大型碟式太陽能鋼構(gòu)機(jī)架平均風(fēng)荷載及繞流特性研究

顏 健，彭佑多，龍東平，何 軼，馬 俊

（1.湖南科技大學(xué)機(jī)械設(shè)備健康維護(hù)省重點實驗室，湖南湘潭 411201；2.湖南科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，湖南湘潭 411201）

大型碟式太陽能鋼構(gòu)機(jī)架平均風(fēng)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(xué)機(jī)械設(shè)備健康維護(hù)省重點實驗室，湖南湘潭 411201；2.湖南科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)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(fù)雜碟式機(jī)架進(jìn)行三維定常風(fēng)場作用的數(shù)值模擬。應(yīng)用帶圓柱內(nèi)域分區(qū)的多風(fēng)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(fēng)載荷、風(fēng)壓分布及繞流特性等結(jié)果。分析風(fēng)載荷隨工況的變化規(guī)律，并將載荷曲線同拋物雷達(dá)天線風(fēng)洞試驗結(jié)果進(jìn)行定性的對比分析，驗證了模擬結(jié)果的合理性。采用因次方法探討了聚光器鏡面風(fēng)載荷占機(jī)架總風(fēng)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(jìn)一步分析流場繞流特性揭示了載荷產(chǎn)生的機(jī)制，所得結(jié)論為碟式光熱太陽能整機(jī)結(jié)構(gòu)抗風(fēng)設(shè)計提供依據(jù)。

太陽能；鋼構(gòu)機(jī)架；風(fēng)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(gòu)機(jī)架具有迎風(fēng)面積大、透風(fēng)性差等特點。風(fēng)載荷直接影響機(jī)架剛度、強(qiáng)度以及驅(qū)動系統(tǒng)的設(shè)計，且大風(fēng)作用導(dǎo)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(fēng)面積將更大，風(fēng)載荷已成為機(jī)架設(shè)計的主要控制載荷。然而碟式光熱發(fā)電技術(shù)在國內(nèi)仍處于起步階段，對機(jī)架風(fēng)載荷的研究文獻(xiàn)報道甚少。雖機(jī)架承風(fēng)主體與拋物雷達(dá)天線為同體型結(jié)構(gòu)，但由于拋物焦半徑及結(jié)構(gòu)存在的差異必然會引起風(fēng)載荷數(shù)值及分布的不同，已有拋物天線風(fēng)洞試驗僅供參考，所以開展碟式鋼構(gòu)機(jī)架的風(fēng)載荷研究尤顯迫切。

實際工程中結(jié)構(gòu)風(fēng)載荷的研究方法主要有現(xiàn)場實測、縮尺模型風(fēng)洞試驗、數(shù)值風(fēng)洞模擬等［1］，其中前兩者是公認(rèn)的能較準(zhǔn)確獲得結(jié)構(gòu)風(fēng)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(jié)構(gòu)建成前進(jìn)行測試，還受到實測場地因素的制約。同時，碟式機(jī)架空間尺寸大且?guī)в袕?fù)雜桁架結(jié)構(gòu)，風(fēng)洞試驗時其縮尺模型制作也存在一定困難。然而，數(shù)值風(fēng)洞可進(jìn)行結(jié)構(gòu)全尺模型風(fēng)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(jī)軟硬件的發(fā)展和計算流體力學(xué)技術(shù)的完善，數(shù)值風(fēng)洞模擬已成為一種有效的結(jié)構(gòu)風(fēng)載荷研究手段［2］。Naeeni等［3－4］采用風(fēng)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(jìn)行研究，得到不同工況下聚光鏡表面的風(fēng)載荷。鄭德乾等［1］采用Realizable k－ε湍流模型對復(fù)雜世博軸膜面結(jié)構(gòu)平均風(fēng)壓進(jìn)行模擬，將結(jié)果與風(fēng)洞試驗對比表明了模擬的有效性，并進(jìn)一步通過繞流特性探討結(jié)構(gòu)載荷的產(chǎn)生機(jī)理。劉若斐等［5］也選用上述湍流模型對大型冷卻塔風(fēng)載荷進(jìn)行模擬，模擬結(jié)果與載荷規(guī)范比較接近。許多學(xué)者的研究均表明［6－8］，相比風(fēng)洞試驗方法，數(shù)值風(fēng)洞模擬可以對結(jié)構(gòu)風(fēng)載荷進(jìn)行全方位多層次的分析，并能給出滿足工程應(yīng)用精度的載荷數(shù)據(jù)，這對結(jié)構(gòu)抗風(fēng)預(yù)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(jī)架多工況的風(fēng)載荷研究，獲得不同工況的總風(fēng)載荷、風(fēng)壓分布及繞流特性等結(jié)果。分析風(fēng)載荷隨不同工況的變化規(guī)律，并將載荷曲線同拋物雷達(dá)天線風(fēng)洞試驗結(jié)果進(jìn)行定性的對比分析，驗證模擬結(jié)果的合理性。探討了聚光器鏡面風(fēng)載荷占機(jī)架總風(fēng)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(jī)制。所作分析能夠為碟式光熱太陽能整機(jī)的抗風(fēng)設(shè)計提供參考。

1 數(shù)值風(fēng)洞基本理論

1.1 控制方程與湍流模型

工程中鈍體結(jié)構(gòu)繞流問題一般都是復(fù)雜的湍流運動，流態(tài)表現(xiàn)為三維非定常且伴有強(qiáng)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(xué)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(fù)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(fù)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(yīng)力的時均N－S方程：

由式（1）、（2）構(gòu)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(yīng)力模型和湍流黏性系數(shù)法，由于雷諾應(yīng)力法求解的計算量非常大，文中選擇了工程應(yīng)用較為廣泛的后者。黏性系數(shù)法中標(biāo)準(zhǔn)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(yīng)用，但標(biāo)準(zhǔn)k－ε模型對雷諾應(yīng)力的模擬是采用推廣的Boussinsq各向同性的渦黏性假設(shè)，導(dǎo)致該模型可能會出現(xiàn)不正確的計算雷諾正應(yīng)力。有研究就表明，標(biāo)準(zhǔn)k－ε模型應(yīng)用于時均應(yīng)變率特別大的情況時，有可能導(dǎo)致負(fù)的正應(yīng)力［9－10］。鑒于標(biāo)準(zhǔn)k－ε模型對于一些各向異性較強(qiáng)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(dāng)?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(xué)者提出了Realizable k－ε湍流模型，其主要改進(jìn)在于將湍流黏度計算式中的系數(shù)Cμ看成與應(yīng)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(biāo)準(zhǔn)k－ε模型的模擬值更接近于風(fēng)洞試驗值。因此文中選用Realizable k－ε湍流模型，該模型關(guān)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(xiàn)［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(jié)果的準(zhǔn)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(jìn)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(jìn)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(jìn)而求解整個流域。相比標(biāo)準(zhǔn)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(jìn)行部分說明的能力，對包含脫流、回流和沖擊的復(fù)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(gòu)機(jī)架模型及工況示意，碟式光熱太陽能發(fā)電系統(tǒng)機(jī)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(jìn)行雙軸旋轉(zhuǎn)運動。因視日跟蹤時機(jī)架的轉(zhuǎn)動速度非常緩慢，所以計算中未考慮因結(jié)構(gòu)旋轉(zhuǎn)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(xì)節(jié)不予考慮，但考慮了對風(fēng)載荷有影響的聚光器透風(fēng)縫隙，也考慮了斯特林熱機(jī)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(jī)架風(fēng)載荷，主要結(jié)構(gòu)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(gòu)機(jī)架模型及工況示意Fig.1 Steel framemodel and working condition

鋼構(gòu)機(jī)架在視日跟蹤時會有不同的工作高度角，并且風(fēng)載荷方向存在隨機(jī)性。開展結(jié)構(gòu)多工況風(fēng)載荷研究時，定義如圖1所示的風(fēng)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(fēng)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(fēng)向角－高度角的表示格式，例如120°－30°表示30°高度角下風(fēng)場入流為120°作用于結(jié)構(gòu)。

2.2 計算流域及網(wǎng)格劃分

結(jié)構(gòu)風(fēng)載荷計算需考察多風(fēng)向來流的作用，為減少數(shù)值計算的建模工作量，將包含機(jī)架的內(nèi)域設(shè)計成圓柱形（如圖2所示，其坐標(biāo)系原點為圖1的O點）。不同風(fēng)向角工況只需將內(nèi)域旋轉(zhuǎn)至所需角度即可，而外域保持不變，內(nèi)外域通過設(shè)置二者的公共交界面進(jìn)行信息傳遞，從而使同一高度角下的多風(fēng)向角工況流域只需進(jìn)行一次網(wǎng)格劃分，就可以實現(xiàn)任意風(fēng)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(jié)果的精度，然而碟式機(jī)架的復(fù)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(shù)和流域區(qū)域分塊相結(jié)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(jìn)行劃分。流域網(wǎng)格劃分在Gambit軟件中進(jìn)行，對含有機(jī)架的圓柱內(nèi)域及附近采用適應(yīng)性較好的四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，而遠(yuǎn)離圓柱的外域均采用漸變尺寸的六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行空間的離散。由于存在細(xì)小壁面邊界，具體網(wǎng)格劃分時，首先對機(jī)架邊界（不含鏡面）采用尺寸為0.055 m的三角形面網(wǎng)格進(jìn)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(jìn)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(jìn)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(jìn)行細(xì)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(jìn)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(jìn)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(jìn)一步的考察了數(shù)值計算結(jié)果對網(wǎng)格數(shù)量的依賴性，并經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)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(jī)架處于不同高度角時流域網(wǎng)格數(shù)量略有不同），其中機(jī)架區(qū)域加密的非結(jié)構(gòu)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(jìn)流面為速度入口，其風(fēng)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(biāo)系其值為G＝Y(jié)＋H；U0為參考高度處的風(fēng)速，取基本風(fēng)壓W＝0.65 kPa，由風(fēng)速和風(fēng)壓的關(guān)系計算得到參考風(fēng)速U0＝32.55 m/s。

由于湍流模型要考慮湍流強(qiáng)度，而我國現(xiàn)行的風(fēng)載荷規(guī)范并未給出明確定義，對B類地貌湍流強(qiáng)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?fàn)顟B(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(cè)均采用對稱邊界條件，模擬自由滑移壁面，結(jié)構(gòu)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(jìn)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(jìn)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(fēng)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(jī)上進(jìn)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(gòu)機(jī)架各組合工況進(jìn)行了三維定常數(shù)值模擬，得到機(jī)架在不同工況下的總風(fēng)載荷，同時為方便與以往同類體型結(jié)構(gòu)風(fēng)洞試驗進(jìn)行對比分析，采用如圖5所示的風(fēng)軸坐標(biāo)系來描述總風(fēng)載荷的各分量。考慮到機(jī)架關(guān)鍵受力部件是雙軸驅(qū)動系統(tǒng)，為方便后續(xù)研究的風(fēng)載荷數(shù)據(jù)使用，文中的風(fēng)力矩計算就未包含立柱風(fēng)載荷在內(nèi)，并且風(fēng)力矩計算的參考點為機(jī)架雙軸旋轉(zhuǎn)中心即圖1和圖5所示的點O位置。

圖5 風(fēng)載荷分量與風(fēng)軸坐標(biāo)系的關(guān)系Fig.5 The relationship between wind load components and wind axis coordinate system

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

式中：Fi為風(fēng)軸坐標(biāo)系中風(fēng)力載荷沿各軸分量，i對應(yīng)于X、Y、Z軸時分別表示為阻力、升力、側(cè)向力；Mi為風(fēng)軸坐標(biāo)系中風(fēng)力矩載荷沿各軸分量，i對應(yīng)于X、Y、Z軸時分別表示為翻轉(zhuǎn)力矩、方位力矩、傾覆力矩；ur為參考點的平均風(fēng)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(fēng)力系數(shù)是從整體角度來描述結(jié)構(gòu)風(fēng)載荷的，并不能恰當(dāng)?shù)姆从吵鼋Y(jié)構(gòu)表面各區(qū)域的載荷分布，而實際的風(fēng)載荷作用往往不是均勻的，尤其是風(fēng)載荷以聚光器鏡面阻擋為主的機(jī)架結(jié)構(gòu)，其聚光器在風(fēng)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(fēng)壓分布對后續(xù)結(jié)構(gòu)抗風(fēng)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(fēng)間隙，為方便抗風(fēng)設(shè)計時考慮局部風(fēng)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(jìn)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(jié)構(gòu)表面同一分區(qū)內(nèi)所有測點i的凈風(fēng)壓系數(shù)［6］Cpi與該測點所屬表面面積Ai的乘積取加權(quán)平均得到，具體表達(dá)式如下：

聚光器鏡面壓力荷載的正負(fù)號規(guī)定：對于單一表面，結(jié)構(gòu)表面受壓為正，受吸力作用為負(fù)。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(fù)壓力即求得體型系數(shù)為負(fù)值。

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

3 計算結(jié)果與分析

3.1 風(fēng)載荷與結(jié)果驗證

碟式機(jī)架風(fēng)載荷的準(zhǔn)確計算對于后續(xù)抗風(fēng)設(shè)計有著重要意義，考慮到該結(jié)構(gòu)未進(jìn)行風(fēng)洞試驗，然而碟式機(jī)架與拋物雷達(dá)天線有著共同的承風(fēng)主體（拋物鏡面）。因此，文中將數(shù)值結(jié)果與雷達(dá)天線風(fēng)洞試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行定性的對比分析，用以輔證數(shù)值結(jié)果的合理性。

圖7為風(fēng)力載荷分量隨工況的變化情況。由圖7（a）可知：①機(jī)架高度角一定時：阻力系數(shù)隨風(fēng)向角在0°～90°時遞減，而隨風(fēng)向角在90°～180°時遞增。其中，在90°風(fēng)向角時迎風(fēng)面積達(dá)到最小且阻力系數(shù)最小，這種變化趨勢同結(jié)構(gòu)的迎風(fēng)投影面積是成正相關(guān)的。然而，來流風(fēng)向為0°（凹面迎風(fēng)）和180°（凸面迎風(fēng)）時結(jié)構(gòu)的迎風(fēng)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(fēng)時桁架結(jié)構(gòu)導(dǎo)致流場更為絮亂且迎風(fēng)面流線較好，導(dǎo)致壓差阻力不及凹型光滑曲面的迎風(fēng)情況。②風(fēng)向角一定時：阻力系數(shù)隨機(jī)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(jié)構(gòu)具有一定的對稱性且存在聚光器背部桁架迎風(fēng)，不同風(fēng)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(fēng)向角90°）均與文獻(xiàn)［12－14］中的拋物雷達(dá)天線風(fēng)洞試驗結(jié)果一致。

由圖7（b）可知：當(dāng)機(jī)架高度角為0°和90°時，升力系數(shù)隨風(fēng)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(fēng)向角變化的趨勢是一致的，且在相同風(fēng)向角時各曲線數(shù)值相差較小，同時都在90°風(fēng)向角附近升力載荷作用方向發(fā)生了改變，這主要是結(jié)構(gòu)迎風(fēng)位置和分離形成的漩渦位置決定的。

由圖7（c）可知：當(dāng)機(jī)架高度角為90°時，任意風(fēng)向來流作用產(chǎn)生的側(cè)向力都趨于0。其它高度角下，側(cè)向力系數(shù)均隨風(fēng)向角近似于正弦變化，且在同一風(fēng)向角下機(jī)架處于0°高度角時側(cè)向力系數(shù)最大。各側(cè)向力系數(shù)曲線的最小值都為0且位置均在風(fēng)向角為0°、180°及90°附近，峰值在風(fēng)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(xiàn)［12－13］的數(shù)據(jù)有很好吻合。

由于方位力矩對結(jié)構(gòu)驅(qū)動系統(tǒng)設(shè)計以及電機(jī)選型有著重要的意義，而在以往的雷達(dá)天線風(fēng)洞試驗中也都有給出，并且方位力矩值在風(fēng)軸系和機(jī)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(fēng)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(dāng)機(jī)架高度角為90°時，任意風(fēng)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(cè)向力對旋轉(zhuǎn)中心的力矩作用而形成方位力矩，從圖7中可以看出，機(jī)架高度角為90°時阻力和側(cè)向力均隨風(fēng)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(fēng)向角做近似正弦變化，且在同一風(fēng)向角下機(jī)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(fēng)向角，且各曲線存在的兩個峰值均分別在風(fēng)向角為45°～60°和90°～120°的位置［12－14］，其中對應(yīng)的最大值分別為0.127和－0.181。需要提及的是，文獻(xiàn)［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(fēng)向角130°～140°位置，這主要是碟式機(jī)架與拋物雷達(dá)天線存在一定的結(jié)構(gòu)差異，并且風(fēng)載荷研究方法也有不同，導(dǎo)致了碟式機(jī)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(dá)天線的風(fēng)洞試驗一致，同時基于兩種結(jié)構(gòu)承風(fēng)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(xué)者對Realizable k－ε湍流模型的數(shù)值模擬結(jié)果同風(fēng)洞試驗對比研究也表明［1，5－6，11］，該模型能夠較準(zhǔn)確的反映出真實的風(fēng)載荷情況，并且能夠滿足工程應(yīng)用精度的要求。因此，筆者基于以上分析認(rèn)為數(shù)值計算結(jié)果是可靠的。當(dāng)然，至于數(shù)值結(jié)果誤差大小的確定還有待于進(jìn)行風(fēng)洞試驗研究，但是數(shù)值結(jié)果用于機(jī)架預(yù)研抗風(fēng)設(shè)計是可行的。

3.2 載荷因次分析

既然兩種相似結(jié)構(gòu)的風(fēng)載荷存在趨勢一致性等特征，那么共同體型（拋物曲面）在風(fēng)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(fēng)載荷在機(jī)架總風(fēng)載荷中所占的比值，定義為：載荷比值＝聚光器鏡面風(fēng)載荷/（聚光器鏡面風(fēng)載荷＋其它結(jié)構(gòu)風(fēng)載荷），其中聚光器鏡面風(fēng)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(fēng)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(fēng)載荷起決定性作用越強(qiáng)。

圖9為總風(fēng)載荷系數(shù)及載荷因次曲線。由圖9（a）可知：機(jī)架風(fēng)載荷整體表現(xiàn)為凸面迎風(fēng)小于凹面迎風(fēng)（聚光器工作面為凹面），且機(jī)架總風(fēng)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(dāng)機(jī)架高度角為90°時，任意風(fēng)向角下的總風(fēng)載荷系數(shù)基本在0.3左右，是結(jié)構(gòu)承受總風(fēng)載荷最小的工況。至于上述工況是否為最不利或最佳避風(fēng)位置，有待于在機(jī)架靜/動力學(xué)分析中確定，這是因為機(jī)架高度角的變化導(dǎo)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(fēng)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(jī)架高度角為90°時，任意風(fēng)向下聚光器鏡面承受的風(fēng)載荷占機(jī)架總風(fēng)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(fēng)載荷占主導(dǎo)地位，尤其是在0°～60°風(fēng)向角時更為強(qiáng)烈，其比值達(dá)到0.95以上，但在90°風(fēng)向角時也只有0.37。主要表現(xiàn)為，機(jī)架總風(fēng)載荷越大時其聚光器鏡面的風(fēng)載荷起決定性作用越強(qiáng)。這給后續(xù)的結(jié)構(gòu)縮尺模型設(shè)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(fēng)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(fēng)載荷作用而導(dǎo)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(shè)計有著指導(dǎo)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(yīng)”增強(qiáng)，在尾流區(qū)域形成飽滿的漩渦（如圖11（e）），導(dǎo)致聚光器缺口附近和中間迎風(fēng)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(fēng)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(fēng)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(jìn)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(dá)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(jié)構(gòu)局部安全性是簡便可行的。

（3）高度角90°確實特殊，在總風(fēng)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(fēng)，氣流流經(jīng)缺口加速后進(jìn)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(fēng)的區(qū)域載荷最大且為負(fù)值，其他區(qū)域載荷分布均勻且為正值。當(dāng)風(fēng)向角為90°時，處于最先迎風(fēng)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(jìn)一步了解風(fēng)載荷產(chǎn)生的機(jī)理，能為結(jié)構(gòu)的氣動優(yōu)化提供參考，并且尾跡漩渦尺度也能為機(jī)架群的抗風(fēng)布置提供指導(dǎo)。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(jìn)行了匯聚并沿高度方向擴(kuò)散流動，導(dǎo)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(jié)構(gòu)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(fēng)，同樣由于缺口和下部懸空導(dǎo)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(jié)構(gòu)與圖（a）有所差異，產(chǎn)生了氣流下壓的趨勢，這是因為結(jié)構(gòu)凸面迎風(fēng)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(fēng)流線較為平緩，當(dāng)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(yīng)”顯著而形成了單個非常飽滿的漩渦，其渦心位置距結(jié)構(gòu)較近且位于后下方，正由于大漩渦而導(dǎo)致背風(fēng)面產(chǎn)生較大的吸力，且正面迎風(fēng)產(chǎn)生正壓作用，從而使結(jié)構(gòu)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(dǎo)地位，機(jī)架阻力載荷大部分是由渦軸沿Z軸的大漩渦提供。

4 結(jié) 論

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

（1）風(fēng)軸坐標(biāo)系中：機(jī)架高度角為90°時，任意風(fēng)向來流作用的風(fēng)載荷分量均最小。其它情況，高度角一定時：阻力系數(shù)隨機(jī)架迎風(fēng)投影面積成正相關(guān)，側(cè)向力系數(shù)和方位力矩系數(shù)均隨風(fēng)向角做近似正弦變化。風(fēng)向角一定時，阻力系數(shù)、側(cè)力系數(shù)以及方位力矩系數(shù)均隨機(jī)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(cè)力系數(shù)峰值在0°高度角下風(fēng)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(fēng)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(fēng)向角為0°時最大，其值為－0.84。

（2）機(jī)架總風(fēng)載荷表現(xiàn)為凸面迎風(fēng)小于凹面迎風(fēng)，總風(fēng)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(jī)架總風(fēng)載荷越大時其聚光器鏡面承受的風(fēng)載荷起決定性作用越強(qiáng)，除90°高度角情況，風(fēng)向角在0°～60°時聚光器鏡面的風(fēng)載荷均占機(jī)架總風(fēng)載荷的95%以上，這為后續(xù)結(jié)構(gòu)縮尺模型設(shè)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(jìn)行抗風(fēng)設(shè)計能夠保證鏡面的安全性。

（4）數(shù)值風(fēng)洞模擬給出的流場繞流特性對風(fēng)載荷產(chǎn)生機(jī)理以及結(jié)構(gòu)氣動優(yōu)化分析有著指導(dǎo)作用。文中僅分析了不考慮其它碟式機(jī)架流場干擾的情況，然而實際電站是多碟式機(jī)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(jī)架風(fēng)載荷的靜力干擾效應(yīng)，并對單碟式機(jī)架風(fēng)載荷進(jìn)行修正，而文中模擬的尾渦尺度能夠為機(jī)架群抗風(fēng)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(xué)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(guān)項目（2011GK4058）；湖南科技大學(xué)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(dǎo)師，1964年生