颜 健，彭佑多，龙东平，何 轶，马 俊

（1.湖南科技大学机械设备健康维护省重点实验室，湖南湘潭 411201；2.湖南科技大学机电工程学院，湖南湘潭 411201）

大型碟式太阳能钢构机架平均风荷载及绕流特性研究

颜 健1，2，彭佑多1，2，龙东平2，何 轶1，2，马 俊1，2

（1.湖南科技大学机械设备健康维护省重点实验室，湖南湘潭 411201；2.湖南科技大学机电工程学院，湖南湘潭 411201）

基于Fluent 6.3软件平台，选用Reynolds时均的Realizable k－ε湍流模型对复杂碟式机架进行三维定常风场作用的数值模拟。应用带圆柱内域分区的多风向角建模方法，建立满足流场充分发展和网格独立解的计算域模型，模拟得到了45组工况的总风载荷、风压分布及绕流特性等结果。分析风载荷随工况的变化规律，并将载荷曲线同抛物雷达天线风洞试验结果进行定性的对比分析，验证了模拟结果的合理性。采用因次方法探讨了聚光器镜面风载荷占机架总风载荷的比值，给出了典型工况聚光器体型系数分布及各分区载荷极值，进一步分析流场绕流特性揭示了载荷产生的机制，所得结论为碟式光热太阳能整机结构抗风设计提供依据。

太阳能；钢构机架；风载荷；绕流；数值模拟

碟式光热太阳能发电系统工作在空旷且高日照的露天环境中，其钢构机架具有迎风面积大、透风性差等特点。风载荷直接影响机架刚度、强度以及驱动系统的设计，且大风作用导致的聚光器镜面破裂是较常见的损坏形式，同时随碟式系统功率级别的增加其迎风面积将更大，风载荷已成为机架设计的主要控制载荷。然而碟式光热发电技术在国内仍处于起步阶段，对机架风载荷的研究文献报道甚少。虽机架承风主体与抛物雷达天线为同体型结构，但由于抛物焦半径及结构存在的差异必然会引起风载荷数值及分布的不同，已有抛物天线风洞试验仅供参考，所以开展碟式钢构机架的风载荷研究尤显迫切。

实际工程中结构风载荷的研究方法主要有现场实测、缩尺模型风洞试验、数值风洞模拟等［1］，其中前两者是公认的能较准确获得结构风载荷的方法，但都存在着试验经费大，周期长等问题，并且现场实测无法在结构建成前进行测试，还受到实测场地因素的制约。同时，碟式机架空间尺寸大且带有复杂桁架结构，风洞试验时其缩尺模型制作也存在一定困难。然而，数值风洞可进行结构全尺模型风载荷和绕流特性的模拟，且有成本低、周期短等优点，随着计算机软硬件的发展和计算流体力学技术的完善，数值风洞模拟已成为一种有效的结构风载荷研究手段［2］。Naeeni等［3－4］采用风洞试验与数值模拟的方法对250 kW功率的太阳能发电站槽式聚光镜进行研究，得到不同工况下聚光镜表面的风载荷。郑德乾等［1］采用Realizable k－ε湍流模型对复杂世博轴膜面结构平均风压进行模拟，将结果与风洞试验对比表明了模拟的有效性，并进一步通过绕流特性探讨结构载荷的产生机理。刘若斐等［5］也选用上述湍流模型对大型冷却塔风载荷进行模拟，模拟结果与载荷规范比较接近。许多学者的研究均表明［6－8］，相比风洞试验方法，数值风洞模拟可以对结构风载荷进行全方位多层次的分析，并能给出满足工程应用精度的载荷数据，这对结构抗风预研有着重要的意义。

文中将在Fluent6.3软件平台，选用基于Reynolds时均的Realizable k－ε湍流模型开展碟式机架多工况的风载荷研究，获得不同工况的总风载荷、风压分布及绕流特性等结果。分析风载荷随不同工况的变化规律，并将载荷曲线同抛物雷达天线风洞试验结果进行定性的对比分析，验证模拟结果的合理性。探讨了聚光器镜面风载荷占机架总风载荷的比值，给出了典型工况聚光器体型系数分布及各分区载荷极值，通过分析流场绕流特性揭示了载荷产生的机制。所作分析能够为碟式光热太阳能整机的抗风设计提供参考。

1 数值风洞基本理论

1.1 控制方程与湍流模型

工程中钝体结构绕流问题一般都是复杂的湍流运动，流态表现为三维非定常且伴有强烈脉动的漩涡，目前还不具备直接模拟计算的条件［9］。然而，有学者通过大量试验研究表明，湍流运动的物理参数如速度、压力等的统计平均值存在着确定性规律且可重复再现，于是工程中广泛采用了统计平均的方法来研究复杂的湍流运动。依据雷诺的观点将描述湍流物理量中的湍流瞬时量分解成平均和脉动两部分，并且将流体基本控制方程（N－S方程）逐项平均就可得到基于雷诺应力的时均N－S方程：

由式（1）、（2）构成的方程组不封闭，必须引入湍流模型才能对方程求解，目前的方法主要有雷诺应力模型和湍流黏性系数法，由于雷诺应力法求解的计算量非常大，文中选择了工程应用较为广泛的后者。黏性系数法中标准k－ε模型能在一定程度上反映湍流的特征，从而在工程中有着一定的应用，但标准k－ε模型对雷诺应力的模拟是采用推广的Boussinsq各向同性的涡黏性假设，导致该模型可能会出现不正确的计算雷诺正应力。有研究就表明，标准k－ε模型应用于时均应变率特别大的情况时，有可能导致负的正应力［9－10］。鉴于标准k－ε模型对于一些各向异性较强的流动如有分离、漩涡的流动将产生较大的误差，不能恰当的描述流动的发展，特别是二次流动问题。为了使流动符合湍流运动的规律，有学者提出了Realizable k－ε湍流模型，其主要改进在于将湍流黏度计算式中的系数Cμ看成与应变率相联系的变量。杨伟等［11］的研究也表明Realizable k－ε模型较标准k－ε模型的模拟值更接近于风洞试验值。因此文中选用Realizable k－ε湍流模型，该模型关于湍动能k和湍流耗散率ε的输送方程及其参数定义详见文献［10］。

1.2 近壁面的处理

近壁面的湍流流动受到分子黏性的显著影响［5］，这种情况的处理很大程度上决定了整个数值模拟结果的准确性。然而，Realizable k－ε模型一般只适用于湍流核心区域，针对近壁面低Re数的流动需要进行特殊处理－壁面函数法，文中采用非平衡壁面函数法来处理近壁面的湍流状态。大量的试验表明，流场的近壁面区域由内向外可大致分为黏性底层、混合层和完全发展的湍流层［10］。非平衡壁面函数对黏性底层不进行求解，而是采用半经验公式计算k、ε和切向速度，并将其和完全发展的湍流区域联系起来，进而求解整个流域。相比标准的壁面函数法，非平衡壁面函数法具有对压力梯度和偏移平衡点进行部分说明的能力，对包含脱流、回流和冲击的复杂流动有更好的描述。

2 计算域模型及数值求解

2.1 物理模型及工况定义

图1为碟式钢构机架模型及工况示意，碟式光热太阳能发电系统机架主要由聚光器、支撑桁架和立柱等部件组成，且前二者联成整体在视日跟踪时绕点O进行双轴旋转运动。因视日跟踪时机架的转动速度非常缓慢，所以计算中未考虑因结构旋转运动而产生的额外气动载荷。为了便于流域网格的划分，而对连接件如连杆、螺栓等细节不予考虑，但考虑了对风载荷有影响的聚光器透风缝隙，也考虑了斯特林热机的影响并将其简化为矩形实体。文中研究某发电功率为25 kW的大型碟式机架风载荷，主要结构尺寸为：聚光器开口半径R＝6.35 m且矢高1.35 m、立柱高度H＝7.0 m和支撑桁架E＝7.5 m。

图1 钢构机架模型及工况示意Fig.1 Steel framemodel and working condition

钢构机架在视日跟踪时会有不同的工作高度角，并且风载荷方向存在随机性。开展结构多工况风载荷研究时，定义如图1所示的风向角α和高度角β组合的工况形式，研究高度角β＝0°、30°、45°、60°、90°和风向角α＝0°、30°、45°、60°、90°、120°、135°、150°、180°的共5×9＝45组工况，其中β＝90°时聚光器开口向上。为方便表示，工况组合采用风向角－高度角的表示格式，例如120°－30°表示30°高度角下风场入流为120°作用于结构。

2.2 计算流域及网格划分

结构风载荷计算需考察多风向来流的作用，为减少数值计算的建模工作量，将包含机架的内域设计成圆柱形（如图2所示，其坐标系原点为图1的O点）。不同风向角工况只需将内域旋转至所需角度即可，而外域保持不变，内外域通过设置二者的公共交界面进行信息传递，从而使同一高度角下的多风向角工况流域只需进行一次网格划分，就可以实现任意风向角工况网格模型的共享。

网格划分质量的好坏程度直接影响计算结果的精度，然而碟式机架的复杂，对其流域的网格划分需要讲究方法。为获得较高质量的网格且提高计算效率，而采用混合网格技术和流域区域分块相结合的方法，对各区域采用不同的网格模式和网格尺寸进行划分。流域网格划分在Gambit软件中进行，对含有机架的圆柱内域及附近采用适应性较好的四面体非结构化网格，而远离圆柱的外域均采用渐变尺寸的六面体结构化网格进行空间的离散。由于存在细小壁面边界，具体网格划分时，首先对机架边界（不含镜面）采用尺寸为0.055 m的三角形面网格进行划分，而聚光器镜面采用尺寸为0.120 m的三角形面网格划分，其次对圆柱域采用四面体（Tgrid）网格进行空间离散。具体网格分布及局部效果如图3和图4所示。为进一步提高网格的质量，采用Laplacian光顺方法对网格点的位置进行细微调整，实现对网格质量的优化。

由于Realizable k－ε湍流模型只适合充分发展的湍流模拟，通过对不同长度尺寸的流域进行试算并查看其流场的发展情况，首次试算的尾流区域长16D（D＝2R为聚光器开口直径）时观察流域出口附近存在回流现象，改进的流域为增加尾流区域至25 D（如图2所示）并观察发现流场已经充分发展。同时，更进一步的考察了数值计算结果对网格数量的依赖性，并经网格无关性检验后选择其中网格数量相对较少的以期提高计算效率，最终得到0°高度角模型的流域总网格数量约170万（机架处于不同高度角时流域网格数量略有不同），其中机架区域加密的非结构化网格数量约102万。考虑到篇幅，文中将不列出不同网格数量的计算值。

图2 计算流域尺寸及分区Fig.2 The compute of size and subarea inmodel domain

图3 流域网格分布Fig.3 Grid distribution ofmodel domain

图4 流域的局部网格Fig.4 Partial grid of themodel domain

2.3 边界条件及离散格式

（1）入口边界条件：进流面为速度入口，其风速随高度分布服从指数律：

式中：参考高度为z0＝10 m；地面粗糙度系数α＝0.16；G为离地面高度，根据图2坐标系其值为G＝Y＋H；U0为参考高度处的风速，取基本风压W＝0.65 kPa，由风速和风压的关系计算得到参考风速U0＝32.55 m/s。

由于湍流模型要考虑湍流强度，而我国现行的风载荷规范并未给出明确定义，对B类地貌湍流强度的模拟，可以参考日本规范的第Ⅱ类地貌取值［7］：

式中：Z0＝5 m；Zg＝350 m；B类地貌α＝0.16。

在入口截面的湍流动能和耗散率按以下公式计算：

上述入口边界的U、k和ε均采用UDF编程与Fluent作接口实现连接。

（2）出口边界条件：出口的流场接近完全发展状态，此区域流场任意物理量沿出口法向梯度为零，采用自由出流的边界条件。

（3）壁面条件：计算域的上、左和右侧均采用对称边界条件，模拟自由滑移壁面，结构表面和地面采用无滑移的壁面条件，并对近壁面的流动选用非平衡壁面函数进行模拟。

采用Reynolds时均方程和Realizable k－ε湍流模型组成的湍流控制微分方程对计算域进行三维定常流场模拟。计算采用3D单精度、分离式求解器、空气模型选用理想气体模型，对流项的离散采用精度较高且绝对稳定的二阶迎风格式，速度压力耦合采用SIMPLEC算法。数值计算是在实验室配置的主频2.99 GHz、CPU型号为AMD A8－3870的四核计算机上进行（共4台），单个模型计算至流场收敛需约1 200步的迭代，其计算时间约14 h。

2.4 数据后处理

基于Fluent 6.3.26软件平台对钢构机架各组合工况进行了三维定常数值模拟，得到机架在不同工况下的总风载荷，同时为方便与以往同类体型结构风洞试验进行对比分析，采用如图5所示的风轴坐标系来描述总风载荷的各分量。考虑到机架关键受力部件是双轴驱动系统，为方便后续研究的风载荷数据使用，文中的风力矩计算就未包含立柱风载荷在内，并且风力矩计算的参考点为机架双轴旋转中心即图1和图5所示的点O位置。

图5 风载荷分量与风轴坐标系的关系Fig.5 The relationship between wind load components and wind axis coordinate system

为了便于分析，将风力和风力矩载荷都以无量纲的风力系数和风力矩系数来表示：

式中：Fi为风轴坐标系中风力载荷沿各轴分量，i对应于X、Y、Z轴时分别表示为阻力、升力、侧向力；Mi为风轴坐标系中风力矩载荷沿各轴分量，i对应于X、Y、Z轴时分别表示为翻转力矩、方位力矩、倾覆力矩；ur为参考点的平均风速，取10 m高度处来流平均速度32.55 m/s；S＝πR2为特征面积，R为特征尺寸即聚光器半径。

因风力系数是从整体角度来描述结构风载荷的，并不能恰当的反映出结构表面各区域的载荷分布，而实际的风载荷作用往往不是均匀的，尤其是风载荷以聚光器镜面阻挡为主的机架结构，其聚光器在风载荷作用下引起的变形大小直接影响系统的聚光效果，因此，获得聚光器镜面的平均风压分布对后续结构抗风研究就显得尤为重要。聚光器镜面是由许多独立的反射镜部件组成并带有一定的透风间隙，为方便抗风设计时考虑局部风载荷的影响，而将聚光器按实际情况分区并获得各分区体型系数，且可进一步得到各分区的峰值载荷。其聚光器镜面分区及编号如图6所示。

分区编号为k的体型系数可用结构表面同一分区内所有测点i的净风压系数［6］Cpi与该测点所属表面面积Ai的乘积取加权平均得到，具体表达式如下：

聚光器镜面压力荷载的正负号规定：对于单一表面，结构表面受压为正，受吸力作用为负。对于前后表面压力差值垂直指向反射镜工作面（即凹面）为正压力，反之为负压力即求得体型系数为负值。

图6 聚光器分区及编号Fig.6 Subarea and number of condenser

3 计算结果与分析

3.1 风载荷与结果验证

碟式机架风载荷的准确计算对于后续抗风设计有着重要意义，考虑到该结构未进行风洞试验，然而碟式机架与抛物雷达天线有着共同的承风主体（抛物镜面）。因此，文中将数值结果与雷达天线风洞试验数据进行定性的对比分析，用以辅证数值结果的合理性。

图7为风力载荷分量随工况的变化情况。由图7（a）可知：①机架高度角一定时：阻力系数随风向角在0°～90°时递减，而随风向角在90°～180°时递增。其中，在90°风向角时迎风面积达到最小且阻力系数最小，这种变化趋势同结构的迎风投影面积是成正相关的。然而，来流风向为0°（凹面迎风）和180°（凸面迎风）时结构的迎风投影面积虽相同，但是阻力系数前者较后者大，这是由于凸面迎风时桁架结构导致流场更为絮乱且迎风面流线较好，导致压差阻力不及凹型光滑曲面的迎风情况。②风向角一定时：阻力系数随机架高度角增大而降低，最大值在0°－0°工况为－1.15。在90°高度角时，由于结构具有一定的对称性且存在聚光器背部桁架迎风，不同风向角下的阻力系数值均为最小且基本在－0.26左右。上述的阻力系数曲线变化趋势以及各曲线交点位置（风向角90°）均与文献［12－14］中的抛物雷达天线风洞试验结果一致。

由图7（b）可知：当机架高度角为0°和90°时，升力系数随风向角变化幅度较小，且前者升力系数更趋近于0。其它高度角下，各升力系数随风向角变化的趋势是一致的，且在相同风向角时各曲线数值相差较小，同时都在90°风向角附近升力载荷作用方向发生了改变，这主要是结构迎风位置和分离形成的漩涡位置决定的。

由图7（c）可知：当机架高度角为90°时，任意风向来流作用产生的侧向力都趋于0。其它高度角下，侧向力系数均随风向角近似于正弦变化，且在同一风向角下机架处于0°高度角时侧向力系数最大。各侧向力系数曲线的最小值都为0且位置均在风向角为0°、180°及90°附近，峰值在风向角为60°和135°附近分别是－0.87和0.37，这些极值特征以及曲线变化趋势都同文献［12－13］的数据有很好吻合。

由于方位力矩对结构驱动系统设计以及电机选型有着重要的意义，而在以往的雷达天线风洞试验中也都有给出，并且方位力矩值在风轴系和机架体轴系中是一致的。考虑到篇幅有限，将只着重分析方位力矩系数随各工况的变化情况，如图8所示。

图7 风力载荷分量随工况的变化Fig.7 Wind load components with change ofworking conditions

由图8可知：①当机架高度角为90°时，任意风向来流作用产生的方位力矩均趋于0，这是因为阻力和侧向力对旋转中心的力矩作用而形成方位力矩，从图7中可以看出，机架高度角为90°时阻力和侧向力均随风向角基本不变且值都很小。②其它高度角下，方位力矩系数均随风向角做近似正弦变化，且在同一风向角下机架处于0°高度角时方位力矩系数最大。各曲线的交点分别在0°、80°和180°风向角，且各曲线存在的两个峰值均分别在风向角为45°～60°和90°～120°的位置［12－14］，其中对应的最大值分别为0.127和－0.181。需要提及的是，文献［12，14］中实体抛物天线的方位力矩曲线除上面两处峰值外还有风向角130°～140°位置，这主要是碟式机架与抛物雷达天线存在一定的结构差异，并且风载荷研究方法也有不同，导致了碟式机架未能在此位置形成新的峰值。

图8 方位力矩系数随工况的变化Fig.8 Azimuthmoment coefficient with change of working condition

综合以上定性对比分析可知，各载荷分量曲线变化趋势以及交点和极值位置都同抛物雷达天线的风洞试验一致，同时基于两种结构承风主体的相似性，可以在一定程度上证明数据的合理性。而且许多学者对Realizable k－ε湍流模型的数值模拟结果同风洞试验对比研究也表明［1，5－6，11］，该模型能够较准确的反映出真实的风载荷情况，并且能够满足工程应用精度的要求。因此，笔者基于以上分析认为数值计算结果是可靠的。当然，至于数值结果误差大小的确定还有待于进行风洞试验研究，但是数值结果用于机架预研抗风设计是可行的。

3.2 载荷因次分析

既然两种相似结构的风载荷存在趋势一致性等特征，那么共同体型（抛物曲面）在风载荷中一定起着决定性的作用。下面将采用因次分析方法来确定聚光器镜面承受的风载荷在机架总风载荷中所占的比值，定义为：载荷比值＝聚光器镜面风载荷/（聚光器镜面风载荷＋其它结构风载荷），其中聚光器镜面风载荷是指聚光器反射镜面的总载荷，是不包括背部桁架梁风载荷的。从定义式可知比值越接近于1则表示聚光器镜面风载荷起决定性作用越强。

图9为总风载荷系数及载荷因次曲线。由图9（a）可知：机架风载荷整体表现为凸面迎风小于凹面迎风（聚光器工作面为凹面），且机架总风载荷曲线随各工况的变化趋势同阻力系数相似，但最大值并非在0°高度角情况下，而是在0°～45°工况值为1.21。当机架高度角为90°时，任意风向角下的总风载荷系数基本在0.3左右，是结构承受总风载荷最小的工况。至于上述工况是否为最不利或最佳避风位置，有待于在机架静/动力学分析中确定，这是因为机架高度角的变化导致质量和刚度分布发生改变，并且载荷分布以及传递路径也会产生差异。

图9 总风载荷系数及载荷因次曲线Fig.9 Total load coefficient and load dimensionless curve

由图9（b）可知：机架高度角为90°时，任意风向下聚光器镜面承受的风载荷占机架总风载荷比值较小，且大部分工况下比值均不到0.4。其它高度下，聚光器镜面的风载荷占主导地位，尤其是在0°～60°风向角时更为强烈，其比值达到0.95以上，但在90°风向角时也只有0.37。主要表现为，机架总风载荷越大时其聚光器镜面的风载荷起决定性作用越强。这给后续的结构缩尺模型设计提供了简化依据，从而可以降低模型的制作难度，并且也为后续碟式系统群风载荷干扰的数值分析提供可能，因为不考虑聚光器背部桁架时网格划分将会更容易且数量更少。

3.3 分区体型系数

聚光器镜面因风载荷作用而导致的挤压破裂是其损坏的一种常见形式，所以确定分区表面的极值载荷对镜面安全设计有着指导意义。图10给出了部分典型工况镜面分区体型系数和各分区的极值体型系数。

分析得到：

图10 聚光器分区体型系数Fig.10 Shape coefficient of condenser subarea

（1）在0°－0°工况下各分区的体型系数分布较均匀且基本相等，而高度角为45°时由于下部的“夹缝效应”增强，在尾流区域形成饱满的漩涡（如图11（e）），导致聚光器缺口附近和中间迎风位置（分区19～42）的体型系数有较大波动，其中缺口附近分区体型系数呈现边缘大中间小的变化形式，而中间迎风位置表现为中间大边缘小。

（2）聚光器的分区峰值体型系数表现为边缘大中心小的形式，最大值在19号分区为2.25，其次在13号分区为2.16，均系聚光器中镜面单元面积最大的，其安全性考虑非常重要。需要提及的是，因只研究了0°－180°风向角，所以极值曲线没有对称，取值时可将极值曲线沿31－36号分区对称后进行选取。曲线0°－45°工况下聚光器缺口附近的体型系数大部分达到峰值状态，但其他区域较0°－0°工况还小，说明不同工况只会存在部分区域的载荷峰值同时出现，用峰值体型系数校验结构局部安全性是简便可行的。

（3）高度角90°确实特殊，在总风载荷中虽为最小值，但其局部分区载荷值并不小。在0°－90°工况由于缺口位置迎风，气流流经缺口加速后进入聚光器凹面内，对缺口附近的载荷产生一定的波动，且最先迎风的区域载荷最大且为负值，其他区域载荷分布均匀且为正值。当风向角为90°时，处于最先迎风的7～24号分区体型系数较大，在13号分区为－1.47。

3.4 绕流特性分析

根据流场绕流特性可进一步了解风载荷产生的机理，能为结构的气动优化提供参考，并且尾迹漩涡尺度也能为机架群的抗风布置提供指导。限于篇幅，这里仅给出了部分典型工况流场的流线图，如图11所示。

图11（a）中来流遇聚光器工作面受阻挡后明显分成两路，一部分气流沿镜面向顶部爬升，在聚光镜边缘发生流动分离并与周边的“层流墙”作用而形成漩涡。由于聚光器下部存在缺口且处于悬空形式，另一部分气流则沿镜面汇聚到缺口处，并与底部入流一起经缺口通道加速，并从后方地面向上卷起了一个较大的漩涡。图11（b）中气流沿镜面边缘分离形成了两个饱满的漩涡，且部分气流沿后方发展的过程中进行了汇聚并沿高度方向扩散流动，导致图11（a）中x＝－30 m附近流线发散点的存在，表现出明显的三维流动特性。

图11 结构绕流的流线图Fig.11 Streamlined diagram of flow around

图11（c）中聚光器的凸面迎风，同样由于缺口和下部悬空导致气流的加速通过并在后方卷起一个漩涡，但聚光器的顶部气流分离后形成了较大的漩涡，同时这两个漩涡沿后下方靠拢且部分气流沿相合线向斜后下方泄出撞击于地面。尾流结构与图（a）有所差异，产生了气流下压的趋势，这是因为结构凸面迎风而产生流线向内汇聚的形式，但由于底部气流加速通过而使原汇聚中心偏移至斜向地面。水平剖面图11（d）中分离流形成了两个相对狭长的对称漩涡，不如图（b）中的漩涡饱满且位置偏聚光器边缘，在阻力载荷中表现为压差阻力不及后者大。

图11（e）为0°－45°工况，缺口和底部的气流经加速后沿地面向上卷起，其中部分气流与聚光器背面相遇后产生分离并形成漩涡。但由于聚光器迎风流线较为平缓，当气流绕过顶部时并未产生明显的漩涡，而是与后方卷起的其他气流相互作用，并随顶部主层流向后上方流动。该工况聚光器下部“夹缝效应”显著而形成了单个非常饱满的漩涡，其涡心位置距结构较近且位于后下方，正由于大漩涡而导致背风面产生较大的吸力，且正面迎风产生正压作用，从而使结构产生很大的向下作用力。图11（f）水平剖面形成了一对很小的漩涡，并不能在载荷中起主导地位，机架阻力载荷大部分是由涡轴沿Z轴的大漩涡提供。

4 结 论

选用Realizable k－ε湍流模型对碟式机架进行了45组工况风载荷及绕流特性的分析，模拟的风载荷曲线变化趋势及极值工况都同抛物天线风洞试验曲线一致，同时鉴于结构承风主体的相似性，验证了数值结果的合理性，能够为机架抗风设计提供参考。得到如下结论：

（1）风轴坐标系中：机架高度角为90°时，任意风向来流作用的风载荷分量均最小。其它情况，高度角一定时：阻力系数随机架迎风投影面积成正相关，侧向力系数和方位力矩系数均随风向角做近似正弦变化。风向角一定时，阻力系数、侧力系数以及方位力矩系数均随机架高度角的增大而减小。阻力系数最大值在0°－0°工况为－1.15。侧力系数峰值在0°高度角下风向角为60°和135°附近且分别为－0.87和0.37。方位力矩系数峰值在0°高度角下风向角为45°～60°和90°～120°位置且分别为0.127和－0.181。升力系数在高度角为45°和60°且风向角为0°时最大，其值为－0.84。

（2）机架总风载荷表现为凸面迎风小于凹面迎风，总风载荷曲线变化趋势同阻力系数曲线相似，但最大值在0°－45°工况值为1.21。同时，机架总风载荷越大时其聚光器镜面承受的风载荷起决定性作用越强，除90°高度角情况，风向角在0°～60°时聚光器镜面的风载荷均占机架总风载荷的95%以上，这为后续结构缩尺模型设计提供简化依据。

（3）聚光器镜面分区体型系数的峰值分布表现为边缘大中心小，最大值在19号分区为2.25，其次在13号分区为2.16，均系镜面单元面积最大的区域，依据分区极值载荷进行抗风设计能够保证镜面的安全性。

（4）数值风洞模拟给出的流场绕流特性对风载荷产生机理以及结构气动优化分析有着指导作用。文中仅分析了不考虑其它碟式机架流场干扰的情况，然而实际电站是多碟式机架布置的。因此，将在后续研究中重点考虑因不同布置形式及间距对机架风载荷的静力干扰效应，并对单碟式机架风载荷进行修正，而文中模拟的尾涡尺度能够为机架群抗风布置提供参考。

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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

国家自然科学基金（51275166）；湖南省省市联合基金资助（11JJ8006）；湖南省战略性新型产业重大科技攻关项目（2011GK4058）；湖南科技大学研究生创新基金项目（S130019）

2013－10－21 修改稿收到日期：2013－12－19

颜健男，硕士生，1988年生

彭佑多男，博士，教授，博士生导师，1964年生