平均升力系數(shù)正、負最大值比單鏡的平均升力系數(shù)正、負最大值分別減小33.58%和40.07%。群鏡設(shè)計中需考慮升力為正的情況，防止升力破壞支座與立柱連接部位。

圖14給出了風向角[β]在0°～180°范圍內(nèi)典型工況下單鏡以及群鏡平均側(cè)向力矩系數(shù)曲線隨仰角[α]的變化規(guī)律。發(fā)現(xiàn)群鏡與單鏡的平均側(cè)向力矩系數(shù)曲線變化規(guī)律相似，其中典型工況下群鏡平均側(cè)向力矩系數(shù)曲線（修正）與單鏡平均側(cè)向力矩系數(shù)曲線形狀更為相似，僅在數(shù)值上有所不同。當仰角[α=0°]和[α=90°]時側(cè)向力矩系數(shù)曲線整體呈水平分布，其余仰角[α]范圍內(nèi)的側(cè)向力矩系數(shù)曲線整體與正弦曲線

heliostat and heliostats

分布相似。典型工況下群鏡側(cè)向力矩系數(shù)曲線的負最大值為[-0.089]，對應(yīng)工況[β=135°，][α=30°]；正最大值為0.105，對應(yīng)工況[β=45°，][α=30°]。典型工況下群鏡的平均側(cè)向力矩系數(shù)正、負最大值比單鏡的平均側(cè)向力矩系數(shù)正、負最大值分別減小14.63%和55.27%。在分析群鏡時，也需對正、負最大值所對應(yīng)工況下的風振響應(yīng)進行研究。

圖15給出了風向角[β]在0°～180°范圍內(nèi)典型工況下單鏡以及群鏡平均基底傾覆力矩系數(shù)曲線隨仰角[α]的變化規(guī)律。發(fā)現(xiàn)群鏡與單鏡的平均基底傾覆力矩系數(shù)曲線變化規(guī)律相似，但群鏡平均基底傾覆力矩系數(shù)曲線在[β=90°]時并不呈反對稱，這是由于群鏡[α=0°]的曲線在[-0.178]呈水平直線，并不像單鏡[α=0°]的曲線在0值處呈水平直線。典型工況下群鏡平均基底傾覆力矩系數(shù)曲線的負最大值為[-0.507]，對應(yīng)工況[β=0°，][α=90°]；正最大值為0.650，對應(yīng)工況[β=180°，][α=90°]。典型工況下群鏡的平均基底傾覆力矩系數(shù)正、負最大值比單鏡的平均基底傾覆力矩系數(shù)正、負最大值分別減小57.51%和45.01%。

isolated heliostat and heliostats

圖16給出了風向角β在0°～180°范圍內(nèi)典型工況下群鏡平均方位力矩系數(shù)曲線隨仰角[α]的變化規(guī)律。發(fā)現(xiàn)群鏡與單鏡的平均方位力矩系數(shù)曲線變化規(guī)律相似，隨著仰角[α]的變大，方位力矩系數(shù)曲線斜率不斷變大，方位力矩系數(shù)曲線變化規(guī)律與向左平移了π/2的余弦曲線分布相似。典型工況下群鏡方位力矩系數(shù)回歸值曲線的負最大值為[-0.309]，對應(yīng)工況[β=45°，][α=90°;]正最大值為0.353，對應(yīng)工況：[β=150°，][α=90°。]典型工況下群鏡的平均方位力矩系數(shù)正、負最大值比單鏡的平均方位力矩系數(shù)正、負最大值分別減小19.95%和35.22%，各工況的數(shù)值更趨近于0，則在定日鏡設(shè)計時可不考慮其對定日鏡的影響。

heliostat and heliostats

4.2 全部工況下平均風力系數(shù)變化規(guī)律

將試驗得到的130個工況的平均風力系數(shù)值作三維圖，能夠更加直觀地得到不同工況下群鏡平均風力系數(shù)變化規(guī)律。從圖17可觀察到全部工況下群鏡平均阻力系數(shù)變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)全部工況下群鏡平均阻力系數(shù)曲線變化規(guī)律與單鏡的變化規(guī)律一致，與前文中典型工況下群鏡、單鏡平均阻力系數(shù)曲線變化規(guī)律分析結(jié)果相吻合。其中全部工況下群鏡平均阻力系數(shù)曲面正、負最大值以及對應(yīng)工況與典型工況下一致，阻力系數(shù)三維曲面變化規(guī)律類似于：將阻力系數(shù)值為0的平面位于仰角[α=90°]、風向角[β]在0°～180°的一端進行扭轉(zhuǎn)，扭轉(zhuǎn)的一端會帶動平面中間的部分進行扭轉(zhuǎn)，而位于仰角[α=0°]、風向角[β]在0°～180°另一端則固定在0值不變。

從圖18中可觀察到全部工況下群鏡平均側(cè)向力系數(shù)變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)全部工況下群鏡平均側(cè)向力系數(shù)曲線變化規(guī)律與單鏡的變化規(guī)律很相似，與前文中典型工況下群鏡、單鏡平均側(cè)向力系數(shù)曲線變化規(guī)律分析結(jié)果相吻合。其中全部工況下群鏡平均側(cè)向力系數(shù)曲面正最大值以及對應(yīng)工況與典型工況下一致；負最大值為[-0.041，]對應(yīng)工況[β=0°，][α=80°。]全部工況下群鏡負最大值比單鏡負最大值減小50.48%。

由于群鏡中周邊定日鏡的存在，使得試驗定日鏡在[β=0°～45°]范圍內(nèi)平均側(cè)向力系數(shù)值為負，從整體三維圖分析可認為是類似于單鏡平均側(cè)向力系數(shù)三維圖向下平移。

從圖19中可觀察到全部工況下群鏡平均升力系數(shù)變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)全部工況下群鏡平均升力系數(shù)曲線變化規(guī)律

與單鏡的變化規(guī)律相似，修正后群鏡平均升力系數(shù)曲面與單鏡更相似，最大的區(qū)別是數(shù)值不同。其中全部工況下群鏡平均升力系數(shù)曲面負最大值以及對應(yīng)工況與典型工況下一致；正最大值為0.453，對應(yīng)工況[β=180°，][α=40°]，群鏡正最大值比單鏡正最大值減小32.08%。升力系數(shù)三維曲面變化規(guī)律類似于：將升力系數(shù)值為[-0.1]的平面位于俯仰角[α]在0°～90°，風向角[β=180°]及[β=0°]的兩端分別向上凸和向下凹形成曲面，且在[β=90°]時為過渡段。

從圖20中可觀察到全部工況下群鏡平均側(cè)向力矩系數(shù)變化規(guī)律。全部工況下群鏡與單鏡平均側(cè)向力矩系數(shù)曲面變化規(guī)律比較相似，修正后群鏡平均側(cè)向力矩系數(shù)曲面與單鏡更相似，最大的區(qū)別是數(shù)值不同。其中全部工況下群鏡平均側(cè)向力矩系數(shù)曲面正、負最大值以及對應(yīng)工況與典型工況下一致。側(cè)向力矩系數(shù)三維曲面變化規(guī)律類似于：將側(cè)向力矩系數(shù)為[-0.01]的平面分成兩部分，一半向上凸，一半向下凹，在[β=90°]時曲面為平緩過渡段。

從圖21中可觀察到全部工況下群鏡平均基底傾覆力矩系數(shù)變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)群鏡平均基底傾覆力矩系數(shù)三維曲面變化規(guī)律與單鏡變化規(guī)律相似，只是數(shù)值不同，并且基底傾覆力矩系數(shù)三維曲面變化規(guī)律與阻力系數(shù)三維曲面變化規(guī)律也相似。全部工況下群鏡的平均基底傾覆力矩系數(shù)曲面正、負最大值以及對應(yīng)工況與典型工況下一致。

從圖22中可觀察到全部工況下群鏡平均方位力矩系數(shù)變化規(guī)律。發(fā)現(xiàn)群鏡平均方位力矩系數(shù)曲面變化規(guī)律與單鏡變化規(guī)律相似，最大的差別僅數(shù)值不同。全部工況下群鏡平均方位力矩系數(shù)曲面正、負最大值以及對應(yīng)工況與典型工況下一致。方位力矩系數(shù)三維曲面變化規(guī)律與側(cè)向力矩系數(shù)

三維曲面有相似之處，方位力矩系數(shù)三維曲面的圖形可以類比為側(cè)向力矩系數(shù)三維曲面沿[α=45°]切開取一半的圖形。

4.3 風力系數(shù)正、負最大值對比

本文對典型工況與全部工況下群鏡平均風力系數(shù)正、負最大值分別進行說明，并給出了與最大值對應(yīng)的工況（風向角/仰角）。分析兩種情況的最不利工況下風力系數(shù)最大值有何異同（見表5）。由表5能看出典型工況與全部工況下的群鏡平均風力系數(shù)的最大值以及對應(yīng)的工況是有所異同的。典型工況與全部工況下阻力系數(shù)、側(cè)向力矩系數(shù)、基底傾覆力矩系數(shù)、方位力矩系數(shù)最大值的數(shù)值與所在工況都相同。而側(cè)向力系數(shù)在兩種情況下正最大值的數(shù)值與所在工況都相同；負最大值數(shù)值與工況均不同，但數(shù)值上相差都很小，僅仰角有差異。升力系數(shù)在兩種情況下負最大值的數(shù)值與所在工況均相同，正最大值數(shù)值與工況均不同，但數(shù)值上相差都很小，僅仰角有差異?？梢姰斝鑼θ虹R平均風力系數(shù)進行研究時僅分析典型工況下風力系數(shù)最大值分布是不全面的，需考慮全部工況下平均風力系數(shù)最大值分布情況。

定日鏡的運行可能受到峰值風荷載的影響，且定日鏡可能受到較大的峰值風荷載而損壞。因此，峰值風力系數(shù)也是定日鏡設(shè)計中考慮的重要因素。表6中收集了群鏡最大平

均和峰值風力系數(shù)，并確定了影響定日鏡群鏡的臨界風力系數(shù)和工況。表6的最后一列給出了方位角和仰角均為零時的停放荷載，平均風力系數(shù)在停放位置較小，這與預(yù)期估計的結(jié)果一致，但同樣由于定日鏡處于停放位置（[α=0°，β=0°]），峰值風力系數(shù)可達到平均風力系數(shù)的10倍以上，這與Peterka等［19］報告的結(jié)果一致。在表6中，[CMy]與[CMy，peak]的最大值出現(xiàn)在與[CFx]與[CFx，peak]相同的工況或?qū)ΨQ工況。峰值風力系數(shù)大于平均風力系數(shù)，因此在定日鏡的設(shè)計中應(yīng)考慮平均、峰值風力系數(shù)，這也說明了峰值風力系數(shù)對定日鏡設(shè)計的重要性。表6中平均、峰值風力系數(shù)的最大值對應(yīng)工況中風向角和仰角即為影響定日鏡群鏡平均、峰值風力系數(shù)的關(guān)鍵風向和仰角。

5 結(jié) 論

本文利用均勻設(shè)計法對定日鏡群鏡進行風洞測力試驗并對試驗結(jié)果進行分析研究，得出如下主要結(jié)論：

1）群鏡測力試驗若采用全面試驗法需進行130個工況試驗，而利用均勻設(shè)計法安排模擬試驗，僅需進行13個工況測力試驗，減少了90%的試驗工況，大幅簡化了群鏡風洞試驗以及數(shù)據(jù)處理的過程，可提高試驗效率。通過評價指標分析得出群鏡風力系數(shù)回歸方程合理且不失精度，回歸值能代替試驗值用于科研分析以及工程中，體現(xiàn)了均勻設(shè)計法在群鏡多工況試驗問題中的優(yōu)勢。

2）全部工況下群鏡平均風力系數(shù)回歸值的三維圖形狀與單鏡三維圖形狀比較相似，主要差別在于阻力系數(shù)、側(cè)向力矩系數(shù)三維圖中[α=0°]和[α=90°]所對應(yīng)的曲線并不像單鏡三維圖中曲線在0值附近浮動，而是兩條斜線和兩條波浪線，這是由回歸方程的計算誤差導(dǎo)致的。將[α=0°]和[α=90°]所對應(yīng)的回歸值曲線修正為數(shù)值趨近于零的水平直線，則修正后的群鏡[CFz、CMx]回歸值三維圖與單鏡三維圖形狀更為相似。認為群鏡平均風力系數(shù)回歸值三維圖形狀以及總體變化趨勢均比較準確，表明選用的非線性回歸方程較為準確，全部工況下的整體數(shù)據(jù)精度較好。

3）分析了群鏡平均風力系數(shù)隨風向角與仰角的變化規(guī)律。試驗中群鏡風力系數(shù)的變化規(guī)律與單鏡風力系數(shù)的變化規(guī)律相同，在定日鏡結(jié)構(gòu)設(shè)計時，應(yīng)考慮風力系數(shù)的最大、最小值以及對應(yīng)工況，并考慮定日鏡可能被破壞的薄弱位置，為定日鏡結(jié)構(gòu)設(shè)計提供計算依據(jù)。

4）阻力系數(shù)和基底傾覆力矩系數(shù)的三維曲面變化規(guī)律不僅在典型工況下相似，而且在所有工況下相似。如果定日鏡同時滿足在流場中迎風面積大、[Y]軸與流場風向夾角小的這兩個條件，則側(cè)向力系數(shù)和方位力矩系數(shù)最大。本次試驗中當風向角為120°和45°時，應(yīng)分別注意群鏡側(cè)向力系數(shù)和方位力矩系數(shù)。

5）典型工況以及全部工況下群鏡平均風力系數(shù)與單個定日鏡平均風力系數(shù)變化規(guī)律基本一致，最大的區(qū)別是群鏡風力系數(shù)數(shù)值普遍小于單鏡的數(shù)值。典型工況與全部工況下的群鏡平均風力系數(shù)的最大值以及對應(yīng)的工況是有所異同的，在對群鏡的研究中，風力系數(shù)最大值的分布不能僅僅只考慮典型工況下的風力系數(shù)分布，而需考慮全部工況下風力系數(shù)最大值分布。

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STUDY ON WIND LOAD COEFFICIENT VARIATION LAW OF HELIOSTAT GROUP BASED ON UNIFORM DESIGN METHOD

Jiang Anmin1，2，Xiong Qiwei3，Li Zhengnong3，Dong Yanchen1，2，Wang Feifei4

（1. Department of Management Engineering， Hunan Urban Construction College， Xiangtan 411100， China；

2. College of Civil Engineering， Central South University of Forestry and Technology， Changsha 410004， China；

3. College of Civil Engineering， Hunan University， Changsha 410082， China；

4. Changsha Institute of Mining Research Co.， Ltd.， Changsha 410012， China）

Keywords：solar thermal power generation； heliostat； force measurement； regression analysis； wind tunnel test； uniform design method； wind load coefficient