拱形塑料大棚風致干擾效應及風壓特性研究

吳 昆，王少杰，張廣鵬，魏 珉，劉福勝，呂 鑫

拱形塑料大棚風致干擾效應及風壓特性研究

吳 昆1,3，王少杰1,2※，張廣鵬1，魏 珉2，劉福勝1，呂 鑫1

（1. 山東農業大學水利土木工程學院，泰安 271018； 2. 山東農業大學園藝科學與工程學院，泰安 271018；3. 山東交通職業學院，濰坊 261206）

群體布置的拱形塑料大棚（簡稱群棚）棚間存在風致干擾效應，為了探明群棚干擾效應并建立考慮干擾效應的風荷載體型系數，基于Reynolds時均N-S方程和Realizable湍流模型，采用經驗證的數值風洞方法研究了拱形塑料大棚單棚及群棚模型在不同風向角、不同棚間距下的表面風壓特性。結果表明：拱棚群體布置引發干擾效應并改變風壓特性，該效應具體表現為放大效應（群棚外圍區域）和遮擋效應（群棚中間區域）；干擾效應受風向角及棚間距的影響較明顯，整體隨棚間距增大而減弱，并大致在10 m棚間距時趨于穩定。干擾效應整體削弱棚區風壓通風能力，從利于風壓通風角度提出了群棚園區規劃布局建議，即棚身長軸方向宜與群棚所處地域夏季主導風向相垂直并適當增加棚間距。最后，以上述研究為基礎，根據干擾效應分區域給出了群棚（矢跨比=3:8）便于設計使用的風荷載體型系數。處于群棚外圍區域的拱棚，其風荷載體型系數具體為：當風向角為0時，風荷載體型系數在迎風面、中間棚頂、背風面、兩側山墻分別為+0.41、-0.78、-0.26、-0.48；當風向角為90°時，風荷載體型系數在迎風山墻、棚面分別為+0.36、-0.44。處于群棚中間區域的拱棚，其風荷載體型系數具體為：當風向角為0時，風荷載體型系數在迎風面、中間棚頂、背風面、兩側山墻分別為+0.30、-0.71、-0.26、-0.48；當風向角為90°時，風荷載體型系數在迎風山墻、棚面分別為+0.34、-0.35。研究結論：群體布置的拱形塑料大棚存在風致干擾效應，設計時宜考慮風致干擾效應引起的棚面風壓變化。

荷載；模型；通風；拱形塑料大棚；數值風洞；干擾因子；風致干擾效應；風荷載體型系數

0 引 言

隨著農業技術、保護地栽培技術的迅速發展，拱形塑料大棚廣泛用于農業生產，它具有抵抗自然災害、防寒保溫、抗旱抗澇（避雨）、延長作物生長期等優點，能夠實現作物穩產增產，深受廣大生產者歡迎。拱形塑料大棚屬于典型的自重輕、結構柔、使用年限短、風雪荷載敏感的低矮結構，在進行結構計算時風雪荷載通常是重要控制荷載[1]；近年來，風災導致拱形塑料大棚破壞事故屢見不鮮[2]。

生產中，拱形塑料大棚多以群體布置，國內外學者[3-7]研究表明，群集建筑物會影響周邊風環境，改變建筑表面風壓特性，形成干擾效應。此前關于風致干擾效應的研究，大多借助風洞試驗方法，且多針對幾個體形規則的平屋面結構或高聳結構[8-11]；而對連片低矮的拱形塑料大棚群體結構風壓特性研究相對較少。隨著計算流體動力學（computational fluid dynamics，CFD）的迅速發展，出現了與風洞試驗對應的CFD數值風洞模擬方法，該方法通過數值計算和圖像顯示功能，在時間和空間上定量描述流場數值解，能方便地提供全部流場范圍的詳細信息，為監測復雜流動提供了直觀有效的工具。近年來基于CFD數值風洞開展風工程研究在大跨度結構、平屋面結構、柱面拱形結構等多種結構形式及室內通風等諸多領域均得到了廣泛應用[12-16]，求解結果可靠性得到驗證。

基于CFD數值風洞，顏衛亨等[17]針對野營帳篷進行了群體風致干擾效應研究，提出了遮擋與放大效應；但拱形塑料大棚與野營帳篷結構形式、使用功能不同。風荷載體型系數是結構抗風設計的重要參數，且受干擾效應的影響較顯著[18]，中國《建筑結構荷載規范》（GB 50009-2012）[19]對風荷載體型系數的設定主要適用于建筑結構，沒有充分考慮拱棚結構的特點；《農業溫室結構荷載規范》（GB/T 51183-2016）[20]在《建筑結構荷載規范》（GB 50009-2012）基礎上，根據溫室結構特點進行了風荷載體型系數的調整，但其所涵蓋的棚型和風向角仍不夠全面，也沒有考慮風致干擾效應影響。在國外，澳大利亞/新西蘭《Structural design actions Part 2: Wind actions》(AS/NZS 1170. 2: 2011)[21]規定：在迎風方向兩側各22.5°、半徑為20倍的受擾建筑高度范圍內，且當施擾建筑高度不小于受擾建筑時，才允許考慮遮擋影響，并用小于1.0的遮擋系數s來衡量遮擋程度；但該規范并未提及放大效應影響，偏于不安全。

連片低矮且對風敏感的拱形塑料大棚群體，在近地面高湍流度風場作用下，其風壓特性易受周圍拱棚的干擾，形成風致干擾效應。為了探明該干擾效應，提出考慮干擾效應影響的風荷載體型系數，本文以Reynolds時均N-S方程和Realizable模型為基礎，以風向角和棚間距為變量（共30種工況），對單棚及群棚模型進行了表面平均風壓的數值風洞仿真計算，深入分析了風壓特性變化規律,最后提出了實用化的設計參數和基于主導風向的園區規劃布局建議。

1 理論與方法

1.1 計算原理

受干擾效應影響，群棚區域流場繞流特性復雜，采用CFD數值模擬方法進行研究經濟高效。近地面風是一種低速、不可壓縮、粘性的牛頓流體，為了研究風的湍流在群棚區域引起的平均流場變化，在對其進行數值分析時，將基本控制方程即瞬態Navier-Stokes方程做時間平均化處理，得到基于Reynolds的時均N-S方程[22]（式（1）～式（2））。

式中和分別是與湍動能和耗散率對應的湍動普朗特數，G是平均速度梯度引起的湍動能的產生項，1、2為經驗常數。Realizable模型可以在雷諾應力上保持與真實湍流的一致，在湍動粘度計算中考慮了曲率影響，Lateb等[23-24]通過研究證實該模型能有效適用于邊界層流動、帶分離的流動、旋轉均勻剪切流等各種不同類型的流動模擬，且在干擾效應數值計算中具有良好的適用性。同時考慮壁面存在對流場的影響，采用非平衡壁面函數（non-equilibrium wall functions）將壁面上的物理量與湍流核心區變量聯系起來，實現對Realizable模型的修正。

1.2 干擾因子

為了揭示干擾效應并研究變化規律，衡量其影響程度，引入干擾因子IF[17]，其表達式見式（5）。

式中sI代表干擾效應影響下目標拱棚某區域的風荷載體型系數，sA則代表未受干擾效應影響的單棚對應區域的風荷載體型系數，二者的比例關系體現了風致干擾效應的影響程度。具體來說，當IF絕對值大于1.0時，體現為群棚影響下的放大效應，即風荷載變大，絕對值越大放大效應越明顯；當IF絕對值小于1.0時，體現為群棚影響下的遮擋效應，即風荷載變小，絕對值越小遮擋效應越明顯；當IF等于1.0時，干擾效應消失，風荷載與單棚時相同；倘若IF小于0，說明在干擾效應影響下風向發生反轉。

2 模型建立及其驗證

2.1 群棚模型

作為研究案例的拱形塑料大棚原型來自山東農業大學承擔的國家大宗蔬菜產業技術體系項目“拱棚結構與環境調控”萊蕪試驗站，對應結構尺寸為××=40 m× 8 m×3 m（為拱棚長度，為拱棚跨度，為拱棚高度），肩高為1.4 m，矢跨比為3:8，此類棚型在中國農業生產中應用較為廣泛。群棚模型如圖1所示，采用5行6列對稱布局，拱棚數量為30個，結合生產實際設定棚間道路寬度L1=2.5 m、L2=9 m，群棚模型在坐標軸方向總長度為L=265.5 m。

注：棚間道路寬度LX1=2.5 m、LX2=9 m，模型在坐標軸X方向總長度LX= 265.5 m；LYN為棚間距，在不同模型中取值分別為2、4、6、8、10和12 m；風向角為0、30°、45°、60°、90°；棚體命名規則：采用“i-j”表示，如“1-2”表示第1排第2列對應的棚體。

2.2 棚身分區

結合風壓分布規律及拱棚結構特點將棚面和兩側山墻細分為多個區域。棚面沿坐標軸方向以/43/4為分界線，沿坐標軸方向以棚肩、棚頂位置為分界線進行分區，具體如圖2a所示。其中，區域LT、MT、RT對應棚頂，此處常設有頂部通風口；區域LB、MB、RB和LB￠、MB￠、RB￠對應兩側棚肩以下部位，此處常設有側向通風口；區域LM、MM、RM和LM￠、MM￠、RM￠對應棚肩上部至棚頂之間。兩側山墻LG、RG對應分區如圖2b、2c所示。

注：LT、MT、RT指棚頂左側、中間、右側區域，LB、MB、RB指迎風向棚肩以下左側、中間、右側區域，LB￠、MB￠、RB￠指背風向棚肩以下左側、中間、右側區域，LM、MM、RM指迎風向棚肩與棚頂之間左側、中間、右側區域，LM￠、MM￠、RM￠指背風向棚肩與棚頂之間左側、中間、右側區域，LG1、LG2、LG3指左側山墻迎風向前側、中間、后側區域，RG1、RG2、RG3指右側山墻迎風向前側、中間、后側區域。LG1、LG2、LG3分別與RG1、RG2、RG3位置對稱。

2.3 計算參數

式中湍流積分尺度100(/30)0.5，()為湍流強度，參考日本規范Ⅱ類地貌取值[27]（式（8））。

2.4 模型驗證

柱面殼體與拱棚具有結構相似性，本文結合柱面殼體風洞試驗驗證CFD分析結果的可靠性。李元齊等[28-29]分別對柱面模型（對應矢跨比為1:3、長跨比為1:1）開展了風洞測壓試驗，系統研究了模型表面的平均風壓分布特性，研究結果可用于驗證本文拱棚分析方法與結果的可靠性。按照本文的建模方法，建立同尺寸柱面殼體結構的計算模型，在B類地貌下采用Realizable模型進行CFD分析，獲取了柱面結構3個風向角0、45°、90°的表面平均風壓分布圖，并與風洞試驗結果進行對比，詳見表1。

表1 CFD分析與風洞試驗風壓分布對比

由表1中各圖對比可直觀看出，在風壓分布規律方面，采用本文CFD分析方法得到的分布規律與風洞試驗結果無論是在柱面殼體的迎風面、背風面還是風敏感邊角區域，發展變化趨勢均一致；在風壓系數方面，CFD分析方法所獲取的數值更加細致全面，對比風洞試驗結果，兩者最大正、負風壓系數一致，分別均為+0.3、-1.0，且數值梯度變化基本一致。綜合來看，本文CFD分析結果與風洞試驗實測結果具有較高吻合度，驗證了本文研究方法的可靠性。

3 結果與分析

3.1 風壓分布規律

干擾效應影響棚身風壓分布，在風向角為0時5-3棚位于群棚迎風末排，受干擾效應影響明顯，以不同棚間距下對應的5-3棚為分析對象，開展與單棚對應之平均風壓分布規律的對比分析，如圖3所示。由圖3a單棚平均風壓系數分布圖可明顯看出，等值線排布有序、密集鋪開、左右對稱，基本平行于迎風邊緣，整體變化較規律。其中，區域LB、MB、RB位于迎風面，風壓系數多為正值，最大為+0.30，表現為風壓力；棚頂區域LT、MT、RT及背風面區域LB￠、MB￠、RB￠風壓系數全部為負值，最大為?0.75，表現為風吸力。

圖3 風向角為0時棚體平均風壓系數分布圖

由圖3可明顯看出，5-3棚在干擾效應影響下其平均風壓系數分布圖明顯區別于單棚，5-3棚的風壓系數等值線排布稀疏，對稱性差，同一縱向截面對應的風壓系數不相等。分區域開展對比分析：在棚頂中部區域MT，單棚、5-3棚對應的風壓系數分別介于?0.30～?0.75、?0.20～?1.00，后者風壓系數梯度變化大，風壓大的區域面積較小，整體表現為明顯的遮擋效應；在迎風面及棚頂區域，單棚風壓系數等值線以水平直線均勻分布為主，而5-3棚局部區域LT、RT、LB、RB的風壓等值線表現為集中排布的同心圓，風壓系數梯度變化明顯，部分區域甚至大于單棚，存在放大效應。

進一步分析棚間距YN對5-3棚風壓特性的影響可知，干擾效應受棚間距的影響較為明顯。當YN≤4 m時，5-3棚風壓系數整體小于單棚，以遮擋效應為主；當YN增至6、8 m時，5-3棚迎風區域LB、RB及棚頂邊緣區域LT、RT先后出現放大效應，最大風壓系數在迎風面處由單棚時的+0.30放大至群棚時的+0.50，在棚頂處則由單棚時的?0.75放大至群棚時的?1.05；當YN≥10 m時，風壓系數等值線由稀疏變密集，并逐漸趨近于單棚時的狀態但仍異于單棚，證明干擾效應的影響減弱至穩定狀態但仍然存在。

3.2 干擾效應分析

3.2.1 風向角為0不同棚間距

風向角為0時，選取群棚中的1-3、3-3和5-3棚進行不同棚間距下的風壓特性分析，分別對應圖1所示群棚模型的迎風前排（第1排）、中間（第3排）及末排（第5排）；圖4為各棚迎風面及棚頂各區域對應的干擾因子隨棚間距的變化曲線。

由圖4a可知，位于1-3棚迎風面的區域LB、MB、RB對應的干擾因子全部大于1.0，即所承受的風壓力增強，表現為放大效應，其中區域LB、MB、RB對應的風荷載體型系數比單棚最大分別放大1.33、1.18和1.16倍，并且這種放大效應在YN較小時有逐漸增強趨勢；相比之下，1-3棚棚頂各區域對應的干擾因子全部小于1.0，即棚頂所承受的風吸力減弱，表現為遮擋效應，例如區域RT在YN=10 m時相較于單棚最大遮擋了25%。由此可見，1-3棚雖然處于群棚模型的迎風最前排，前方無遮擋，但依然受周邊棚體干擾效應影響，風壓特性異于單棚。從干擾因子隨棚間距的變化規律來看，當YN≥10 m時，各區域干擾因子均呈現更加趨向于1.0的發展態勢，即無論是放大效應還是遮擋效應都趨于減弱。

圖4 風向角為0時部分區域干擾因子隨棚間距的變化曲線

由圖4b可知，處于群棚模型中間位置的3-3棚，無論YN如何變化，干擾因子全部小于1.0，即遮擋效應始終存在。區域LT、RT、LB、RB位于3-3棚兩端近道路邊緣位置，其干擾因子隨YN增大而增大，遮擋效應減弱，并在YN=10 m時趨于穩定；棚身中部區域MT、MB對應的干擾因子較兩端區域進一步減小，即遮擋效應更加明顯。值得注意的是，當YN≤8 m時，區域MB對應的干擾因子小于0，即此處風荷載方向相對于單棚發生了變化，這是因為群棚布置使得風場湍流度增大，風流發散紊亂形成渦流，致使區域MB由單棚時的風壓力轉變為群棚下的風吸力；其中當YN≤4 m時，干擾因子絕對值增大即風吸力略有增強，當YN≥10 m后，干擾因子為正值，區域MB所承受的風荷載變為風壓力。

由圖4c可知，位于群棚模型迎風末排的5-3棚，其風壓特性較單棚模型亦存在明顯變化，且放大效應與遮擋效應共存。位于棚身近道路邊緣的端部區域LT、RT、LB、RB，其干擾因子在YN=2 m時全部小于1.0，表現為遮擋效應；隨著YN的增大，遮擋效應逐漸減弱直至消失，隨即放大效應開始顯現并達到峰值，最終在YN=10 m時趨于穩定；其中，區域LT、RT、LB、RB對應的風荷載體型系數比單棚最大分別放大1.16、1.26、1.42和1.26倍。相對于其他區域，5-3棚棚身中部區域MT干擾因子變化幅度不大，以遮擋效應為主，但遮擋程度弱于3-3棚；區域MB在YN較小時，同樣出現了與3-3棚相類似的群棚作用下的風吸力。

綜上可知，在風向角為0時，干擾效應在迎風前排與末排區域表現為放大效應與遮擋效應共存，針對放大效應要在群棚結構抗風設計時引起足夠重視；而群棚中間區域則以遮擋效應為主。當YN=10 m時，干擾效應大致趨于穩定。

3.2.2 30°、45°、60°風向角不同棚間距

有關研究表明，處于中間區域的建筑物對面積密度較敏感[7]，故受篇幅所限，對30°、45°、60°風向角下干擾效應的分析主要圍繞圖1中處于中間區域的3-3棚展開。3-3棚在不同風向角下干擾因子隨棚間距YN的變化曲線如圖5所示。

圖5 3-3棚在不同風向角下干擾因子隨棚間距的變化曲線

總體分析圖5可知，在30°、45°、60°風向角下，無論YN如何變化，3-3棚棚身各區域對應的干擾因子始終小于1.0，即全部表現為遮擋效應；在上述各風向角下該效應分別在YN=10、8和10 m時大致趨于穩定，但由于道路寬度L1、L2并未發生改變，各風向來流阻擋仍較嚴重，所以遮擋效應依然明顯存在。針對處于群棚模型中間區域的棚體，因遮擋效應影響其所受風荷載值通常小于單棚，在此區域采用單棚風荷載體型系數進行抗風設計偏于安全。

如圖5a、圖5b所示，在30°、45°風向角下，各區域對應干擾因子隨棚間距的變化曲線差異較大，部分區域（如LT）的干擾因子隨YN增大而增大，即遮擋效應逐漸減弱；但存在個別區域（如MT）的干擾因子隨YN的增大而減小，即遮擋效應反而增強，這與棚身各區域在風向與間距變化下來流阻擋情況的不同有關。當YN≥6 m時，30°風向角下區域LB，45°風向角下區域LB、MB均在渦流作用下出現風向變化，由風壓力轉變為風吸力。與30°、45°風向角相比，60°風向角下的干擾因子隨棚間距的變化曲線則呈現出較強的規律性，由圖5c可知，各區域遮擋效應隨YN增大而逐漸減弱，其中位于迎風山墻的區域LG1、LG2在YN增至10 m時更加趨近于單棚時的狀態。

綜上可知，在30°、45°、60°風向角下，干擾效應在群棚模型中間區域全部表現為遮擋效應；在YN較小時遮擋效應明顯，隨著YN增大，遮擋效應以減弱為主，當YN增至10 m時遮擋效應依然存在但已趨于平穩。

3.2.3 90°風向角不同棚間距

圖6a為90°風向角單棚風壓系數的分布圖，沿縱軸基本呈對稱分布，棚頂風壓系數全部為負值，表現為風吸力。棚體迎風前緣形成小范圍的氣流分離區，湍流運動劇烈，風壓系數最大為-0.9，隨著來流的分離、再附以及動能減小，棚頂風壓沿縱軸逐漸減小。圖6b為90°風向角位于群棚模型中間區域的3-3棚對應的風壓系數分布圖，由于該棚處于迎風向第3排，風壓系數整體較小，梯度變化較弱，遮擋效應明顯；研究發現，由于緊鄰3-3棚兩側山墻的道路寬度并未改變，致使來流阻擋仍較嚴重，即使增加棚間距YN，遮擋效應依然明顯存在。

圖6 90°風向角棚體平均風壓系數分布圖

90°風向角下，群棚模型迎風前排的風壓特性變化最為明顯，故選取3-1棚進行討論，對應的干擾因子隨棚間距的變化曲線如圖7所示。分析可知，位于3-1棚迎風山墻的區域LG1、LG2及迎風前緣的區域LT、LB、LB￠基本均呈放大效應。其中，區域LG1、LG2對應的干擾因子隨棚間距的變化平穩，除區域LG2在YN=2 m時對應的干擾因子小于1.0，其他區域均大于1.0，但放大效應并不明顯；相比而言，區域LT、LB、LB￠在YN較小時呈非常明顯的放大效應，當YN=2 m時，3個區域分別被放大1.25、1.42和1.43倍。其原因是在90°風向角下，當YN較小時在棚區局部會形成峽谷狀通道，風從通道間川流而過，風速加快，形成峽谷效應[30-31]，使兩側棚身受到更大的風荷載值，導致放大效應的出現，并且這種放大效應隨YN增大而明顯減弱，當YN增至10 m時，干擾因子接近于1.0，放大效應基本消失。

圖7 3-1棚在90°風向角下干擾因子隨棚間距的變化曲線

綜合而言，90°風向角下，當YN較小時，會在群棚模型迎風首排前緣區域存在明顯的放大效應，威脅結構安全；此效應隨YN的增大而減弱，并在YN=10 m時近乎消失。與迎風首排不同，在群棚模型迎風向中間及后排區域則存在明顯的遮擋效應，整體風力作用較弱，即使YN發生變化，該遮擋效應依然明顯存在。

3.3 群棚風壓通風

風壓通風是借助風力作用造成的室內外壓差進行空氣交換的技術措施，屬于自然通風的主要方式，是調控棚內溫濕度的有力手段，能有效節約能源、降低成本、提高產出。通風口的設置位置直接影響群棚風壓通風，例如《溫室通風降溫設計規范》（GB/T 18621-2002）[32]在自然通風系統中規定天窗的最佳位置應設在屋面最高處（圓弧拱頂或屋脊），宮彬彬等[33]研究也表明拱形溫室拱頂窗口邊界平滑更加適合氣流流動，拱頂開窗在風壓通風時更加利于熱量散失；受干擾效應引起的特征湍流作用，風向、風力的變化也會直接影響通風效果。在風壓通風的研究中，風壓系數起著重要作用，農業行業標準《溫室通風設計規范》（NY/T 1451-2018）[34]在自然通風系統設計中建議參照風力作用下溫室圍護結構各部位的風壓系數合理布局進、出風口位置，以增加空氣流量。

以拱棚通風口區域的平均風壓系數隨風向角及棚間距的變化分析單棚及群棚的風壓通風效果。拱棚通風口通常設置在兩側棚肩以下及棚頂，通過上文分析可知，棚肩以下對應的區域LB、MB、RB在群棚布置下常以遮擋效應為主，偶爾還會出現風向變化，影響風壓通風，不便于定量分析；而棚頂區域LT、MT、RT在各風向下始終體現為負壓，即存在利于風壓通風的風吸力，平均風壓系數越大，風吸力越強，風壓通風效果越好，因此對棚頂的風壓特性展開分析。

圖8為單棚、不同棚間距下的群棚其棚頂平均風壓系數與風向角的關系曲線，分析可知：單棚在風向角為0時其棚頂平均風壓系數最大，約為-0.62，即棚頂所承受的整體風吸力最強，隨著風向角從0增至90°，平均風壓系數逐漸減小，在90°風向角時棚頂整體風吸力最弱，這也與圖6a吻合；針對群棚，重點分析YN=2、12 m工況，顯然相對于單棚，群棚布置減小了棚頂平均風壓系數，直接削弱風壓通風效果，表現為明顯的遮擋效應，其遮擋程度在各風向角下大約為24%～37%，同時群棚在不同風向角下其所展現的風壓特性變化規律與單棚一致，即隨著風向角增大，群棚頂部平均風壓系數逐漸減小，風吸力整體明顯減弱，其中當風向角大于30°時，風吸力損失尤為明顯。由此可見，無論是單棚還是群棚，當來流風向與棚身長軸方向趨于垂直時，棚頂風壓系數相對較大，風吸力更強，更利于風壓通風。此外，對比棚間距為2和12 m的群棚模型其平均風壓系數變化規律可知，隨著棚間距減小，棚頂平均風壓系數變得更小，即風吸力更弱，遮擋效應更嚴重。

圖8 單棚及群棚頂部平均風壓系數與風向角關系曲線

綜上可知，群棚布置引發遮擋效應不利于棚區風壓通風，來流風向與棚間距也會明顯改變群棚風壓特性，影響通風效果。考慮到群棚布置下遮擋效應無法規避，為降低該效應對風壓通風的不利影響，進一步增大棚頂風吸力，在群棚園區規劃布局時，一方面應盡量使棚身長軸方向與群棚所處地域夏季主導風向垂直，另一方面可適當增加棚間距。由于研究的是群棚整體風壓通風效果，考慮到自然通風的復雜多變，本文僅把棚外空間作為CFD分析的計算域，并未詳細考慮棚內氣體流動。

4 風荷載體型系數

風荷載體型系數采用面上某點的風壓系數與該點所屬面積的乘積，經加權平均得到，其數值大小受區域體型、尺寸、風向等影響；為便于工程設計，通常按照分區賦值的方式予以確定。《農業溫室結構荷載規范》（GB/T 51183-2016）有單跨落地單個拱棚風荷載體型系數的取值規定[20]，但未考慮群體拱棚風致干擾效應的影響。

4.1 單 棚

結合本文拱棚結構的特點，根據研究成果按照分區理念，在不同風向角下，重點確定了單棚兩側棚肩以下部位（區域LB、MB、RB、LB￠、MB￠、RB￠）、中間棚頂（區域LT、MT、RT）和山墻（區域LG1、LG2、LG3）各細分區域對應的風荷載體型系數，詳見表2；由于區域RG與LG對稱，故可參照LG各分區確定；棚肩以上區域（LM、MM、RM、LM￠、MM￠、RM￠）體型系數可參照短軸方向中間棚頂對應區域（LT、MT、RT）確定。

由表2可知，單棚風荷載體型系數的最大值為-0.71，出現在風敏感區域LT。其原因是斜風向時棚頂迎風前緣處會出現破壞性極強的錐形渦，產生明顯的流動分離,形成較大的逆壓梯度[35],使區域LT的風荷載體型系數達到最大，極易引發局部破壞，威脅結構安全。為便于單棚結構抗風設計使用，參照《農業溫室結構荷載規范》（GB/T 51183-2016）[20]的分區賦值方式，將拱棚按照不同區域予以風荷載體型系數的整體賦值，賦值采用各分區最大數值且適當兼顧相近風向角的情況，具體為：當風向角為0時，單棚風荷載體型系數在迎風面、中間棚頂、背風面、兩側山墻分別為+0.30、?0.71、?0.26、?0.48；當風向角為90°時，單棚風荷載體型系數在迎風山墻、棚面分別為+0.34、?0.35。

表2 單棚風荷載體型系數

4.2 群 棚

由上文干擾效應的分析可知，拱棚受干擾效應影響，放大與遮擋效應并存，其中群棚外圍區域存在放大效應，而群棚中間區域則以遮擋效應為主，具體如圖9所示。因此，應基于干擾效應建立拱棚結構的風荷載體型系數，避免風致局部破壞，確保群棚結構抗風安全。

圖9 風致干擾效應分布圖

群棚外圍區域拱棚的風荷載體型系數，詳見表3，其具體確定方法為，以表2單棚風荷載體型系數為基準乘以最大放大倍數（最大干擾因子），當風向角為0時，區域LT、RT、LB、MB、RB分別放大1.16、1.26、1.42、1.18和1.26倍；當風向角為90°時，區域LG1、LG2、LG3分別放大1.10、1.06和1.10倍，區域LT、LB、LB￠分別放大1.25、1.42和1.43倍。

為便于群體拱形塑料大棚的抗風設計使用，依據同樣的分區賦值方法，確定群棚放大效應影響區各拱棚的風荷載體型系數，具體為：當風向角為0時，群棚風荷載體型系數在迎風面、中間棚頂、背風面、兩側山墻分別為+0.41、?0.78、?0.26、?0.48；當風向角為90°時，群棚風荷載體型系數在迎風山墻、棚面分別為+0.36、?0.44。針對處于中間遮擋效應影響區的拱棚，在各風向角下均以遮擋效應為主，結構所受的風荷載減小，采用單棚對應的風荷載體型系數偏于安全，可不予調整。

表3 群棚風荷載體型系數

經與單棚及群棚風荷載體型系數對比可知，中國現行《農業溫室結構荷載規范》（GB/T 51183-2016）[20]提供的數值整體較保守，在拱棚迎風面、背風面和山墻區域尤為明顯；其中需要注意的是，在90°風向角下，單棚及群棚棚面端部（區域LT）的風荷載體型系數均大于規范正常值，學者Kim等[36]在連拱溫室的研究中同樣存在此現象，而關于此類風敏感區域《農業溫室結構荷載規范》（GB/T 51183-2016）[20]亦有特殊說明，即“溫室屋脊、山墻和側墻端部及屋檐邊2 m范圍內的圍護構件及連接件的風荷載計算時，風荷載局部體型系數可取1.50”。綜合來看，建議在群體拱形塑料大棚主體及圍護結構的抗風設計時，風荷載體型系數采用考慮干擾效應的分區賦值方法。

5 結 論

本文采用經驗證的CFD分析方法對拱形塑料大棚單棚及群棚模型在不同的風向角、棚間距條件下，進行了表面平均風壓分布的數值模擬，據此對拱棚風壓特性展開了深入分析，所得主要結論如下：

1）拱形塑料大棚因群體布置引發干擾效應，該效應具體表現為放大或遮擋效應，其中群棚外圍區域存在放大效應，而群棚中間區域則以遮擋效應為主。干擾效應受風向角及棚間距的影響較明顯，整體隨棚間距的增大而趨于減弱，當棚間距增至10 m時，干擾效應依然存在但已趨于平穩。

2）群棚布置引發遮擋效應不利于棚區風壓通風，來流風向與棚間距的變化也會明顯改變群棚風壓特性，影響通風能力。為充分保證風壓通風效果，合理實施通風措施，應在群棚園區規劃布局時，使棚身長軸方向與群棚所處地域夏季主導風向垂直，并適當增加棚間距。

3）群棚放大效應威脅結構安全，不容忽視。在群棚結構抗風設計時，應在單棚風荷載體型系數的基礎上乘以相應的最大干擾因子，綜合考慮放大效應以確保安全。針對本文所研拱形塑料大棚（矢跨比=3:8），其群棚外圍區域拱棚的風荷載體型系數可設定為：當風向角為0時，風荷載體型系數在迎風面、中間棚頂、背風面、兩側山墻分別為+0.41、?0.78、?0.26、?0.48；當風向角為90°時，風荷載體型系數在迎風山墻、棚面分別為+0.36、?0.44。群棚中間區域拱棚可采用單棚風荷載體型系數，當風向角為0時，風荷載體型系數在迎風面、中間棚頂、背風面、兩側山墻分別為+0.30、?0.71、?0.26、?0.48；當風向角為90°時，風荷載體型系數在迎風山墻、棚面分別為+0.34、?0.35。

本文以實際工程為背景，僅系統研究了單一矢跨比下拱形塑料大棚的風致干擾效應及風壓特性，后續有必要系統研究矢跨比的影響規律；受干擾效應影響，群棚尤其是棚間區域湍流運動劇烈，繞流特性復雜，屬高度非線性問題，建議在CFD分析基礎上開展風洞試驗研究；鑒于風致干擾效應的復雜性，如何綜合考慮結構安全、使用效益等因素建立風致干擾效應的綜合評價指標體系，值得后續深入研究。

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Wind-induced interference effects and wind pressure characteristics of arched plastic greenhouses

Wu Kun1,3, Wang Shaojie1,2※, Zhang Guangpeng1, Wei Min2, Liu Fusheng1, Lü Xin1

(1.271018; 2.271018; 3.261206)

Wind-induced interference effect commonly occurs among arched plastic greenhouse group. To describe such influence and finally determine the wind load shape coefficients considering the interference effects, we conducted a series of numerical simulations based on computational fluid dynamics (CFD). Combining the Reynolds-averaged N-S equations and the Realizableturbulence model, the surface wind pressure characteristics of the models for single greenhouse and greenhouse group under different wind direction angles and distances were studied separately. In combination with the actual production, 5 rows and 6 columns symmetrical layout was adopted as the greenhouse group’s model with different gap distances (2, 4, 6, 8, 10 and 12 m) and wind direction angles (0, 30, 45, 60 and 90 degrees). In order to achieve quantitative analysis of the wind-induced interference effects, the interference factor was introduced in this paper as an important contrast parameter. According to the characteristics of the greenhouse structure, the greenhouse partition was reasonably set to realize the key research of wind pressure characteristics in wind-sensitive areas. In the numerical wind tunnel simulation, unstructured grids suitable for greenhouse group’s model were used to divide the computational domain. The calculation parameters such as blocking ratio, inlet and outlet conditions, and near-wall treatments and so on were appropriately set. By comparing with wind tunnel test results of similar models, the present numerical simulations were verified. According to the simulation results, the arrangement of greenhouse group causes the wind-induced interference effects, which will change wind pressure characteristics of the greenhouses. The effects can result in amplification effects (the outer area of the greenhouse group) and the shielding effects (the middle area of the greenhouse group), among which the amplification effects threatens the safety of the structure and cannot be ignored. The interference effects is significantly affected by the wind direction angle and the gap distance, and specifically it decreases with the increase of distance, and tends to be stable when the distance between greenhouses is about 10 m. Based on the analysis of the variation law of the mean wind pressure coefficients and wind direction angles on the greenhouse group’s roofs, it is obvious that the interference effects weakens the wind pressure ventilation ability of the greenhouse group as a whole. From the point of view of advantageous to wind pressure ventilation, the suggestions on planning and layout of the greenhouse group are put forward, that is, the long axis direction of the greenhouses should be perpendicular to the dominant wind direction in summer of the area where the greenhouse group is located and the gap distance should be increased appropriately. Finally, according to the wind-induced interference effects, the wind load shape coefficients for arched plastic greenhouses (the rise-span ratio is 3:8) are given, which are convenient for design. The wind load shape coefficients of greenhouses which are located in the outer area of the greenhouse group: At 0 wind direction angle, +0.41 on the windward side, -0.78 on the middle roof, -0.26 on the leeward side and -0.48 on both sides of gables; at 90 degrees wind direction angle, +0.36 on the windward gable, -0.44 on the roof. The wind load shape coefficients of greenhouses which are located in the middle area of the greenhouse group: At 0 wind direction angle, +0.30 on the windward side, -0.71 on the middle roof, -0.26 on the leeward side and -0.48 on both sides of gables; at 90 degrees wind direction angle, +0.34 on the windward gable, -0.35 on the roof. Wind-induced interference effects exists in arched plastic greenhouses arranged in group, and wind pressure changes on the greenhouses caused by wind-induced interference effects should be considered in design.

loads; model; ventilation; arched plastic greenhouses; numerical wind tunnel; interference factor; wind-induced interference effects; wind load shape coefficients

10.11975/j.issn.1002-6819.2019.15.021

S625.1

A

1002-6819(2019)-15-0165-10

2019-05-28

2019-07-29

國家大宗蔬菜產業技術體系項目（CARS-23-C04）；中國博士后科學基金面上項目（2017M622239）；國家重點研發計劃政府間國際科技創新合作重點專項項目（2017YFE9135300）

吳 昆，博士生，講師，主要從事園藝設施風工程研究。Email：wukun07@163.com

王少杰，副教授，博士，主要從事農業建筑與結構、結構安全與防災診治等研究。Email：tumuwsj@sdau.edu.cn

吳昆，王少杰，張廣鵬，魏 珉，劉福勝，呂 鑫. 拱形塑料大棚風致干擾效應及風壓特性研究[J]. 農業工程學報，2019，35(15)：165－174. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.15.021 http://www.tcsae.org

Wu Kun, Wang Shaojie, Zhang Guangpeng, Wei Min, Liu Fusheng, Lü Xin. Wind-induced interference effects and wind pressure characteristics of arched plastic greenhouses[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2019, 35(15): 165－174. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.15.021 http://www.tcsae.org