高原山地固定光伏支架风致响应特性

姚激; 梁海翔; 李旭然; 宋源聪; 黄剑峰; 张立杰

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2505643

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (21) :9205-9214 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2505643

建筑科学

高原山地固定光伏支架风致响应特性

姚激 ¹ ,
梁海翔 ¹^,^* ,
李旭然 ¹ ,
宋源聪 ¹ ,
黄剑峰 ² ,
张立杰 ³

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Wind-induced Response Characteristics of Fixed Photovoltaic Supports in High-altitude Mountainous Areas

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摘要

针对云南山地复杂地形下固定光伏支架抗风设计难题,基于谐波合成法与Davenport谱生成脉动风时程数据,结合计算流体动力学(computational fluid dynamics, CFD)数值模拟与 ANSYS 瞬态动力学分析,系统探究光伏支架倾角(18°、21°、25°)及平均风速(5、10、15 m/s)对其风荷载体型系数与风振系数的影响规律。构建固定光伏支架有限元模型,通过剪切应力输运(shear stress transport, SST)k-ω 湍流模型模拟流场特性,利用单向流固耦合方法分析风致效应。结果表明:光伏板倾角显著影响体型系数,25°倾角时平均体型系数达1.157,较18°倾角提升约16%,而风速变化对体型系数影响最大仅为4.3%;支架檩条的风振系数随檩条的位置变化而变化,越接近光伏板顶部其檩条的风振系数越大,且随风速增大呈非线性增长;模态分析显示支架固有频率(2.73~2.97 Hz)远离脉动风主要能量频段(0.5~1.0 Hz),结构共振风险低。通过研究光伏板倾角与脉动风速对体型系数的影响和支架檩条风振系数的分布规律,为山地光伏支架抗风设计提供了理论依据与工程参考。

Abstract

To address the challenge of wind-resistant design for fixed photovoltaic (PV) brackets in the complex mountainous terrain of Yunnan, pulsating wind time-history data were generated based on the harmonic synthesis method and Davenport spectrum. Combined with computational fluid dynamics (CFD) numerical simulation and ANSYS transient dynamic analysis, the influence laws of PV bracket inclination angles (18°, 21°, 25°) and average wind speeds (5, 10, 15 m/s) on wind load shape coefficients and wind vibration coefficients were systematically investigated. A finite element model of the fixed PV bracket was constructed. The shear stress transport (SST) k-ω turbulence model was used to simulate flow field characteristics, and the one-way fluid-structure interaction method was adopted to analyze wind-induced effects. The results indicate that the PV panel inclination angle significantly affects the shape coefficient: at an inclination angle of 25°, the average shape coefficient reaches 1.157, which is approximately 16% higher than that at 18°, while the maximum influence of wind speed variation on the shape coefficient is only 4.3%. The wind-induced vibration coefficient of the purlin changes with its position, increasing as it approaches the top of the photovoltaic panel and growing nonlinearly with wind speed. Modal analysis shows that the natural frequency of the bracket (2.73~2.97 Hz) is far from the main energy frequency band of pulsating wind (0.5~1.0 Hz), indicating a low risk of structural resonance. The influence of PV panel inclination and pulsating wind speed on the shape coefficient, as well as the distribution law of wind vibration coefficients of bracket purlins, were explored. The research provides a theoretical basis and engineering reference for the wind-resistant design of mountainous PV brackets.

Graphical abstract

关键词

光伏支架 / 脉动风 / 光伏板倾角 / 流固耦合 / 风致响应 / 模态分析

Key words

photovoltaic bracket / pulsating wind / PV panel inclination angle / fluid-structure interaction wind-induced response / modal analysis

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姚激, 梁海翔, 李旭然, 宋源聪, 黄剑峰, 张立杰. 高原山地固定光伏支架风致响应特性[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(21): 9205-9214 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2505643

YAO Ji, LIANG Hai-xiang, LI Xu-ran, SONG Yuan-cong, HUANG Jian-feng, ZHANG Li-jie. Wind-induced Response Characteristics of Fixed Photovoltaic Supports in High-altitude Mountainous Areas[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(21): 9205-9214 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2505643

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山地光伏电站建造过程中,支架结构的抗风设计成为保证发电系统安全稳定运行的重要一环,和柔性支架相比,固定支架具备结构简单、施工难度小且维护成本低的明显优点,在云南省山地复杂地形环境下表现出较强的环境适应性,能有效减轻地形起伏造成的施工难度和成本压力。云南省山地特有的地形特点使得风场分布存在明显的不均匀性,探究光伏支架在该环境状况下的风致响应特性,对于合理评判其常规工况下的抗风能力和结构稳固性有着重大的工程价值。

近年来,国内外学者对光伏组件脉动风荷载及风致响应展开大量研究,在光伏组件脉动风荷载与风致响应方面已经取得了诸多研究成果。李晓娜^[1]在其研究当中,借助精密的刚性模型测压实验手段,较为全面地探究了光伏板倾角变动同风荷载之间复杂的互动情况。实验结果表明,随着光伏板倾角持续增大,风压变化率呈现出阶梯状非线性增长的特点,为人们理解风荷载对光伏系统影响带来了新角度。姜涛等^[2]把注意力放在多排光伏阵列布局问题上,通过先进的数值模拟技术,细致地表现了风向角对于风荷载削减效果的作用规律。钟旻等^[3]充分运用风洞实验平台,针对不同工况下光伏板表面风压分布展开全面且细致的对比分析,从而获取草原地形条件下光伏板表面的风压分布数据。这些数据对于评估草原地区光伏电站的风荷载特性并制定相应安全防护措施有着十分重要的意义。殷梅子等^[4]在追踪式光伏结构风压研究方面同样收获颇丰,他们借助风洞动态测压实验,得出结论:当风向角为45°和135°时,结构风压系数会出现明显的峰值现象。这一现象显示,在这些特定工况之下,光伏结构所面临的安全风险比较高。另一方面,马文勇等^[5]凭借大量多组刚性模型的对比试验数据,创建起一个专门针对柔性光伏支架组件的风荷载经验预测模型,此模型量化估计不同倾角条件下的荷载,为光伏支架设计与优化提供有效工具。杨政等^[6]针对单层悬索光伏支架的静力特性提出了简化计算方法并成功验证其准确性与正确性,为光伏支架设计及工程中的合理运用提供参考。

在国际研究领域中,Jubayer等^[7]使用SST k-ω湍流模型,针对地面安装的独立光伏组件展开了详细的计算机仿真研究,他们的研究表明:在背风工况条件下,光伏组件的升力系数存在明显的峰值特征,这一研究还进一步说明了光伏组件周边的风速场、涡量场分布同组件表面的风压分布之间有着非常密切的耦合规律。另一方面,Kopp等^[8]将同步时间分辨粒子追踪技术和压强传感测试结合起来,对风荷载作用下光伏板周围流场的动力学特性展开了全面且系统的探究。这种融合技术的应用,为探究光伏板在复杂风环境下的流场改变规律提供了有力工具。此外,Warsido等^[9]和Cao等^[10]则采用设计并执行很多组对照实验的方法量化分析光伏板的几何参数对风荷载敏感程度,如尺寸、倾斜角度、安装高度以及组件之间距离等,从而加深人们对光伏板风荷载响应机制的认识,也给光伏组件的改良设计提供了重要的参照依据。Gong等^[11]在风洞实验中,针对受三维风载荷作用的刚性定日镜模型展开研究,把得到的结论同其他文献的测量数据加以比较,进一步得到了对抗风荷载的最佳放置规律。

从以上文献可以看出,国内外学者以光伏组件的风荷载及风致响应为核心研究对象,涵盖风荷载大小、分布规律及结构动态响应特点等关键问题,并对这些问题进行了大量风洞实验和数值模拟研究。但研究多数仅分析光伏板的风场特性或结构响应,对脉动风作用下光伏组件进行流固耦合分析仍不完善。因此,现基于谐波合成法与云南鹤庆山地光伏电站实测平均风速生成符合Davenport谱的风速时程数据,结合CFD软件Fluent模拟风场特性,借助ANSYS Workbench瞬态动力学模块分析光伏支架风致效应,重点探究光伏板倾角、脉动风速对体型系数和风振系数的影响规律,以期为山地固定光伏支架的结构设计提供科学参考依据。

1 工程概况

以云南大理鹤庆均华山地光伏电站工程为例(图1),当地海拔2 100 m。选取固定支架结构作为分析对象如图2所示。支架立柱设计高度为3 m,其中斜梁长度2.1 m,檩条长度5.6 m,两跨檩条端部与斜梁固定连接。前后斜撑通过螺栓与斜梁两端0.15 m处固定连接,另一端借助抱箍与立柱相连,抱箍安装位置距立柱底端1.9 m,形成刚性支撑体系。各构件的具体尺寸与具体材料参数如表1与表2所示,固定支架的模型示意图如图3所示。

2 脉动风的模拟

风荷载通常被视为平均风与脉动风的叠加效应。其中,平均风速的统计特性满足高斯分布模型,而脉动风的频率成分则遵循Davenport功率谱密度函数^[12-13]。空间中任意点的顺风向风速V(t)可表示为

(1)V(t)=$\stackrel{-}{v}$+v(t)

式(1)中:

$\stackrel{-}{v}$

为该点的平均风速,m/s;v(t)为该点的脉动风速,m/s。单点的脉动风速由该点的脉动风速谱描述,即Davenport谱,具体的表达式为

(2)S_v(f)=4K

${v}_{10}^{2}\frac{{x}^{2}}{f(1+{x}^{2}{)}^{4/3}}$

(3)x=$\frac{1\mathrm{ }200}{{v}_{10}}$

式中:v₁₀为10 m高度的平均风速,m/s;K为表面阻力系数,与地面粗糙度类型有关; f为脉动风频率,Hz。多点的脉动风特性由功率谱密度矩阵S(f)_n_×_n决定。

选用谐波叠加法(harmony superposition method)开展风速时程模拟。其核心原理是通过谱分解与三角级数叠加实现随机过程样本的模拟^[14],通过“离散功率谱→计算振幅→随机相位→叠加谐波”的步骤,可高效模拟单场或多点脉动风时程。对于n个零均值平稳高斯过程v_j(t)(j=1,2,…,n),其谱密度函数矩阵S(ω)的元素对应相关函数的傅里叶变换,利用Cholesky分解法可将S(ω)分解为

(4)S(ω)=H(ω)[H^*(ω)]^T

式(4)中:H(ω)为下三角矩阵;H^*(w)为H(w)的复共轭矩阵。

需要模拟的风速的表达式为

(5)ν_j(t)=$\stackrel{j}{\sum _{m=1}}\stackrel{N}{\sum _{i=1}}\left|{H}_{jm}\left({\omega }_{l}\right)\right|\sqrt{2\omega }$cos[ω_ll+ψ_jm(ω_l)+θ_ml]

式(5)中:风谱在频率范围内划分为N个相同部分;ω_l为频率增量,rad/s;

$\left|{H}_{\mathrm{j}\mathrm{m}}\left({\omega }_{l}\right)\right|$

为上述下三角矩阵元素的模;ψ_jm(ω_l)为两个不同作用点之间的相位角,rad;θ_ml为0~2π均匀分布的随机数,rad。

在风工程中常使用风剖面指数律描述平均风速随高度变化,表达式为

(6)v(z)=v₁₀

${\left(\frac{z}{10}\right)}^{\alpha }$

式(6)中:z为目标高度,m;α为与地面粗糙度有关的系数,由于该山地地形为B类地形,故α取0.16。根据风剖面指数律,将三月份测量得到的6 m高度的平均风速数据5 m/s换算为10 m处的平均风速,结果为5.53 m/s。

根据上述风模拟方法,选取5.53 m/s作为基本风速可以得到风速时程曲线和风功率谱,如图4和图5所示。

3 CFD数值模拟方法

3.1 控制方程

本次模拟光伏组件的周围流场设置为不可压缩流体。不可压缩黏性流体遵循质量与动量守恒定律,即连续性方程与Navier-Stokes方程,其中涉及的方程表述为

(7)$\frac{\partial {U}_{\overline{i}}}{\partial {x}_{i}}$=0

(8)$\frac{\partial {U}_{\overline{i}}}{\partial t}$+$\overline{{U}_{j}}\frac{\partial {U}_{\overline{i}}}{\partial {x}_{j}}$=-$\frac{1}{\rho }\frac{\partial \stackrel{-}{P}}{\partial {x}_{i}}$+ν$\frac{{\partial }^{2}\stackrel{-}{P}}{\partial {x}_{j}\partial {x}_{i}}$-$\frac{\partial \overline{U\text{'}{\mathrm{ }}_{i}U\text{'}{\mathrm{ }}_{j}}}{\partial {x}_{j}}$

式中:

$\overline{{U}_{i}}$

为流体在i方向上的时均速度分量,m/s;x_i为i方向的空间坐标分量,m;t为时间,s;ρ为当地空气密度,即ρ=0.996 3 kg/m³;

$\stackrel{-}{P}$

为流场的时均压力,Pa;v为空气的运动黏性系数,m²/s;

$\overline{U\text{'}{\mathrm{ }}_{i}U\text{'}{\mathrm{ }}_{j}}$

为雷诺应力项。

在流体数值模拟领域,常见的方法包括直接数值模拟(direct numerical simulation, DNS)、大涡模拟(large eddy simulation, LES)以及雷诺平均方程模拟等。

为方便湍流模型的求解,采用雷诺时均方程作为模型的求解方程,并选用雷诺时均法中的SST k-ω湍流模型开展模拟工作,该模型对分离流动现象具有良好的模拟精度。SST k-ω模型的输运方程表达式如下。

(9)$\frac{\partial }{\partial t}$(ρk)+$\frac{\partial }{\partial {x}_{i}}$(ρku_i)=P_k-β^*ρkω+ $\frac{\partial }{\partial {x}_{j}}\left[(\mu +{\sigma }_{k}{\mu }_{\mathrm{t}})\frac{\partial k}{\partial {x}_{j}}\right]$

(10)$\frac{\partial }{\partial t}$(ρω)+$\frac{\partial }{\partial {x}_{i}}$(ρωu_i)=$\frac{{\gamma }_{0}{P}_{k}}{{\nu }_{\mathrm{t}}}$-β₀ρω²+ $\frac{\partial }{\partial {x}_{j}}\left[(\mu +{\sigma }_{\omega }{\mu }_{\mathrm{t}})\frac{\partial \omega }{\partial {x}_{j}}\right]$+ 2(1-F₁)ρσ_ω₂

$\frac{1}{\omega }\frac{\partial k}{\partial {x}_{i}}\frac{\partial \omega }{\partial {x}_{i}}$

式中:P_k为湍动能的生成项;k为湍动能;ω为比耗散率;模型常数β^*=0.09、σ_k=1、γ₀=0.553 2、β₀=0.070 8、σ_ω=1.176、σ_ω₂=1;动力学黏性μ=1.789×10^-5 Pa·s;μ_t为湍流涡黏性;ν_t为湍流涡黏性系数;F₁为混合函数。

3.2 光伏支架风载荷参数定义

通过采集光伏组件上、下表面的压力时程数据,进而得到其平均值与标准差值。平均压力系数可通过式(11)计算得出,即

(11)${\stackrel{-}{C}}_{P}$=$\frac{\stackrel{-}{P}-{P}_{\alpha }}{0.5\rho {U}_{H}^{2}}$

式(11)中:ρ为空气密度,kg/m³;P_α 为静压,Pa;

$\stackrel{-}{P}$

为光伏组件表面的平均压强,Pa;U_H为H高度处的风速值,m/s。

基于光伏组件各测点的局部风压系数及其对应的控制面积,可计算得出整排光伏组件的风荷载体型系数为

(12)μ=$\frac{\stackrel{N}{\sum _{i=1}}{\mu }_{i}{A}_{i}}{A}$

式(12)中:μ为光伏组件的风荷载体型系数;μ_i为第i个测点的平均风压系数;A_i为该测点的控制面积,m²;A为光伏组件总面积,m²。

结合光伏组件各个测点的局部风压系数及其对应的控制面积,求出整排光伏组件的风荷载体型系数,光伏组件压力方向的约定如图6所示,计算公式如式(13)所示。

(13)μ_i=μ_F-μ_B

3.3 边界条件设置

山地固定式光伏结构的主要受风区域为光伏板,光伏支架对流场影响较小,为简化计算本文流场研究选取满铺光伏板作为分析对象,计算域示意图如图7所示。光伏支架的几何参数包括:长度L=76.48 m、宽度d=3.27 m、高度h=3 m,布置倾角α设定为18°、21°及25°。支架上共铺设480套光伏板,且板间简化安装间隙。所采用的光伏组件尺寸具体为长2.069 m、宽1.303 m,其倾角与支架倾角保持一致(即18°、21°、25°)。

在Fluent软件中构建瞬态数值风洞模型,数值风洞的计算域尺寸如图8所示,具体为长1 230 m(约16L)、宽730 m(约10L)、高49 m(约16h)。入口条件设为速度入口,出口条件为压强出口,计算域顶部与侧面边界条件设置为无剪切壁面,光伏板接触面及底面则设定为刚性壁面边界条件。

3.4 网格划分与验证

通过数值方法求解描述流体运动的偏微分方程组,其核心逻辑是将流体力学中基于守恒定律的偏微分方程(partial differential equations, PDEs)转化为可计算的代数方程组,最终得到流场参数的近似解。其求解步骤如下。

步骤1 采用压强联结方程半隐式(semi-implicit method for pressure-linked equations, SIMPLE)算法离散对流项,该算法分离求解动量方程与压力方程,并引入 “压力修正方程” 实现两者的间接耦合。其中,压强项运用二阶迎风差分格式进行空间离散,时间项则应用二阶隐式差分格式。

步骤2 为确保计算稳定性与收敛性,需依据Courant-Friedrichs-Lewy(CFL)数设定收敛准则,通常控制Courant数小于等于1.0^[15]。

步骤3 在网格划分阶段,基础网格尺寸设定为0.5 m,并针对光伏支架周边复杂流场区域实施加密,最小网格尺寸细化至0.004 5 m。

步骤4 通过网格数量以

$\sqrt{2}$

倍递增的方式实施网格无关性验证,选取5 m/s风速、25°光伏板倾角工况下的体型系数作为评估依据,具体结果如图9所示。

从图9可见,随着网格加密,其结果逐渐稳定。当网格数量达到820万时,继续提升网格精度对计算体型系数的影响有限。为平衡CFD计算精度与效率,确保仿真结果的可靠性,选取网格数量为820万的模型作为后续计算的基准网格。

3.5 光伏支架倾角对体型系数的影响分析

当平均风速为5 m/s时,不同倾角光伏板的体型系数时程曲线如图10所示,18°、21°、25°倾角的最大体型系数分别为0.995、1.047和1.157,其中25°倾角较18°提升约16%。为探究光伏支架的尾涡特性,采用Liutex涡识别技术^[16]对三维涡结构进行可视化分析,图11展示了不同倾角下的尾涡形态:尾涡由两类涡结构组成:一是支架两侧的连续尾涡,二是上表面涡被光伏板顶端截断形成的涡街。随着倾角增大,支架两侧尾涡强度显著增强,板中部尾涡从弱涡演变为强涡,整个涡结构向下发展并趋于稳定,该形态与Li等^[17]提出的“中心涡”概念一致,形似发卡涡。此外,流场纵截面之风速分布如图12所示,当风流冲击光伏组件时,气流于其顶部与底部发生分离现象,在光伏板后方构成低速环流区域,而顶部及底部则呈现高速区域。光伏板上表面观测到半月形低速区,该低速区随倾角增大而扩大,且其速度沿风向呈递增趋势。需要注意的是,低速环流区面积伴随倾角增大而扩展,遮蔽效应愈发明显;倾角较小时,环流区后方显现涡街特征。

由于光伏板正反两面的压差随环流区扩大而增大,进而使体型系数随倾角呈递增趋势。

3.6 不同平均风速对体型系数的影响分析

光伏板倾角为25°时,在平均风速为5、10、15 m/s的脉动风作用下,光伏板体型系数时程变化如图13所示,在3种不同的风速作用下通过计算得到光伏板平均体型系数分别为1.002、0.991和1.003,最大体型系数分别为1.15、1.12与1.17,平均体型系数和最大体型系数变化幅度约为1.2%与4.3%,由此可见风速的大小对光伏板体型系数影响有限。图14为不同风速流场纵截面上的涡结构示意图,随着风速的变大,光伏板两侧和中部的尾涡强度均有明显增大,但涡结构基本保持不变,即强涡特征与尾涡分离情况没有显著变化。图15展示了不同风速流场纵截面上的风速分布情况。气流以不同速度冲击光伏组件时,均在光伏板顶部和底部各自形成了一系列高速区域,且在光伏板后方形成了一处半月形低速区域,但流场的低速区和高速区没有随着风速的变大而扩大,它们之间的变化并不明显。因此风速对体型系数没有产生较大影响。

4 模态分析

模态分析用于识别光伏支架固有的动力学特性,高阶模态在结构振动中迅速衰减,属于非主导因素,因此探究了光伏支架的前四阶模态,其振型与频率如图16所示。

模态分析结果显示:一阶和二阶振型以对称垂直扭转为主(频率2.7~2.8 Hz),三阶和四阶振型表现为对称垂直弯曲(频率2.8~2.9 Hz)。前二阶频率集中在2.7~2.8 Hz,后二阶为2.8~2.9 Hz,与脉动风主要能量频段(0.5~1.0 Hz)的频率比达2.7~5.8倍,表明固定式光伏支架的低频振动以整体振动为主,且固有频率与脉动风能量频段存在显著间隔,具备良好的抗风振稳定性。由于波动风荷载的周期为1~2 s(对应频率0.5~1.0 Hz),而结构最小固有频率为2.72 Hz,为波动风频率的2.7~5.4倍。根据结构动力学理论,当外部激励频率与结构固有频率差值超过25%时可避免共振^[18],该支架的频率差满足规范要求。

5 光伏支架风致效应

采用ANSYS Workbench的单向流固耦合技术,将风速时频数据映射为风压时频载荷,并施加于光伏支架模型,通过瞬态动力学模块分析结构的风致响应特性。

5.1 光伏支架结构阻尼

采用时程分析法中的Newmark-β算法求解结构动力响应时程,该方法在非线性动力分析中具有良好的稳定性^[19]。对于光伏支架的结构阻尼特性,选用瑞利阻尼模型进行模拟,其表达式为

(14)C=αM+βK

式(14)中:C为结构总阻尼矩阵,N·s/m;M与K分别为表征结构的质量矩阵与刚度矩阵,kg;α为瑞利阻尼系数,1/s;β为瑞利阻尼系数,s;α和β的值可通过支架结构的阻尼比进行确定,钢结构的结构阻尼比通常取0.02,因此本文研究分析对象的阻尼比设定为0.02。

5.2 光伏支架各构件的风致效应分析

光伏支架檩条的风振响应易导致与其连接的光伏板发生破坏,因此重点研究檩条在脉动风的风振响应及其分布规律。光伏支架檩条在脉动风作用下和在静态风作用下的位移响应有所不同。位移风振系数常在工程设计规范中被用以表征结构在脉动风荷载作用下的动力放大效应。为量化脉动风相对静态风的放大作用,将位移放大系数定义为:考虑脉动风时的结构最大位移与仅考虑静态风时的最大位移之比,选取5 m/s基本风速对应的风荷载,对倾角为18°、21°及25°的光伏面板支架进行分析,将与光伏板连接的各檩条如图17(a)所示,部件a、b、c、d代表从下到上4根檩条,同时从左往右选取檩条末端与中跨共计12个样本点如图17(b)所示。

通过对图18(a)~图18(c)风振系数时程图分析可知,各个倾角支架的各檩条风振系数情况为:檩条d最大,檩条a的风振系数最小,所有部件的风振系数均位于1.7~2.3,在结构左侧与中部存在明显波动,越接近顶部的部件风振系数越大。对不同倾角模型中最大的部件檩条d进行对比分析可知,18°、21°和25°檩条d的最大风振系数为2.23、2.11和2.17,相差仅在0.06以内,差异幅度均小于3%,且在相同位置下不同倾角的光伏支架最大不超过10%,由此可见倾角对支架部件的风振系数影响很小。

5.3 不同风速下光伏支架风致效应分析

为了研究不同平均风速下脉动风对光伏支架檩条的结构响应,选取25°倾角的光伏板固定支架中的檩条d作为研究对象,研究其在5、10、15 m/s的平均风速下风振系数的变化。图19为檩条d在不同平均风速的脉动风作用下的风振系数时程变化图。在平均风速为5、10、15 m/s的脉动风影响下,三者的最大风振系数分别为2.17、2.26和2.32。平均风速越大,风振系数越大。光伏支架中部风振系数变化不明显,两侧有显著变化。由于光伏板两侧 “发卡涡”的流场特性,即中部尾涡小且稳定,但两侧尾涡强度大并伴随大量连续脱落,因此檩条两侧会出现明显的风振系数波动现象。

6 结论

通过有限元建模与流固耦合分析,系统探究了山地固定光伏支架的风致响应特性,根据现场测得的平均风速,基于谐波合成法与Davenport谱构建脉动风场,同时结合CFD数值模拟与ANSYS瞬态动力学分析,可以得出以下具有工程指导意义的结论。

(1)倾角对体型系数的影响。光伏面板倾角对体型系数的影响具有显著梯度特征:25°倾角时最大体型系数达1.157,较18°倾角提升16%,而风速变化(5~15 m/s)对体型系数的影响最大仅为4.3%。

(2)各檩条的脉动风响应。固定式光伏支架檩条的风振系数越接近顶部风振系数越大,顶部檩条与底部檩条的相差幅度最大可达24.9%,且风振系数变化范围在1.7~2.3,但光伏板的倾角对檩条的风振系数影响有限。

(3)风速对檩条的影响。脉动风对檩条的作用效应随平均风速增大呈非线性增长。对比5、10、15 m/s风速工况,风振系数在中部保持稳定,但在两侧存在较为明显的波动。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

[1]	李晓娜. 太阳能光伏支架风荷载体型系数研究[D]. 石家庄: 石家庄铁道大学, 2015.

[2]	Li Xiaona. Study on wind load of solar photovoltaic bracket[D]. Shijiazhuang: Shijiazhuang Tiedao University, 2015.

[3]	姜涛, 牛斌. 考虑风向角的地面光伏阵列风压折减特性研究[J]. 太阳能, 2016(3): 48-52.

[4]	Jiang Tao, Niu Bin. Study on wind pressure reduction characteristics of ground photovoltaic array considering wind direction angle[J]. Solar Energy, 2016(3): 48-52.

[5]	钟旻, 龙浩楠, 周占学, 等. 基于风洞试验的草原地貌太阳能光伏板抗风措施研究[J]. 自然灾害学报, 2023, 32(3): 64-73.

[6]	Zhong Min, Long Haonan, Zhou Zhanxue, et al. Wind load study of solar photovoltaic panels in grassland terrain based on wind tunnel test[J]. Journal of Natural Disasters, 2023, 32(3): 64-73.

[7]	殷梅子, 邹云峰, 李青婷, 等. 单排跟踪式光伏结构风荷载风洞试验研究[J]. 铁道科学与工程学报, 2020, 17(9): 2354-2362.

[8]	Yin Meizi, Zou Yunfeng, Li Qingting, et al. Wind tunnel test study on wind load of single row tracking photovoltaic structure[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2020, 17(9): 2354-2362.

[9]	马文勇, 柴晓兵, 马成成. 柔性支撑光伏组件风荷载影响因素试验研究[J]. 太阳能学报, 2021, 42(11): 10-18.

[10]	Ma Wenyong, Chai Xiaobing, Ma Chengcheng. Experimental study on wind load influencing factors of flexible support photovoltaic modules[J]. Acta Energiae Solaris Sinica, 2021, 42(11): 10-18.

[11]	杨政, 贺拥军, 全勇. 单层悬索光伏支架静力分析及简化计算方法[J]. 科学技术与工程, 2022, 22(21): 9252-9259.

[12]	Yang Zheng, He Yongjun, Quan Yong. Static analysis and simplified calculation method of single-layer cable-suspended photovoltaic support[J]. Science Technology and Engineering, 2022, 22(21): 9252-9259.

[13]	Jubayer M C, Hangan H. Numerical simulation of wind effects on a stand-alone ground mounted photovoltaic (PV) system[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics, 2014, 134: 56-64.

[14]	Kopp A G, Farquhar S, Morrison J M. Aerodynamic mechanisms for wind loads on tilted, roof-mounted, solar arrays[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics, 2012, 111: 40-52.

[15]	Warsido P W, Bitsuamlak T G, Barata J, et al. Influence of spacing parameters on the wind loading of solar array[J]. Journal of Fluids and Structures, 2014, 48: 295-315.

[16]	Cao J, Yoshida A, Saha K P, et al. Wind loading characteristics of solar arrays mounted on flat roofs[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics, 2013, 123: 214-225.

[17]	Gong B, Li Z, Wang Z, et al. Wind-induced dynamic response of Heliostat[J]. Renewable Energy, 2011, 38(1): 206-213.

[18]	常安果, 张恒堃, 曹虎, 等. 固定式光伏支架风致效应研究[J]. 山西建筑, 2025, 51(7): 39-42.

[19]	Chang Anguo, Zhang Hengkun, Cao Hu, et al. Study on wind-induced effect of fixed photovoltaic bracket[J]. Shanxi Architecture, 2025, 51(7): 39-42.

[20]	杨晶晶, 何卓威, 朱虎霸, 等. 多排大跨度光伏柔性索桁架结构设计的差异化[J]. 科学技术与工程, 2024, 24(27): 11817-11825.

[21]	Yang Jingjing, He Zhuowei, Zhu Huba, et al. Differentiated of the design of multi-row large-span photovoltaic flexible cable truss[J]. Science Technology and Engineering, 2024, 24(27): 11817-11825.

[22]	杨帆, 杜文风, 王永峰, 等. 输电铁塔结构脉动风模拟的谐波叠加法[J]. 中国科技信息, 2008(5): 274-275.

[23]	Yang Fan, Du Wenfeng, Wang Yongfeng, et al. Harmonic superposition method for simulating fluctuating wind of transmission tower structure[J]. China Science and Technology Information, 2008(5): 274-275.

[24]	葛小丰, 姜太荣, 韩学栋, 等. 风向角和安装倾角对海上固定式光伏风荷载的影响[J]. 海洋科学, 2025, 49(1): 42-53.

[25]	Ge Xiaofeng, Jiang Tairong, Han Xuedong, et al. Influence of wind direction angle and installation angle on wind load of offshore fixed photovoltaic[J]. Marine Science, 2025, 49(1): 42-53.

[26]	肖业祥, 肖微, 任绍成, 等. 采用Liutex涡识别法的水泵水轮机S区内流特性分析[J]. 水力发电学报, 2025, 44(1): 135-142.

[27]	Xiao Yexiang, Xiao Wei, Ren Shaocheng, et al. Analysis of internal flow characteristics in S zone of pump-turbine using Liutex vortex identification method[J]. Journal of Hydroelectric Engineering, 2025, 44(1): 135-142.

[28]	Li J H, Wang B F, Qiu X, et al. Three-dimensional vortex dynamics and transitional flow induced by a circular cylinder placed near a plane wall with small gap ratios[J]. Journal of Fluid Mechanics, 2022, 953(402): A2.

[29]	李廉锟. 结构力学(下册)[M]. 北京: 高等教育出版社, 2017.

[30]	Li Liankun. Structural mechanics (volume 2)[M]. Beijing: Higher Education Press, 2017.

[31]	陈志勇. 固定支架光伏面板阵列抗风性能研究[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2021.

[32]	Chen Zhiyong. Study on wind resistance performance of fixed bracket photovoltaic panel array[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2021.

基金资助

国家自然科学基金(52169020)

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Received	Published	Revised
2025-07-31	2026-07-28	2026-01-14
Online Date
2026-08-14

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