大長寬比平單軸光伏板風荷載試驗研究

王峰 ，王佳盈 ，王子健 ，李加武 ，馬俊 ，王俊

［1.長安大學 公路學院，陜西 西安 710054；2.陜西省公路橋梁與隧道重點實驗室（長安大學），陜西 西安 710054；3.中國市政工程華北設計研究總院有限公司，天津 300074；4.中國建筑第八工程局有限公司 南方分公司，廣東 深圳 518038］

隨著可持續(xù)發(fā)展觀念深入人心，新能源的使用越來越普遍.許多光伏工程基于成本及太陽能利用率的考慮，常采用跟蹤支架式的光伏板.現(xiàn)有的主流跟蹤技術中又以平單軸跟蹤技術使用范圍最廣，可適用于全球中低緯度地區(qū).平單軸光伏板由于其較大的長寬比和接近平板的結構特點，對風的作用異常敏感.在強風作用下，平單軸光伏板易發(fā)生局部或整體破壞.通?？赏ㄟ^實測、風洞試驗及數(shù)值模擬方式得到光伏板表面的風荷載.

近年來，國內一些學者針對長寬比較小的光伏板上的風荷載進行了一系列風洞試驗和數(shù)值模擬研究.馬文勇等［1-3］通過風洞試驗提出新的風荷載模型，并發(fā)現(xiàn)上下游光伏板間存在一定的干擾效應，光伏傾角及不同的底部阻塞度對風荷載的分布具有一定的影響；王彩玉等［4］通過風洞測壓試驗研究了女兒墻對平屋面陣列光伏板體型系數(shù)的影響；張慶祝等［5］通過風洞試驗，發(fā)現(xiàn)風荷載作用于光伏板上時會產生彎矩效應；高亮等［6］通過測壓試驗對單子陣光伏板和光伏板陣列的影響因素進行分析，認為光伏板的傾角、風向角和陣列間距對光伏板的體型系數(shù)都存在影響；牛斌等［7］基于數(shù)值模擬方法，認為陣列排布的外圍光伏板受風荷載影響更大；阮輝等［8］基于數(shù)值模擬方法對光伏陣列進行研究，對光伏陣列的間距影響進行了分析；沈妍等［9］通過數(shù)值模擬的方法，發(fā)現(xiàn)光伏陣列存在遮擋效應，傾角、間距等因素會影響光伏板的風荷載；樓文娟等［10］基于風洞試驗及CFD 數(shù)值模擬對超大型陣列光伏板進行研究，發(fā)現(xiàn)不同光伏傾角對上下游的光伏板存在一定的影響；Wu等［11］發(fā)現(xiàn)太陽能組件間的間隙對組件表面壓力有影響，但整體風荷載變化不明顯.國外也有學者對光伏板系統(tǒng)進行研究：Pfahl 等［12］通過風洞試驗發(fā)現(xiàn)光伏板長寬比對作用于光伏板上的風荷載影響很大；Ginger 等［13］通過風洞試驗進行縮尺比為1/20 的模型試驗，發(fā)現(xiàn)安裝在地面上的光伏板在來流風前緣有更大的凈風壓力；Abiola-Ogedengbe等［14］和Jubayer 等［15］分別通過風洞試驗和數(shù)值模擬得出，在0°和180°風向角時，光伏板平均風壓系數(shù)分布關于面板中線對稱.總的來說，國內外學者基于風洞試驗、數(shù)值模擬以及兩者結合的方式對光伏板風載的研究已有不少，有關光伏板風荷載的影響因素目前也較為明確，但針對大長寬比光伏板模型的研究較少.有關大長寬比光伏板風荷載的分布、相互間的干擾仍不明確，故有待進一步研究.

為探究大長寬比平單軸光伏板上的風荷載分布，本文對單體布置、陣列布置及不同傾角布置的平單軸光伏板進行風洞試驗，針對光伏板上的風荷載特性展開研究并與現(xiàn)行相關規(guī)范進行對比.

1 試驗介紹

風洞試驗在長安大學CA-1風洞實驗室進行，試驗段長15 m、寬 3 m、高2.5 m，試驗段風速范圍0～53 m/s，均勻場紊流度小于0.5%.試驗流場風速通過皮托管、微壓計進行測量和監(jiān)控.風壓測試使用美國PSI 公司生產的量程為±254 mm 水柱的電子式壓力掃描閥、A/D板、PC機和自編的信號采集軟件.

1.1 試驗模型及工況

本文對單體布置及陣列布置的長寬比約14∶1的平單軸光伏板進行剛體測壓試驗.如圖1（a）（b）所示，光伏板模型的縮尺比采用1∶12，單排光伏板長（L）2 276 mm，寬（B）165.7 mm，光伏面板轉軸距地面（H）272 mm.在進行陣列布置試驗時，基于已有工程，光伏板采用3 倍板寬度（3B）的中心間距進行支架等間距布置，一共考慮5排陣列布置.

圖1 風洞試驗模型Fig.1 The wind tunnel test model

試驗模型采用ABS 板制作以確保模型的剛度，并在模型的上、下表面共布置156 個測壓點，如圖1（c）所示.陣列模型試驗中通過改變被測模型位置實現(xiàn)每一排光伏板的數(shù)據(jù)采集，每個試驗工況下有1個被測模型、4個干擾模型.

風洞試驗采用規(guī)范B 類地貌風場，在風洞中利用粗糙元和尖劈實現(xiàn)被動模擬，得到試驗風剖面和湍流度剖面，并將其轉換成實際工程中的風剖面及湍流度剖面，如圖2 所示.光伏板轉軸處的湍流度約為0.2，試驗風速為12.0 m/s，風速縮尺比為1∶2，采樣頻率為312.5 Hz，采樣時長為70.4 s.在進行單體布置測試時，風向角（β）考慮0°～180°，以30°為間隔；光伏板傾角（α）考慮0°～60°，以10°為間隔，共49 個工況.在進行陣列布置試驗時，試驗考慮0°和180°兩個最不利風向角（β），光伏板傾角（α）取0°～60°，以10°為間隔，共14個工況.

圖2 試驗風剖面和湍流度剖面Fig.2 Experimental wind profile and turbulence profile

1.2 參數(shù)定義

試驗模型表面的壓力大小通常用無量綱壓力系數(shù)或風壓系數(shù)進行表征.風壓系數(shù)、體型系數(shù)及彎矩系數(shù)的定義如下：

式中：CPi為測點i對應的凈風壓系數(shù)；Pi為測點i處的凈風壓，即上表面風壓減去下表面風壓；Pr0為參考點處的總壓；P∞為參考點處的靜壓；HG為參考點高度；Zi為測點i處的高度；μsi為測點i處的體型系數(shù)；Ai為測點i代表的面積；yi為測點i距離面板中心的距離；A為光伏面板總面積；Cmx為繞轉軸傾覆彎矩系數(shù)；B為光伏板的寬度.

2 試驗結果與分析

在各國或地區(qū)設計規(guī)范中，對類光伏板形式結構的風荷載規(guī)定存在一定差異，可變傾角的光伏板模型受力主要為光伏面板阻力和繞光伏板轉軸的彎矩.本節(jié)將以局部體型系數(shù)、整體體型系數(shù)和傾覆彎矩系數(shù)為指標，討論單體模型和陣列模型光伏板風荷載特性［16-18］.

2.1 單體模型體型系數(shù)和彎矩系數(shù)

圖3 給出了單體光伏板在0°～60°傾角時，整體體型系數(shù)和傾覆彎矩系數(shù)隨風向角的變化規(guī)律.從圖3（a）可發(fā)現(xiàn)，當來流風與光伏板轉軸非平行時，在同一風向角下，隨著光伏板傾角的增大，光伏板的體型系數(shù)數(shù)值呈現(xiàn)增大的趨勢.其中，0°與180°（即來流風垂直于光伏板轉軸）為最不利的來流風向.對于存在傾角的光伏板，在最不利的來流風向下，其面板所受風壓荷載取得最大值；而當來流風平行于光伏板轉軸時，作用于光伏面板上的風壓值接近于0.隨來流風與光伏板轉軸夾角的增大（來流風與光伏板轉軸垂直時為最大夾角值），光伏面板受到的風荷載值呈現(xiàn)增大的趨勢.此外，當傾角從0°變化到10°時，光伏面板上的風荷載約增大10%；當傾角從10°變化到60°時，光伏面板上的風荷載約增大2%.從圖3（b）中可以觀察到，光伏板在帶傾角工作狀態(tài)下，光伏面板繞轉軸的彎矩系數(shù)均為負數(shù)，這意味著當光伏板存在傾角且來流風不平行于光伏板轉軸時，光伏板在風荷載作用下會產生一個傾覆彎矩.與光伏板風荷載體型系數(shù)相似，當光伏板存在一定傾角時，其傾覆彎矩均隨著來流風與光伏面板轉軸夾角的減小而減小，0°與180°也為最不利的來流風向.在最不利的來流風向下，其所受傾覆彎矩取得最大值；而當來流風平行于光伏板轉軸時，其所受傾覆彎矩取得最小值.因此，對于大長寬比的光伏板，0°和180°風向為整體風荷載的臨界風向.此外，當傾角大于30°且風向角為0°、30°、150°及180°時，光伏板的整體體型系數(shù)大于《光伏發(fā)電站設計規(guī)范》（GB 50797—2012）［19］的規(guī)定取值（1.3）.

圖3 不同風向角下光伏板整體體型系數(shù)和傾覆彎矩系數(shù)Fig.3 The overall wind force coefficient and overturning bending moment coefficient under different wind direction angles

2.2 單體模型風壓分布

在光伏設計時，我國規(guī)范基于日輻射量給出了全國各大城市光伏陣列最佳傾角的參考值范圍，其傾角取值為20°～46°［19］.本節(jié)以光伏板傾角40°為例，分析不同風向角下光伏板局部體型系數(shù)分布特性.

圖4 展示了光伏板傾角為40°時，在風向角β=0°、30°、60°、90°、120°、150°及180°下局部體型系數(shù)的分布云圖.當風向角β=0°時，光伏板局部風壓沿著來流方向存在明顯的梯度變化，有沿來流遞減的趨勢，這種變化趨勢導致光伏板產生繞轉軸轉動的彎矩；當風向角β=30°時，局部體型系數(shù)亦有明顯的梯度變化，在迎風角點處局部體型系數(shù)變化更加劇烈，且在迎風角點處取得最大值，迎風遠端角落取得最小值；當風向角β=60°時，對于光伏板迎風側的前半幅，其局部體型系數(shù)存在梯度變化，其后半幅趨勢不明顯，在迎風對角處同樣取得最小值，在迎風角點處的值小于風向角β=30°時的局部體型系數(shù)，但對光伏板風荷載分布的影響范圍大于風向角β=30°時的影響范圍；當風向角β=90°時，光伏板各位置處的局部體型系數(shù)趨近于0.當風向角β=120°、150°、180°時，光伏板局部體型系數(shù)的分布規(guī)律與風向角β=60°、30°和0°時相似，方向相反.在各風向角下，光伏板的迎風端存在更大的局部體型系數(shù)，且迎風端點處的變化較遠端更加明顯；局部體型系數(shù)在風向角β=30°和β=150°時分別出現(xiàn)了極大值與極小值，當來流風經(jīng)過結構物時，會在結構物的表面形成旋渦，結合Becker 等［20］的可視化研究，可知迎風端點處具有較強的復雜旋渦，從而在迎風端點處產生風壓異動.通過對比不同風向角下局部體型系數(shù)的分布，可發(fā)現(xiàn)來流風向對光伏面板上風荷載大小與風荷載分布存在一定的影響.

圖4 不同來流風向下光伏板局部體型系數(shù)分布圖Fig.4 Distribution of local wind force coefficients under different wind directions（Inclination angle α=40°）

圖5（a）（b）展示了在風向角β=0°和β=180°時不同傾角下光伏板的體型系數(shù)分布云圖.從圖5 中可發(fā)現(xiàn)光伏板的局部體型系數(shù)均存在明顯的變化梯度.當光伏板傾角為0°時，光伏板的體型系數(shù)趨近于0，即此時光伏板受到的風荷載最小.光伏板的局部體型系數(shù)隨著光伏板傾角的增大而增大，且在兩端部變化劇烈.在迎風端角點處，由于此處來流分離，導致局部體型系數(shù)變化更為復雜.

圖5 不同傾角下光伏板局部體型系數(shù)分布圖Fig.5 Distribution of local wind force coefficients of different inclination angles

2.3 陣列模型體型系數(shù)

圖6（a）（b）和圖7（a）（b）分別展示了當風向角為β=0°和180°時，各光伏板在不同陣列位置和不同傾角下的整體體型系數(shù)和繞轉軸傾覆彎矩系數(shù).當風向角β=0°時，來流風先經(jīng)過第一排光伏板；當風向角β=180°時，來流風先經(jīng)過第五排光伏板.當光伏板傾角為0°時，光伏面板上的風荷載趨近于0；當光伏板的傾角大于10°時，采用陣列布置的光伏板受到的面板阻力較單體布置的光伏板受到的面板阻力?。划敼夥宓膬A角大于40°時，光伏板的整體體型系數(shù)大于我國規(guī)范［19］對光伏板體型系數(shù)的取值規(guī)定.來流風經(jīng)過第一排光伏板之后，后排光伏板的整體體型系數(shù)均小于第一排，且第二排數(shù)值下降尤為明顯，第一排光伏板引起的氣流旋渦對第二排造成的影響最大.陣列模型的整體體型系數(shù)，在經(jīng)過第四排（相對于來流風）后趨于平穩(wěn)，大致為第一排（相對于來流風）的一半.陣列模型繞轉軸彎矩系數(shù)在風向角β=0°時均為負值，β=180°時均為正值，此種情況表明，不論來流在哪個方向，光伏板均會有向更大傾角α轉動的趨勢，趨于豎直狀態(tài).此外，對于同一位置處的光伏板，陣列模型繞轉軸傾覆彎矩系數(shù)隨著光伏板傾角的增大而減小，表明當光伏板傾角較大時，需要優(yōu)先考慮垂直于光伏面板的阻力對光伏板穩(wěn)定性的影響，當光伏板傾角較小時，需要優(yōu)先考慮傾覆彎矩對光伏板的影響.

圖6 光伏板的整體體型系數(shù)及傾覆彎矩系數(shù)（風向角β=0°）Fig.6 The overall wind force coefficient and overturning bending moment coefficient at various positions（wind direction angle β=0°）

圖7 光伏板的整體體型系數(shù)及傾覆彎矩系數(shù)（風向角β=180°）Fig.7 The overall wind force coefficient and overturning bending moment coefficient at various positions（wind direction angle β=180°）

2.4 陣列模型風壓分布

圖8（a）（b）分別展示了光伏板傾角為40°且風向角β=0°和180°時，各光伏板的局部體型系數(shù)分布云圖.與單體模型類似，光伏板的迎風側有更大的體型系數(shù)（絕對值更大），這是光伏板受力后出現(xiàn)趨于豎直狀態(tài)的原因；第一排光伏板上的局部體型系數(shù)分布同單體模型類似，呈沿風向梯度變化，使得光伏板產生垂直光伏面板的阻力和繞光伏板轉軸傾覆彎矩，但其數(shù)值相比于單體模型較小.此外，局部體型系數(shù)會在一定范圍內形成閉環(huán)，已有的研究認為這種不連續(xù)的分布是由底部支撐條件引起的［2］，然而，結合陣列模型的各排體型系數(shù)的變化情況，推測陣列模型出現(xiàn)不連續(xù)的情況是由于前排的光伏板會對來流風產生影響，從而影響光伏板體型系數(shù)的分布.由于前排光伏板對來流風環(huán)境的改變，陣列模型整體體型系數(shù)呈衰減趨勢，但第一排光伏板對來流風的影響最大，這導致來流風經(jīng)過第二排的總體體型系數(shù)甚至小于第三排或第四排的總體體型系數(shù).

圖8 陣列模型各光伏板的局部體型系數(shù)分布圖Fig.8 The distribution of local wind force coefficients on the array arrangement models

3 設計風荷載模型

3.1 各規(guī)范介紹及比對

部分國家對類光伏板結構已有相關風荷載規(guī)定，本節(jié)將通過對比《建筑結構荷載規(guī)范》（GB 50009—2012）［21］與日本工業(yè)標準調查會JIS C 8955―2017［22］、美國土木工程協(xié)會ASSE/SEI 7-16［23］和澳大利亞/新西蘭風荷載規(guī)范［24］，對作用于光伏板上的風荷載設計值提出建議.圖9 為光伏板分區(qū)體型系數(shù)及屋面分區(qū)示意圖.

圖9 光伏板分區(qū)體型系數(shù)及屋面分區(qū)示意圖Fig.9 Definition of the area-averaged wind force coefficient of PV panels and the roof division

如表1～表5 所示，四個規(guī)范對作用于光伏板類結構的風荷載總體規(guī)定類似，光伏板在迎風側有更大的體型系數(shù)，本研究結果與規(guī)范總體規(guī)律相符.我國規(guī)范［21］考慮作用在單坡結構上的風荷載可分為兩區(qū)域，對傾角0°～30°進行了規(guī)定.當單坡結構傾角為30°時，迎風側的風壓系數(shù)取值為1.4，下風側取0.6；當單坡結構傾角小于10°時，迎風側取1.3，下風側取0.5.日本規(guī)范［22］考慮作用在光伏板上的風荷載為均勻荷載，對傾角5°～60°進行了規(guī)定，并給出了傾角在5°～60°時的計算公式.澳大利亞/新西蘭風荷載規(guī)范［24］考慮作用在單坡結構上的風荷載可分為兩區(qū)域，考慮傾角0°～30°及支架高與單坡寬的關系對體型系數(shù)的影響，給出單坡結構底部有阻塞及無阻塞的體型系數(shù).美國規(guī)范［23］將光伏板看作是結構的附屬物，考慮了光伏板的安裝位置、安裝形式、安裝建筑的特點及迎風面積，對光伏板傾角0°～35°進行了規(guī)定，給出了光伏板在不同位置及不同迎風面積下的體型系數(shù).

表1 我國規(guī)范關于體型系數(shù)的規(guī)定［21］Tab.1 Chinese code on wind force coefficient

表2 日本規(guī)范關于體型系數(shù)的規(guī)定［22］Tab.2 Japanese code on wind force coefficient

表3 澳大利亞/新西蘭規(guī)范關于體型系數(shù)的規(guī)定（0.25≤D/H＜1）［24］Tab.3 AS/NZS code on wind force coefficient（0.25≤D/H＜1）

表4 澳大利亞/新西蘭規(guī)范關于體型系數(shù)的規(guī)定（0.05≤D/H＜0.25）［24］Tab.4 AS/NZS code on wind force coefficient（0.05≤D/H＜0.25）

表5 美國規(guī)范關于體型系數(shù)的規(guī)定［23］Tab.5 American code on wind force coefficient

結合圖3，對比試驗測得的風載系數(shù)與規(guī)范的區(qū)別.對于單體模型而言，當光伏傾角大于30°時，我國規(guī)范［21］的取值小于試驗所測得的值，日本規(guī)范［22］規(guī)定的值普遍大于試驗所測得的值；當傾角大于15°時，澳大利亞/新西蘭規(guī)范［24］迎風側的規(guī)定值普遍大于試驗所測得的整體體型系數(shù).本單體模型對應的實際面積約為50 m2，對于美國規(guī)范［23］而言（15°≤α＜35°），當光伏板安裝于區(qū)域1、2、3 時，體型系數(shù)分別約為1.2、1.7、2.0，可見區(qū)域1 處的值略小于試驗所測得的數(shù)值，區(qū)域2、3 處的值均大于試驗測得的數(shù)值.

日本規(guī)范對光伏板上風荷載的考慮較為保守，但相較于其他規(guī)范而言，考慮的傾角較多，更適用于現(xiàn)有大傾角的光伏結構.此外，當單坡結構的傾角≥20°時，澳大利亞/新西蘭規(guī)范所規(guī)定的體型系數(shù)較我國規(guī)范所取的值大；當單坡結構的傾角＜20°時，澳大利亞/新西蘭規(guī)范所規(guī)定的體型系數(shù)較我國規(guī)范所取的值小，但澳大利亞/新西蘭規(guī)范的體型系數(shù)隨傾角的變化更為合理.

3.2 風荷載模型

通過對四種規(guī)范的對比分析可得，在部分試驗工況下，中美澳現(xiàn)行規(guī)范低估了風荷載對能效更高、傾角更大的跟蹤式支架光伏體系的作用，且規(guī)范考慮風荷載分布均是沿轉軸均勻分布，未給出沿展向的變化.對于單體光伏板，整體體型系數(shù)的最不利來流風向角是0°和180°.陣列模型的光伏板最大風荷載發(fā)生于來流風經(jīng)過的第一排，并且風荷載要小于單體模型上的風荷載.基于荷載的分布考慮，本文通過對風洞試驗的處理給出沿轉軸長度方向的光伏板風荷載分布模型.綜合風洞試驗結果，對大長寬比光伏板的分區(qū)體型系數(shù)的取值建議如圖10 和表6 所示，表10 中μs1、μs2、μs3和μs4表示光伏面板分區(qū)體型系數(shù).

表6 平單軸光伏板分區(qū)體型系數(shù)Tab.6 Aera-averaged wind force coefficients for flat uniaxial PV panels

圖10 光伏板分區(qū)示意圖Fig.10 Division zone for PV panel

表6 展示了最不利風向下，沿光伏板展向所推薦的分區(qū)體型系數(shù)參考值.在最不利風向下，平單軸光伏板迎風側的體型系數(shù)大于下風側的體型系數(shù)，且建議值隨光伏板傾角的增大而增大.其中，風向角為180°時所推薦的體型系數(shù)較風向角為0°時的大，這與日本規(guī)范［22］和澳大利亞/新西蘭規(guī)范［24］的建議值具有相同的規(guī)律.當風向角為0°時，光伏板B區(qū)受到的風荷載較其他區(qū)大，C 區(qū)較A 區(qū)的風荷載大；當風向角為180°時，A 區(qū)受到的風荷載較其他區(qū)大，與B區(qū)受到的風荷載接近.表6所示的風荷載分布規(guī)律及數(shù)值可供工程設計者在設計和規(guī)范規(guī)定支承位置時參考，避免平單軸光伏板由于抗風設置不足而發(fā)生結構破壞.

4 結論

本文針對大長寬比的平單軸光伏板抗風問題展開風洞試驗研究，分別考慮了單體模型和陣列模型兩種布置形式、0°～60°（間隔10°）7種光伏板傾角和7個來流風向角參數(shù)，分析了光伏組件的最不利來流風向、單體模型和陣列模型的局部體型系數(shù)和整體體型系數(shù)，結合四個國家或地區(qū)的抗風規(guī)范提出了分區(qū)體型系數(shù)建議值，主要結論如下：

1）在同一風向角下，隨著光伏板傾角的增大，光伏板的整體體型系數(shù)呈現(xiàn)增大的趨勢；當光伏板存在一定傾角時，繞轉軸的彎矩系數(shù)和整體體型系數(shù)隨來流風與光伏板轉軸夾角的增大而增大.對于作用在光伏面板上的阻力和傾覆彎矩，0°和180°風向為臨界風向.

2）對于單體布置而言，在不同的風向角下，光伏板上的局部體型系數(shù)分布均存在不同程度的梯度變化.光伏面板的局部體型系數(shù)隨著光伏板傾角的增大而增大，且在面板端部的兩側角點變化明顯劇烈.在迎風端角點處，氣流經(jīng)過面板分離導致局部體型系數(shù)變化復雜.此外，來流風向對光伏面板上風荷載大小與風荷載分布存在一定的影響.

3）對于陣列布置而言，繞轉軸傾覆彎矩系數(shù)隨著光伏板傾角的增大而減小.當光伏板傾角較大時，需要優(yōu)先考慮作用于光伏面板上的阻力對光伏板穩(wěn)定性的影響；當光伏板傾角較小時，需要優(yōu)先考慮傾覆彎矩對光伏板的影響.在來流風向下，最前排的光伏板承受較大的風荷載，對后排的光伏板產生風遮擋效應.相比單體布置的光伏板，當光伏板采用較大的傾角時，其余條件相同的情況下，陣列布置的光伏板板面所受的荷載要小.

4）通過對日本、澳洲、美國和我國關于類太陽能光伏板結構的規(guī)定與風洞試驗數(shù)據(jù)進行對比，發(fā)現(xiàn)日本規(guī)范中所規(guī)定的值大于風洞試驗所測得的值；當傾角>30°時，我國規(guī)范建議的取值小于風洞試驗所測得的值，而美國、澳大利亞/新西蘭規(guī)范中規(guī)定的值偏大.此外，基于試驗結果，給出了沿展向的分區(qū)體型系數(shù)值，其分布規(guī)律及數(shù)值大小可為光伏板抗風設計提供參考.