小結

一、風力模型：

1. 從單片型風力模型C

_FX

、C

_FY

、C

_FZ

分佈可知，β=45°及β=135°附近形 成正負雙主峰（peak），趨勢呈現對稱，可知道在風力模型本身的穩固 性符合試驗條件所設定，相對合理。而且，也是明顯在角隅可得到最大 的受力值。

2. 至於C

_F

正負號方向，代表與座標值設定方向相反，也就是說，在圖面 上所得，係為整體模型受到風壓推拉力，所得結果相當符合常理。

3. 本研究嘗試將試驗所得C

_FX

=0.24，C

FY

=-0.11，C

FY

=-0.51 與規範表 2.9 相比，比對結果發現，本研究在風力模型的試驗上，與規範值相當接近。

惟由於對於建築物本身的條件、重要性等，本來就與光電板不同，因此 在風力承受面積更大的情形下，相對於光電板而言，規範值就顯得偏大 且保守，這是很正確的。不過，由本研究所得可供未來規範修正時參考，

或許可獨立專章節或專門規範，供光電板在抗風條件下使用。

二、風壓模型：

1. 單片型（1×1）的正面平均主風壓表現，均以負風壓（牽引力或拉力）

為主，並且以來流β=135°附近最大，驗證前期研究及文獻所述角隅渦 流影響的合理性。而反面的主風壓在β=120°、135°卻形成正風壓（壓 力），對於光電板的受力，則形成一拉一壓。至於淨風壓經換算後，趨 勢與正面主風壓類同，主因在於反面的風壓，在角隅方向時，均有加成 效果，不得不注意。

2. 單片型（1×1）試驗結果如表所列，然而該表所表示的是各測點孔位的 相對最大值，因此，對於淨風壓的相對最大值，僅可供為參考，其原因 在於各測點的壓力值並非剛好在同一孔位的上下位置，再加上孔位間受 到壓力管線佈設的影響，對於該數值結果，就會有相當大的差異，某些 孔位剛好在角落邊，所得風壓甚高（Cp-m＞3），倘若直接採用計算，

結果是會相當保守較不合理。所以本研究認為，若能將該單片型 1×1 風壓模型分區，將支架的受壓（拉）力區域，區分成正面 A1、A2、A3、

A4，反面 B1、B2、B3、B4，對於均佈承受風壓，才能算是合理。

Cpn-a(A1/B1)=-0.31～-0.70，Cpn-a(A2/B2)=-0.06～-0.70，

Cpn-a(A3/B3)=-0.43～-0.86 ，Cpn-a(A3/B3)=-0.51～-0.93，

該結果顯示，A3/B3、A4/B4 後端（支撐端）的受力高於 A1/B1、A2/B2 後端（支撐端），與風場受力相符，主因在於後端抬高使受風面積變大，

當然受風壓一定較大，亦顯示試驗結果合理。

3. 陣列型（2×3）的正面主風壓表現，以來流β=45°及β=135°附近剛好形 成正負雙主峰（peak），驗證前期研究及文獻的合理性。而淨風壓的變

動較大，主要受到反面主風壓的影響，在一拉一壓的作用下，變異性較 大，研判受到各個單元光電板間隙氣流擾動影響，另外，也有可能是風 壓管線較多，收線不易，多少有影響實際值。

4. 陣列型（2×3）試驗結果仍受到壓力管線過密的影響，尤其是反面的部 分，經由上述各角度壓力分佈圖可清楚看到；另外，陣列型的是藉由單 片型的排列組合而成，每個單元間的間隙(gap)，以及受限於模型佈孔 仍不夠密集，致使影響大過於單片型所呈現的結果。不過，正面的整體 壓力分佈仍可知道在角隅受風的牽引相當明顯，而平均承受風壓，在經 過計算修正後，負風壓 Cpn 最高也都在-0.70 左右，正風壓 Cpn 則在 1.08 左右。

三、設計對策

1. 經參考國內外規範、文獻與研究作法，再由本研究模型試驗後，認為可 以建立「太陽能板光電板風力設計對策」，對於目前尚無明確規範的太 陽能光電板，應可提供給設計使用者的參考。

2. 相關對策以下頁流程圖方式呈現。

太陽能板光電板風力設計流程 因應對策

在文檔中 單片太陽能板支架結構風力分析研究 (頁 155-159)