魚腹式光伏索桁架風振系數數值分析

中清能綠洲科技股份有限公司 ■ 徐志宏 侯國華 張志強 王文明 樊慧強 石建春

0 引言

目前市場上的光伏支架根據所采用材料的不同，可以分為鋁型材支架、鋼支架及非金屬支架；根據安裝方式的不同，可分為固定式光伏支架及跟蹤式光伏支架。而這些種類的支架僅能夠滿足小跨度距離的需求，隨著光伏發電產業的迅速發展，以及國家對分布式光伏發電項目的大力支持，污水處理廠等需要大跨度光伏支架的分布式發電項目逐漸增多，而目前市場上的支架形式均不能滿足要求。針對光伏市場對大跨度的需求，一種可適應大跨度的新型光伏支架——魚腹式光伏索桁架支架(該專利已獲得授權)被提出。該種支架借鑒了建筑領域中魚腹式點支幕墻索桁架的結構形式，同時結合了光伏組件的應用特點，從而形成魚腹式光伏索桁架支架。其與魚腹式點支幕墻索桁架結構形式的區別在于：

1) 魚腹式光伏索桁架支架與光伏組件的排布有關。

2) 魚腹式點支幕墻索桁架中點支幕墻的玻璃是外圍封閉，而魚腹式光伏索桁架支架上的組件外部完全敞開，每排組件之間的間距(南北向)較大，同時，同一榀的組件與組件之間(東西向)也有較大縫隙。

3)組件與支架之間有傾角，會導致風荷載對組件的作用與幕墻領域中風荷載對玻璃的作用不同。

4)魚腹式點支幕墻索桁架中點支幕墻的玻璃直接同撐桿爪件相連；而魚腹式光伏索桁架支架上的組件先與2根平行的組件索相連，每個撐桿間距有5塊組件，平行的組件索再同撐桿相連，即風荷載的傳遞方式不同。

魚腹式光伏索桁架的主要受力構件是由上弦、下弦及組件承重柔性拉索和中間的撐桿組成，最終將力傳到兩側的柱子上，通過柱子將力傳向基礎。光伏組件通過連接件與2根平行的拉索連接，這2根平行拉索位于魚腹式光伏索桁架的上方，形成一個完整的受力體系。這種魚腹式光伏索桁架已在深州某污水處理廠及鄭州某污水處理廠得到了成功應用，如圖1所示。

圖1 鄭州某污水處理廠的應用

通過對此種支架進行分析可發現，風荷載是該種支架的主要承受荷載，對支架的安全性起著決定性作用。根據GB 5009-2012《建筑結構荷載規范》，風荷載采用式(1)進行計算：

式中，Wk為風荷載標準值，kN/m2；μz為風壓高度變化系數；βz為z高度處的風振系數；μs為風荷載體形系數；w0為基本風壓，kN/m2。

然而，在《建筑結構荷載規范》及《索結構技術規程》中，并未對z高度處的風振系數βz的取值在光伏領域中的應用進行規定。本文通過ABAQUS數值模擬軟件對該種支架的風振系數進行了研究，最終給出了一個理論的風振系數，為實際工程設計提供了理論依據。

1 物理模型

1.1 模型建立

利用ABAQUS數值模擬軟件建立光伏組件索桁架空間結構計算模型，具體模型以深州某0.3MWp分布式光伏發電項目為例進行建立。

索桁架部分采用“桿單元”模擬，其中撐桿選擇“beam單元”，拉索選擇“truss單元”，所有尺寸與實際相符。光伏組件采用“殼單元”模擬，其長度為1658 mm，寬度為995 mm，厚度為6 mm；根據設計說明，光伏組件結構分為5層，上、下雙玻層各厚2.5 mm，上、下EVA膠層各厚0.3 mm，中間夾的太陽電池厚0.4 mm；由于采用的“殼單元”模擬，故采用復合材料分層定義材性，這樣更符合實際情況。組件與拉索之間采用4塊槽鋼板連接，為簡化模型，采用“板單元”建模，同時用2塊尺寸為600 mm×30 mm×10 mm的鋁合金板替代槽鋼板，滿足實際要求。整體模型示意圖如圖2所示。

圖2 整體模型示意圖

1.2 邊界條件

該模型所有邊界條件均采用Displacement/Rotation邊界約束條件，其中，半跨索桁架的4個支座處選用鉸接的連接方式，分別約束4個位置3個方向的位移；由于只選用了一榀索桁架進行分析，根據實際情況，對結構出平面變形進行約束，在各豎桿上下兩端點設置Y方向約束的邊界條件，對稱軸位置約束各個節點的X方向變形。本工程所有光伏組件與槽鋼板之間、槽鋼板與鋼絞線之間均采用“tie綁定約束”，使光伏組件與索桁架之間受力協調、變形統一，主次面的選擇符合實際要求，約束條件共計153個。

1.3 施加荷載

本文主要分析結構在風壓-時程作用下的風振響應情況，并計算得到風振系數。分析共分為5個步驟：

1)對拉索施加預應力，預應力施加方法采用最符合實際工程情況的降溫法。

2) 施加整體模型的重力荷載。

3)在光伏組件面施加靜風均布荷載，大小為455 Pa。

4)對4跨風壓-時程進行動態分析，時程時間增量為0.02 s，小于模態分析中最高階頻率對應的周期值0.1，故選定時間增量0.02 s合適，則總時程為160 s；動態分析中定義結構阻尼為0.02。具體如圖3～圖7所示。

5)在光伏組件和索桁架選擇節點輸出位移-時程曲線，在光伏組件和索桁架上選擇單元輸出應力-時程曲線，分別計算位移風振系數和應力風振系數進行對比選擇。

圖3 風壓-時程施加示意圖

圖4 第1跨風壓-時程圖

圖5 第2跨風壓-時程圖

圖6 第3跨風壓-時程圖

圖7 第4跨風壓-時程圖

2 計算結果

通過模型計算分析，可得出在考慮節點位移時的風振系數的取值(包括光伏組件上節點位移及索桁架節點位移)、考慮應力時的風振系數的取值(包括索單元應力及光伏組件單元應力)和考慮基礎反力時的風振系數的取值。

圖8～圖12分別為索桁架上節點90#、92#、95#、96#和150#的豎向位移-時程曲線。

圖8 索桁架上節點90#的豎向位移-時程曲線

圖9 索桁架上節點92#的豎向位移-時程曲線

圖10 索桁架上節點95#的豎向位移-時程曲線

圖11 索桁架上節點96#的豎向位移-時程曲線

圖12 索桁架上節點150#的豎向位移-時程曲線

圖13和圖14分別為拉索單元95#和拉索單元166#的應力-時程曲線。

圖13 拉索單元95#的應力-時程曲線

圖14 拉索單元166#的應力-時程曲線

表1為索桁架上節點豎向位移風振系數計算結果。表2為拉索拉應力風振系數計算結果。

表1 索桁架上節點豎向位移風振系數結果

表2 拉索拉應力風振系數計算結果

通過對比表1、表2，并根據動力風荷載數值分析結果可知，位移風振系數的離散性較大，而應力風振系數更符合實際，也更為一致，可作為工程應用的依據。因此，建議魚腹式索桁架結構考慮索桿應力時，風振系數的取值為1.73。

采用同樣的分析方法，可以計算得出其他考量因素時的風振系數理論取值。表3為光伏組件應力風振系數計算結果。

表3 光伏組件應力風振系數計算結果

由表3可知，考慮組件應力時的 風振系數的理論值可取加權平均值1.8。

3 結論

本文通過對深州0.3MWp分布式光伏發電項目進行模擬分析，得到了魚腹式光伏索桁架風振系數的理論值；且該理論值在深州項目及鄭州某2.1MWp分布式光伏發電項目中已成功應用。可得到結論如下：

1)由于該種魚腹式光伏索桁架結構的非線性較強，根據動力風荷載數值分析結果顯示，位移風振系數的離散型較大，采用應力風振系數更符合實際。

2)采用該種魚腹式光伏索桁架，在考慮拉索應力時，風振系數理論值可取1.73。

3)采用該種魚腹式光伏索桁架，在考慮光伏組件應力時，風振系數理論值可取加權平均值1.8。

綜上所述，本文的研究為該種魚腹式光伏索桁架支架設計提供了理論依據，并為工程實踐應用奠定了堅實基礎。