鱼腹式光伏索桁架风振系数数值分析

中清能绿洲科技股份有限公司 ■ 徐志宏 侯国华 张志强 王文明 樊慧强 石建春

0 引言

目前市场上的光伏支架根据所采用材料的不同，可以分为铝型材支架、钢支架及非金属支架；根据安装方式的不同，可分为固定式光伏支架及跟踪式光伏支架。而这些种类的支架仅能够满足小跨度距离的需求，随着光伏发电产业的迅速发展，以及国家对分布式光伏发电项目的大力支持，污水处理厂等需要大跨度光伏支架的分布式发电项目逐渐增多，而目前市场上的支架形式均不能满足要求。针对光伏市场对大跨度的需求，一种可适应大跨度的新型光伏支架——鱼腹式光伏索桁架支架(该专利已获得授权)被提出。该种支架借鉴了建筑领域中鱼腹式点支幕墙索桁架的结构形式，同时结合了光伏组件的应用特点，从而形成鱼腹式光伏索桁架支架。其与鱼腹式点支幕墙索桁架结构形式的区别在于：

1) 鱼腹式光伏索桁架支架与光伏组件的排布有关。

2) 鱼腹式点支幕墙索桁架中点支幕墙的玻璃是外围封闭，而鱼腹式光伏索桁架支架上的组件外部完全敞开，每排组件之间的间距(南北向)较大，同时，同一榀的组件与组件之间(东西向)也有较大缝隙。

3)组件与支架之间有倾角，会导致风荷载对组件的作用与幕墙领域中风荷载对玻璃的作用不同。

4)鱼腹式点支幕墙索桁架中点支幕墙的玻璃直接同撑杆爪件相连；而鱼腹式光伏索桁架支架上的组件先与2根平行的组件索相连，每个撑杆间距有5块组件，平行的组件索再同撑杆相连，即风荷载的传递方式不同。

鱼腹式光伏索桁架的主要受力构件是由上弦、下弦及组件承重柔性拉索和中间的撑杆组成，最终将力传到两侧的柱子上，通过柱子将力传向基础。光伏组件通过连接件与2根平行的拉索连接，这2根平行拉索位于鱼腹式光伏索桁架的上方，形成一个完整的受力体系。这种鱼腹式光伏索桁架已在深州某污水处理厂及郑州某污水处理厂得到了成功应用，如图1所示。

图1 郑州某污水处理厂的应用

通过对此种支架进行分析可发现，风荷载是该种支架的主要承受荷载，对支架的安全性起着决定性作用。根据GB 5009-2012《建筑结构荷载规范》，风荷载采用式(1)进行计算：

式中，Wk为风荷载标准值，kN/m2；μz为风压高度变化系数；βz为z高度处的风振系数；μs为风荷载体形系数；w0为基本风压，kN/m2。

然而，在《建筑结构荷载规范》及《索结构技术规程》中，并未对z高度处的风振系数βz的取值在光伏领域中的应用进行规定。本文通过ABAQUS数值模拟软件对该种支架的风振系数进行了研究，最终给出了一个理论的风振系数，为实际工程设计提供了理论依据。

1 物理模型

1.1 模型建立

利用ABAQUS数值模拟软件建立光伏组件索桁架空间结构计算模型，具体模型以深州某0.3MWp分布式光伏发电项目为例进行建立。

索桁架部分采用“杆单元”模拟，其中撑杆选择“beam单元”，拉索选择“truss单元”，所有尺寸与实际相符。光伏组件采用“壳单元”模拟，其长度为1658 mm，宽度为995 mm，厚度为6 mm；根据设计说明，光伏组件结构分为5层，上、下双玻层各厚2.5 mm，上、下EVA胶层各厚0.3 mm，中间夹的太阳电池厚0.4 mm；由于采用的“壳单元”模拟，故采用复合材料分层定义材性，这样更符合实际情况。组件与拉索之间采用4块槽钢板连接，为简化模型，采用“板单元”建模，同时用2块尺寸为600 mm×30 mm×10 mm的铝合金板替代槽钢板，满足实际要求。整体模型示意图如图2所示。

图2 整体模型示意图

1.2 边界条件

该模型所有边界条件均采用Displacement/Rotation边界约束条件，其中，半跨索桁架的4个支座处选用铰接的连接方式，分别约束4个位置3个方向的位移；由于只选用了一榀索桁架进行分析，根据实际情况，对结构出平面变形进行约束，在各竖杆上下两端点设置Y方向约束的边界条件，对称轴位置约束各个节点的X方向变形。本工程所有光伏组件与槽钢板之间、槽钢板与钢绞线之间均采用“tie绑定约束”，使光伏组件与索桁架之间受力协调、变形统一，主次面的选择符合实际要求，约束条件共计153个。

1.3 施加荷载

本文主要分析结构在风压-时程作用下的风振响应情况，并计算得到风振系数。分析共分为5个步骤：

1)对拉索施加预应力，预应力施加方法采用最符合实际工程情况的降温法。

2) 施加整体模型的重力荷载。

3)在光伏组件面施加静风均布荷载，大小为455 Pa。

4)对4跨风压-时程进行动态分析，时程时间增量为0.02 s，小于模态分析中最高阶频率对应的周期值0.1，故选定时间增量0.02 s合适，则总时程为160 s；动态分析中定义结构阻尼为0.02。具体如图3～图7所示。

5)在光伏组件和索桁架选择节点输出位移-时程曲线，在光伏组件和索桁架上选择单元输出应力-时程曲线，分别计算位移风振系数和应力风振系数进行对比选择。

图3 风压-时程施加示意图

图4 第1跨风压-时程图

图5 第2跨风压-时程图

图6 第3跨风压-时程图

图7 第4跨风压-时程图

2 计算结果

通过模型计算分析，可得出在考虑节点位移时的风振系数的取值(包括光伏组件上节点位移及索桁架节点位移)、考虑应力时的风振系数的取值(包括索单元应力及光伏组件单元应力)和考虑基础反力时的风振系数的取值。

图8～图12分别为索桁架上节点90#、92#、95#、96#和150#的竖向位移-时程曲线。

图8 索桁架上节点90#的竖向位移-时程曲线

图9 索桁架上节点92#的竖向位移-时程曲线

图10 索桁架上节点95#的竖向位移-时程曲线

图11 索桁架上节点96#的竖向位移-时程曲线

图12 索桁架上节点150#的竖向位移-时程曲线

图13和图14分别为拉索单元95#和拉索单元166#的应力-时程曲线。

图13 拉索单元95#的应力-时程曲线

图14 拉索单元166#的应力-时程曲线

表1为索桁架上节点竖向位移风振系数计算结果。表2为拉索拉应力风振系数计算结果。

表1 索桁架上节点竖向位移风振系数结果

表2 拉索拉应力风振系数计算结果

通过对比表1、表2，并根据动力风荷载数值分析结果可知，位移风振系数的离散性较大，而应力风振系数更符合实际，也更为一致，可作为工程应用的依据。因此，建议鱼腹式索桁架结构考虑索杆应力时，风振系数的取值为1.73。

采用同样的分析方法，可以计算得出其他考量因素时的风振系数理论取值。表3为光伏组件应力风振系数计算结果。

表3 光伏组件应力风振系数计算结果

由表3可知，考虑组件应力时的 风振系数的理论值可取加权平均值1.8。

3 结论

本文通过对深州0.3MWp分布式光伏发电项目进行模拟分析，得到了鱼腹式光伏索桁架风振系数的理论值；且该理论值在深州项目及郑州某2.1MWp分布式光伏发电项目中已成功应用。可得到结论如下：

1)由于该种鱼腹式光伏索桁架结构的非线性较强，根据动力风荷载数值分析结果显示，位移风振系数的离散型较大，采用应力风振系数更符合实际。

2)采用该种鱼腹式光伏索桁架，在考虑拉索应力时，风振系数理论值可取1.73。

3)采用该种鱼腹式光伏索桁架，在考虑光伏组件应力时，风振系数理论值可取加权平均值1.8。

综上所述，本文的研究为该种鱼腹式光伏索桁架支架设计提供了理论依据，并为工程实践应用奠定了坚实基础。