近年来, 为缓解能源短缺、改善空气质量, 分布式太阳能光伏板得到了大面积的应用, 其在使用过程中出现了多起风致光伏板或光伏支架损坏的现象。光伏板采用的轻质板和支架支撑的结构形式决定了风荷载是光伏支架设计的主要荷载, 也是影响光伏支架使用安全的主要因素之一。在实际应用中, 安装在野外的光伏板, 在使用的过程中, 常常由于地面起伏、植被生长、雪、沙及其他堆积物的影响, 其底部的气流流动部分或者完全被阻塞, 会对光伏板表面的风荷载产生一定的影响。

　　 我国光伏板风荷载取值的基本依据是《光伏发电站设计规范》 (GB 50797—2012) ^[1] (简称光伏设计规范) 和《建筑结构荷载规范》 (GB 50009—2012) ^[2] (简称荷载规范) 中单坡顶盖的体型系数取值。美国ASCE/SEI 7-10规范^[3]、欧洲抗风设计规范^[4]中有太阳能光伏板风荷载取值的规定, 日本太阳能光伏发电系统的设计与施工^[5]中有详细的太阳能光伏支架风荷载取值方式。上述五种光伏板表面风荷载取值模型存在较大的差异, 表1给出了其风荷载的考虑因素。可以看出, 不同规范对光伏板表面风荷载分布形式、影响因素的规定有一定的差别。其中美国ASCE/SEI 7-10规范^[3]和欧洲抗风设计规范^[4]中考虑了底部阻塞对风荷载的影响。值得说明的是, 这两个规范^[3,4]中的该部分内容是针对底部墙体开口的规定, 并非专门针对光伏板底部阻塞, 其主要差别是这类建筑结构与光伏板的三维绕流形态不同。

　　 由于光伏板结构形式简单, 我国在最近几年才有大规模的应用, 因此对其风荷载及风致破坏机理的研究也刚刚起步。与目前光伏设计规范和荷载规范中采用的取值模型相比, 张庆祝等^[6]和贺广陵等^[7]都认为需要在光伏板风荷载取值中引入风引起弯矩效应;文献[8,9]关注了屋顶上太阳能光伏板的风荷载分布问题。目前关于复杂条件下光伏板风荷载特性的研究非常匮乏, 其中底部阻塞对光伏板风荷载的影响研究还未见报道。

　　 本研究通过刚性模型测压风洞试验, 分析底部阻塞对光伏板表面风压分布及其引起的竖向力、弯矩的影响, 总结底部阻塞对光伏板风荷载的影响规律, 为光伏板抗风设计中风荷载取值提供了建议。

　　 试验在石家庄铁道大学风洞实验室低速试验段进行^[10], 试验段宽4.4m, 高3m, 长24m。试验为刚性模型测压试验。

　　 图1为试验的光伏板模型示意图, 其中图1 (a) 的H为光伏板离地高度, 取0.5m;h为底部阻塞物高度, 阻塞率h/H取值分别为0, 0.15, 0.30, 0.45, 0.60, 0.80, 1.00。a为风向角, 取值为0°~180°, 以15°为间隔, 其中0°为气流由近地面端吹向远离地面端;β为光伏板倾角, 取30°。

　　 太阳能光伏板有多种规格, 图1 (b) 为单个光伏板单元平面图, 长度L=3 280mm, 宽度B=1 984 mm, 模型缩尺比为4∶1。图1 (c) 为单组光伏板平面图, 由20个单个光伏板单元组成, 模型缩尺比为8∶1。

　　 模型采用ABS板制作, 通过上下表面布置测压孔同步测试其上下表面的压力。单个光伏板表面对应的120个位置布置测压点, 共240个测压点;单组光伏板表面对应240个位置布置测压点, 共布置480个测压点。

　　 试验在格栅生成的8%湍流度的均匀湍流下进行, 该湍流度可能小于实际光伏板所在位置的湍流度, 但是对于本文所进行的体型系数研究, 湍流度的影响较小;试验自由来流风速为12m/s;压力采样频率为330Hz, 采样时间为30s, 采样点数为9 900个。

　　 定义测点的体型系数为:

　　 式中:μ_si (t) 为i测点体型系数;P_wi (t) 和P_ni (t) 分别为i测点位置的光伏板上表面风压和下表面风压;U为来流风速。

　　 对单个光伏板, 整体体型系数μ_s、绕短轴和长轴的弯矩系数C_Mx和C_My分别定义为:

　　 式中:A_i为i测点代表的面积;y_i和x_i为i测点的坐标值。

　　 单组光伏板的整体体型系数、绕短轴和长轴的弯矩系数与单个光伏板采用相同的计算方法, 将式 (2) 中的单个光伏板宽度B和长度L替换为单组板的对应宽度10B和长度2L即可。

　　 根据以上定义, 整体体型系数为负值表示结构承受垂直表面的风吸力, 绕短轴的弯矩系数C_Mx为正值表示掀翻光伏板的弯矩。

　　 以α=0°, 180°两种最不利风荷载发生的工况为例, 图2通过对比底部无阻塞 (h/H=0) 、底部部分阻塞 (h/H=0.45) 和底部完全阻塞 (h/H=1.00) 三种工况下的光伏板表面体型系数的分布说明底部阻塞率对单个光伏板风压分布的影响。为了方便说明, 等值线图中以粗实线标注了正压体型系数0.9和负压体型系数-1.2的位置区域, 同时相邻等值线差值为±0.3。

　　 从图2可以看出, α=0°, 底部无阻塞时, 最大风压发生在结构底部, 体型系数取值可达2.1以上;部分阻塞时该值为1.8以上, 完全阻塞时该值为0.9。同时结构底部正压体型系数0.9以上的区域随着阻塞率的增大而逐步减小。光伏板顶部的正压体型系数大约在0.6附近, 底部阻塞未明显改变其取值和分布范围。因此, 当来流由光伏板底部流向光伏板顶部时, 底部阻塞会减小底部光伏板表面的正风压, 由于这种阻塞对光伏板顶部风压值的影响并不明显, 因此属于局部影响。

　　 相比α=0°的风压分布规律, α=180°时, 随着底部阻塞的增大, 体型系数沿整个光伏板的分布均发生明显变化, 其中底部和顶部的负压都随着阻塞率的增大而增强, 底部风压的增强幅度大于顶部增强幅度。与α=0°的变化规律类似, 底部阻塞的增加使得光伏板上的风压分布更加均匀。总的来说, 当来流从光伏板的顶部吹向光伏板底部时, 阻塞率增强了光伏板表面的负压, 其中底部的负压增强幅度更大, 因此光伏板表面的负压分布比无阻塞时更均匀。

　　 图3给出了α=0°, 180°风向角下, h/H=0, 0.45, 1.00底部阻塞时, 单组光伏板表面的风压分布规律。与单个光伏板不同, 气流流经单组光伏板时, 其侧向绕流受限, 促使来流主要通过光伏板的顶部和底部绕过结构, 造成光伏板表面风压沿光伏板表面的分布梯度以及阻塞率对其表面风压分布的影响与单个光伏板不同。

　　 与单个光伏板表面的风压分布相比, 在α=0°, 180°风向角下, 单组光伏板表面的风压分布更均匀, 光伏板两侧边缘的风压明显弱于光伏板中央区域。当来流由光伏板底部吹向光伏板顶部时, 底部阻塞对光伏板表面风压分布的影响与单个光伏板一致;当来流由光伏板顶部吹向底部时, 此时单组光伏板表面顶部的风压并未随着阻塞率的增大持续增强, 当底部完全阻塞时, 光伏板顶部的风压弱于无阻塞时的对应值。图3中, α=180°时, 光伏板表面风压分布沿光伏板倾斜表面的不连续变化主要是由于光伏板底部支撑条件布置引起的。这种影响在实际结构上也是存在的, 但是由于风洞试验缩尺效应的影响, 试验模型的支架是光伏板实际支架对应的缩尺值的4倍左右, 因此试验数据可能放大了这种不连续分布。

　　 底部阻塞对单组光伏板风压分布的影响与对单个光伏板的影响的主要差别体现在当来流由光伏板顶部吹向底部时, 单个光伏板顶部的风压随着阻塞率的增大持续增强, 而单组光伏板并未体现出该变化趋势。

　　 整体体型系数可以反映光伏板表面承受的整体风荷载, 是目前光伏板抗风设计最主要的取值参数。

　　 图4 (a) , (b) 给出了不同底部阻塞率下的单个和单组光伏板整体体型系数随风向角的变化规律。可以看出, 底部阻塞对单个光伏板和单组光伏板的整体体型系数影响规律是类似的, 其主要的风向角范围在α=0°和α=180°风向角下附近, 对α=90°风向角附近, 底部阻塞对整体体型系数的影响可以忽略。考虑到α=0°和α=180°两个风向角下的体型系数是光伏板抗风设计的控制风荷载, 为了进一步说明底部阻塞率对整体体型系数的影响程度, 图4 (c) , (d) 给出了α=0°和180°时, 整体体型系数随底部阻塞率的变化规律。

　　 当α=0° (图4 (c) ) 时, 整体体型系数随着风向角的增大而减小, 即底部阻塞可以有效减小作用在光伏板表面的正向整体体型系数。其中, 单个光伏板的整体体型系数小于单组光伏板的对应值, 其由于阻塞引起的风压幅度也弱于单组光伏板的下降幅度。当底部完全阻塞时, 两者的整体体型系数相当, 为0.73~0.75。

　　 当α=180° (图4 (d) ) 时, 底部阻塞会明显增强作用在光伏板上的整体体型系数, 虽然单个和单组光伏板整体体型系数随阻塞率增大的变化规律不同, 但是两者都在底部阻塞接近完全阻塞 (h/H=0.80) 时取得了最不利风荷载。对于单个光伏板, 其整体体型系数由底部无阻塞时的m_s=-1.21 (h/H=0) 降低至底部阻塞率为0.80以上的μ_s=-1.56 (h/H=0.8) , 其下降比例达到29%左右;对于单组光伏板, 其整体体型系数由底部无阻塞时的μ_s=-1.24 (h/H=0) 降低至底部阻塞率为0.8以上的μ_s=-1.43 (h/H=0.8) , 下降比例约为15%。

　　 当来流由光伏板底部吹向光伏板顶部时 (α=0°) , 底部阻塞可以减弱单个/单组光伏板表面的正压体型系数, 这种减弱效应在单组光伏板上表现更为突出;当来流由光伏板顶部吹向光伏板底部时 (α=180°) , 底部阻塞增强了作用在光伏板上的风吸力, 最大风吸力发生在阻塞接近完全阻塞时 (h/H=0.8附近) , 该效应在单个光伏板上表现更突出, 由于阻塞产生的最强风吸力为无阻塞时的1.3倍左右, 需要在设计时予以重视。

　　 虽然目前我国光伏板风荷载取值依据光伏设计规范和荷载规范中并未提及风荷载引起的弯矩, 但是从风荷载沿光伏板表面的不均匀分布和一些工程设计遇到的问题^[6,7]看, 风致弯矩不但存在且值得重视, 该弯矩值对结构设计的影响大小取决于光伏支架的布置形式。考虑阻塞对两个方向弯矩系数的影响, 从实际光伏板的最大体型系数发生风向角及光伏板支撑布置形式来看, C_Mx值产生的弯矩较大且与最大体型系数发生的风向角吻合, 因此是风致弯矩影响的主要参数。

　　 图5为单个光伏板和单组光伏板弯矩系数随风向角的变化规律。其中弯矩系数的定义按照式 (2) 计算, 从取值上看, 无论单个还是单组光伏板, 各个风向角下绕x向的弯矩始终为正值, 说明光伏板在各个风向角下均承受掀翻其的弯矩;单个光伏板的最强掀翻弯矩系数发生在来流由光伏板顶部吹向底部风向 (α=180°) , 对应的C_Mx值约为0.17;单组光伏板的最大弯矩系数发生在来流由光伏板底部吹向光伏板顶部风向 (α=15°) , 对应的C_Mx值约为0.16。虽然单个和单组光伏板的最大弯矩系数取值相当, 但是两者发生的风向角及对应工况下的整体风压方向不同, 因此两者对设计风荷载取值产生的影响也截然不同。

　　 从绕长轴方向的弯矩系数C_My取值上看, 正向弯矩表示顺风向掀翻光伏板, 最强值发生在α=135°~150°;负向最强弯矩表示逆风向掀翻光伏板, 最强值发生在α=30°, 45°。作用在单个光伏板上的弯矩系数值强于作用在单组光伏板上的对应值。考虑到C_My取最强值的风向角下, 整体体型系数也比较大, 因此该弯矩也需要在光伏板抗风设计中予以重视。

　　 图6给出了单个和单组光伏板在较强弯矩风向角下的弯矩系数随阻塞率的变化。为了方便对比, 图中采用相同的坐标刻度。总的来看, 随着阻塞率的增大, C_Mx值单调减小, C_My值变化不大。这主要是由于C_Mx的最强值发生在α=0°, 180°附近, 该风向角区域内, 底部阻塞的挡风面积大, 其变化对气流的影响也大, 而C_My最强值发生的风向角下, 底部阻塞的挡风面积相对较小。

　　 从抗风设计取值的角度看, 底部阻塞不仅不会引起光伏板表面弯矩系数的增大, 还可以有效减小光伏板的绕短轴的最强弯矩值。

　　 底部阻塞引起气流的流动变化是一个复杂的过程, 通过对风压分布变化的分析, 可以推测底部阻塞引起气流变化对风荷载的影响过程以及光伏板弯矩产生及变化的原因。图7以示意图的形式给出了底部阻塞对气流及风压变化影响的最主要因素。

　　 当来流由光伏板底部吹向光伏板顶部时, 底部气流逆光伏板倾斜方向分离, 在光伏板底部背风面产生较强负压, 顶部气流顺光伏板表面倾斜方向分离, 在顶部背风面产生相对弱负压, 两者共同作用, 产生掀翻光伏板的强弯矩。当底部产生阻塞时, 阻塞抬升气流, 减小了气流与光伏板倾斜方向的夹角, 进一步减弱了光伏板底部背面的负压。因此从气动力上看, 这种影响不仅减小了作用在光伏板上的整体压力, 同时通过减小光伏板底部与顶部的压力差, 减弱了作用在光伏板表面的弯矩。

　　 当来流由光伏板顶部吹向光伏板底部时, 底部阻塞的存在增加了气流与光伏板倾斜方向的夹角, 因此其底部的背风面的由弱负压变为负压, 这种影响增强了光伏板表面的负压, 同时减小了光伏板底部和顶部的压力差, 减弱了作用在光伏板上的弯矩。

　　 通过刚性模型测压试验对不同底部阻塞率下光伏板表面风荷载进行了分析, 发现底部阻塞会减弱作用在光伏板表面的最强正压体型系数、增强其最强负压体型系数、减小作用在光伏板上的弯矩系数。对于倾角为30°左右的光伏板而言, 底部阻塞可能对其最强负压整体体型系数产生30%左右的放大, 需要在设计维护中引起重视。

　　 底部阻塞对风荷载的影响主要通过改变光伏板底部的局部气流流动实现的, 这种影响的范围与光伏板的倾角关系很大, 因此对于不同倾角的光伏板, 可能会产生不同的影响规律, 需要进一步研究。