梁宗敏，郜子軒，任杰德

北墻不同外傾角對日光溫室表面風(fēng)壓與體型系數(shù)的影響

梁宗敏，郜子軒，任杰德

（中國農(nóng)業(yè)大學(xué)水利與土木工程學(xué)院，北京 100083）

為探明日光溫室北墻外傾角的改變對其屋面風(fēng)壓系數(shù)和風(fēng)荷載體型系數(shù)的影響，該研究基于計(jì)算流體力學(xué)原理，采用數(shù)值模擬方法，考慮北風(fēng)和西北風(fēng)2種風(fēng)向，研究了不同北墻外傾角下日光溫室表面風(fēng)壓分布規(guī)律，并給出不同北墻外傾角情況下的細(xì)化分區(qū)風(fēng)荷載體型系數(shù)。結(jié)果顯示：1）風(fēng)壓分布規(guī)律為：北風(fēng)和西北風(fēng)時(shí)日光溫室前屋面和后屋面上半部風(fēng)壓系數(shù)為負(fù)，屋脊處和東、西邊緣風(fēng)吸力集中；隨北墻外傾角減小，前屋面上部和后屋面風(fēng)壓系數(shù)絕對值明顯減小，前屋面下半部的風(fēng)壓系數(shù)有所變化，但無明顯規(guī)律。2）風(fēng)荷載體型系數(shù)規(guī)律：北風(fēng)時(shí)，以北墻外傾角90°（即豎直）為參照，外傾角減至30°可使前屋面上部體型系數(shù)的絕對值減小16%～26%，可使前屋面下部體型系數(shù)的絕對值增大6%～57%，使后屋面東、西兩邊緣體型系數(shù)絕對值減小62%和66%，使后屋面中段體型系數(shù)由負(fù)變正；西北風(fēng)時(shí)，前屋面上部和后屋面體型系數(shù)絕對值均為西端大、東端小，前屋面下部體型系數(shù)絕對值為中間大兩端小，以北墻外傾角為90°為參照，為30°可使后屋面中西段體型系數(shù)絕對值減小約30%～38%，北墻外傾角的變化對屋面其他區(qū)域風(fēng)荷載體型系數(shù)影響不大。因此，北墻外傾角的變化導(dǎo)致日光溫室屋面風(fēng)荷載分布發(fā)生變化較大，對日光溫室結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)性能影響較大，建議日光溫室屋面風(fēng)荷載計(jì)算應(yīng)考慮北墻外傾角的影響，抗風(fēng)設(shè)計(jì)時(shí)可合理選擇北墻外傾角以減小屋面風(fēng)荷載，邊榀骨架結(jié)構(gòu)和圍護(hù)結(jié)構(gòu)的邊緣處需加強(qiáng)。

溫室；荷載；墻體；數(shù)值模擬；北墻外傾角；風(fēng)荷載體型系數(shù)

0 引 言

日光溫室是具有“中國特色”的一種溫室，在中國設(shè)施農(nóng)業(yè)生產(chǎn)過程中發(fā)揮了重要的作用，且是世界作物環(huán)保低碳生產(chǎn)的典范設(shè)施[1-3]。從20世紀(jì)80年代在中國三北地區(qū)推廣以來，目前已逐步發(fā)展至蘇北、皖北、鄂北以及西南等地，據(jù)2022年統(tǒng)計(jì)資料，日光溫室在中國的面積達(dá)到81萬hm2。日本、荷蘭、韓國、俄羅斯、伊朗、印度等國也在研究和推廣這種形式的溫室[4-5]。日光溫室屋面結(jié)構(gòu)大體可分為“琴弦結(jié)構(gòu)”、桁架結(jié)構(gòu)和單管結(jié)構(gòu)3類，均屬于柔性結(jié)構(gòu)，構(gòu)件多屬于長細(xì)桿，連接節(jié)點(diǎn)以單螺栓連接或點(diǎn)焊為主[5]，屋面圍護(hù)材料與結(jié)構(gòu)的自重輕，對風(fēng)作用敏感，大風(fēng)導(dǎo)致屋面結(jié)構(gòu)破壞的案例時(shí)有發(fā)生[6-8]，造成了不可忽視的損失，因此，應(yīng)加強(qiáng)日光溫室結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)設(shè)計(jì)。

抗風(fēng)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵是日光溫室屋面風(fēng)荷載的計(jì)算。屋面形狀和墻體傾角是影響日光溫室屋面風(fēng)荷載的主要因素。在中國北方地區(qū)，為提升北墻的保溫蓄熱性能，日光溫室北墻常常采用土墻或磚、石墻外加保溫材等形式，常常形成北墻外側(cè)斜坡[9-11]。北墻外傾角的變化將導(dǎo)致日光溫室屋面風(fēng)荷載也隨之變化，中國北方大部分地區(qū)秋冬季主導(dǎo)風(fēng)向?yàn)楸憋L(fēng)和西北風(fēng)，北墻為迎風(fēng)面，其外傾角對屋面風(fēng)壓分布與風(fēng)荷載的影響不容忽視?，F(xiàn)行的《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[12]未直接給出類似日光溫室這種前屋面為較長弧面，后屋面為較短斜面的不對稱外形建筑的屋面風(fēng)荷載體型系數(shù)?！掇r(nóng)業(yè)溫室結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[13]中給出北墻外側(cè)面豎直的日光溫室屋面風(fēng)荷載體型系數(shù)，但未體現(xiàn)不同北墻外傾角對屋面風(fēng)荷載分布的影響，也未體現(xiàn)日光溫室屋面端部與中部風(fēng)荷載的差異，使目前日光溫室風(fēng)荷載計(jì)算不夠精準(zhǔn)，日光溫室抗風(fēng)設(shè)計(jì)存在不安全或不經(jīng)濟(jì)的問題。

為探明日光溫室表面風(fēng)壓分布與風(fēng)荷載體型系數(shù)受北墻外傾角的影響規(guī)律，本文以北墻外傾斜，前屋面為較長弧面，后屋面為較短斜面的常見日光溫室為研究對象，采用數(shù)值模擬的方法，研究北風(fēng)和西北風(fēng)2種來流風(fēng)下不同北墻外傾斜角對日光溫室屋面風(fēng)壓分布規(guī)律的影響。進(jìn)而根據(jù)屋面風(fēng)壓分布情況，細(xì)化日光溫室屋面分區(qū)，給出各分區(qū)風(fēng)荷載體型系數(shù)，供日光溫室抗風(fēng)設(shè)計(jì)參考。

1 日光溫室參數(shù)

中國北方不同地區(qū)日光溫室北墻的做法各有特點(diǎn)，北墻外傾角也各不相同。遼寧省專門制定了土墻式日光溫室的地方標(biāo)準(zhǔn)[14]，推薦的土墻外側(cè)面高寬比為1:1.25～1:1.5，即外傾角為34°～39°。筆者考察了北京、山東、寧夏等地有代表性的土墻溫室，北墻大多為機(jī)打土墻，其中北京日光溫室的北墻外傾角約55°，山東莘縣日光溫室的北墻外傾角為45°，寧夏日光溫室的北墻外傾角為50°～70°。李艷等[15]調(diào)研了甘肅地區(qū)的日光溫室，各地就地取材，富有地方特色，從文中提供的溫室剖面圖可推測北墻外傾角為50°～80°?？傮w而言，日光溫室北墻外傾角為30°～80°。

由于地區(qū)與建造時(shí)間的不同，日光溫室的跨度和高度呈現(xiàn)多樣性，其范圍大致為：跨度7～13 m，屋脊高3.5～6.5 m，北墻高2.5～4.5 m。本研究選擇代表性的、尺寸適中的日光溫室作為模型，其南北跨度為9.5 m，長度為80 m，屋脊高4 m，北墻頂高度2.5 m，北墻頂寬度0.5 m，后屋面水平投影1.4 m，后屋面坡角=47°，前屋面采光角=28°，北墻外傾角，見圖1所示。

注：a為北墻外傾角，(°)；b為后屋面坡角，(°)；q為前屋面采光角，(°)。

2 數(shù)值模擬方法

關(guān)于低矮房屋外流場的研究，國內(nèi)外學(xué)者采用風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法做了大量研究，取得了一定進(jìn)展。美國德州理工大學(xué)風(fēng)工程研究現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)室的TTU（Texas Tech University）足尺寸建筑模型是目前國際公認(rèn)的一種評估建筑風(fēng)洞模擬技術(shù)的標(biāo)準(zhǔn)模型，Bekele等[16-18]考慮屋面坡度、風(fēng)向角等因素對建筑表面風(fēng)壓的影響，采用RANS（Reynolds-averaged Navier-Stokes）湍流模型對TTU模型周圍流場進(jìn)行了模擬，得到的建筑表面平均風(fēng)壓模擬結(jié)果與TTU模型實(shí)測結(jié)果吻合較好。彭興黔等[19]采用模型，對門式剛架建筑屋面進(jìn)行數(shù)值模擬分析，得到低矮建筑的屋面風(fēng)壓分布與屋面的長寬比、高寬比及主導(dǎo)風(fēng)向均有很大的關(guān)系的結(jié)論。陳水福等[20]采用數(shù)值模擬的方法對四坡屋面的風(fēng)荷載進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)四坡屋面坡角和風(fēng)向角對四坡屋面房屋的屋面風(fēng)壓具有顯著影響，在不同風(fēng)向角下的峰值壓力一般都出現(xiàn)在屋脊或迎風(fēng)屋檐附近。以上研究證明了數(shù)值模擬方法在研究建筑屋面風(fēng)壓分布方面具有較好的效果。不僅如此，數(shù)值模擬方法還具有費(fèi)用低、周期短、效率高的優(yōu)點(diǎn)，故本研究采用數(shù)值模擬的方法。

2.1 流體控制方程

流場需滿足3個(gè)方程：質(zhì)量方程、能量方程和動(dòng)量方程，本研究不考慮流體與日光溫室的熱量交換，僅考慮質(zhì)量方程與動(dòng)量方程。

質(zhì)量方程為

式中為流體密度，kg/m3；、、分別為速度在、、方向的分量，m/s；為時(shí)間，s。

方向的動(dòng)量方程[21-22]為

式中為微元體上的壓力，Pa；τ(，，，)是微元體的黏性應(yīng)力的分量，N；F(，，)是微元體的體積力，N。

2.2 湍流模型與壁面函數(shù)

日光溫室屬于低矮建筑，處于大氣邊界層中的近地層，為湍流發(fā)展充分、高數(shù)的湍流區(qū)域，一般采用標(biāo)準(zhǔn)模型和Realizable模型模擬。其中標(biāo)準(zhǔn)模型在模擬日光溫室這類帶曲面的流場時(shí)，會出現(xiàn)失真現(xiàn)象。Realizable模型在時(shí)均應(yīng)變率大的情況下模擬結(jié)果比標(biāo)準(zhǔn)模型更符合湍流物理規(guī)律[23]，如：呂家圣等[24-27]采用Realizable模型模擬了不同圓拱形溫室以及溫室群的表面風(fēng)壓得到了較好的模擬結(jié)果，因此，本文選取Realizable模型進(jìn)行模擬。

在近壁面區(qū)，分子粘性影響大于湍流脈動(dòng)影響，需引入壁面函數(shù)對Realizable模型修正，將壁面上的速度和壓強(qiáng)等物理量與湍流核心區(qū)待求的物理量聯(lián)系起來。考慮壓力梯度效應(yīng)，為了更好地模擬日光溫室屋脊和邊緣區(qū)域流體分離及再附著現(xiàn)象，本研究采用非平衡壁面函數(shù)。

3 計(jì)算域、網(wǎng)格與邊界條件

3.1 計(jì)算域定義

計(jì)算域的坐標(biāo)系定義：軸平行于來流方向，軸為高度方向，軸為垂直于來流風(fēng)向。

計(jì)算域的尺寸要求：垂直于來流尺寸不小于10，平行于來流尺寸不小于9，高度不小于5[24]，其中為溫室輪廓垂直于來流的長度，m；為溫室輪廓平行于來流長度，m；為溫室高度，m。本研究考慮北風(fēng)和西北風(fēng)2種來流情況，圖2為北風(fēng)時(shí)的計(jì)算域示意圖。西北風(fēng)時(shí)相當(dāng)于溫室順時(shí)針旋轉(zhuǎn)了45°，此時(shí)和取值也隨之發(fā)生變化，計(jì)算域尺寸也隨之變化，詳見表1。此外，計(jì)算域的阻塞率不大于3%[25]。

注：X軸平行于來流方向，Y軸為高度方向，Z軸為垂直于來流風(fēng)向；10L、9W、5H分別為計(jì)算域的長、寬、高；L為溫室輪廓垂直于來流的長度，m；W為溫室輪廓平行于來流長度，m；H為溫室高度，m。

表1 北風(fēng)和西北風(fēng)時(shí)計(jì)算域尺寸

3.2 網(wǎng)格劃分

采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，計(jì)算域最大網(wǎng)格尺寸為5 m，溫室表面網(wǎng)格加密，后墻頂面網(wǎng)格為0.1 m，其余表面網(wǎng)格為0.3 m[24]。溫室附近的速度、壓力等物理量通常存在較大梯度，需在溫室表面及附近設(shè)置邊界層，第1層的厚度為0.1 m，邊界層增長率為1.2倍，邊界層加密厚度為0.74 m[24]。邊界層外為體網(wǎng)格，增長率為1.08，總網(wǎng)格數(shù)達(dá)到107以上，如圖3所示。網(wǎng)格質(zhì)量越接近于1[28]說明網(wǎng)格劃分質(zhì)量越高，所有工況的網(wǎng)格總數(shù)的80%以上質(zhì)量不小于0.8，最小質(zhì)量為0.4。

圖3 邊界層及附近網(wǎng)格

3.3 邊界條件

日光溫室外流場為不可壓縮流體，計(jì)算域入口邊界條件為速度入口，采用指數(shù)率平均風(fēng)剖面[12]，其表達(dá)式見式（3）。

入口處湍流特性通過直接給定湍動(dòng)能和耗散率定義，其表達(dá)式見式（4）、式（5）。

計(jì)算域出口采用壓力出口邊界條件，計(jì)算域兩側(cè)面和頂面釆用自由滑移邊界條件。溫室表面和地面采用無滑移的壁面條件。

4 結(jié)果與分析

4.1 表面風(fēng)壓系數(shù)

溫室表面風(fēng)壓系數(shù)為無量綱參數(shù)C，按式（7）計(jì)算。

式中為溫室表面凈風(fēng)壓力，N/m2；為空氣密度，按常溫常壓考慮，取1.29 kg/m3。C>0時(shí)，溫室表面承受風(fēng)壓力，C<0時(shí)，溫室表面承受風(fēng)吸力。

4.1.1 北風(fēng)時(shí)的風(fēng)壓分布規(guī)律

如圖4所示，北風(fēng)時(shí)北墻和后屋面為迎風(fēng)面，東西山墻為側(cè)風(fēng)面，前屋面為背風(fēng)面。由圖4可知，北墻整體風(fēng)壓系數(shù)為正，中心區(qū)域風(fēng)壓系數(shù)較大，邊緣區(qū)域風(fēng)壓系數(shù)較小。隨北墻外傾角減小北墻風(fēng)壓系數(shù)整體減小，高風(fēng)壓區(qū)域面積也逐漸減小；后屋面風(fēng)壓系數(shù)下部為正，上部為負(fù)，靠近屋脊處約0.5 m寬，以及東、兩邊緣約1 m范圍存在風(fēng)吸力極大值。隨北墻外傾角減小后屋面風(fēng)壓系數(shù)增大，且高風(fēng)壓區(qū)面積增大。北墻外傾角大于60°時(shí)，后屋面最大風(fēng)壓系數(shù)小于0.4，小于60°時(shí)，后屋面最大風(fēng)壓系數(shù)大于0.4；前屋面整體風(fēng)壓系數(shù)為負(fù)，上部負(fù)風(fēng)壓系數(shù)絕對值較大，下部負(fù)風(fēng)壓系數(shù)絕對值較小，靠近屋脊處約0.5 m寬，以及東、兩邊緣約1 m范圍存在風(fēng)吸力極大值。隨北墻外傾角的減小，前屋面上部的風(fēng)壓系數(shù)絕對值變小，下部風(fēng)壓系數(shù)變化不明顯。北墻外傾角為45°～90°時(shí)，靠近屋脊處局部風(fēng)壓系數(shù)達(dá)?3.2；北墻外傾角取30°時(shí)靠近屋脊處局部風(fēng)壓系數(shù)達(dá)到?2.8。

4.1.2 西北風(fēng)時(shí)風(fēng)壓分布規(guī)律

如圖5，西北風(fēng)時(shí)西山墻、北墻和后屋面為迎風(fēng)面，前屋面和東山墻是背風(fēng)面。

圖4 北風(fēng)時(shí)不同北墻外傾角的溫室表面風(fēng)壓系數(shù)云圖

圖5 西北風(fēng)時(shí)溫室表面風(fēng)壓系數(shù)云圖

由圖5可知，北墻整體風(fēng)壓系數(shù)為正，自西向東風(fēng)壓系數(shù)逐漸減小。隨北墻外傾角減小北墻高風(fēng)壓系數(shù)范圍也逐漸減小，風(fēng)壓系數(shù)不大于0.2的區(qū)域會逐漸占據(jù)北墻的大部分。后屋面靠近屋脊處風(fēng)壓系數(shù)為負(fù)，其余部分為正，隨北墻外傾角減小后屋面正風(fēng)壓區(qū)域面積逐漸擴(kuò)大，風(fēng)壓系數(shù)也逐漸增大。前屋面整體風(fēng)壓系數(shù)為負(fù)，靠近來流處負(fù)風(fēng)壓系數(shù)絕對值較大，遠(yuǎn)離來流處負(fù)風(fēng)壓系數(shù)絕對值較小。隨著北墻外傾角變小前屋面靠近來流的區(qū)域負(fù)風(fēng)壓系數(shù)絕對值逐漸減小，絕對值大于0.6的區(qū)域逐漸縮減至屋脊附近。

綜合來看，2種來流風(fēng)情況下，前、后屋面上半部均存在風(fēng)吸力，且在靠近屋脊處出現(xiàn)風(fēng)吸力的極大值區(qū)域，溫室所承受的整體風(fēng)吸力隨北墻外傾角減小而減小。

不排除可能存在主導(dǎo)風(fēng)向不是北風(fēng)和西北風(fēng)的情況，本研究對西風(fēng)、西南風(fēng)和南風(fēng)情況也做了數(shù)值模擬。結(jié)果表明5種來流風(fēng)向角情況下，前、后屋面的上部均存在較大的風(fēng)吸力，靠近屋脊處負(fù)風(fēng)壓系數(shù)達(dá)到極大值。綜合來看，北風(fēng)和西北風(fēng)時(shí)，北墻和屋面的風(fēng)荷載最大。因篇幅所限，本文僅分析北風(fēng)和西北風(fēng)的情況。

4.2 風(fēng)荷載體型系數(shù)

4.2.1 日光溫室表面分區(qū)

日光溫室的主體抗風(fēng)結(jié)構(gòu)為橫向拱架，風(fēng)荷載主要作用于北墻和前后屋面，故本研究重點(diǎn)關(guān)注北墻與前后屋面風(fēng)荷載體型系數(shù)。參考《農(nóng)業(yè)溫室結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[13]中屋面分區(qū)方法，把前屋面按水平投影等分為2部分，自北向南編號分別為B、H、QS和QX，如圖6a所示。

鑒于日光溫室的橫向拱架間距一般為0.8～1.2 m，且溫室東、西邊緣區(qū)域易出現(xiàn)局部風(fēng)壓系數(shù)極大值，故對溫室北墻和屋面進(jìn)行細(xì)分，計(jì)算詳細(xì)分區(qū)的風(fēng)荷載體型系數(shù)，供日光溫室風(fēng)荷載計(jì)算時(shí)參考。如圖6b所示，縱向80 m自西向東分為5個(gè)縱向分區(qū)，最終形成20個(gè)分區(qū)。

圖6 日光溫室表面分區(qū)圖

4.2.2 風(fēng)荷載體型系數(shù)

根據(jù)圖6所示的分區(qū)，由風(fēng)壓系數(shù)加權(quán)平均得到分區(qū)風(fēng)荷載體型系數(shù)s，計(jì)算式如下：

式中s為分區(qū)風(fēng)荷載體型系數(shù)；C為該分區(qū)第個(gè)代表點(diǎn)的風(fēng)壓系數(shù)值；A為第個(gè)代表點(diǎn)所代表的面積，m2。

4.2.3 北風(fēng)時(shí)風(fēng)荷載體型系數(shù)

如表2和表3所示，北風(fēng)時(shí)，前屋面下部風(fēng)荷載體型系數(shù)絕對值隨北墻外傾角的減小略有增加外，北墻、后屋面和前屋面上部的體型系數(shù)均隨北墻外傾角的減小而減小，具體表現(xiàn)為：

1）北墻絕大部分區(qū)域體型系數(shù)為正值，隨北墻外傾角的減小而減小。與為90°對比，為60°～75°時(shí)，可使B2～B4區(qū)體型系數(shù)減小16%～22%，為45°可使B2～B4區(qū)體型系數(shù)減小27%～36%，為30°可使B2～B4區(qū)體型系數(shù)減小36%～44%；為30°～75°可使B1、B5區(qū)體型系數(shù)由正變負(fù)。

2）后屋面體型系數(shù)受北墻外傾角影響較大，為45°～90°間，后屋面體型系數(shù)為負(fù)，且隨北墻外傾角減小而體型系數(shù)絕對值減小的規(guī)律，與為90°對比，為60°可使后屋面分區(qū)H1、H2、H3、H4、H5區(qū)體型系數(shù)絕對值分別減小56%、59%、98%、43%、50%，其中H3區(qū)體型系數(shù)接近于0；為30°時(shí)使H1和H5區(qū)體型系數(shù)絕對值分別減小66%和62%，使H2～H4區(qū)體型系數(shù)由負(fù)變正。

3）前屋面上部體型系數(shù)均為負(fù)值，體型系數(shù)絕對值隨北墻外傾角的減小而減小，與為90°對比，為30°可使QS1、QS2、QS3、QS4、QS5區(qū)體型系數(shù)絕對值分別減小約17%、25%、16%、26%、24%。

4）前屋面下部體型系數(shù)均為負(fù)值，體型系數(shù)絕對值隨北墻外傾角的減小而略有增大，與為90°對比，為30°可使QX1、QX2、QX3、QX4、QX5區(qū)體型系數(shù)絕對值分別增大約57%、18%、6%、10%、51%。

綜合來看，北風(fēng)時(shí)北墻外傾角的減小有利于減小日光溫室屋面風(fēng)荷載，且北墻外傾角越小越有利。日光溫室抗風(fēng)設(shè)計(jì)時(shí)，可結(jié)合北墻的保溫蓄熱選擇合理的北墻外傾角，以提高日光溫室的抗風(fēng)性能。北墻傾角的減小使北墻所用材料增加，北墻所占土地面積也增加，土地利用率降低，故可結(jié)合陰棚建設(shè)，合理選擇陰棚屋面傾角，兼顧日光溫室的抗風(fēng)性能和陰棚內(nèi)種植植物，提高土地利用率。

4.2.4 西北風(fēng)時(shí)風(fēng)荷載體型系數(shù)

如表2和表3所示，西北風(fēng)時(shí)，北墻、后屋面和前屋面上部的體型系數(shù)絕對值均為西側(cè)大、東側(cè)小。具體表現(xiàn)為：

1）北墻風(fēng)荷載體型系數(shù)均為正，自西向東逐漸減小。體型系數(shù)隨北墻外傾角減小而減小，B1、B2、B3區(qū)變化明顯。與為90°對比，為30°可使B1區(qū)體型系數(shù)減小約52%，使B2～B3區(qū)體型系數(shù)減小約33%。

2）后屋面H1區(qū)風(fēng)荷載體型系數(shù)為正，H2～H5區(qū)為負(fù)。與為90°對比，為30°可使H1區(qū)體型系數(shù)減小約31%，H2～H3區(qū)體型系數(shù)絕對值減小約30%～38%。

3）前屋面上部分風(fēng)荷載體型系數(shù)均為負(fù)，風(fēng)吸力呈自西向東逐漸減小的規(guī)律，QS1區(qū)體型系數(shù)絕對值比QS3區(qū)高21%～36%，QS5區(qū)體型系數(shù)為QS3區(qū)的25%～28%。北墻外傾角變化對前屋面上部體型系數(shù)影響不大。

4）前屋面下部風(fēng)荷載體型系數(shù)均為負(fù)，風(fēng)吸力呈中段大，東、西兩邊緣小的規(guī)律，QX1區(qū)體型系數(shù)約為QX3區(qū)的50%，QX5體型系數(shù)約為QX3區(qū)的23%。北墻外傾角變化對前屋面下部體型系數(shù)影響不大。

綜合來看，西北風(fēng)時(shí)北墻外傾角的減小可減小日光溫室北墻和后屋面的風(fēng)荷載，對前屋面風(fēng)荷載體型系數(shù)的影響不大。

4.3 前后屋面風(fēng)壓系數(shù)與規(guī)范的對比

由上文分析可知，2種來流風(fēng)時(shí)，日光溫室北墻外傾角變化會給屋面體型系數(shù)帶來變化，北風(fēng)時(shí)變化更明顯。而《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[12]未考慮迎風(fēng)面墻傾角對雙坡屋面和拱形屋面體型系數(shù)的影響，《農(nóng)業(yè)溫室結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[13]中也未考慮日光溫室北墻傾角對屋面風(fēng)荷載體型系數(shù)的影響。此外，北風(fēng)時(shí)前屋面上部QS1區(qū)體型系數(shù)比QS3區(qū)體型系數(shù)高20%～38%，QS5區(qū)體型系數(shù)比QS3區(qū)體型系數(shù)高15%～39%；西北風(fēng)時(shí)前屋面上部QS1區(qū)體型系數(shù)絕對值高出QS3區(qū)21%～36%，可見邊緣風(fēng)荷載較中部影響增大。參考上述2個(gè)規(guī)范計(jì)算日光溫室風(fēng)荷載，會導(dǎo)致計(jì)算不準(zhǔn)確，因此，可以利用本文表2和表3對規(guī)范的體型系數(shù)進(jìn)行修正。

表2 北風(fēng)和西北風(fēng)時(shí)北墻與后屋面分區(qū)風(fēng)荷載體型系數(shù)

表3 北風(fēng)和西北風(fēng)時(shí)前屋面分區(qū)風(fēng)荷載體型系數(shù)

5 結(jié) 論

本研究模擬了北風(fēng)和西北風(fēng)2種來流風(fēng)時(shí)5種北墻外傾角情況下日光溫室表面風(fēng)壓分布規(guī)律，對日光溫室北墻和屋面進(jìn)行了細(xì)化分區(qū)，給出分區(qū)風(fēng)荷載體型系數(shù)表。主要結(jié)論如下：

1）北風(fēng)時(shí)，以北墻外傾角90°（即豎直）為參照，外傾角減至30°可使前屋面上部體型系數(shù)的絕對值減小16%～26%，可使前屋面下部體型系數(shù)的絕對值增大6%～57%，可使后屋面東、西兩邊緣各1 m（H5、H1）體型系數(shù)絕對值分別減小62%和66%，后屋面中間段78 m范圍（H2～H4）體型系數(shù)由負(fù)變正。

2）西北風(fēng)時(shí)，以北墻外傾角90°（即豎直）為參照，外傾角減至30°可使北墻西邊緣體型系數(shù)減小約52%，可使后屋面中西段70 m范圍（H1～H3）體型系數(shù)絕對值減小30%～38%。且北墻、后屋面和前屋面上部的體型系數(shù)絕對值均為西大、東小。

3）2種風(fēng)向時(shí)，北墻外傾角減小均可降低日光溫室前屋面上部和后屋面風(fēng)吸力，抗風(fēng)設(shè)計(jì)時(shí)可合理選擇北墻外傾角以減小屋面風(fēng)荷載。

4）2種風(fēng)向時(shí)，都存在屋面邊緣風(fēng)荷載較大的情況。其中，北風(fēng)時(shí)前屋面上部東、西兩邊緣（QS1、QS5）體型系數(shù)比中間段（QS3）高15%～39%；西北風(fēng)時(shí)前屋面上部西端（QS1）體型系數(shù)絕對值比中間段（QS3）高21%～36%。屋面邊緣承受較中間區(qū)域更大的風(fēng)荷載，日光溫室邊榀骨架結(jié)構(gòu)和圍護(hù)結(jié)構(gòu)的邊緣處需采取加強(qiáng)措施。

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Influences of inclination angles of north wall on surface wind pressure and shape coefficient of solar greenhouses

Liang Zongmin, Gao Zixuan, Ren Jiede

(,,100083,)

The north wall of solar greenhouses is often designed to be very thick with a slope on the outside. Heat preservation and storage can be achieved in the solar greenhouses in most areas of northern China during autumn and winter, where the dominant wind direction is the north or northwest. This study aims to clarify the influence on the roof wind pressure coefficient and wind load shape coefficient, due to the dip angle change of the outer north wall of the solar greenhouse. The numerical simulation was carried out to determine the distribution pattern of surface wind pressure on the solar greenhouse under different north wall outer inclination angles. Both the north and northwest winds were considered under computational fluid dynamics. The results show that: 1) The negative wind pressure coefficients were observed on the front and the upper half of the rear roof under the north and northwest wind. The wind suction was concentrated at the ridge and two edges (east and west) of the roof. The absolute value of the wind pressure coefficient of the upper front and the rear roof decreased significantly with the decrease of the camber of the north wall. 2) The wind load partitions of the north wall and roof of the greenhouse were refined to determine the partition wind load shape coefficients under different wind directions and different north wall dip angles. Once the north wind appeared, the absolute value of the upper shape coefficient of the front roof decreased by 16%-26% with the decrease of the north wall angle. Meanwhile, the absolute value of the lower shape coefficient of the front roof increased by 6%-57% with the decrease of the north wall camber. The absolute value of the shape coefficient of the east and west edges of the rear roof decreases by 62% and 66%, and the shape coefficient of the middle section of the rear roof changes from negative to positive. 3) Once northwest wind appeared, the absolute value of the shape coefficient of the upper part of the front and the rear roof was larger at the west end than the east end, while the absolute value of the shape coefficient of the lower part of the front roof was larger at the middle than at the both ends. With the camber of the north wall decreasing the absolute value of the shape coefficient of the middle and west section of the rear roof can be reduced by 30%-38%, meanwhile, those in other areas of the roof has no significant change.The dip angle of the north wall can be expected to reduce the wind load on the roof and edges of the side frame structure. The cover of the roof should be strengthened in the wind resistance design.

greenhouse; load; numerical simulation; dip angle of north wall; wind load shape coefficient

10.11975/j.issn.1002-6819.2022.21.023

S26; TU261

A

1002-6819(2022)-21-0197-08

梁宗敏,郜子軒，任杰德. 北墻不同外傾角對日光溫室表面風(fēng)壓與體型系數(shù)的影響[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報(bào)，2022，38(21)：197-204.doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2022.21.023 http://www.tcsae.org

Liang Zongmin, Gao Zixuan, Ren Jiede. Influences of inclination angles of north wall on surface wind pressure and shape coefficient of solar greenhouses[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2022, 38(21): 197-204. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2022.21.023 http://www.tcsae.org

2022-07-30

2022-10-05

國家自然基金項(xiàng)目（U20A2020）

梁宗敏，副教授，研究方向?yàn)闇厥医Y(jié)構(gòu)、建筑結(jié)構(gòu)。Email：sea9282@126.com