單坡光伏車棚風洞試驗研究

李壽科， 劉智宇， 張 雪， 方湘璐， 高聞靖， 孫洪鑫

(湖南科技大學 土木工程學院，湖南 湘潭 411201)

隨著光伏發電技術的日益成熟，光伏發電系統組件被廣泛安裝于停車棚屋面。光伏發電系統組件替代了傳統屋面，與停車棚支架形成一整體結構體系(后文中稱為光伏車棚屋面)。風荷載為光伏車棚屋面結構設計的控制性荷載之一，是整個支撐系統主要受力構件和局部圍護結構抗風設計所必須考慮的重要因素。國內外對于光伏組件的抗風研究主要集中在民居建筑屋面光伏系統和地面光伏系統[1-6]，對于光伏車棚屋面的抗風研究卻較少有涉及。光伏車棚屋面采用四面開敞式布置，以單坡屋面形式為主，風荷載特性較封閉屋面結構有較大的區別，與《建筑結構荷載規范》(GB50009—2012)中規定的四面開敞式單坡頂蓋類似，規范指出這類結構為風敏感結構[7]。停車棚屋面的結構抗風設計可以通過類比一些四面開敞式單坡頂蓋的風洞試驗數據和國家規范進行。Gumley[8]對于一邊開敞單坡屋面進行了1∶75縮尺比剛性模型測壓風洞試驗，采取準靜態和聯合極值分析方法，將試驗結果與規范值進行對比，指出現行規范對于此類結構的設計取值不夠合理。Uematsu等[9-10]對四面開敞單坡屋面進行了1∶100縮尺剛性模型測壓風洞試驗，研究了屋面風壓隨結構傾角變化的規律，與澳大利亞規范進行了對比，給出設計建議取值，其試驗考慮的屋面傾角為0°～15°。《建筑結構荷載規范》(GB50009—2012)給出了屋面傾角范圍為0°～30°的單坡頂蓋垂直屋檐風向下的風荷載整體體型系數，但對于計算圍護構件的局部體型系數未給出取值方法。光伏車棚屋面主體承重結構抗風設計需考慮整體體型系數取值，單塊光伏組件抗風設計將由局部體型系數和極值風壓系數決定。而光伏車棚屋面為適用于更大的發電量需要，較未安裝光伏組件的車棚屋面具有更大的屋面傾角，在我國的強/臺風區域傾角多采用20°～30°傾角[11]，國內外文獻對于此類大屋面傾角結構的整體和局部風荷載特性的研究較少，也沒有給出用于圍護結構設計的局部體型系數和極值風荷載取值方法。

本文制作了縮尺比為1∶50的四面開敞式單坡光伏車棚屋面，考慮3種屋面傾角(10°、20°、30°)和是否停車等工況，進行剛性模型測壓風洞試驗，研究屋面的整體體型系數，測點平均風壓和極值風壓、以及局部分塊體型系數和極值風壓的分布規律，與當今規范進行對比研究，給出光伏車棚屋面的整體體型系數和局部風荷載設計建議取值，為補充相關規范和標準提供參考。

1 剛性模型測壓風洞試驗概況

本次試驗是在湖南科技大學的大氣邊界層風洞中進行。該風洞為開口直流吸入式矩形截面風洞，試驗段的尺寸為4 m寬、3 m高、21 m長。試驗模擬了《建筑結構荷載規范》GB50009—2012中的B類地貌，風場縮尺比為1∶50，平均風剖面指數為0.15，模型高度5 cm處對應湍流度為0.16，規范和試驗平均風速以及湍流度剖面，如圖1所示。

圖1 平均風速及湍流度剖面Fig.1 Wind profile of tests

光伏車棚屋面足尺平面尺寸為12 m×6 m，下屋檐高2.5 m，試驗考慮三種不同屋面傾角β(10°、20°和30°)，模型縮尺比為1∶50，模型照片如圖2所示。試驗模型上下表面布置測點，測點布置如圖3(b)所示，上下表面測點共計為32個，上下表面測點位置對應。試驗風向角θ定義見圖3，風向角間隔10°，每個工況共36個測試風向角。采樣時長約30 s，采樣頻率330 Hz，采集10 000個數據樣本。試驗參考高度為屋面下屋檐高度。

圖2 風洞試驗模型Fig.2 Wind tunnel test model

(a) 單坡光伏車棚屋面照片(b) 試驗模型測點布置

圖3 光伏車棚屋面照片和風向角定義及測點布置圖

Fig.3 Photo of solar car parking mono-sloped roof and taps location of model

2 數據處理

風壓系數是結構風壓的無量綱表現形式，測點i的風壓系數Cpi(t)定義如下：

(1)

式中：pi(t)為風洞試驗中壓力掃描閥測得的風壓時程；p0為風洞試驗段處的靜壓，采用皮托管測得；ρ為空氣密度，取ρ=1.225 kg/m3；uh為參考高度屋面平均高度處的平均風速。對Cpi(t)做數據統計可得測點平均風壓系數Cpi,mean以及脈動風壓系數Cpi,rms。

測點的極大值風壓系數Cpi,max和極小值風壓系數Cpi,min定義如下：

Cpi,maxmin=Cpi,mean±g×Cpi,rms

(2)

式(2)中g為峰值因子，按照規范取為3.5，未考慮風壓系數的非高斯特征，暫時按照規范方法簡化處理。

定義Cpu,i(t)和Cpd,i(t)分別為上下表面測點風壓系數時程，其凈壓測點的風壓系數時程為：

Cpn,i(t)=Cpu,i(t)-Cpd,i(t)

(3)

依據統計方法可得凈平均風壓系數、凈脈動風壓系數、凈壓測點的極大值風壓系數和極小值風壓系數。凈壓測點平均風壓系數的參考高度取為測點高度可得測點體型系數μsi。通過對單坡屋面進行分區處理，各分區風荷載體型系數定義如下：

(4)

式中:Ai為測點的從屬面積；n為分區測點總數。下文中如無特殊說明，分析結果均為凈壓測點風壓系數或體型系數。

3 數據分析和結果

3.1 整體體型系數

圖4給出了單坡光伏車棚屋面(β=10°、20°、30°)的整體體型系數隨風向角的變化規律。由圖4可以看出，對于位置較高的上半區單坡屋面，傾角為10°時，體型系數在-0.68～0.15范圍內變化，傾角為20°時，體型系數在-0.92～0.33范圍內變化，傾角為30°時，體型系數在-1.06～0.51范圍內變化，上半區屋面整體平均風荷載隨屋面傾角的增大而增加。整體風吸力大于整體風壓作用，最不利風向發生在斜風向。

(a) 位置較高的上半區單坡屋面

(b) 位置較低的下半區單坡屋面

圖4 單坡車棚屋面(β=10°、20°、30°)整體體型系數隨風向角的變化(0°～180°風向)

Fig.4 Overall shape coefficients between 0° and 180°wind angle for roof pitches 10°、20° and 30°

對于位置較低的下半區單坡屋面(μs1)，傾角為10°時，體型系數在-0.22～0.52范圍內變化，傾角為20°時，體型系數在-0.49～0.83范圍內變化，傾角為30°時，體型系數在-0.62～0.89范圍內變化，下半區屋面整體平均風荷載隨屋面傾角的增大而增加。整體風壓力大于整體風吸作用，最不利風向發生在斜風向。

通過對比可以看出，上半區屋面主要承受風吸作用，下半區屋面主要承受風壓作用，屋面整體平均風荷載隨屋面傾角的增大而增加。

表1給出了單坡車棚屋面(β=10°、20°、30°)的整體體型系數與《建筑結構荷載規范》GB50009—2012的單坡頂蓋體型系數比較。如表2所示，與規范值對比可知，垂直風向單坡車棚屋面試驗值比規范取值小約30%，最不利斜風向單坡車棚屋面試驗值比規范取值小約20%。試驗值與美國規范取值相差較大，垂直風向單坡車棚屋面試驗值比澳洲規范取值小約23%。

表1單坡屋面整體體型系數最大試驗值與規范值對比

Tab.1ComparisonfortheoverallshapecoefficientsbetweentestsandChinesestandard

內容Β0°風向角180°風向角μs1μs2μs1μs2中國規范值10°-0.50-1.301.300.50試驗值10°-0.22-0.680.52 0.16中國規范值20°-0.55-1.351.350.55ASCE7-1020°-0.30-2.402.200.70AS/NZS117020°-0.75-1.201.050.53試驗值20°-0.49-0.920.810.33中國規范值30°-0.60-1.401.400.60試驗值30°-0.60-0.850.770.51

3.2 測點平均風壓系數

圖5和圖6分別給出了單坡傾角20°光伏車棚屋面風向角為0°、40°時平均風壓系數等值線圖。當風向角為0°時，屋面上表面迎風，凈平均風壓系數在-0.25～-0.67范圍內變化，最不利值出現在上屋檐兩側的角部；風向角為40°時，屋面上表面迎風，上表面風壓系數在風向的左右兩側表現出強烈的錐形渦，而下表面風壓系數分布平行于迎風長邊數值大小依次遞減，凈平均風壓系數在-0.03～-1.62范圍內變化，最不利值出現在上屋檐右側的角部。

3.3 測點極值風壓系數

圖7、8分別給出了0°～180°風向下單坡10°、20°、30°最不利極大值和極小值風壓系數等高線圖。從圖7中可以看出，對于最不利極大值風壓系數，下屋檐極值風壓力大于上屋檐極值風壓力，隨著屋面坡角增大，最不利極大值風壓系數增加，最大極值風壓力出現在下屋檐角部區域。從圖8中可以看出，對于最不利極小值風壓系數的絕對值，上屋檐極值風吸力大于下屋檐極值風吸力，隨著屋面坡角增大，最不利極值風吸力增加，全風向最大極值風吸力出現在角部區域。

3.4 局部分塊風荷載設計建議取值

參照《建筑結構荷載規范》GB50009—2012中屋面分區方式，圖9給出了對單坡屋面分區方式。基于風洞試驗的結果，給出各個分區在所有風向角范圍內的最不利正體型系數、最不利負體型系數、最不利極大值風壓系數和最不利極小值風壓系數，便于光伏系統組件抗風設計。

(a) 上表面

(b) 下表面

(c) 凈壓圖5 單坡20°屋面在0°風向角下平均風壓系數等值線圖Fig.5 Mean wind pressure coefficients of roof with pitch 20°(Wind angle of 0°)

(a) 上表面

(b) 下表面

(c) 凈壓圖6 單坡20°屋面在40°風向角下平均風壓系數等值線圖Fig.6 Mean wind pressure coefficients of roof with pitch 20°(Wind angle of 40°)

(a) 單坡10°

(b) 單坡20°

(c) 單坡30°圖7 單坡10°、20°、30°屋面最不利極大值風壓系數Fig.7 The most critical maximum wind pressure coefficients of roof with pitches 10°、20°、30°

(a) 單坡10°

(b) 單坡20°

(c) 單坡30°圖8 單坡10°、20°、30°屋面最不利極小值風壓系數Fig.8 The most critical minimum wind pressure coefficients of roof with pitches 10°、20°、30°

圖9 單坡車棚屋面體型系數分區Fig.9 The block of mono-sloped roof

表2給出了傾角為10°時單坡停車棚屋面全風向下最不利正、負體型系數、以及最不利極大和極小值風壓系數結果。由表2可以看出，最大正體型系數(0.98)出現在屋面的下屋檐角部F區域，最小負體型系數(-0.99)出現在屋面的上屋檐角部B區域，其對應的位置會產生最不利的極大值風壓和極小值風壓。

表3給出了傾角為20°時單坡停車棚屋面全風向下最不利正、負體型系數、以及最不利極大和極小值風壓系數結果。由表3可以看出，最大正體型系數(1.79)出現在屋面的下屋檐角部F區域，最小負體型系數(-1.49)出現在屋面的上屋檐角部B區域，其對應的位置會產生最不利的極大值風壓和極小值風壓。

表4給出了傾角為30°時單坡停車棚屋面全風向下最不利正、負體型系數、以及最不利極大和極小值風壓系數結果。由表4可以看出，最大正體型系數(1.59)出現在屋面的下屋檐角部F區域，最小負體型系數(-1.88)出現在屋面的上屋檐角部B區域，其對應的位置會產生最不利的極大值風壓和極小值風壓。

對比表2、表3和表4可以看出，坡角增加，屋面承受的風荷載會增大(風壓和風吸作用均增加)。

表2分區體型系數/極值風壓系數取值(單坡屋面傾角10°)

Tab.2Theproposedvaluesofblockshapecoefficientsandminimumwindpressurecoefficients(β=20°)

分區ABCDEF正體型系數0.120.050.260.220.820.98負體型系數-0.85-0.99-0.42-0.97-0.11-0.20規范體型系數-2.00-2.20-1.20-1.20-1.20-1.20極大值風壓系數0.600.700.850.942.222.64極小值風壓系數-1.80-2.15-1.12-1.93-0.70-0.91

將20°傾角單坡光伏車棚屋面試驗值(表3)與《建筑結構荷載規范》GB50009—2012中的封閉式房屋局部體型系數對比研究可以發現；①規范值僅對針對吸力，沒有考慮不利風向角的風壓作用，對于四面敞開式的車棚結構，風荷載正體型系數在屋面邊緣和下屋檐位置亦較大，可達1.59；②對于敞開式的單坡屋面，按照封閉式房屋進行設計不準確，車棚上屋檐屋面的邊緣區域試驗值低于封閉式房屋規范值，在屋面的中部區域試驗值高于封閉式房屋規范值，在下屋檐屋面的邊緣區域試驗值低于封閉式房屋規范取值。

表3分區體型系數/極值風壓系數取值(單坡屋面傾角20°)

Tab.3Theproposedvaluesofblockshapecoefficientsandminimumwindpressurecoefficients(β=20°)

分區ABCDEF正體型系數0.230.290.640.531.041.79負體型系數-1.02-1.49-0.74-1.18-0.30-0.35規范體型系數-1.8-2.4-1.1-1.1-1.1-1.1極大值風壓系數0.670.861.481.242.153.91極小值風壓系數-1.94-3.02-1.60-2.28-0.81-0.90

表4分區體型系數/極值風壓系數取值(單坡屋面傾角30°)

Tab.4Theproposedvaluesofblockshapecoefficientsandminimumwindpressurecoefficients(β=30°)

分區ABCDEF正體型系數0.420.570.760.871.021.59負體型系數-1.11-1.88-0.85-1.18-0.51-0.53規范體型系數-1.5-2.3-0.8-0.8-0.8-0.8極大值風壓系數0.961.281.611.881.933.14極小值風壓系數-2.20-3.83-1.64-2.15-1.03-1.10

3.5 停車對光伏車棚屋面風荷載的影響

圖10和圖11分別給出了單坡車棚屋面在20°傾角、停車工況下風向角為0°和180°的平均風壓系數等值線圖。當風向角為0°時，屋面下表面迎風承受風壓作用，平均風壓系數在-0.60～-0.40范圍內變化，上表面背風，平均風壓系數在-0.35～-0.65范圍內變化，凈風壓系數在-0.30～-0.96范圍內變化，最不利值出現在上屋檐兩側的角部和迎風邊緣。

(a) 上表面

(b) 下表面

(c) 凈壓圖10 停車工況下屋面平均風壓系數等值線圖(20度傾角，0°風向)Fig.10 Mean wind pressure coefficients of roof with car parking (β=20°，θ=0°)

當風向角為180°時，屋面上表面迎風，上表面下屋檐承受風壓作用，上表面上屋檐處于氣流分離區，上表面平均風壓系數在-0.08～0.20范圍內變化，下表面背風，平均風壓系數在-0.52～-0.24范圍內變化，由于停車干擾的影響，其等值線不平行于屋檐，且風吸力要小于無車工況，凈風壓系數在0.14～0.70范圍內變化，最不利值出現在下屋檐迎風邊緣。

(a) 上表面

(b) 下表面

(c) 凈壓圖11 停車工況下屋面平均風壓系數等值線圖(20度傾角，180°風向)Fig.11 Mean wind pressure coefficients of roof with car parking (β=20°，θ=180°)

圖12給出了車棚阻塞(無車、停車)對單坡車棚屋面(β=20°)體型系數隨風向角的變化規律。對于位置較高的上半區屋面(μs2)，停車會增加車棚的上半區屋面風吸力約10%，其承受的風壓變化不明顯；對于位置較低的下半區屋面(μs1)，停車對其整體平均風吸力影響較小，而對于90°～180°風向范圍的風壓作用影響較為明顯，減小幅值大約為70%，其原因為停車遮擋效應會使位置較低的下半區單坡屋面的下表面平均風荷載減小。

(a) 位置較高的上半區單坡屋面

(b) 位置較低的下半區單坡屋面圖12 無車和停車工況單坡車棚屋面(β=20°)體型系數隨風向角的變化Fig.12 Overall shape coefficients for with car parking and without car parking case(β=20°)

表5給出了屋面傾角為20°時，單坡光伏車棚屋面各分塊在停車和無車工況下全風向范圍內的最不利正、負體型系數以及最不利極大、極小值風壓系數結果對比。停車會減小屋面所有分區的最不利正體型系數，屋面各分塊所受的最不利平均正風壓和最不利極值正風壓均減小。停車會增大上屋檐最不利平均風吸力和最不利極值風吸力，減小下屋檐的最不利風吸作用。

表5無車和停車工況下屋面分區體型系數/極值風壓系數取值比較(單坡屋面傾角20°)

Tab.5Blockshapecoefficientsandminimumwindpressurecoefficientsforwithandwithoutcarparkingcases(β=20°)

分區ABCDEF正體型系數(無車)0.230.290.640.531.041.79負體型系數(無車)-1.02-1.49-0.74-1.18-0.30-0.35正體型系數(停車)0.140.160.320.390.520.70負體型系數(停車)-1.13-1.76-0.72-1.32-0.22-0.32極大值風壓系數(無車)0.670.861.481.242.153.91極小值風壓系數(無車)-1.94 -3.02 -1.60 -2.28 -0.81 -0.90 極大值風壓系數(停車)0.530.700.841.091.991.81極小值風壓系數(停車)-2.20-3.29-1.54-2.47-1.02-0.89

4 結 論

(1)單坡光伏車棚上半區屋面主要承受風吸作用，下半區屋面主要承受風壓作用，屋面整體平均風荷載隨屋面傾角的增大而增加，最不利整體風荷載試驗值比規范取值小20%左右。

(2)下屋檐極值風壓力大于上屋檐極值風壓力，上屋檐極值風吸力大于下屋檐極值風吸力，隨著屋面坡角增大，屋面最不利極值風荷載增加，全風向最大極值風吸力和風壓力均可能出現在角部區域。

(3)隨著坡角增加，屋面各分塊承受的風荷載增大，對于敞開式的單坡光伏車棚屋面，按照封閉式房屋進行設計不準確，上屋檐角部分塊為最不利風吸發生位置，下屋檐角部分塊為最不利風壓發生位置。

(4)停車會增大上半區屋面最不利平均風吸力和最不利極值風吸力，減小下半區屋面的最不利風壓作用約為70%。