大跨柔性光伏支架結構風壓特性及風振響應

杜 航,徐海巍,張躍龍,樓文娟

(浙江大學 建筑工程學院, 杭州 310058)

光伏發電作為一種技術成熟的可再生能源產生途徑，因兼具環保性和經濟性而得到廣泛的發展。由于傳統的地面剛性光伏支架具有一定的場地限制性，近年來一種由預應力拉索體系所組成的大跨度柔性光伏支架結構(簡稱：光伏結構)正得到越來越多的應用。然而，隨著結構跨度和組件高度的增大，其受風荷載的影響也更為顯著。而絕大多數情況下，風荷載作為光伏支架結構設計的控制荷載，其取值的大小將直接影響支架的設計成本。因此有必要對大跨柔性光伏支架的風壓分布特性和風振響應進行研究，這將有助于該類光伏支架結構抗風設計的優化。

現有研究大多針對屋面或地面安裝光伏支架。文獻[1]通過風洞試驗對平屋蓋及雙坡屋蓋光伏系統風荷載特性進行了研究，結果表明平屋蓋上光伏板的最不利凈風壓極值吸力大，且當附屬面積較大時，已有研究的板面設計風荷載取值偏于保守；文獻[2-5]研究了遮擋效應、底部阻塞率等對光伏板面風荷載分布的影響；文獻[6]結合風洞試驗，在對比分析中國規范和日本規范的基礎上，提出了光伏陣列風壓梯形分布模型；文獻[7]通過風洞試驗和有限元數值模擬分析了群體光伏支架風壓分布規律；文獻[8]通過試驗研究了陣列間距對地面和屋面安裝光伏風荷載分布特征的影響，分析了陣列中組件對荷載的干擾效應；文獻[9]通過風洞試驗研究了傾角可調的光伏模型在不同傾角、風向角下面板風荷載及各關鍵位置處力矩作用；文獻[10-12]的研究表明光伏板布置方式對板面風荷載取值有較大影響。此外，文獻[13]采用有限元法對某常見的展廳式太陽能板結構進行風載響應分析，結果表明豎向作用力會對風荷載引起的結構水平向位移有微小的影響；文獻[14]通過氣彈試驗對某懸索式光伏支架陣列風振特性進行研究，并提出了控制結構振動的措施。以上研究大多集中于組件板面風荷載影響因素，而對結構風振系數及響應研究相對缺乏。

本文基于設計的一種可調節傾角的光伏結構剛性模型開展了風壓分布特性試驗研究，系統分析了0°、10°兩種常見組件布置傾角和全風向角(0°～360°，間隔15°)下，大跨度光伏組件的平均風荷載和脈動風荷載分布特征；結合光伏組件板面的風壓分布特性，基于風洞試驗風壓系數，利用有限元數值仿真技術分析了結構的風振響應并給出了相應的風振系數。本文可以為光伏結構的抗風設計提供參考。

1 剛性模型測壓風洞試驗

基于相似關系和量綱原則設計了大跨柔性光伏支架剛性試驗模型，通過開展剛性模型測壓試驗，研究了大跨柔性光伏支架的風壓分布特性。為保證試驗結果的準確性，試驗模型應具有足夠的強度和剛度，以避免在試驗風速下發生明顯的變形和振動。

模型中光伏面板采用ABS板加工而成，拉索則采用剛度較大的鋼材。為便于調節光伏面板的傾角，設計和加工如圖1(a)所示的傾角可調節的光伏結構模型，模型包括立柱和光伏面板(含端部螺紋鋼索)兩部分，后排立柱設有對穿螺孔，通過插拔螺紋鋼索實現光伏面板傾角可調(0°和10°)，待將光伏面板調節到預期傾角后將螺紋鋼索與立柱在兩者貫通處采用螺栓固定。

試驗在浙江大學ZD-1邊界層風洞中進行，原型大跨度柔性光伏支架結構的跨度和高度分別為15.3 m和3.6 m。選定模型幾何縮尺比為1∶10，模型長度和寬度分別為1 530 mm和100 mm，由7塊光伏組件構成，單塊組件尺寸為200 mm(長)×100 mm(寬)×4 mm(高)，拉索垂度控制為6 mm，模型組件編號從左往右依次為P1～P7，如圖1(b)所示，其中傾角α定義為光伏面板與來流方向的水平夾角，θ為來流風向角。光伏組件離地高度H=360 mm，光伏面板布置雙面測點，考慮到模型的對稱性，在組件P1～P4的上下表面各布置27個測點，其中測點7、13和23的位置見圖1(b)。

試驗風速為10 m/s，參考高度為0.4 m，來流風為均勻湍流，湍流度為10%。試驗中對光伏組件上下表面風壓進行0°～345°風向角下的同步風壓測試，測試風向角間隔為15°，試驗采樣頻率為312.5 Hz，總采樣時間為32 s。

2 試驗結果與分析

2.1 數據處理與計算

為對比研究不同傾角下大跨度柔性支撐光伏支架的風荷載分布特性，本次測壓試驗中各測點風壓系數和單塊光伏組件整體風壓系數：

(1)

(2)

式中：Cpi、Cp分別是光伏板表面某測點i的風壓系數和單塊光伏組件整體風壓系數；Pi是測點i的風壓值，雙面測點時為上、下表面對應測點的風壓差值，各測點風壓方向為測點處的法線方向；P∞是參考點風壓值；ρ為空氣密度；U∞是參考點的風速；Ai是某測點i的控制面積，A為單塊光伏組件的面積，n為單塊組件板面測點數。

由式(1)可知，模型上各測點的無量綱風壓系數Cpi即為原型結構對應點的風壓系數。在式(1)的基礎上，通過下式計算平均風壓系數和脈動風壓系數：

(3)

(4)

式中：Cpi,m為平均風壓系數，Cpi,rms為脈動風壓系數，N為樣本數。

極值風壓系數可以根據下式計算：

Cp,min=Cp,m-gCp,rms

(5)

Cp,max=Cp,m+gCp,rms

(6)

式中：Cp,min、Cp,max分別為風壓系數的極小值和極大值；Cp,m和Cp,rms分別為單塊光伏組件的平均、脈動風壓系數；g為峰值因子，取3.5。

2.2 不同風向角下光伏組件風壓系數分布特性

為了研究不同風向角下光伏組件板面風壓分布特性，考慮到模型的對稱性，圖2僅給出了傾角α=10°時，典型風向角下光伏組件P1～P4板面平均風壓系數分布等值線圖。

圖2 平均風壓系數云圖(α=10°)

試驗結果表明，當風向角θ=0°、180°時，板面受負風吸力(正風壓力)作用，且組件板面風壓分布在垂直來流方向呈現出一定的對稱性，沿著來流方向平均風壓系數表現出明顯的梯度分布規律且絕對值迅速衰減。從組件迎風前緣到后緣，θ=0°時，光伏組件P1(P2、P3、P4)平均風壓系數絕對值由1.70(1.5、1.6、1.4)遞減至0.12(0.23、0.40、0.33)，θ=180°時平均風壓系數絕對值由1.3(1.2、1.2、1.3)遞減至0.29(0.21、0.17、0.19)。這種風壓系數的梯度分布會使得光伏面板承受力矩作用，在抗風設計時應適當加強組件與鋼索間的連接措施。在斜風向角(θ=30°、150°)下，光伏面板的平均風壓系數也呈現出沿著來流方向絕對值遞減。同時，隨著風向角的增加，風壓系數絕對值最大值出現在組件迎風端角部附近。因此在設計時應予以考慮。

圖3所示為α=10°時，典型風向角下(θ=0°、30°、150°、180°)的光伏組件P1～P4板面脈動風壓系數等值線圖。分析圖3可知光伏組件脈動風壓系數沿來流方向逐漸減小；隨著風向角的增大，脈動風壓系數的最大值向光伏組件角部移動。綜合圖2、3可知，在不同風向角下組件板面風壓系數分布有較大差異。

圖3 脈動風壓系數云圖(α=10°)

為進一步探討光伏組件脈動風壓的分布特性，圖4給出了α=10°時，處于光伏組件不同位置處部分測點的脈動風壓功率譜圖，其中測點7、13、23的分布位置見圖1(b)。分析圖4可知迎風前緣處的測點(測點7)峰值出現的頻率比中、后緣測點高；在風向角θ=0°(30°)下，上游測點7的峰值出現在頻率20(45) Hz附近，而中、下游測點13和23的峰值出現頻率小于10 Hz；在風向角θ=90°下，結構光伏組件短邊迎風，因此上游測點7峰值出現頻率略大于中、下游測點13和23。對于作用在光伏組件上主導漩渦的尺度通常由分離區的大尺度漩渦向再附區的小尺度漩渦轉變[15]。測點7峰值大部分出現在高頻段，主要控制能量為小尺度漩渦，其處于來流風的分離再附區內，而測點23低頻段的能量占主要控制地位，此時光伏組件的主導漩渦為大尺度漩渦，來流風在光伏組件后緣附近發生分離。

圖4 脈動風壓譜

為了研究光伏結構最不利風向角的取值，圖5給出了全風向角下，傾角α=10°時各光伏組件板面整體平均風壓系數和脈動風壓系數。由圖5可知，平均風壓系數取值隨風向角的變化呈現出拋物線型對稱，在θ=0°(180°)取得極小(大)值。隨著風向角的增大，光伏組件P1～P4均從受負壓控制變為受正壓控制，同時脈動風壓系數隨之先減小后增大，在90°時取得最小值。在風向角θ=0°(180°)時，組件P1～P4的體型系數分別為-0.78、-0.90、-1.00、-0.93(0.90、0.88、0.88、0.91)。

圖5 光伏組件風壓系數(α=10°)

圖6給出了光伏組件P1～P4的極值風壓隨風向角的變化情況，分析圖6可知，極值風壓隨風向角的變化近似呈拋物線型，各光伏組件極值風壓在風向角0°或180°取得，其中風向角θ=180°，P1～P4板面風壓取得極大值，分別為1.57、1.57、1.52、1.49，風向角θ=0°，P1～P4板面風壓取得極小值，分別為-1.61、-1.69、-1.80、-1.66。因此，在結構抗風設計時，對于極值風壓及其最不利風向角應予以考慮。

圖6 光伏組件極值風壓系數(α=10°)

2.3 不同傾角下光伏組件風壓系數的分布特性

為了探索初始組件傾角對大跨度支架結構風振響應的影響，圖7給出了兩個風壓系數取值較大的風向角下(即θ=0°、180°)、不同組件傾角時(α=0°、10°)，P1～P4板面整體風壓系數的變化情況。由圖7可知，沿著光伏結構跨度方向，平均風壓系數和脈動風壓系數從組件P1到P4略有下降的趨勢，這與端部組件受到立柱的影響造成了氣流的分離再附、渦脫等有關，使得來流風的脈動作用更為顯著。隨著組件傾角的增大，平均風壓系數和脈動風壓系數均隨之增大。

圖7 光伏組件風壓系數隨傾角變化

以0°風向角為例，這是因為組件傾斜時，下表面迎風面積隨之增大，下表面基本受正壓控制而上表面受負壓控制，二者作用相互疊加，而平放的組件上下表面均受負壓控制，使得其所受的凈風吸力有所減弱。

3 風振響應數值分析及風振系數

為研究光伏結構的風振響應，利用ANSYS有限元仿真軟件，建立了大跨柔性支撐光伏組件計算模型。有限元模型中光伏組件尺寸與剛性測壓模型一致，其與原型結構物理參數間的縮尺關系見表1。單塊光伏組件質量為25 g，彈性模量為90 GPa，用SHELL181單元模擬，鋼拉索截面積0.28 mm2，彈性模量為206 GPa，用LINK10單元模擬，鋼索和光伏面板之間通過板的4個節點固定連接，同時為使光伏組件垂度滿足要求，通過靜力分析，在鋼拉索施加150 N的預張力。利用測壓試驗計算的風壓系數，對模型進行加載，以獲得結構的風振響應。圖8給出了精細化有限元模型，模型光伏組件傾角α=10°，其中L1～L4表示與固結點連接處的鋼索，N1～N4、N5～N8分別為光伏組件P4、P3的角點。模型結構的動力特性見表2。

表1 有限元模型物理參數縮尺比

圖8 有限元模型

表2 模型結構動力特性

圖9、10分別給出了風向角θ=0°時不同風速下光伏組件P4的節點順風向和豎向位移響應以及鋼索L1～L4張力響應隨風速的變化關系，分析圖9可知隨著風速U的增加，豎向位移響應(均值和方差)近似以拋物線形式增長，同時順風向位移響應相較豎向位移值較小。由圖10可知張力對風速的變化并不敏感，當風速從2 m/s增加到10 m/s時，張力的增大率小于5%。當風速大于6 m/s時，張力響應方差的增長較快，說明此時結構的脈動響應較為顯著。

圖9 組件位移響應隨風速變化

圖10 張力隨風速變化

表3、4分別給出了張力風振系數和光伏組件P3、P4位移風振系數隨風速變化的取值。可以看出，張力風振系數對風速的變化不敏感，因此采用位移風振系數描述結構的風振響應較為合理。由表4可知，光伏組件P3和P4的順風向位移風振系數略大于豎向位移風振系數，同時P3組件節點的位移風振系數(豎向、順風向)較P4組件略小，因此位移風振系數應以P4組件控制為主。表4中，順風向、豎向位移風振系數均在U=8 m/s時取得極值，分別為2.11和1.98。值得注意的是，本文縮尺模型加載風速U=8 m/s對應的實際風速為25.3 m/s， 接近了大部分地區的結構設計風速， 因此本文給出的順風向、豎向位移風振系數取值2.11和1.98有一定的參考價值。

表4 不同風速下的位移風振系數

4 結 論

本文對典型大跨度柔性光伏支架結構的風振特性進行了剛性測壓試驗研究，分析了0°和10°兩種常見組件布置傾角和全風向角下結構風壓分布特性，并采用有限元數值仿真方法探索了不同風速下結構的風振響應，計算得到了結構的風振系數，主要結論如下：

1) 風向角、傾角對光伏組件板面的風壓分布(平均風壓和脈動風壓)影響顯著。0°和180°風向角時，平均風壓系數沿來流方向呈現出梯度分布規律且絕對值遞減，這種梯度分布會使得光伏面板承受力矩作用，在抗風設計時應適當加強組件與鋼索間的連接措施；30°和150°斜風向角下，光伏面板的迎風端角部區域會出現極大的局部風壓系數。組件脈動風壓系數分布規律與平均風壓類似。風向角θ=0°或180°，P1～P4板面風壓取得極值，且極值負風吸力大于正風壓力。

2) 隨著光伏組件傾角的增大，光伏組件整體風壓系數呈增大趨勢。沿著結構跨度方向，平均風壓系數和脈動風壓系數從組件P1到P4略有下降的趨勢。

3) 豎向位移響應較順風向位移響應對風速變化更為敏感。相比結構位移響應，鋼索張力響應對風速變化不敏感，因此采用位移風振系數描述結構的風振響應較為合理。位移風振系數的取值應以P4組件控制為主，順風向和豎向位移風振系數均在U=8 m/s時取得極大值，分別為2.11和1.98。