光伏支架高強冷彎C型鋼檁條的受彎性能研究

收稿日期：2024-01-03

通信作者：袁煥鑫（1988—），男，博士、副教授，主要從事高性能金屬結構、鋼結構的腐蝕與防護方面的研究。yuanhx@whu.edu.cn

DOI： 10.19911/j.1003-0417.tyn20240103.04 文章編號：1003-0417（2024）04-49-10

摘 要：為研究光伏支架中高強冷彎C型鋼檁條的受彎性能，對5種布置方式下的LQ550高強冷彎C型鋼檁條（下文簡稱為“C型鋼檁條”）開展了跨間6個加載點集中加載試驗。建立C型鋼檁條有限元模型，并通過試驗得到的C型鋼檁條受彎性能驗證模型的準確性，并依此模型探究檁條相對長細比對其受彎穩定承載力的影響規律。參照GB 50018—2002《冷彎薄壁型鋼結構技術規范》的規定，分析了撐桿約束對檁條受彎穩定承載力的有利作用。結合實際項目，對采用C型鋼撐桿的光伏支架開展現場加載試驗。研究結果表明：1）檁條的抗彎剛度和受彎穩定承載力通過在跨間設置撐桿約束后明顯提高，且設置C型鋼撐桿約束的提高效果強于圓管撐桿。2） C型鋼撐桿可視為理想側向支承，檁條平面外計算長度系數可以根據C型鋼撐桿的設置情況取值。3）現場加載試驗證明C型鋼撐桿對檁條扭轉具有良好的約束效果，充分驗證了采用C型鋼撐桿體系的新型光伏支架結構的適用性。

關鍵詞：光伏支架；高強冷彎C型鋼；檁條；受彎性能；試驗研究

中圖分類號：TU392.5/TM615 文獻標志碼：A

0" 引言

光伏支架是光伏電站的重要組成部分，具有承受光伏組件自重、風荷載、雪荷載和施工荷載的作用。通過使用輕質高強、截面性能好的冷彎薄壁型鋼[1]，可降低固定式光伏支架和跟蹤式光伏支架的初始投資[2-3]。光伏支架檁條的截面形式常采用冷彎薄壁C型鋼，C型鋼屬于單軸對稱開口截面，其抗扭能力和繞截面弱軸抗彎能力較差，在外荷載作用下容易發生失穩現象。目前，屈服強度達550 MPa的高強冷彎C型鋼檁條已應用于實際工程中，其壁厚一般小于1.5 mm，截面板件的寬厚比較大，導致其抗扭能力進一步降低，因此需要合理設置約束以提高檁條的受彎穩定承載力，充分發揮其高強度材料的優勢。

目前已有學者對光伏支架檁條受彎穩定承載性能和高強冷彎型鋼的受力性能開展了相關研究。袁煥鑫等[4]提出了在連續檁條的跨中支座處嵌套C型鋼來提高連續檁條受彎穩定承載力的方法，并通過試驗驗證了該加強方法的有效性。王萬軍等[5]通過理論計算和數值模擬發現，連續檁條的邊跨與中間跨的跨度比在0.80～0.85之間可以有效減小連續檁條中的最大彎矩。趙金友等[6]針對不同卷邊形式的G550高強冷彎薄壁槽鋼受彎構件提出了直接強度法修正計算公式。常顯勇等[7]通過試驗研究發現光伏組件不能作為檁條的有效約束。陳焰周等[8]采用試驗和有限元方法對LQ550高強冷彎薄壁型鋼房屋體系的樓蓋梁的受力性能進行了分析。周天華等[9]開展了LQ550高強冷彎薄壁型鋼軸壓構件受力性能的系列試驗研究，研究結果表明：受壓構件長細比越小，此類鋼材的優勢越明顯。Chen等[10]對帶有不同加勁肋的LQ550高強冷彎鋼采用C型和Z型截面的短柱進行了軸壓試驗研究，得到了不同截面短柱試件的承載能力和失效模式。

結合上述文獻可以發現，現有的研究工作主要集中在光伏支架中獨立檁條的受彎性能和高強冷彎型鋼構件的受壓性能方面，對考慮附加約束的高強冷彎C型鋼檁條受彎性能的研究仍顯不足。因此，本文針對光伏支架LQ550高強冷彎C型鋼檁條（下文簡稱為“C型鋼檁條”），提出在跨間設置撐桿，通過撐桿的約束作用提升檁條的受彎性能，采用檁條受彎性能加載試驗和數值模擬方法，研究撐桿約束作用對C型鋼檁條的抗彎剛度和受彎穩定承載力的影響，從而為C型鋼檁條在光伏支架結構中的應用提供支撐。

1" 檁條受彎試樣設計與試驗方案

1.1" 檁條受彎試樣設計

在光伏支架中，檁條承受光伏組件自重、風荷載、雪荷載和施工荷載的作用，其荷載分布情況可按照均布荷載考慮；由于橫向風荷載的作用，宜將檁條作為雙向受彎構件，并依照GB 50018—2002《冷彎薄壁型鋼結構技術規范》[11]進行設計與計算。考慮到實際檁條體系中是通過設置拉條來減小繞截面弱軸的彎矩，并且難以向檁條施加橫向荷載，因此僅考慮檁條繞截面強軸的受彎性能。

以實際光伏支架結構中的檁條為參考進行受彎試樣設計，實際應用中C型鋼檁條受彎截面的尺寸（截面高度h×翼緣寬度b×卷邊寬度a×板件厚度t）為89.0 mm×40.5 mm×10.5 mm×1.0 mm，將試驗用C型鋼檁條受彎試樣的截面尺寸設定為89.0 mm×41.0 mm×11.0 mm×1.0 mm，C型鋼檁條受彎截面的尺寸示意圖如圖1所示。鋼材型號為LQ550；檁條跨度設為3600 mm。

根據GB/T 228.1—2021《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》[12]的要求對C型鋼檁條翼緣和腹板的鋼材開展性能試驗，得到鋼材的屈服強度為614 MPa，抗拉強度為718 MPa，

圖1" C型鋼檁條受彎截面的尺寸示意圖

Fig. 1" Dimensional schematic diagram of bending section of C-shaped steel purlin

抗拉強度對應的峰值應變為0.108，彈性模量為1.96×105 MPa。

本試驗對C型鋼檁條受彎試樣設置了5種布置方式，分別為：1）檁條未設置側向約束的布置方式，編號為C0；2）在檁條跨中設有1根圓管撐桿的布置方式，編號為C1；3）在檁條3等分點設有兩根圓管撐桿的布置方式，編號為C2；4）在檁條跨中設有1根C型鋼撐桿的布置方式，編號為S1；5）在檁條3等分點設有兩根C型鋼撐桿的布置方式，編號為S2。需要說明的是，上述5種布置方式中，在檁條跨中和3等分點處設置的撐桿除了類型不同外，其他條件均相同。所采用的圓管撐桿包括圓管和拉條兩部分。其中，圓管的截面尺寸為φ32×1.5 mm，拉條內穿圓管，其直徑為9 mm；圓管和拉條均采用Q355鋼材；C型鋼撐桿的截面和材料與檁條受彎試樣的相同。C型鋼檁條受彎試樣的不同布置方式示意圖如圖2所示。

a. C0

b. C1（或S1）

c. C2（或S2）

圖2" C型鋼檁條受彎試樣的不同布置方式

示意圖（單位：mm）

Fig. 2" Schematic diagram of different arrangement methods for C-shaped steel purlin bending specimens （Unit：mm）

1.2" 加載與測量方案

光伏支架中檁條是通過角鋼固定在斜梁上，其繞斜梁的轉動限制較小，可以視為簡支約束。試驗中，檁條兩端支座采用夾支約束，檁條兩端先通過螺栓與檁托相連，檁托與放置在剛性墩臺上的支承橫梁通過螺栓進行連接，此時支撐橫梁無法轉動，達到約束檁條在支座處扭轉的效果，實現檁條繞截面強軸平面內的簡支約束。

為測試檁條受彎性能，在檁條的6個7等分點設置加載點，按前文描述的布置方式在跨間相應位置分別設置圓管撐桿和C型鋼撐桿。對于設置圓管撐桿的檁條受彎試樣，圓管與開口側同向布置的兩根檁條的腹板抵緊，拉條穿過兩根檁條的腹板，并通過螺栓固定；而對于設置C型鋼撐桿的檁條受彎試樣，先切割掉C型鋼兩端的腹板和卷邊，保留上、下翼緣，然后分別與檁條上、下翼緣連接。設置1根圓管撐桿時的檁條受彎試驗方案如圖3所示，設置兩根C型鋼撐桿時的檁條受彎試驗方案如圖4所示。

a. 檁條受彎試驗方案示意圖

b. 圓管撐桿設置情況（單位：mm）

圖3" 設置1根圓管撐桿時的檁條受彎試驗方案

Fig. 3" Bending test scheme for purlins with one

circular tube support rod

a. 檁條受彎試驗方案示意圖

b. C型鋼撐桿設置情況（單位：mm）

圖4" 設置兩根C型鋼撐桿時的檁條受彎試驗方案

Fig. 4" Bending test scheme for purlins with two

C-shaped steel support rods

在檁條的6個加載點吊載重物，利用分別設置在檁條跨中和兩端支座位置的3個位移計（編號為W1～W3）測量并計算得到檁條的撓度，通過布設在檁條跨中上、下翼緣和腹板中間位置的應變片監測檁條截面的應變情況。檁條受彎試驗的測點布置示意圖如圖5所示。

圖5" 檁條受彎試驗的測點布置示意圖（單位：mm）

Fig. 5" Schematic diagram of layout of measurement points for purlin bending test （Unit：mm）

由于試驗加載過程中檁條會產生撓曲和扭轉變形，現有的靜載試驗機無法施加等效均布線荷載，因此以跨間6個加載點集中加載荷載的方式替代等效均布線荷載。使用實心鋼球作為荷載塊進行加載，各實心鋼球的質量均為1.93 kg，按照荷載等級，將實心鋼球逐個放入各加載點的加載袋中，靜置30 s后再進行下一級加載。在加載時先對靠近支座位置的加載點加載，逐點向跨中加載，并保持兩側的檁條荷載對稱。兩種荷載分布下的檁條彎矩M1、M2示意圖如圖6所示。圖中：P為各個加載點對應的荷載；q為等效均布線荷載；L為檁條跨度。

a.等效均布線荷載分布下的檁條彎矩

b. 跨間6個加載點集中加載荷載下的檁條彎矩

圖6" 兩種荷載分布下的檁條彎矩示意圖

Fig. 6" Schematic diagram of purlin bending moment under two types of load distributions

根據跨間6個加載點集中加載荷載分布下的檁條彎矩和等效均布線荷載分布下的檁條彎矩相等原則，得到各個加載點對應的荷載大小，即：

P=qL" " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " （1）

2" 檁條受彎試驗過程及結果分析

2.1" 試驗加載情況及現象

根據試驗方案對5種布置方式下的檁條開展受彎加載，具體步驟為：

1）當達到第3級荷載，即單個加載點的實心鋼球質量為5.79 kg，等效均布線荷載為0.11 kN/m時，C0布置方式下的檁條已發生明顯的側向扭轉，而其余布置方式下的檁條尚未出現可見的側向扭轉變形。隨著加載點的荷載繼續增加，C0布置方式下的檁條側向扭轉變形急劇增大，其余布置方式下的檁條也逐漸出現側向扭轉變形，但變形速度較為緩慢。

2）當達到第17級荷載，等效均布線荷載為0.63 kN/m時，C1布置方式下的檁條腹板發生較為明顯的鼓曲，撐桿與腹板開始分離，且檁條出現了整體彎扭變形，如圖7所示。

圖7" 第17級荷載時C1布置方式下檁條被破壞的形態照片

Fig. 7 Photo of damaged form of purlin under C1 layout at the

seventeenth level load

3）當達到第20級荷載，等效均布線荷載為0.74 kN/m時，C0布置方式下的檁條跨中處已經完全翻轉，即C型鋼截面腹板扭轉至接近水平，腹板明顯鼓曲，檁條被破壞，出現彎扭失穩現象，如圖8所示。

圖8" 第20級荷載時C0布置方式下檁條被破壞的形態照片

Fig. 8" Photo of damaged form of purlin under C0 layout at the

twentieth level load

4）當達到第24級荷載，等效均布線荷載為0.88 kN/m時，S1布置方式下的檁條跨中位置發生破壞，檁條跨中上卷邊已經發生明顯的局部鼓曲，如圖9所示。

5）當達到第25級荷載，等效均布線荷載為0.92 kN/m時，C2布置方式下的檁條側移和扭轉

圖9" 第24級荷載時S1布置方式下檁條被破壞的形態照片

Fig. 9" Photo of damaged form of purlin under S1 layout at the

twenty-fouth level load

變形增大，且撐桿端部與腹板開始分離，檁條腹板發生鼓曲，檁條出現明顯的整體彎扭失穩現象，如圖10所示。

圖10" 第25級荷載時C2布置方式下檁條被破壞的形態照片

Fig. 10" Photo of damaged form of purlin under C2 layout at the twenty-fifth level load

6）當達到第33級荷載，等效均布線荷載為1.21 kN/m時，S2布置方式下的檁條發生破壞，撐桿連接處上卷邊已經發生明顯的局部鼓曲，如圖11所示。

圖11" 第33級荷載時S2布置方式下檁條被破壞的形態照片

Fig. 11" Photo of damaged form of purlin under S2 layout at the

thirty-third level load

2.2" 試驗結果分析

對5種布置方式下的檁條進行受彎性能試驗，得到荷載-跨中撓度曲線，如圖12所示。

圖12" 不同布置方式下檁條的荷載－跨中撓度曲線

Fig. 12" Load-midspan deflection curve of purlins under

different layout methods

從圖12可以看出：C0、C1、C2、S1和S2布置方式下檁條達到峰值荷載時對應的檁條跨中撓度分別為262.2、64.4、78.0、60.0和60.1 mm，遠超出現行規范中關于檁條撓度不超過L/250的規定[13]。因此，不能將檁條的峰值荷載直接等同于檁條的受彎穩定承載力。當檁條跨中撓度達到L/250 （即14.4 mm）時，設置撐桿后的C1、C2、S1和S2布置方式下的檁條荷載分別為C0布置方式下檁條荷載的4.0、4.7、5.7和5.7倍；未設置撐桿的C0布置方式下檁條發生了明顯的整體側移。同時，C1、C2、S1和S2布置方式下檁條的抗彎剛度也明顯高于C0布置方式下檁條的抗彎剛度，這表明檁條的抗彎剛度和受彎穩定承載力在跨間設置撐桿約束后明顯提高；而且S1和S2布置方式下檁條的抗彎剛度和受彎穩定承載力明顯高于C1和C2布置方式下檁條的值，這表明C型鋼撐桿的約束作用更為顯著。

C0～C 2布置方式下檁條的荷載-應變曲線如圖13所示。其中：A1、A2、A3分別代表檁條上翼緣、腹板和下翼緣處的應變，即C0-A2代表C0布置方式下檁條腹板處的應變曲線，以此類推；下文同。需要說明的是，應變片粘貼完畢后，其在試件運輸和安裝過程中會因外力撞擊等情況而被損壞，導致無法記錄加載過程中檁條某些部位的應變情況。

圖13" C0～C2布置方式下檁條的荷載-應變曲線

Fig. 13" Load-strain curves of purlins under C0～C2 layout

從圖13可以看出：C0、C1布置方式下檁條腹板處在初始加載階段為受壓狀態，但隨著荷載的增加檁條發生側向扭轉，逐漸轉變為受拉狀態。當荷載達0.5 kN/m時，C0布置方式下檁條上翼緣處（C0-A1） 的應變約為0.002；而當荷載為0.5 kN/m時，在跨間加設圓管撐桿后的C2布置方式下的檁條上翼緣處（C2-A1）的應變僅為0.0006。未設置撐桿的C0布置方式下檁條發生明顯的整體扭轉變形，其截面處的應變和應力發展較快；C1和C2布置方式下檁條由于設置了圓管撐桿，其截面處的應變和應力值較小。

從S1與S2布置方式下的檁條截面選取5個點，分別為B1～B5，并測試得到這5個點處的荷載-應變曲線，具體如圖14所示。

從圖14可以看出：相較于S1布置方式下檁條上翼緣處（B4）和卷邊倒角處（B3）的應變，S2布置方式下這兩處的應變的發展速度更快，且這兩處的應力較大；并且S2布置方式下檁條卷邊倒角處（B3）的應力先達到屈服強度，說明S2布置方式下檁條的卷邊位置為承擔彎矩充分發揮了作用。對比B2、B5和B3、B4位置的荷載-應變曲線可以發現，S1和S2兩種布置方式下B2位置的應變發展均較快，說明在S1和S2兩種布置方式下，檁條腹板交匯處均遠離中和軸，承擔了較大的壓應力。

圖14" S1、S 2布置方式下檁條截面5個點的荷載-應變曲線

Fig. 14" Load-strain curves at five points of purlin sections under S1 and S2 layout

3" 檁條受彎性能分析

3.1" 有限元模型

根據前文分析結果可以發現，C型鋼撐桿對檁條的約束作用明顯優于圓管撐桿。因此，采用ABAQUS有限元軟件建立數值模型，對帶C型鋼撐桿的檁條在跨間6個點集中加載受彎試驗下的性能進行模擬。根據檁條受彎試樣的幾何尺寸建立C0、S1、S2這3種布置方式下的3D模型，對模型的各個部分進行單元網格劃分：檁條和C型鋼撐桿采用S4R殼單元，網格尺寸取10 mm。通過開展專門的網格收斂性分析，發現本文所設置的網格尺寸可以實現計算準確性和計算效率的平衡。鋼材的本構關系參照材性試驗結果取值，并采用三折線本構模型。檁條翼緣與撐桿之間定義為接觸屬性，采用庫侖摩擦及小滑移的切向行為和硬接觸的法向行為，剪切滑移系數取0.3。將檁條支座處的腹板耦合到支座參考點RP1～RP4上，約束參考點RP1和RP3的x、y、z軸方向的位移與繞x軸方向的轉動自由度，并約束參考點RP2和RP4的y、z軸方向的位移與繞x軸方向的轉動自由度，實現對檁條受彎試驗中夾支約束條件的模擬。將與試驗過程中等效的均布線荷載或跨間6個加載點集中加載施加在檁條上翼緣中線上，然后采用修正的Riks方法對模型在荷載下的應力和變形情況進行求解。所建立的帶C型鋼撐桿約束的檁條有限元模型及邊界條件如圖15所示。圖中：U1、U2、U3分別為沿x、y、z軸方向的位移，UR1為繞x軸的轉角。

圖15" 帶C型鋼撐桿約束的檁條有限元模型及邊界條件

Fig. 15" Finite element model and boundary conditions of purlins with c-shaped steel support rods constraints

3.2" 有限元分析與試驗結果比較

依靠建立的有限元模型對檁條受彎試驗時的性能進行數值模擬，利用有限元分析法得到C0、S1、S2這3種布置方式下檁條的荷載-跨中撓度曲線，并與試驗過程中得到的曲線進行比較，如圖16所示。其中：試驗過程中得到的曲線以T表示；荷載加載方式為跨間6個加載點集中加載時得到的有限元分析法曲線以Fc表示；荷載加載方式為等效均布線荷載時得到的有限元分析法曲線以Fq表示。

從圖16可以看出：跨間6個加載點集中加載和等效均布線荷載時得到的有限元分析法曲線基本一致，這說明采用跨間6個加載點集中加載代替等效均布線荷載的加載方案合理，并且 有限元分析法曲線與試驗曲線的吻合度良好，說明有限元模型可以準確模擬加載過程。

圖16" 不同方法得到的3種布置方式下檁條的

荷載-跨中撓度曲線對比

Fig. 16" Comparison of load-midspan deflection curves of purlins under three layout methods obtained by different methods

將3種布置方式下的有限元分析法計算結果與試驗結果進行比較，具體如表1所示。表中：qu，T、qu，F分別為試驗方法和有限元分析法得到的檁條的峰值荷載；qv，T、qv，F分別為試驗方法和有限元分析法得到的檁條跨中撓度達到L/250時對應的荷載；kT、kF分別為試驗方法和有限元分析法得到的荷載加載過程中檁條的抗彎剛度。

通過表1可以發現：kF/kT的平均值為0.96，qv，F/qv，T和qu，F/qu，T的平均值分別為0.94和1.01，均接近1，這說明有限元模型可以準確模擬檁條受彎試驗結果。

3.3" 平面外計算長度系數分析

根據得到的有限元分析法結果對檁條進行進一步分析。采用有限元分析方法時，3種布置方式下檁條跨中撓度達到L/250時對應的荷載、檁條截面邊緣纖維屈服時對應的荷載qf，F，以及這兩個荷載的差值qd，F分別如表2所示。

表2" 有限元分析方法下的檁條荷載結果（單位：kN/m）

Table 2" Load results of purlins under finite element analysis method （Unit：kN/m）

檁條布置方式 qv，F qf，F qd，F

C0 0.06 0.30 0.24

S1 0.30 0.74 0.44

S2 0.32 0.93 0.61

從表2可以看出：檁條跨中撓度達到L/250時對應的荷載明顯小于檁條截面邊緣纖維屈服時對應的荷載。

為了定量分析設置C型鋼撐桿約束的檁條受彎穩定承載力，考慮到GB 50018—2002關于受彎構件穩定承載力的計算公式是基于邊緣纖維屈服時對應的荷載提出的，因此采用檁條截面邊緣纖維屈服時對應的荷載作為評價檁條受彎穩定承載力的指標。

建立20個檁條跨度為3000～4200 mm的有限元模型，計算得出在跨間理想約束下檁條截面邊緣纖維屈服時對應的荷載qi，F；同時考慮C型鋼撐桿約束下檁條截面邊緣纖維屈服時對應的荷載。計算這兩個參數時需考慮相對長細比λ，其計算式為：

λ=" " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " " "（2）

式中：σy鋼材屈服強度；σe為簡支梁的彈性彎扭屈曲臨界應力，其計算式可表示為：

σe=βb+" " " " " " " " " "（3）

式中 ：βb為等效彎矩系數；ly為對截面y軸的計算長度；Wx為對截面x軸的截面抵抗矩；E為彈性模量；Iy為對截面y軸的截面慣性矩；Iw為翹曲慣性矩；G為剪變模量；It為抗扭慣性矩。

不同相對長細比時，S1、S2兩種布置方式下的承載力比值如表3所示。

表3" 不同相對長細比時，S1、S2兩種布置方式下的

承載力比值

Table 3" Bearing capacity ratio of S1 and S2 layout under different relative slenderness ratios

檁條布

置方式 檁條受彎截面尺寸

（h×b×a×t）/mm C型鋼撐桿

數量

/個 λ qf，F

qi，F

S1 89.0×41.0×11.0×1.0 1 2.01 0.97

89.0×41.0×11.0×1.0 1 2.38 0.93

89.0×41.0×11.0×1.0 1 2.77 0.98

89.0×41.0×11.0×1.0 1 3.18 1.00

89.0×41.0×11.0×1.0 1 3.59 1.00

S1 120.0×50.0×20.0×1.2 1 0.96 0.95

120.0×50.0×20.0×1.2 1 1.21 0.95

120.0×50.0×20.0×1.2 1 1.30 0.99

120.0×50.0×20.0×1.2 1 1.39 0.98

120.0×50.0×20.0×1.2 1 1.47 1.01

S2 89.0×41.0×11.0×1.0 2 1.34 1.00

89.0×41.0×11.0×1.0 2 1.59 0.99

89.0×41.0×11.0×1.0 2 1.85 1.00

89.0×41.0×11.0×1.0 2 2.12 1.00

89.0×41.0×11.0×1.0 2 2.40 1.00

S2 120.0×50.0×20.0×1.2 2 0.91 1.00

120.0×50.0×20.0×1.2 2 0.99 1.00

120.0×50.0×20.0×1.2 2 1.06 1.00

120.0×50.0×20.0×1.2 2 1.13 1.00

120.0×50.0×20.0×1.2 2 1.20 1.00

從表3可以看出：檁條設置C型鋼撐桿后其跨間理想約束下檁條截面邊緣纖維屈服時的荷載與C型鋼撐桿約束下檁條截面邊緣纖維屈服時對應的荷載幾乎相等，因此C型鋼撐桿可視為理想側向支承，即采用C型鋼撐桿約束時，檁條平面外計算長度系數可按照現行規范GB 50018—2002中規定的取值進行計算。

4" 光伏支架現場加載試驗

結合位于湖北省鐘祥市的某光伏發電項目進行現場加載試驗。該項目采用LQ550高強冷彎鋼光伏支架，并采用C型鋼撐桿。依據檁條彎矩等效原則，采用跨間6個加載點集中加載方式替代等效均布線荷載，對跨度為4300 mm的檁條使用標準重量掛載并分級加載，直至荷載達到0.684 kN/m，并記錄檁條的變形趨勢。現場加載試驗情形如圖17所示。

圖17" 現場加載試驗情形

Fig. 17" Situation of on-site loading test

現場加載試驗表明：前4級加載過程中，檁條未出現明顯扭轉；在第6級加載全部結束后，檁條發生了較小的扭轉變形，這說明C型鋼撐桿對檁條提供了有效的扭轉約束。在跨間6個加載點集中加載方式對應等效均布線荷載的前提下，繪出了現場加載試驗中檁條的荷載-跨中撓度曲線，如圖18所示。

圖18" 現場加載試驗中檁條的荷載-跨中撓度曲線

Fig. 18" Load-midspan deflection curve of purlins in the

on-site loading test

從圖18可以看出：檁條跨中撓度最大值為13.4 mm，相當于L/321，小于L/250，滿足變形要求，充分驗證了采用C型鋼撐桿體系的新型光伏支架結構的適用性。

5" 結論

本文針對光伏支架采用LQ550高強冷彎C型鋼檁條時的受彎性能開展了試驗研究和有限元分析，得到以下結論：

1）檁條的抗彎剛度和受彎穩定承載力通過在跨間設置撐桿約束后明顯提高，且設置C型鋼撐桿約束的提高效果強于圓管撐桿。

2） C型鋼撐桿可視為理想側向支承，檁條平面外計算長度系數可以根據C型鋼撐桿的設置情況取值。

3）現場加載試驗證明了C型鋼撐桿對檁條扭轉具有良好的約束效果，充分驗證了采用C型鋼撐桿體系的新型光伏支架結構的適用性。

[參考文獻]

[1] HANCOCK G J. Cold-formed steel structures[J]. Journal of constructional steel research，2003，59（4）：473-487.

[2] 唐遠程，盧小龍，孫志云，等.光伏支架成本及選型分析[J].太陽能，2023（10）：81-87.

[3] 曾智欽，張元海，楊銘俊，等.固定式光伏支架選型經濟性對比分析[J].太陽能，2023（11）：18-24.

[4] 袁煥鑫，房銘坤，杜新喜，等. 嵌套加強的LQ550高強冷彎薄壁C型鋼連續檁條受力性能研究[J]. 建筑結構，2024，54（1）：66-71.

[5] 王萬軍，李紅有，遲洪明，等. 光伏支架系統中檁條的優化設計分析[J]. 太陽能，2023（11）：88-94.

[6] 趙金友，王鈞，董俊巧. G550高強冷彎薄壁槽鋼受彎構件力學性能與設計方法[J]. 土木建筑與環境工程，2016，38（5）：99-107.

[7] 常顯勇，袁煥鑫，柯善夫，等.帶光伏組件的冷彎C型鋼檁條受彎性能研究[J].武漢大學學報（工學版），2022，55（S2）：12-18.

[8] 陳焰周，曾德偉，郭耀杰，等. 新型輕鋼房屋體系樓蓋梁受力性能研究[J]. 武漢大學學報（工學版），2011，44（3）：349-352，361.

[9] 周天華，何保康，周緒紅，等. 高強冷彎薄壁型鋼軸壓長柱受力性能試驗研究[J]. 建筑科學與工程學報，2005，22（4）：65-71.

[10] CHEN J，CHEN M T，YOUNG B. Compression tests of cold-formed steel C- and Z-sections with different stiffeners[J]. Journal of structural engineering，2019，145（5）：04019022.

[11] 中華人民共和國建設部，國家質量監督檢驗檢疫總局. 冷彎薄壁型鋼結構技術規范：GB 50018—2002[S]. 北京：中國標準出版社，2003.

[12] 國家市場監督管理總局，國家標準化管理委員會. 金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法：GB/T 228.1—2021[S]. 北京：中國標準出版社，2021.

[13] 內蒙古電力勘測設計院有限責任公司. 光伏支架結構設計規程：NB/T 10115—2018[S]. 北京：中國計劃出版社，2018.

Research on bending performance of high-strength cold-formed C-shaped steel purlins for PV brackets

Wu Yanjiao1，Yuan Huanxin2，Qiu Xin2，Zhang Dongming1，Chen Shouxiang1

（1. Central Southern China Electric Power Design Institute Co.，Ltd. of China Power Engineering Consulting Group，Wuhan 430071，China；

2. School of Civil Engineering，Wuhan University，Wuhan 430072，China）

Abstract：This paper investigates the bending performance of high-strength cold-formed C-shaped steel purlins in PV brackets. Span with six loading point concentrated loading tests are conducted on LQ550 high-strength cold-formed C-shaped steel purlins （hereinafter referred to as \"C-shaped steel purlins\"） under five different arrangements. Establish a finite element model for C-shaped steel purlins，and verify the accuracy of the model through test results of the bending performance of C-shaped steel purlins. Based on this model，explore the influence law of the relative slenderness ratio of purlins on their bending stability bearing capacity. According to the provisions of GB 50018—2002 \"Technical code for cold-formed thin-wall steel structures\"，the beneficial effect of support rod constraints on the bending stability bearing capacity of purlins is analyzed. Based on actual projects，conduct on-site loading tests on PV brackets using C-shaped steel support rods. The research results show that：1） the bending stiffness and bending stability bearing capacity of purlins are significantly improved by setting support rod constraints between spans，and the improvement effect of setting C-shaped steel support rod constraints is stronger than that of circular tube support rods. 2） The C-shaped steel support rod can be regarded as an ideal lateral support，and the calculated length coefficient outside the purlin plane can be determined based on the setting of the C-shaped steel support rod. 3） The on-site loading test has proven that the C-shaped steel support rod has a good restraining effect on the torsion of the purlin，fully verifying the applicability of the new PV bracket structure using C-shaped steel support rod system.

Keywords：PV brackets；high-strength cold-formed C-shaped steel；purlins；bending performance；test research