太阳能跟踪器光伏面板风荷载体型系数的数值模拟研究

太阳能跟踪器光伏面板太阳能跟踪器光伏面板荷载体型系数的数值模研究黄张裕 左春阳同济学筑程系 上海 2ga摘荷对太能踪结的稳性及踪大光伏支风载算的经公进行绍然通过数风洞太能化模型风载型系进了拟并把得的果标准分析结说明，各风角，着伏面仰的加的°的板抛面板体系有大的异好算；使我标准进行伏架计保守用量大拟析，于光的。太阳能跟器;伏板风载体系D:ddstr.,sdlamtyhndrse.desfrsg,sDdtmsegssd,eetdhhnth;cdtenneeh=°;0dedsfVseBerdsefl.,aedrgdetsdreVsrnat.:;;;D特种结构 特种结构 2021年第4期中，太阳能光伏面板所受的风荷载标准值可按式 数的取值范围是15。～45。(由于日本所处地理(1)计算： 位置纬度低，因此在日本建造的固定式太阳能支WI=flz∥,pzWo (1) 架的仰角一般都在这个范围之内)，能够比拟好式中：尼为高度z处的风振系数；以为风荷载体 地满足固定光伏支架设计的需求。但对于太阳型系数；∥：为风荷载高度变化系数；14)。为根本 能跟踪器结构的设计(仰角0一般变化范围为风压，kN／m2。 0。～750)，设计公式仍有一定的局限性，并且根据标准8．3．3中第三条，光伏面板风荷载 其取值的准确性也需要进一步的验证。由于我国体型系数的取值一般参考标准中表8．3．1—29单 缺少专门针对太阳能支架设计的标准，此日本经坡及双坡顶盖(a)的体型系数参考值，此表中 验公式已经成为我国固定光伏支架设计的主要坡度ot的取值范围为0。～30。，而太阳能跟踪 参考依据。器光伏面板的仰角Ot一般变化范围为00～75。， 1．3美国相关设计标准因此标准并不能满足此类设计的需求。同时标准 美国建筑结构荷载标准(MinimumDesign中体型系数随坡度变化的取值区间大，大局部体LoadsforBllildin铲andOtherStructures(ASCE7—10))吲型系数值只能通过插值来得到，因此其取值的准中给出的可用于太阳能面板设计的风荷载计算确性有待商榷。公式如式(5)所示：?光伏发电站设计标准?(GB50797—2021)【2】p=q。GGⅣ (5)中6．8．7条提出地面和楼顶光伏支架的体型系数取1．3。这种简化的取值方法非常保守，势必会 式中：qh为h高度处速度风压；G为阵风系数；造成支架材料的浪费。 GN为风载体型系数(见图1)。1．2日本相关设计标准日本光电协会编写的?太阳能光伏发电系统的设计与施工?p1中给出的用于计算作用于太阳能支架结构上风荷载的公式，如式(2)所示： 风向?=CO=巳叫。 (2) Y=180。式中：e，为风力系数；q为设计用速度压，N／o； 图1敞开式单坡屋面结构的净风压系数～为受风面积，m2。 (ASCE中图27．4—4)r-49．1Netpressurecocthcientsformonodopefreemoil设计用速度压g由式(3)计算得出： (rig．27．4—4inASCE7-10)q=0．6V02E，G，J (3)式中：V。为风速，m／s；E，为平均风速在高度方 标准中27．3．2指出，吼可按式(6)计算：向的分布；G，为阵风影响系数；I为用途系数， 吼=O．613K,K：tKavgI (N／m2) (6)普通的光伏系统取1．0。 式中：K为环境影响系数；k为地形特征系数；从理论上来说，风力系数e，为面板上各点 K为风向影响系数；V为风速，rrds；I为结构风压系数的加权平均值，在此处可认为巴是面 重要性系数。板上体型系数加权的平均值。对于在地面上独立 ASCE与我国荷载标准相比最大差异在于它安装的太阳能光伏支架，其e，的取值范围如下： 没有采用10min平均风速作为根本风速，而是以正压：G=0．65+0．0090 lOs阵风作为根本风速。两种标准的风荷载设计负压：e，=0．71+0．0160 (4) 原理相同，用于常规外形结构时，其计算结果相差并不大垆】。式中，0为太阳能面板仰角(15。≤0≤450)。相对于我国设计标准，日本设计标准进一 2 三维CFD模型数值模拟步考虑了支架的用途系数，使得风荷载的设计值 本文基于商业流体力学分析软件FLUENTl4更符合实际情况。同时日本设计标准中的风力系 平台，采用雷诺时平均法(RANS)对太阳能跟·---——102----——黄张裕等：太阳能跟踪器光伏面板风荷载体型系数的数值模拟研究N。．4黄张裕等：太阳能跟踪器光伏面板风荷载体型系数的数值模拟研究N。．42021踪器面板进行了风场数值模拟分析。考虑到跟踪 格结合的形式，为了方便下一步的网格划分，提系统太阳能面板仰角的可变性，本文分别在风向 前在跟踪器周边设置左右2m、前3m、后3m、角^y为00和180。时(图1)，以仰角0从0。 上3m的网格过渡加密区。到900每隔10。作为一工况进行研究，同时附 2．3网格划分加一组30。仰角下抛物面板(抛物面板是常用 为了提高数值模拟的准确性，所有工况的网太阳能光热发电跟踪系统所采用面板的形式)工 格划分分别采用全结构化网格形式以及加密区况作为比对参考，共20种工况，对不同风向角 非结构化网格+延伸区结构化网格结合的形式及仰角下的追踪器外表风压分布及周边风场情 这两种方案。况进行了比照和评价。 在仰角大于等于400的工况下采用全结构2．1计算模型 化网格的形式。在网格形式上，全计算域都是六数值模拟中太阳能跟踪器光伏面板高 面体网格，且网格尺寸从靠近跟踪器壁面处逐渐L=3m，宽B=4m，面板最近离地距离500mm。 向外递增延伸。网格划分情况如图3所示。在CFD数值模拟中，在不过多影响模拟结果的情况下适当的简化模型来减少计算量是非常必要的，因此，在计算模型中只取主要迎风部件，即取跟踪器面板来进行数值模拟，忽略了跟踪器的其他结构部件。 a．面板壁面 b．全局2．2风场计算域 a．planewall b．dobalview图3400仰角下结构化网格划分Fig．3Exampleofmesh嫡bufionportion0=400在CFD数值模拟中，模型只有满足遮挡率(物体在迎风面上投影面积与风洞人口面积的比仰角小于等于300时，由于结构化平行六值)的要求，才能够使得风场中流体充分开展，面体网格偏斜率过高，会影响到数值模拟的收敛得到准确的模拟结果。根据FBaetke【61等在进行性，为了在尽量减少影响计算精度的前提下节省数值风洞计算时所提出的物体遮挡率不大于3％模型网格总数同时提高收敛性，网格划分采用加的要求，同时参考王莺歌盯1对定日镜数值分析密区非结构化网格+延伸区结构化网格相结合研究中的计算域的选取，经过大量试算，取分析的形式。在网格形式上，靠近跟踪器的加密区采风场计算域尺寸为24mX60m×30m，如图2所用非结构网格，主要由四面体网格构成以适应复示为仰角下面板的风场计算域，遮挡率为：杂边界情况，在适当的位置可包含六面体、锥形A≈2生：1．6％ 和楔形网格单元，在外部延伸区域那么采用较为24x30 稀疏的结构化六面体网格。网格划分情况如图4可见，遮挡率满足要求。在其他工况下，遮 所示。挡率也均满足要求。訇．。—．．，l，La．面板壁面 b．全局a．planewall b．OobMview图2300仰角下太阳能跟黥器面板风荷裁 图4300仰角下非结构化网格划分体形系数研究计算城 磁4Exampleofmeshdim-ibufionportion0--300Fig．2C0mpu谢∞aldomainof血ew砌矗印ecoe伍den谯 结构外表网格尺寸由壁面函数Y+(修改网sm,ty锄)undmePVplane0f鲥越tracker牡pcI妇0--30*格尺寸使Y+值在30—150范围之内，否那么网格对于加密区非结构化网格+延伸区结构化网 尺寸将难以满足计算精度要求)、雷诺数Re和----——103---——特种结构 特种结构 2021年第4期湍流积分尺度L确定。网格总数量保证在200 k=1．512扩万左右，满足壁面函数精度要求。 s=c：75k“5／l (10)2．4边界条件与湍流特性 l=0．07L=0．21首先定义各分界面属性。风场进口采用速度 代人各相应数据，得到面板最高点处两参数进流边界条件，计算风压体型系数无需引入风剖 的数值：面，按均匀人流即可换算。相应标准风速按上海 k：1．5x0．232×272：57．85地区50年一遇根本风压O．55kPa换算，按式(7)占：0．9075×57．8515／0．1=344．3计算根本风速，即：考虑到标准的k—s模型不适于钝体绕流，湍Un=41600we=30m／s (7) 流模型采用RNGk一￡模型。为提高计算精度同由于模型低于5m且模拟环境地形平坦，依 时降低一阶迎风格式产生的数值扩散误差，流场据日本标准陋1中的Ⅱ类地貌(对应我国标准B类) 动量、湍流动能、湍流耗散率的离散格式均采用中的规定查表1，并按式(8)计算，可得进口速度： 二阶迎风格式，为节省计算时间，压力一速度u(z)=U01．7(乙／乙)〞=27m／S (8) 耦合方程的解法采用SIMPLE算法，其余参数保表1日本建筑学会荷载标准中高度影响系数的参数取值持默认，迭代2000次左右残差收敛。Tab．1ParametersdeterminingE，inload CPspecificationoftheAIJ畦地面粗糙度类别参数I Ⅱ Ⅲ Ⅳ V乙 5 5 10 20 30ZG 250 350 450 550 650a．前面口 O．1 0．15 O．2 O．2 0．35 a．frontview表中：乙、ZG、a分别为确定高度影响系数E的参数。 CP为提高数值分析的收敛性，风场出口采用数关系不大，因此在风场入口处减小风速以减小 E压力出口。同时根据A．Pfahl等喁1的风洞试验研究，对于平板扰流所测得的风压系数与风场雷诺雷诺数，把雷诺数控制在低雷诺数状态，使湍流b．反面模型更适用于数值模拟，从而提高数值风洞分析 b．backview的准确性。面板外表和地面采用无滑移的壁面条图530。仰角及180。风向角下光伏面板风压系数分布件，近壁面采用壁面函数处理。出流面采用完全Fig．5WindpressurecoefficientsdistributionPVplane开展的出流边界条件，各个物理量沿流向不发生 pitchangle=30*andazimuthalangle=180。变化。风场的顶部和侧面均采用对称边界条件。3计算结果及比照建议同样根据日本标准，湍流强度是地面粗糙度 3．1风压分布情况类别和高度z的函数，由于面板高度Z<Z。，可 各工况下进行数值迭代后，可在后处理器按式(9)计算湍流强度。 中查看各工况下的风压系数分布轮廓图。其中，，(z)=0．1(z6／z。)“4=o．23 (9) 30。仰角及00风向角下光伏面板以及抛物面板来流的湍流特性可以通过直接给出湍流动 的风压系数分布情况如图5、图6所示。能k和湍流耗散率s的方式给定，参照经验公式 3．2CFD模拟体型系数提取(10)。特征长度取板高L=3m。 CFD模拟中得到的风压系数除以风压高度一104一N。．42021N。．42021黄张裕等：太阳能跟踪器光伏面板风荷载体型系数的数值模拟研究变化系数即可得到体型系数，由于荷载标准中拟及实测，但其只适用于仰角等于0。的单轴跟规定低于10m的B类地貌高度系数均为1．0，故踪器，对于双轴跟踪器，其体型系数需要根据仰CFD模拟中得到的风压系数即为体型系数。角和风向角的同时变化进行CFD模拟或风洞试依据CFD数值风洞模拟结果，对所得到光 验得到。伏面板外表不同部位的风压系数按面积加权平 表2各仰角下光伏面板风荷载体型系数CFD模拟结果均得到各工况下面板的体型系数，如表2、图7Tab．2WindshapecoefficientaroundPVplaneat所示。其中90。平板的体型系数值与ASCE7—10 differentpitchanglesimulatedbyCFD中图29．4一l中同工况下广告牌风压系数值一致，光伏面板CFD模拟体型CFD模拟体型两风向角下体系数均值 系数均值 型系数绝对值因此可认为光伏面板模型在CFD中进行体型系仰角及类型(1=180。)(1=O。)差(％)数的数值模拟是可行的。 0。平板-0．01 -0．Ol 0lO。平板 O．61 -0．61 020。平板 O．82 —1．08 32．66300平板 0．91 —1．21 32．61j●O 4JDo平板 1．05 一1．31 24．7500 50。平板 1．2l —1．42 17_36O 60。平板 1．35 —1．49 10．2O700平板 1．45 —1．52 4．9800平板 1．53 —1．54 0．71[]—瞳—■■■●■■■●O●●●∞他跎跎埔加∞∞加∞ 900平板 1．55 一1．55 0300抛物面 1．09 —1．01 7．34a．前面 注：+为垂直面板向下(风压)，一为垂直面板向上(风吸)。a．frontview00735232152060004080b．反面 仰绚0(。)b．backview图6300仰角及oo风向角下抛物面板风压系数分布 图7CFD模拟结果中的体型系数fi-omCFD$ilnul撕onresultF培6Windpressurecoelilcientsdimibutionparabolic Rg．7Shapecoefficients铲inphnepitchang丑e=300azimuthalangle=00 3．3CFD模拟体型系数与各标准的比照从表2和图7中可以看到，随着面板仰角的 把CFD模拟得到的体型系数值与各国规增加，其体型系数的均值在不断增大，但并非线 范中的体型系数值在图8中进行比照。其中性。同时相同仰角下，风向角1=00时的体型系 ASCE7—10对于脉动风给出的是体型系数的上下数值要大于1=180。时的值，且在20。～30。之 限值，规定体型系数应当在此范围之内。间相差最大。 从图8可以看到，我国荷载标准Ⅲ中在风从表2可知，仰角同为30。的平板与抛物 向角1=0。与^y=1800下的体型系数取值相面板的体型系数有较大的差异，风向角1=oo 同，这就导致了相对于CFD模拟结果，在风向时抛物面板的体型系数值要小于1=180。时的 角1=1800时，荷载标准中的体型系数取值明值，这与平板体型系数在各风向角下的趋势相反。 显偏大，而在风向角叮=oo时，其值略偏小，G．M．Giannuzzi[91等和BoGong：101等对仰角等于 考虑到面板自重等因素，参考此标准进行光伏支0。的抛物面板跟踪器的体型系数进行过数值模 架设计，结构用钢量会偏大。一105一特种结构 特种结构 2021年第4期2．5 p间内的取值公式最适合用于我国现阶段光伏面2．O ∥■，7一 板风荷载设计。对于仰角为00～150的光伏面1．5 形‘／ ‘—，〞 板，体型系数可取仰角为150时的值。对于大于—一l一一，一黎1．0450的光伏面板体型系数可按CFD模拟结果进垛 —荔；_，“裁0．5 I舀本规{ 行取值，未模拟到的仰角工况可通过插值得到。肇o．04 —L二j自I：a±ⅢMf} ---4．k-差璺塑i 跟踪器光伏面板风荷载体型系数取值总结归纳一O．5 ，TIdⅨi--I-；CFD模捌 如表3所示。另外，由于日本经验公式的完整性一1．O0 15 30 45 60 75 及针对性，在计算太阳支架结构风荷载设计值时仰角o(。)推荐采用式(2)。a．1=180。-2．5表3光伏面板风压体型系数取值，么y Tab．3WindshapecoefficientforPVpanel—2。O套～0 协。1．5 光伏面板仰正压(1=180。) 负压(1=0。)豢一1．0 角o(o)r螓 ，彩 O～15 0．755 -0．95耐一0．5 +翻本规§ 15-45 C：=O．65+0．0090 Q=一(0．71+0．0160)基oO幺 A50 1．21 -1．42} ～·一美图规iB 60 1．35 -1．4905 ‘ —薹_cFD模拟 70 1．45 -1．52l，0 80 1．53 -1．5430 仰角0(。) 90 1．55 —1．55b．吖=0。 注：其他仰角下体型系数取值可插值得到。图8CFD攒凇及各国标准中的体型系数盹8sloecoemciems伊infi-omCFDmulg垃onand 3．4影响体型系数的因素specificationfromdj伍舭tcounties影响体型系数的因素有很多，如：长宽比在除了我国标准外，其他两种标准都考虑到0．5。3．0之间变化时，长宽比越大体型系数越风向角Y=00与1=1800时体型系数的区别，美小嘲；光伏面板长度上有一定的问隙率‘121可以国标准(美国标准A和B为美国标准在相同仰角下所给出的体型系数的取值区间)在风向角 减小体型系数的值，尤其是在风向角1=1800工况下，效果更明显；商业太阳能电站中，由于1=180。的体型系数值要大于风向角^y=0。的值，这与日本经验公式以及CFD模拟结果相反， 光伏面板是群体出现的，多数面板的迎风面前方有遮挡物，这会使被遮挡的面板的体型系数大大且日本经验公式与美国标准在相同仰角和风向减小等等。角下体型系数取值相差甚远，这是因为ASCE7—另外，可以在设计上采用一些行之有效的方10中给出的是离地高度比拟高的敞开式单坡屋法来减小光伏面板迎风面上的风压，比方通过在面结构的净风压系数，而在日本经验公式中所涉迎风边缘增加栅栏形挡板【l加来减小光伏面板的表及的是离地高度较低的太阳能固定光伏面板，两面风压，从而到达减小体型系数的目的。相信类者还是有一定的区别的。另外，宫博nu在测定似的方法将会在以后的研究工作中得以表达。太阳能定目镜结构体型系数的风洞试验中也得到了与日本经验公式相类似的结果。因此，可以 4 结论认为ASCE7—10中给出的体型系数并不适用于现 本文通过CFD数值风洞模拟对太阳能跟踪有太阳能面板的风荷载设计计算。 器光伏面板的风荷载体型系数进行了研究，并把从数值比照上看，CFD模拟结果在 所得到的结果与相应的各国标准及经验公式进15。～45。之间较线性，且与日本经验公式吻合 行了比照，得出以下结论。较好。而在其他仰角情况下，日本经验公式与 1．在风向角1=00及^y=180。下，随着光CFD模拟结果相差较大。根据以上分析比照， 伏面板仰角的增加，其体型系数的均值会不断增认为日本经验公式中的体型系数在150～45。区 大，但并非线性。·--———106---——No．4No．42021 黄张裕等：太阳能跟踪器光伏面板风荷载体型系数的数值模拟研究2．仰角同为30。的抛物面板与平板的体型 Buildings[S]，2004【6】FBaetke，HWerner，HWengle．Numericalsimulationof系数有较大的差异，对于双轴跟踪器，抛物面板turbulentflowsurface-mountedobstacleswithsharpedges体型系数需要根据仰角和风向角的同时变化进行 andcornerslJl．JournalofWindEngineeringand[ndustrialCFD模拟或风洞试验得到。 Aerodynamics，1990，35：129-147[7】王莺歌．塔式太阳能定日镜结构风荷载特性及风致响应研究3．美国ASCE7—10标准中敞开式单坡屋面结 【D】．湖南大学，2021构不能很好地适用于光伏面板风荷载计算，如果 WangYin—ge．Researchwindload’Scharacteristics&windinducedresponseofsolarpowerheliostatID]．HunanUniversity,进行涉外工程要求使用美国标准时，需要注意其 2021与国内标准的差异，并进行相应的换算。 『81A．Pfalll，M．Buselmeier，M．Zaschke．WindLoadsheliostatsandphotovoltaictrackersofvariousaspectratios[J]．SolarEnergy，201l，4．使用我国标准进行光伏支架设计偏保守， 85：2185—2201使得用钢量偏大。CFD模拟结果在15。～45。区 【9】G．M．Giannuzzi，C．E．Majorana，A．Miliozzi．Structuraldesigncriteriaforsteelcomponentsofparabolic—troughsolar间内与日本经验公式吻合较好。相同仰角下平 concentrators[J]．JournalofSolarEnergyEngineering，2007，129：板，风荷载所产生的风吸值要大于风压值。为了 382-390【i0]BoGong，ZhifengWang,ZhengnongLi，eta1．Fieldmeasurements保证设计的经济陛，建议在计算时参考日本经验 of windcharacteristicsandwindloadsofboundarylayer parabolic公式，同时，各仰角下的体型系数取值可参考表3。 troughsolarcollector叨．SolarEnergy，2021，86：1880—1890【11】宫博，李正农，王莺歌等．太阳能定日镜结构风荷载体型系数风洞试验研究【J】．湖南大学学抿自然科学版，2021，35(9l参考文献6—9[1】1中华人民共和国住房和城乡建设部．建筑结构荷载标准 GongBo，LiZheng-nong,Wangyin-ge．Windtunnelthewind(GB50009—2021)【S】．北京：中国建筑工业出版社，2021 loadshapecoefficientofheliostat．JournalofHananUniversity(natural【2】中华人民共和国住房和城乡建设部．光伏发电站设计标准 sciences)叨．2021，35(9)：6—9(GB50797—2021)【s】．北京：中国建筑工业出版社，2021 [12]SwagatMohapatra．Windtunnelinvestigationofwindload【3】3[日】太阳光发电协会编，宁亚东．太阳能光伏发电系统的设 groundmountedphotovoltaictracker[D]．ColoradoStateUniversity，计与施工[M】．北京：科学出版社，2021 2021f4