極區(qū)集成式光伏供電裝置結構設計與分析

劉 政，王兵振，何改云，張原飛，程緒宇

（1.國家海洋技術中心，天津 300112；2.天津大學機構理論與裝備設計教育部重點實驗室，天津 300072；3.中國極地研究中心，上海 200136）

南極作為地球的兩大冷源之一，對全球的氣候變化有著至關重要的影響［1］。為了深入了解南極的氣候特性，須開展長周期的野外觀測活動。野外觀測無法依托科學考察站進行，因此電能供給問題制約了長周期野外觀測活動的開展。極區(qū)風光資源豐富，利用可再生能源是解決長周期野外觀測活動電能供給問題的有效途徑。

國內外開展了大量針對極區(qū)可再生能源發(fā)電系統(tǒng)的研究。如：比利時在南極建立了全球首座溫室氣體零排放的“伊麗莎白公主”考察站，包括52 kW太陽能發(fā)電機組和54 kW風力發(fā)電機組［2］；巴西科考人員研究了混合能源發(fā)電系統(tǒng)，利用該系統(tǒng)可以減少科考站全年37%的燃油消耗［3］；日本“昭和”考察站科考人員建立了利用氫載體進行能源季節(jié)性需求轉移和長期儲能的獨立微電網(wǎng)［4］；法國-意大利南極基地通過風光互補發(fā)電與柴油發(fā)電的配合，在保證全年度供電的同時減少了污染物的排放［5］；自2011年起，我國相關單位相繼開展了對南極天文科考支撐平臺的光柴發(fā)電系統(tǒng)［6］、科考站可再生能源供電系統(tǒng)［7-8］以及極區(qū)光伏發(fā)電系統(tǒng)工作特性［9］等的研究，在極區(qū)可再生能源供電系統(tǒng)的設計和關鍵設備的研制方面積累了一定經(jīng)驗。

極區(qū)擁有豐富的光伏資源，能夠有效解決極區(qū)夏季野外數(shù)月獨立觀測活動的電能供給問題。對于覆蓋極晝/夜的全年獨立觀測活動的供電需求，采用集成化的風光互補小型發(fā)電裝置是較好的技術方案。目前，極區(qū)現(xiàn)有的光伏發(fā)電裝置主要用于科考站的供電，規(guī)模較大，集成化程度不高，運輸和布放工作量較大，并不適用于極區(qū)野外長周期觀測活動的供電。為此，筆者設計了一種基于小型標準集裝箱的光伏組件集成裝置。該裝置具有基于直流母線的電力匯流系統(tǒng)，在3～5 kW風力發(fā)電裝置的配合下，可以滿足全年獨立觀測活動的供電需求。論文重點介紹光伏組件集成裝置的結構，分析光伏組件的輻照特性和最優(yōu)安裝傾角，并基于CFD（computational fluid dynamics，流體動力學）方法分析光伏發(fā)電裝置風流場特性和風作用面的載荷，最后分析光伏支架的力學性能，以期為極區(qū)獨立供電裝置的研究提供參考方案。

1 光伏組件集成裝置

光伏組件集成裝置以6 m長的集裝箱為依托。集裝箱采用保溫設計，用來放置電控系統(tǒng)、儲能單元。光伏陣列共有10塊光伏組件，每塊光伏組件的功率為400 W，其通過光伏支架固定在集裝箱上。

光伏組件集成裝置的總體結構如圖1所示。光伏支架采用C形管和矩形管，壁厚為2.5 mm，材料為304不銹鋼。光伏組件通過螺栓固定在光伏支架上，2排光伏組件的支架通過鉸鏈連接，便于光伏組件的展開布放與折疊收起。當光伏組件展開時，通過安裝底梁和支撐梁來提高支架系統(tǒng)的穩(wěn)定性和支承剛度。光伏組件展開延伸的一側通過地腳法蘭固定于地面。

圖1 光伏組件集成裝置的總體結構Fig.1 Overall structure of PV module integration device

2 極區(qū)環(huán)境特性分析

以極區(qū)的中山站為例分析極區(qū)的環(huán)境特性。中山站是我國第2個南極科考站，地處南極圈內，位于東南極大陸的拉斯曼丘陵沿岸，其地理坐標為南緯69°22'24.76"、東經(jīng)76°22'14.28"，海拔高度約為15 m。中山站存在極晝與極夜現(xiàn)象，一年中極晝有55 d，極夜有58 d，極晝期為11月底至第2年的1月中旬。中山站一年的光照時間可達 2 117 h［10］。

根據(jù)我國第34次南極科考數(shù)據(jù)，中山站2018年太陽日輻射量如圖2所示。由圖可知：1月、11月、12月這3個月的月輻射量較大，分別為238.2，208.8，257.0 kWh/m2，達到了資源豐富帶的標準［11］；在5月份中山站的太陽輻射量較小，利用價值不大；5月底至7月下旬中山站進入極夜期，沒有太陽輻射。

圖2 南極中山站2018年太陽日輻射量Fig.2 Daily solar radiation at Zhongshan Station in Antarctic in 2018

南極地區(qū)環(huán)境條件惡劣，伴有常年的超低溫和大風。中山站的年平均溫度為-9.5℃，最低溫度可達-46.5℃。中山站所在的普利茲灣受到下降風影響，冬季平均風速為10.8 m/s，最大風速可達50.2 m/s，8級以上的大風天氣全年達174 d；地面風向較穩(wěn)定，常年為東南偏東［12］。

3 光伏組件集成結構的載荷面分析

光伏組件集成結構的承受力主要來源于光伏組件風載荷。光伏組件風載荷的主要影響因素是風速、風向和光伏組件的安裝傾角。對于光伏組件而言，其斜面上太陽輻射量是決定安裝傾角的關鍵因素。本節(jié)結合光伏組件集成結構的特性，構建光伏組件斜面上太陽輻射量的計算模型，確定光伏組件的最優(yōu)安裝傾角，為光伏組件集成結構的載荷計算奠定基礎。

3.1 光伏組件斜面上太陽輻射量計算模型

采用Klein等提出的方法計算光伏組件斜面上太陽輻射量［13］。假設天空散射輻射量均勻分布，光伏組件斜面上太陽輻射總量HT由太陽直接輻射量HBT、天空散射輻射量HDT和地面反射輻射量HRT三部分組成，即：

式中：Hb為光伏組件水平面上太陽直接輻射量；Rb為傾斜面與水平面上太陽直接輻射分量的比值；Hd為水平面上天空散射輻射量；γ為光伏組件安裝傾角；η為太陽輻射量的地面反射率，一般取η=0.2；H為水平面上太陽輻射總量。

由文獻［14］和文獻［15］可知：

式中：φ為光伏組件所在地的緯度；δ為太陽赤緯角；ωS為水平面上日落時角；ωST為傾斜面上日落時角。

其中：

式中：n為一年中從元旦算起的天數(shù)。

在南極地區(qū)極晝期間，無法根據(jù)式（3）計算水平面上日落時角，則采用逐小時考察傾斜面上太陽光線入射角的方法，計算被考察小時內傾斜面與水平面上太陽直接輻射分量的比值R′b：

式中：τi為被考察的第i小時內某時刻的太陽時角，i=1，2，…，24；S為被考察時刻的小時數(shù)，M為被考察時刻的分鐘數(shù)，S和M均為真太陽時計算所需的時差訂正。

累加每小時的輻射量，計算可得極晝期間光伏組件斜面上月太陽輻射量HD：

式中：HTk為該月內第k小時的太陽輻射量，k=1，2，…，N，N為該月總小時數(shù)。

3.2 光伏組件最優(yōu)安裝傾角

基于光伏組件斜面上太陽輻射量的計算模型與集成化結構的特征，構建集成式光伏組件太陽輻射量計算模型。光伏陣列布放安裝后，上排光伏組件（PV1）安裝傾角為α，下排光伏組件（PV2）安裝傾角為β，如圖3所示。

圖3 光伏組件安裝傾角示意Fig.3 Schematic of inclination angle of PV modules

在集成化結構的約束下，光伏組件安裝傾角與光伏組件寬度b、固定點高度h之間存在如下關系：b·sinα+b·sinβ=h。

2排光伏組件月太陽輻射量的計算模型為：

式中：j為月份數(shù)。

通過分析中山站的光伏資源可知，1月、11月、12月的光伏資源充裕，2月、10月的光伏資源較好，3月、9月的光伏資源一般。以光伏組件斜面上月太陽輻射量最大為目標，計算得到光伏組件在1—3月、9—12月的最優(yōu)安裝傾角與斜面上最大太陽輻射量，如表1所示。由表可知，在1—2月、10—12月，光伏組件最優(yōu)傾角為α=β=33°，在3月和9月，光伏組件最優(yōu)安裝傾角為α=39°，β=29°。為了保證光伏資源較差月份的發(fā)電功率，光伏組件的最優(yōu)傾角確定為在3月、9月光伏組件得到最大太陽輻射量時的角度，即：α=39°，β=29°。

4 光伏組件風載荷仿真與支架受力分析

4.1 光伏組件風載荷計算模型

分析光伏板風載荷常采用風洞試驗、數(shù)值模擬和現(xiàn)場實測等方法。其中數(shù)值模擬方法的參數(shù)設置靈活，耗時較少，在地面光伏板和屋頂光伏板的風載荷計算中得到廣泛應用［16-18］。本文采用數(shù)值模擬方法分析光伏組件風載荷。

根據(jù)確定的光伏組件最優(yōu)安裝傾角建立光伏組件流體計算模型。為了簡化計算，忽略同一排光伏組件之間的間距以及光伏支架的影響。計算模型中光伏組件的尺寸為5 m×2 m×0.025 m，α=39°，β=29°，集裝箱的尺寸為6.058 m×2.438 m×2.591 m，外流場域的大小為50 m×25 m×10 m。為提高計算精度，采用混合網(wǎng)格劃分。光伏組件和集裝箱表面設置10層壁面邊界層，第1層網(wǎng)格高度為1 mm，增長率為1.2。光伏組件風載荷計算模型及其網(wǎng)格劃分如圖4所示。

圖4 光伏組件風載荷計算模型及其網(wǎng)格劃分Fig.4 Wind load calculation model and its grid division of PV modules

在低溫條件下，須考慮空氣密度和黏度的變化。根據(jù)測得的中山站的最低溫度和最大風速，流體域參數(shù)設置：溫度為-50℃，空氣密度為1.584 kg/m3，動力黏度為1.446 Pa·s，入口速度為50.2 m/s。

4.2 不同風向角時光伏組件的風載荷

利用所建立的計算模型對光伏組件的風載荷進行仿真計算。當風向角為0°時光伏發(fā)電裝置風流場的局部流線圖如圖5所示。由圖可知：自然風經(jīng)過光伏組件后，在PV1與PV2之間的空隙內形成了一個小的漩渦；此外，一部分風通過PV2與地面的縫隙進入光伏組件與集裝箱之間，并與通過PV1與集裝箱的間隙流入的氣流相互影響，形成了2個大的漩渦。可見，由于集裝箱箱體的遮擋作用，光伏組件的流場非常復雜，與地面光伏陣列的流場［19］有很大不同，且不同風向角會導致流場變化劇烈，光伏組件風載荷變化較大。

圖5 風向角為0°時光伏發(fā)電裝置風流場的局部流線圖Fig.5 Local streamline diagram of wind flow field of PV power generation device with wind direction angle of 0°

當風向角為0°～180°時，以20°為間隔，利用CFD方法分析光伏組件風載荷的變化情況，計算光伏組件上下表面壓力。根據(jù)計算結果，根據(jù)風壓系數(shù)Cp［20］來分析光伏組件風載荷的變化特性。

無量綱的風壓系數(shù)Cp為：

式中：p為光伏組件壁面壓力；ph為參考高度h處的壓力；ρ為空氣密度；vˉh為參考高度h處的平均風速。

定義光伏組件表面受到正壓時風壓系數(shù)為正，受到負壓時風壓系數(shù)為負。光伏組件的凈風壓系數(shù)CpN為：

式中：CpT為光伏組件上壁面的風壓系數(shù)；CpB為光伏組件下壁面的風壓系數(shù)。

將式（10）代入式（11），則光伏組件的凈風壓系數(shù)可表示為：

式中：FN為光伏組件受到的凈壓力，為光伏組件上壁面受到的壓力pT與下壁面受到的壓力pB之差。

在不同風向角時光伏組件的CpN值如圖6所示。由圖可知：當風向角為0°～90°時，隨著風向角增大，光伏組件有效受風面積逐漸減小，PV1、PV2的CpN值均總體上呈逐漸減小的趨勢，且PV2的CpN值較大；當風向角達為90°時，PV1、PV2的CpN值均接近于0°；當風向角為140°～170°時，PV1、PV2的CpN值均為負值，即光伏組件受到了向上抬升的作用力；此外，當風向角為90°～180°時，由于集裝箱的遮擋作用，2排光伏組件的CpN絕對值均較小。

圖6 不同風向角時光伏組件的CpN值Fig.6 CpNvalue of PV modules at different wind direction angles

當風向角為20°時，2排光伏組件的凈風壓系數(shù)之和達到最大值，為0.865；當風向角為120°時，PV1的凈風壓系數(shù)為正，PV2的凈風壓系數(shù)為負，且為上、下排光伏組件分別受到正風壓、負風壓時兩凈風壓系數(shù)的最大差值；當風向角為140°時，2排光伏組件的CpN值相同且為負。因此，對光伏支架的受力分析中應重點考慮風向角為20°、120°、140°這3種工況。

4.3 光伏支架的受力及變形

通過有限元方法分析光伏支架在3種典型工況下的受力及變形。光伏支架與光伏組件的材料參數(shù)如下：光伏支架的密度為7 930 kg/m3，楊氏模量為190 GPa，泊松比為0.265，屈服強度為310 MPa；光伏組件玻璃的密度為2 500 kg/m3，楊氏模量為72 GPa，泊松比為0.2。

在不同風向角時光伏支架所受最大應力及最大變形如表2所示。由表可知；當風向角為20°時，光伏支架所受最大應力最大，為103.93 MPa，低于304不銹鋼的屈服強度，安全系數(shù)可達2.98；風向角為120°和140°時的最大應力相差較小；當風向角為140°時，2排光伏組件的凈風壓系數(shù)絕對值之和為0.365，比風向角為20°時的0.865減小了57.8%，但最大應力僅減小15.1%；當2排光伏組件所受風壓方向相反時，會造成光伏支架局部應力過大；光伏支架的最大變形量不超過4.33 mm，且凈風壓系數(shù)之和越大，最大變形量越大，風載荷大小是影響光伏支架變形量大小的主要因素。

表2 不同風向角時光伏支架所受最大應力及最大變形Table 2 Maximum stress and deformation of PV bracket at different wind direction angles

當風向角為20°時光伏支架的應力分布云圖如圖7所示。由圖可知：光伏支架整體應力較小，在固定點處（A）和鉸接處（B）出現(xiàn)了應力集中，且底梁和支撐梁出現(xiàn)了局部應力增大的現(xiàn)象。

圖7 風向角為20°時光伏支架的應力分布云圖Fig.7 Cloud diagram of stress distribution of PV bracket with wind direction angle of 20°

當風向角為120°時光伏支架的變形云圖如圖8所示。由圖可知：光伏支架中間部分的變形較大；來風方向對支架系統(tǒng)的整體變形有較大影響，來風一側的光伏支架、底梁、支撐梁的變形較大，最大變形位于來風側2排光伏支架的鉸接處，為3.7 mm，另一側的變形量相對較小，變形量均在1 mm以下。

圖8 風向角為120°時光伏支架的變形云圖Fig.8 Cloud diagram of deformation of PV bracket with wind direction angle of 120°

5 結 論

針對南極野外長周期獨立觀測活動的電能供給問題，提出了一種基于集裝箱便于機動轉場的光伏供電裝置。仿真分析了集成式光伏組件在不同風向角時的風載荷特性，并分析了光伏支架在3種典型工況下的力學性能。研究結果表明：

1）集裝箱單側集成了2排光伏組件，通過鉸鏈連接的方式實現(xiàn)光伏組件的展開與折疊，并通過地腳法蘭固定于地面，提高了施工效率及便捷性。光伏組件集成裝置適用于極區(qū)施工環(huán)境較差和施工能力有限的場景。

2）由于集裝箱的遮擋作用，光伏發(fā)電裝置的風流場較為復雜，來風方向對風載荷的影響很大。正面來風時，支架以受壓為主，風向角為20°時風載荷最大；側后方來風時，支架受力狀態(tài)由受壓逐漸過渡到拉壓混合，風載荷絕對值較小。對于高度集成化的光伏結構，在設計分析時應考察全方位來風條件下的風載荷情況。

3）在極端風速下光伏支架的最大應力位于地面固定點處，達到103.93 MPa，結構安全系數(shù)為2.98，強度滿足要求；2排光伏支架鉸接處的變形較大，最大值為4.33 mm，且支架變形分布受風向角的影響較大。對于可折疊光伏結構，應重點關注地面固定點及2排光伏支架鉸接處的力學性能。