太陽能光伏跟蹤系統中驅動方式對結構的影響分析

丁曉勇,肖 斌,朱文逸,朱彥飛,陳昌宏

(1.上海電氣工程設計有限公司,上海 201199;2.中國電建集團西北勘測設計研究院有限公司,西安 710065;3.上海維旺光電科技有限公司,上海 201611;4.西安建筑科技大學土木工程學院,西安 710055;5.西北工業大學力學與土木建筑學院,西安 710129)

0 前 言

隨著國家“雙碳”戰略的逐步推進，太陽能等清潔新能源更顯重要。隨著世界上太陽能發電系統裝機量的逐年增加截至2020年，全球太陽能裝機容量已累計超過600 GW，超過70%比重的光伏產品由中國制造商提供[1]。光伏跟蹤系統提升了太陽能的利用發電效率，在光伏行業中得到廣泛應用[2]。目前，光伏跟蹤系統分為固定可調、平單軸、斜單軸和雙軸跟蹤器，而平單軸跟蹤系統由于具有結構簡便、安裝方便、節約土地等優點得到行業廣泛認可[2-3]。

根據光伏跟蹤系統結構的可靠性分析可知，風荷載導致結構扭轉失效是平單軸跟蹤系統的主要失效模式[4-5]，如圖 1所示。鄒云峰等人[3]對比分析了跟蹤式光伏結構風荷載規范規定值與風洞試驗結果，依據各國規范(中、美、日)得到的光伏結構風荷載與試驗結果均有差異。通過風洞試驗可明確光伏面板風壓分布不均勻，必須考慮面板中心軸處的力矩作用。近年來，多地頻現光伏跟蹤支架倒塌失效問題，失效時并未達到設計風速，而是低風速導致的光伏矩陣破壞，現場破壞如圖 2所示。通過裝置阻尼器和多點驅動等方式可顯著降低光伏陣列震動幅值，極大提升光伏系統穩定性[4,6-7]。

圖1 風致扭轉振動的實驗結果

圖2 光伏跟蹤系統風致失效

太陽能平單軸跟蹤系統在進入保護狀態時，由于風場的渦流脫落激發跟蹤光伏支架的第一階振動模態。隨著渦流脫落，扭矩的突然釋放導致扭轉振動如圖3所示。Rohr等人[8]建議單獨的跟蹤支架和陣列外邊緣的跟蹤支架不要在大風中處于打平狀態。該分析結果與Martnez-Garca等人[5]和Young等人[9]關于跟蹤支架風致扭轉振動的研究結論相近。

圖3 跟蹤光伏支架風場渦流脫落

針對風致扭轉失效，目前實際工程中有兩種常用方式緩減主軸的扭轉變形和扭轉振動，即多點驅動和單點驅動結合端部阻尼器。但目前針對不同驅動方式的作用缺少定量性對比分析，本文結合工程實際，基于GB/T 29320-2012《光伏電站太陽跟蹤系統技術要求》[10]、NB/T 10115-2018《光伏支架結構設計規程》[11]和GB50797-2012《光伏發電站設計規范》[12]分析不同驅動方式對光伏跟蹤系統風致響應的影響。

1 風荷載確定

1.1 計算公式

根據GB 50009-2012《建筑結構荷載規范》[13]、NB/T 10115-2018《光伏支架結構設計規程》[11]，計算結構構件時，垂直作用于光伏組件表面的風荷載標準值應按下列規定確定:

wk=βz·μs·μz·w0

(1)

式中：w0為基本風壓，kN/m2;μz為風壓高度變化系數;μs為風荷載體型系數;βz為高度z處的風振系數，光伏支架一般可按照1.0取值。

1.2 風荷載體形系數

根據GB 50009-2012[13]的風荷載體形系數如表 1所示。根據NB/T 10115[11]的風荷載體形系數如表 2和表3所示，其中表1～3的參數含義如圖4所示。考慮到光伏跟蹤系統在受風工況下扭轉效應，且常用支架跟蹤角度范圍±55°，本文建議采用如表 3所示的體型系數。

表1 GB50009風荷載體形系數

表2 NB/T 10115風荷載體形系數

表3 NB/T 10115風荷載體形系數(條文說明)

圖4 不同規范中風荷載體形系數

2 設計參數

2.1 工況概況

根據GB/T 29320-2012[10]設計要求，光伏跟蹤系統在風速18 m/s以下時應能正常運行，風速增至18 m/s，跟蹤系統應進入抗風保護狀態[10]。由此，本文設定工作風壓0.2 kN/m2，非工作風壓(保護風壓)0.54 kN/m2。工作傾角±55°，非工作傾角0°。考慮到跟蹤系統的除雪功能，本文不考慮雪荷載。構件材質采用Q355B，彈性模量E=206 000 MPa，屈服強度fy=345 MPa，設計強度f=305 MPa。組件采用雙排方式，組件尺寸2 384 mm×1 303 mm×35 mm(長×寬×高)。

本文跟蹤系統擬采用驅動方式：① 單點回轉減速機的驅動方式；② 單點回轉減速機的驅動方式，支架端部配置阻尼器。本文采用的阻尼器性能曲線如圖5所示。在SAP2000有限元軟件中非驅動點立柱頂部通過釋放彎矩R3約束實現該處主梁(主軸)自由旋轉，如圖6所示。

圖5 阻尼器性能曲線

圖6 驅動方式解決方案

2.2 模型參數

本文采用SAP2000有限元分析軟件，模型構件截面如表4所示，根據光伏跟蹤系統驅動方式的不同，本文所建立有限元模型1(單點驅動)、模型2(單點驅動+阻尼器)、模型3(多點驅動)分別如圖7～9所示。

表4 模型構件截面

圖7 模型1的單點驅動光伏跟蹤支架

圖8 模型2的單點驅動+阻尼器光伏跟蹤支架

3 結果分析

3.1 結構振動特性

模型1、2和模型3的模態參與質量比分別如表5、6和表7所示，模型1的RY達到83%。模態分析結果分別如圖10、11和圖12所示。根據模態參與質量比及振型分析，振動特性分析可知，模型1(單點驅動)以扭轉振動為主，模型2(單點驅動+阻尼器)和模型3(多點驅動)以局部振動為主。光伏跟蹤系統通過主梁(主軸)端部設置阻尼器可有效減緩了結構扭轉振動的效應，同時通過多點驅動的方式可達到同樣效果。由此亦可減緩由于風流的漩渦脫落導致的振動響應。

圖10 模型1的單點驅動光伏跟蹤支架一階模態

圖11 模型2的單點驅動+阻尼器光伏跟蹤支架一階模態

圖12 模型3的多點驅動光伏跟蹤支架一階模態

表5 模態參與質量比(模型1：單點驅動)

表6 模態參與質量比(模型2：單點驅動+阻尼器)

表7 模態參與質量比(模型3：多點驅動)

3.2 主梁靜力響應

模型1、2、模型3由于風荷載(Wind-)導致的光伏支架結構主梁(主軸)端部旋轉變形分別如圖13(R2=0.20441 rad)、14(R2=0.07089 rad)和圖15(R2=0.03629 rad)所示。相對于模型1，模型2由于布置阻尼器降低了65.3%的風致旋轉變形，模型3由于采用多點驅動降低了82.2%的風致旋轉變形。

圖14模型2的單點驅動+阻尼器風致扭轉R2=0.07089

模型1、2、3由于風荷載(Wind-)所致主軸扭矩分布分別如圖16(Tmax=6.18 kN·m)、17(Tmax=3.86 kN·m)和圖18(Tmax=2.68 kN·m)所示。相對模型1，模型2由于布置阻尼器，主梁(主軸)的最大風致扭矩降低了37.5%，扭矩分布相對分散。模型3由于采用多單驅動，主梁(主軸)的最大風致扭矩降低了56.6%，且主軸的扭矩分布更加均勻分散，相對充分利用了主軸的材性。

圖16模型2的無阻尼器風致扭矩分布Tmax=6.18 kN·m

圖17模型1的考慮阻尼器風致扭矩分布Tmax=3.86 kN·m

圖18 模型3的多點驅動風致扭矩分布Tmax=2.68 kN·m

3.3 立柱靜力響應

模型1、2、3由于風荷載(Wind-)導致的光伏支架結構立柱底部內力分別如表 8(M3=-18.434)、9(M3=14.115)和表 10(M3=11.2469)。相對于模型1，模型2由于布置阻尼器，降低了立柱23.4%的風致彎矩M3，模型3由于采用多點驅動，降低了立柱39.0%的風致彎矩M3。根據分析結果可知，模型1和模型2的中間立柱(編號4)M3彎矩最大，立柱編號如圖19所示，而采用多點驅動的模型3，彎矩最大的立柱處于兩端(編號2、6)，且所有立柱M3比較相對均勻，由此會導致光伏跟蹤系統的水平位移減小。通過SAP2000軟件分析可知，模型1、模型2和模型3由于風荷載(Wind-)所致立柱最大水平位移分別為5.4、4.0 mm和3.0 mm。相對于模型1，模型2和模型3分別降低了25.9%和44.4%。3種驅動方式所致7根立柱頂部水平位移最大值與最小值的差值分別為4.1、2.4、1.7 mm，由此亦可發現多點驅動所致主梁變形更加平緩，受力更加均勻。

圖19 立柱編號

表8 模型1的單點驅動立柱內力

表9 模型1的單點驅動+阻尼器立柱內力

表10 模型1的單點驅動+阻尼器立柱內力

4 結 論

本文基于SAP2000軟件定量性分析了太陽能光伏跟蹤系統中單點驅動、單點驅動+阻尼器、多點驅動3種驅動方式對結構動力和靜力特性的影響，形成結論如下：

(1) 阻尼器的增設、多點驅動方式可明顯改善跟蹤系統的振動特性，由單點驅動的扭轉振動轉為局部振動。

(2) 阻尼器的增設、多點驅動方式明顯降低跟蹤系統風致扭轉變形(分別為65.3%和82.2%)，降低結構風致振動，提高結構可靠度。

(3) 阻尼器、多點驅動方式改善主梁(主軸)的扭矩分布，同時降低立柱最大彎矩(分別為23.4%和39.0%)，同時減小了結構的水平側移(分別為25.9%和44.4%)，并充分利用材料屬性，節省主梁和立柱的材料用量。

(4) 建議太陽能跟蹤設計應增加主梁(主軸)旋轉變形限值的規定，阻尼器的選型應通過計算確定，防止阻尼器失效破壞。