張大千，吳康寧

(沈陽航空航天大學(xué) 航空宇航學(xué)院，沈陽 110136)

我國的《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》和美國的ASCE/SEI 7-10(American Society of Civil Engineers)針對光伏發(fā)電系統(tǒng)的設(shè)計只給出了極限狀態(tài)下光伏板面上的體型系數(shù)，并沒有詳細(xì)研究不同環(huán)境和復(fù)雜風(fēng)場對光伏板面風(fēng)壓的影響。因此，國內(nèi)外不少學(xué)者采用風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)和計算機(jī)模擬的方法，對復(fù)雜環(huán)境下光伏板面的風(fēng)壓分布情況進(jìn)行了研究。

文獻(xiàn)[1]～[9]運(yùn)用風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)技術(shù)，探究了風(fēng)向角、光伏板面安裝傾角、光伏陣列間距以及光伏系統(tǒng)上的電池組塊縫隙對近地面安裝的光伏系統(tǒng)的光伏板面的平均風(fēng)壓和極值風(fēng)壓的影響。

隨著計算機(jī)運(yùn)算能力的提高和CFD技術(shù)的成熟，CFD數(shù)值模擬的結(jié)果越來越準(zhǔn)確，因此不少學(xué)者運(yùn)用CFD技術(shù)對太陽能電池板面的風(fēng)壓進(jìn)行了數(shù)值模擬。文獻(xiàn)[10]～[15]采用k-ωSST和RANS模型，對光伏系統(tǒng)電池板面的風(fēng)壓分布情況進(jìn)行了數(shù)值模擬，所得的計算結(jié)果與相應(yīng)的風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有較好的一致性。

目前，光伏發(fā)電站中常出現(xiàn)光伏支架因強(qiáng)風(fēng)損壞的情況，此時若重新設(shè)計支架系統(tǒng)成本很高，為此，常設(shè)置擋風(fēng)墻來阻擋來流大氣，以減緩作用在光伏板面上的風(fēng)壓。但目前針對擋風(fēng)墻對近地面光伏板面風(fēng)壓影響的研究并不多見，為此，本文探究了不同位置和不同組合下的擋風(fēng)墻，對來流大氣的阻擋作用,為光伏結(jié)構(gòu)抗風(fēng)設(shè)計提供參考。

1 幾何參數(shù)

圖1為計算模型示意圖，其中圖1a為光伏板，圖1b為光伏陣列與擋風(fēng)墻，圖中各符號具體解釋見表1。其中模型一與文獻(xiàn)[1]中光伏板實(shí)際尺寸相同，模型二的幾何尺寸來自于某廠商提供的光伏系統(tǒng)。借鑒文獻(xiàn)[14]～[15]，在建模過程中忽略光伏支架，僅對太陽能電池板進(jìn)行建模。結(jié)合文獻(xiàn)[16]電池板間隙對板面風(fēng)壓影響的研究，忽略了模型一和模型二光伏系統(tǒng)的電池板間間隙，將多個單塊太陽能電池板組合成的電池板面設(shè)計成一個矩形平板。光伏陣列的縱向與橫向間距均按照實(shí)際情況設(shè)計，分別為3 m、1 m。

圖1 計算模型

表1 計算模型符號表

圖2為流場域側(cè)視圖，本文采用長方體流場域，根據(jù)文獻(xiàn)[17]對大氣邊界層流場域的規(guī)定，擋風(fēng)墻與光伏系統(tǒng)組成的幾何模型距離入口24 m，距離出口72 m，距離流場域兩側(cè)邊界均為45 m。幾何模型在流場域橫截面上的最大面積，估算為正面擋風(fēng)墻，墻體長度38.9 m和高度2.4 m下的阻塞面積，約為93.36 m2，此種情況下所對應(yīng)的流場域最大阻塞率為2.07%，小于文獻(xiàn)[17]中規(guī)定的阻塞率不可大于3%的要求。

圖2 計算流場域

以下工況從不同的角度探究擋風(fēng)墻對光伏板面風(fēng)壓的減緩作用。工況1探究正面的擋風(fēng)墻,工況2探究正面擋風(fēng)墻與側(cè)面擋風(fēng)墻混合作用,工況3探究正面擋風(fēng)墻與背面擋風(fēng)墻混合作用,工況4探究四面墻體包圍下的光伏板面風(fēng)壓分布情況。

表2 計算工況

2 邊界條件與求解器設(shè)置

為更好模擬太陽能電池板面的風(fēng)壓變化情況，首先需要對光伏系統(tǒng)身處的大氣邊界層環(huán)境進(jìn)行建模，為此需要對流場域的邊界條件進(jìn)行特殊的設(shè)置。具體設(shè)置情況如下：

入口邊界條件：參考文獻(xiàn)[10]～[13]，要求模擬大氣邊界層時，在來流入口處，沿垂直于流場底面方向，平均風(fēng)速要以一定的梯度變化?，F(xiàn)國內(nèi)外規(guī)范中規(guī)定的平均風(fēng)速曲線有對數(shù)數(shù)律曲線和指數(shù)數(shù)律曲線兩種，根據(jù)文獻(xiàn)[18]本文選用對數(shù)數(shù)律曲線，曲線具體方程如下

(1)

y為距離流場域底部垂直高度；

U(y)為與流場域底部垂直高度為y米處的平均風(fēng)速；

κ為卡門常數(shù)，本文取0.41；

y0為粗糙度長度，根據(jù)文獻(xiàn)[19],B類風(fēng)場取0.03 m。

因本文選用的數(shù)值模型為k-ωSST模型，為閉合方程組，還需要在入口處設(shè)置湍流強(qiáng)度k和比耗散率ω，根據(jù)文獻(xiàn)[18]、[20]湍流動能k和比耗散率ω設(shè)置如下

(2)

k(y)為與流場域底部垂直高度為y米處的湍流強(qiáng)度；

Cμ為k-ε模型常數(shù)，本文取0.09。

(3)

ε(y)為與流場域底部垂直高度為y米處湍流耗散率。

ω=ε(y)/Cμk(y)

(4)

ω為湍流比耗散率。

出口邊界條件：根據(jù)文獻(xiàn)[10]、[11]、[18]，在模擬近地面安裝的光伏系統(tǒng)時采用的出口邊界條件，本文將出口邊界條件設(shè)置為OUTFLOW。出口與入口均設(shè)置一個大氣壓作為參考壓。

流場域邊界條件設(shè)置：根據(jù)文獻(xiàn)[18]，在模擬大氣邊界層時，需保證入口處和模型處流場域的湍流特性基本相同，為此需在FLUENT中做如下的邊界條件處理。

在流場域的底部無滑移邊界條件的基礎(chǔ)上，設(shè)置如下參數(shù)：

底部粗糙度高度

(5)

Cs為粗糙度系數(shù)，根據(jù)文獻(xiàn)[18]的建議，本文取0.7。

沿流向的剪切應(yīng)力

(6)

ρ為空氣密度，本文取1.293 kg/m3。

為了避免流場域頂部對各參數(shù)曲線的影響，結(jié)合文獻(xiàn)[10]、[11]、[13]、[18],本文將流場域頂部設(shè)置為滑移壁面，速度方向與入口處速度方向相同，速度大小為24.3 m/s。

墻體和光伏板表面邊界條件：結(jié)合文獻(xiàn)[10]～[13]、[21]、[22],在模擬頓體繞流時設(shè)置的邊界條件，本文在兩側(cè)流場域壁面，擋風(fēng)墻和光伏系統(tǒng)表面采用無滑移邊界條件。上述邊界條件中采用的壁面函數(shù)均為標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。

本文選用壓力基隱式求解器，采用壓力速度耦合SIMPLE算法，考慮到本文采用的是四面體與六面體混合網(wǎng)格，在光伏系統(tǒng)表面采用的是棱柱邊界層，變量梯度采用Green-Guass Node-Based，壓力采用二階格式，動量項(xiàng)、湍流動能和湍流耗散率均采用二階迎風(fēng)格式。各變量的收斂級數(shù)均設(shè)置為10-6，多次迭代直至結(jié)果收斂。

圖3給出了流場域中入口處于墻體處的湍流參數(shù)曲線對比圖。從圖3中可以看出，在流場域中平均風(fēng)速具有良好的穩(wěn)定性，湍流強(qiáng)度除流場域頂部處受壁面擾動穩(wěn)定性差外，遠(yuǎn)離頂部流場域處的湍流強(qiáng)度也具有良好的穩(wěn)定性，基本滿足文獻(xiàn)[18]提出的大氣邊界層模擬要求。

圖3 入口處與模型處湍流特性對比圖

3 網(wǎng)格劃分與數(shù)據(jù)處理

本文采用混合網(wǎng)格進(jìn)行劃分，在遠(yuǎn)離模型處采用六面體網(wǎng)格，在模型周圍采用四面體網(wǎng)格，并在光伏板面附近設(shè)置邊界層網(wǎng)格。本文對光伏板面和墻體附件的網(wǎng)格進(jìn)行了多次加密，以工況1進(jìn)行網(wǎng)格自適應(yīng)檢驗(yàn)，第一種網(wǎng)格劃分情況如下：擋風(fēng)墻附近采用六面體網(wǎng)格，沿?fù)躏L(fēng)墻長度方向生成60個節(jié)點(diǎn)，寬度方向生成3個節(jié)點(diǎn)，沿高度方向生成12個節(jié)點(diǎn)，并在擋風(fēng)墻表面設(shè)置第一層高度為6 mm、增長率為1.2的10層邊界層網(wǎng)格。在光伏板附近采用三棱柱網(wǎng)格，光伏板上下版面最大尺寸為0.3 m，框體表面最大網(wǎng)格為0.08 m，并設(shè)置第一層高度為4 mm、增長率為1.2的10層邊界層網(wǎng)格。第二種與第三種網(wǎng)格劃分：對上述設(shè)置參數(shù)(除邊界層設(shè)置外)進(jìn)行加倍處理，并以上下光伏板面風(fēng)壓系數(shù)為驗(yàn)算參考依據(jù)。通過對比發(fā)現(xiàn)，第一次與第二次的風(fēng)壓系數(shù)最大誤差達(dá)到5.2%，第二次與第三次的風(fēng)壓系數(shù)最大誤差達(dá)到1.3%。參考文獻(xiàn)[10]～[15]的經(jīng)驗(yàn)，選取第二種網(wǎng)格劃分方式對后續(xù)工況進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

數(shù)值模擬準(zhǔn)確性驗(yàn)證中采用無量綱對比形式，數(shù)據(jù)具體處理情況如下

(7)

式(7)中，Cp為板面風(fēng)壓系數(shù)；ppi為板面網(wǎng)格單元i中心處的風(fēng)壓，風(fēng)壓均沿板面法向指向板面為正，背離板面為負(fù)；p0為入口處設(shè)置的參考壓，U為模型離地最低高度處水平風(fēng)速。

4 結(jié)果分析

4.1 數(shù)值模擬方法驗(yàn)證

取模型一上下板面中心線L處數(shù)值模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[1]相應(yīng)處風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，以驗(yàn)證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，對比結(jié)果如圖4所示。從圖4中可以看出0°風(fēng)向下光伏板上板面的數(shù)值模擬結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)的結(jié)果基本一致，而0°風(fēng)向角光伏板的下表面，數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗(yàn)的結(jié)果略有誤差，結(jié)合風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)經(jīng)驗(yàn)，推測可能是由于風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)中模型下表面的風(fēng)壓測壓管擾動導(dǎo)致。但變化趨勢相同。由此可知，采用CFD數(shù)值模擬方法，計算近地面安裝的光伏板風(fēng)荷載是可行的。

注：b為上板面流體網(wǎng)格單元中心到上板面底部邊界的距離

4.2 無擋風(fēng)墻下的光伏陣列

圖5a、圖5b為無擋風(fēng)墻下的光伏陣列上板面和下板面的風(fēng)壓分布云圖，圖5c為沿中軸線截取的光伏板周圍的流線圖。從圖5中我們可以看出，在0°風(fēng)向角下，光伏陣列板面風(fēng)壓分布沿中軸線呈現(xiàn)出對稱分布，這與文獻(xiàn)[1]～[3]的風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)結(jié)果相一致。從圖5a、圖5b中可以看出，板面最大正壓和最大負(fù)壓均出現(xiàn)在第一排光伏板的底部附近，從圖5c可以看出，這是由于第一排陣列與第二排陣列之間形成了一個較大的漩渦，且氣流漩渦中心相對于第一陣列下板面的底部較近的緣故。而第二排與第三排陣列之間無漩渦出現(xiàn)，但受到第二排對來流大氣的阻擋，部分近地面的氣流從新回流到第三排陣列的底部附近，使得第三排陣列上板面底部附近從新出現(xiàn)正壓 ，而后來流大氣繞過第三排陣列，在其后又出現(xiàn)一個新的漩渦，此漩渦隨著來流大氣發(fā)散較快，因此第三排光伏板下板面產(chǎn)生的負(fù)壓值相對于第一排明顯較小。因此，在設(shè)置擋風(fēng)墻時，應(yīng)當(dāng)首先考慮減緩大氣來流方向?qū)Φ谝慌殴夥嚵械淖饔谩?/p>

4.3 擋風(fēng)墻A下的光伏陣列

圖6a、圖6b分別為上下板面風(fēng)壓分布云圖，從圖6a、圖6b中可以看出，與無擋風(fēng)墻相比，正面擋風(fēng)墻A明顯改善了整個光伏陣列風(fēng)壓分布的格局，其中第一排光伏陣列上板面的底部區(qū)域風(fēng)壓由正壓變?yōu)榱素?fù)壓，且壓強(qiáng)的最大值從60 Pa減小為50 Pa，而背面風(fēng)壓變?yōu)榱苏龎骸Ｍ瑫r上下板面風(fēng)壓分布均勻，這使得作用在支架結(jié)構(gòu)上的扭矩大大減小。第二排與第三排光伏陣列上下板面均呈現(xiàn)出正壓分布，且分布比較均勻，這使得上下板面風(fēng)壓差形成的板面壓力和支架結(jié)構(gòu)上的扭矩更小，與無擋風(fēng)墻相比，擋風(fēng)墻的出現(xiàn)大大減少了來流大氣作用在光伏陣列上的壓力。圖6c給出了沿中軸線截取的光伏板周圍的流線圖，與圖5c相比，正面擋風(fēng)墻的出現(xiàn)使得大量的氣流繞光伏板頂部流過，再從光伏板的底部附近繞流回到墻體背面，在墻體的背面形成較大的空氣漩渦，這使得氣流不再直接作用在光伏板上，從而大大減緩了光伏板面上的壓力。

圖5 無擋風(fēng)墻光伏陣列板面風(fēng)壓分布云圖與陣列截面流線圖

4.4 擋風(fēng)墻AC組合

圖7a、圖7b分別為上下板面風(fēng)壓分布云圖，從圖7a、圖7b中可以看出，與單獨(dú)正擋風(fēng)墻A相比，當(dāng)風(fēng)墻AC組合，使得第三排光伏陣列上板面的正風(fēng)壓向板兩側(cè)壓縮，正壓明顯減小，且光伏陣列上板面的壓強(qiáng)大小明顯減弱。但第三排光伏陣列中，8號光伏板的下板面沿中軸線附近出現(xiàn)較大的正壓，通過圖7c我們發(fā)現(xiàn)，這是由于擋風(fēng)墻C后出現(xiàn)一個較大的漩渦，使得大量的氣流回流到擋風(fēng)墻C的上方，同時又與來流的大氣相互作用，使得大量的氣流流向了8號板的下板面，因此在此處形成了較大的下板面正壓分布。與此同時，通過對比圖7a、圖3b和圖6a、圖6b，我們可以發(fā)現(xiàn)，擋風(fēng)墻C的出現(xiàn)，有效減小了光伏陣列板面壓強(qiáng)的最大值，使得上下板面壓強(qiáng)差形成的板面整體壓力進(jìn)一步減小，因此可以看出，單獨(dú)設(shè)置一個擋風(fēng)墻A是遠(yuǎn)遠(yuǎn)不夠的。

圖6 擋風(fēng)墻A光伏陣列板面風(fēng)壓分布云圖與陣列截面流線圖

圖7 擋風(fēng)墻AC光伏陣列板面風(fēng)壓分布云圖與陣列截面流線圖

4.5 擋風(fēng)墻AD組合

圖8a、圖8b分別為上下板面風(fēng)壓分布云圖，從圖8a、圖8b中可以看出，與擋風(fēng)墻AC組合相比，擋風(fēng)墻AD組合上下板面風(fēng)壓分布呈現(xiàn)出沿中軸線向兩側(cè)降低的趨勢。與此同時，擋風(fēng)墻AD組合明顯降低了光伏板上下板面的壓強(qiáng)差，這使得光伏板面作用的壓力值明顯降低。從圖9c可以看出，由于擋風(fēng)墻D的出現(xiàn)，使得第三排光伏陣列的上下板面附近均出現(xiàn)大氣漩渦，而且第一排與第二排光伏陣列之間的大氣漩渦明顯上移，遠(yuǎn)離了光伏陣列。為此，在某些光伏發(fā)電站處于風(fēng)向常年較固定的地區(qū)中，采用擋風(fēng)墻AD組合進(jìn)行擋風(fēng)墻設(shè)置不失為一種較好的選擇。但光伏陣列板面的壓強(qiáng)最大值改善并不明顯，尤其在第三排光伏陣列的兩側(cè)底部邊緣附近出現(xiàn)了局部較大的上下板面壓強(qiáng)差，這使得第三排光伏板陣列兩側(cè)光伏板的局部邊緣處壓力較大，容易造成破壞。

圖8 擋風(fēng)墻AD光伏陣列板面風(fēng)壓分布云圖與陣列截面流線圖

4.6 擋風(fēng)墻ADC組合

圖9a、圖9b分別為上下板面的風(fēng)壓分布云圖，從圖9a、圖9b中可以看出，擋風(fēng)墻ABC組合明顯擁有上述所有組合的特點(diǎn)。與此同時從圖9c可以看出，擋風(fēng)墻D的出現(xiàn)使擋風(fēng)墻AC組合中出現(xiàn)第三排光伏板后的大氣漩渦明顯后移，這使得回流到第三排光伏陣列下板面的氣流明顯減少，與此同時,由于擋風(fēng)墻C的出現(xiàn)，擋風(fēng)墻AD組合中出現(xiàn)在光伏陣列頂部附近的大氣漩渦明顯減小，且出現(xiàn)多個小漩渦，這使得上板面壓強(qiáng)大小明顯減小，且避免了在光伏板陣列、兩側(cè)光伏板上板面底部邊緣處出現(xiàn)較大的壓強(qiáng)，對整體光伏陣列具有較好的保護(hù)作用。

圖9 擋風(fēng)墻ADC光伏陣列板面風(fēng)壓分布云圖與陣列截面流線圖

5 總結(jié)

本文運(yùn)用CFD數(shù)值模擬方法，通過設(shè)置不同擋風(fēng)墻組合，研究光伏陣列板面風(fēng)壓的變化情況，得到如下主要結(jié)論：

在0°風(fēng)向角下，擋風(fēng)墻不會改變光伏陣列板面風(fēng)壓沿中軸線對稱分布的情況。

(1)僅有正面擋風(fēng)墻A時，第一排光伏陣列板面風(fēng)壓明顯減小，但在擋風(fēng)墻的阻擋作用下，氣流回流到第三排光伏陣列，使得第三排光伏陣列風(fēng)壓增大。

(2)擋風(fēng)墻AC組合，不僅能夠?qū)Φ谝慌殴夥嚵酗L(fēng)壓起到減緩作用，還能阻擋氣流回流到第三排光伏陣列，彌補(bǔ)了僅有擋風(fēng)墻A的缺陷。

(3)擋風(fēng)墻AD組合，使得光伏陣列間氣流漩渦向光伏陣列頂部移動，使得作用在第一和第二排光伏陣列板面風(fēng)壓大大減小。但并沒有限制到氣流回流到第三排光伏陣列，這使得第三排光伏陣列板面風(fēng)壓依舊較大。

(4)擋風(fēng)墻ADC組合，繼承了擋風(fēng)墻A,AD、AC組合的優(yōu)點(diǎn)，彌補(bǔ)了缺點(diǎn)，對整個光伏陣列起到了風(fēng)壓減緩作用。