拱形塑料大棚风致干扰效应及风压特性研究

吴 昆，王少杰，张广鹏，魏 珉，刘福胜，吕 鑫

拱形塑料大棚风致干扰效应及风压特性研究

吴 昆1,3，王少杰1,2※，张广鹏1，魏 珉2，刘福胜1，吕 鑫1

（1. 山东农业大学水利土木工程学院，泰安 271018； 2. 山东农业大学园艺科学与工程学院，泰安 271018；3. 山东交通职业学院，潍坊 261206）

群体布置的拱形塑料大棚（简称群棚）棚间存在风致干扰效应，为了探明群棚干扰效应并建立考虑干扰效应的风荷载体型系数，基于Reynolds时均N-S方程和Realizable湍流模型，采用经验证的数值风洞方法研究了拱形塑料大棚单棚及群棚模型在不同风向角、不同棚间距下的表面风压特性。结果表明：拱棚群体布置引发干扰效应并改变风压特性，该效应具体表现为放大效应（群棚外围区域）和遮挡效应（群棚中间区域）；干扰效应受风向角及棚间距的影响较明显，整体随棚间距增大而减弱，并大致在10 m棚间距时趋于稳定。干扰效应整体削弱棚区风压通风能力，从利于风压通风角度提出了群棚园区规划布局建议，即棚身长轴方向宜与群棚所处地域夏季主导风向相垂直并适当增加棚间距。最后，以上述研究为基础，根据干扰效应分区域给出了群棚（矢跨比=3:8）便于设计使用的风荷载体型系数。处于群棚外围区域的拱棚，其风荷载体型系数具体为：当风向角为0时，风荷载体型系数在迎风面、中间棚顶、背风面、两侧山墙分别为+0.41、-0.78、-0.26、-0.48；当风向角为90°时，风荷载体型系数在迎风山墙、棚面分别为+0.36、-0.44。处于群棚中间区域的拱棚，其风荷载体型系数具体为：当风向角为0时，风荷载体型系数在迎风面、中间棚顶、背风面、两侧山墙分别为+0.30、-0.71、-0.26、-0.48；当风向角为90°时，风荷载体型系数在迎风山墙、棚面分别为+0.34、-0.35。研究结论：群体布置的拱形塑料大棚存在风致干扰效应，设计时宜考虑风致干扰效应引起的棚面风压变化。

荷载；模型；通风；拱形塑料大棚；数值风洞；干扰因子；风致干扰效应；风荷载体型系数

0 引 言

随着农业技术、保护地栽培技术的迅速发展，拱形塑料大棚广泛用于农业生产，它具有抵抗自然灾害、防寒保温、抗旱抗涝（避雨）、延长作物生长期等优点，能够实现作物稳产增产，深受广大生产者欢迎。拱形塑料大棚属于典型的自重轻、结构柔、使用年限短、风雪荷载敏感的低矮结构，在进行结构计算时风雪荷载通常是重要控制荷载[1]；近年来，风灾导致拱形塑料大棚破坏事故屡见不鲜[2]。

生产中，拱形塑料大棚多以群体布置，国内外学者[3-7]研究表明，群集建筑物会影响周边风环境，改变建筑表面风压特性，形成干扰效应。此前关于风致干扰效应的研究，大多借助风洞试验方法，且多针对几个体形规则的平屋面结构或高耸结构[8-11]；而对连片低矮的拱形塑料大棚群体结构风压特性研究相对较少。随着计算流体动力学（computational fluid dynamics，CFD）的迅速发展，出现了与风洞试验对应的CFD数值风洞模拟方法，该方法通过数值计算和图像显示功能，在时间和空间上定量描述流场数值解，能方便地提供全部流场范围的详细信息，为监测复杂流动提供了直观有效的工具。近年来基于CFD数值风洞开展风工程研究在大跨度结构、平屋面结构、柱面拱形结构等多种结构形式及室内通风等诸多领域均得到了广泛应用[12-16]，求解结果可靠性得到验证。

基于CFD数值风洞，颜卫亨等[17]针对野营帐篷进行了群体风致干扰效应研究，提出了遮挡与放大效应；但拱形塑料大棚与野营帐篷结构形式、使用功能不同。风荷载体型系数是结构抗风设计的重要参数，且受干扰效应的影响较显著[18]，中国《建筑结构荷载规范》（GB 50009-2012）[19]对风荷载体型系数的设定主要适用于建筑结构，没有充分考虑拱棚结构的特点；《农业温室结构荷载规范》（GB/T 51183-2016）[20]在《建筑结构荷载规范》（GB 50009-2012）基础上，根据温室结构特点进行了风荷载体型系数的调整，但其所涵盖的棚型和风向角仍不够全面，也没有考虑风致干扰效应影响。在国外，澳大利亚/新西兰《Structural design actions Part 2: Wind actions》(AS/NZS 1170. 2: 2011)[21]规定：在迎风方向两侧各22.5°、半径为20倍的受扰建筑高度范围内，且当施扰建筑高度不小于受扰建筑时，才允许考虑遮挡影响，并用小于1.0的遮挡系数s来衡量遮挡程度；但该规范并未提及放大效应影响，偏于不安全。

连片低矮且对风敏感的拱形塑料大棚群体，在近地面高湍流度风场作用下，其风压特性易受周围拱棚的干扰，形成风致干扰效应。为了探明该干扰效应，提出考虑干扰效应影响的风荷载体型系数，本文以Reynolds时均N-S方程和Realizable模型为基础，以风向角和棚间距为变量（共30种工况），对单棚及群棚模型进行了表面平均风压的数值风洞仿真计算，深入分析了风压特性变化规律,最后提出了实用化的设计参数和基于主导风向的园区规划布局建议。

1 理论与方法

1.1 计算原理

受干扰效应影响，群棚区域流场绕流特性复杂，采用CFD数值模拟方法进行研究经济高效。近地面风是一种低速、不可压缩、粘性的牛顿流体，为了研究风的湍流在群棚区域引起的平均流场变化，在对其进行数值分析时，将基本控制方程即瞬态Navier-Stokes方程做时间平均化处理，得到基于Reynolds的时均N-S方程[22]（式（1）～式（2））。

式中和分别是与湍动能和耗散率对应的湍动普朗特数，G是平均速度梯度引起的湍动能的产生项，1、2为经验常数。Realizable模型可以在雷诺应力上保持与真实湍流的一致，在湍动粘度计算中考虑了曲率影响，Lateb等[23-24]通过研究证实该模型能有效适用于边界层流动、带分离的流动、旋转均匀剪切流等各种不同类型的流动模拟，且在干扰效应数值计算中具有良好的适用性。同时考虑壁面存在对流场的影响，采用非平衡壁面函数（non-equilibrium wall functions）将壁面上的物理量与湍流核心区变量联系起来，实现对Realizable模型的修正。

1.2 干扰因子

为了揭示干扰效应并研究变化规律，衡量其影响程度，引入干扰因子IF[17]，其表达式见式（5）。

式中sI代表干扰效应影响下目标拱棚某区域的风荷载体型系数，sA则代表未受干扰效应影响的单棚对应区域的风荷载体型系数，二者的比例关系体现了风致干扰效应的影响程度。具体来说，当IF绝对值大于1.0时，体现为群棚影响下的放大效应，即风荷载变大，绝对值越大放大效应越明显；当IF绝对值小于1.0时，体现为群棚影响下的遮挡效应，即风荷载变小，绝对值越小遮挡效应越明显；当IF等于1.0时，干扰效应消失，风荷载与单棚时相同；倘若IF小于0，说明在干扰效应影响下风向发生反转。

2 模型建立及其验证

2.1 群棚模型

作为研究案例的拱形塑料大棚原型来自山东农业大学承担的国家大宗蔬菜产业技术体系项目“拱棚结构与环境调控”莱芜试验站，对应结构尺寸为××=40 m× 8 m×3 m（为拱棚长度，为拱棚跨度，为拱棚高度），肩高为1.4 m，矢跨比为3:8，此类棚型在中国农业生产中应用较为广泛。群棚模型如图1所示，采用5行6列对称布局，拱棚数量为30个，结合生产实际设定棚间道路宽度L1=2.5 m、L2=9 m，群棚模型在坐标轴方向总长度为L=265.5 m。

注：棚间道路宽度LX1=2.5 m、LX2=9 m，模型在坐标轴X方向总长度LX= 265.5 m；LYN为棚间距，在不同模型中取值分别为2、4、6、8、10和12 m；风向角为0、30°、45°、60°、90°；棚体命名规则：采用“i-j”表示，如“1-2”表示第1排第2列对应的棚体。

2.2 棚身分区

结合风压分布规律及拱棚结构特点将棚面和两侧山墙细分为多个区域。棚面沿坐标轴方向以/43/4为分界线，沿坐标轴方向以棚肩、棚顶位置为分界线进行分区，具体如图2a所示。其中，区域LT、MT、RT对应棚顶，此处常设有顶部通风口；区域LB、MB、RB和LB¢、MB¢、RB¢对应两侧棚肩以下部位，此处常设有侧向通风口；区域LM、MM、RM和LM¢、MM¢、RM¢对应棚肩上部至棚顶之间。两侧山墙LG、RG对应分区如图2b、2c所示。

注：LT、MT、RT指棚顶左侧、中间、右侧区域，LB、MB、RB指迎风向棚肩以下左侧、中间、右侧区域，LB¢、MB¢、RB¢指背风向棚肩以下左侧、中间、右侧区域，LM、MM、RM指迎风向棚肩与棚顶之间左侧、中间、右侧区域，LM¢、MM¢、RM¢指背风向棚肩与棚顶之间左侧、中间、右侧区域，LG1、LG2、LG3指左侧山墙迎风向前侧、中间、后侧区域，RG1、RG2、RG3指右侧山墙迎风向前侧、中间、后侧区域。LG1、LG2、LG3分别与RG1、RG2、RG3位置对称。

2.3 计算参数

式中湍流积分尺度100(/30)0.5，()为湍流强度，参考日本规范Ⅱ类地貌取值[27]（式（8））。

2.4 模型验证

柱面壳体与拱棚具有结构相似性，本文结合柱面壳体风洞试验验证CFD分析结果的可靠性。李元齐等[28-29]分别对柱面模型（对应矢跨比为1:3、长跨比为1:1）开展了风洞测压试验，系统研究了模型表面的平均风压分布特性，研究结果可用于验证本文拱棚分析方法与结果的可靠性。按照本文的建模方法，建立同尺寸柱面壳体结构的计算模型，在B类地貌下采用Realizable模型进行CFD分析，获取了柱面结构3个风向角0、45°、90°的表面平均风压分布图，并与风洞试验结果进行对比，详见表1。

表1 CFD分析与风洞试验风压分布对比

由表1中各图对比可直观看出，在风压分布规律方面，采用本文CFD分析方法得到的分布规律与风洞试验结果无论是在柱面壳体的迎风面、背风面还是风敏感边角区域，发展变化趋势均一致；在风压系数方面，CFD分析方法所获取的数值更加细致全面，对比风洞试验结果，两者最大正、负风压系数一致，分别均为+0.3、-1.0，且数值梯度变化基本一致。综合来看，本文CFD分析结果与风洞试验实测结果具有较高吻合度，验证了本文研究方法的可靠性。

3 结果与分析

3.1 风压分布规律

干扰效应影响棚身风压分布，在风向角为0时5-3棚位于群棚迎风末排，受干扰效应影响明显，以不同棚间距下对应的5-3棚为分析对象，开展与单棚对应之平均风压分布规律的对比分析，如图3所示。由图3a单棚平均风压系数分布图可明显看出，等值线排布有序、密集铺开、左右对称，基本平行于迎风边缘，整体变化较规律。其中，区域LB、MB、RB位于迎风面，风压系数多为正值，最大为+0.30，表现为风压力；棚顶区域LT、MT、RT及背风面区域LB¢、MB¢、RB¢风压系数全部为负值，最大为−0.75，表现为风吸力。

图3 风向角为0时棚体平均风压系数分布图

由图3可明显看出，5-3棚在干扰效应影响下其平均风压系数分布图明显区别于单棚，5-3棚的风压系数等值线排布稀疏，对称性差，同一纵向截面对应的风压系数不相等。分区域开展对比分析：在棚顶中部区域MT，单棚、5-3棚对应的风压系数分别介于−0.30～−0.75、−0.20～−1.00，后者风压系数梯度变化大，风压大的区域面积较小，整体表现为明显的遮挡效应；在迎风面及棚顶区域，单棚风压系数等值线以水平直线均匀分布为主，而5-3棚局部区域LT、RT、LB、RB的风压等值线表现为集中排布的同心圆，风压系数梯度变化明显，部分区域甚至大于单棚，存在放大效应。

进一步分析棚间距YN对5-3棚风压特性的影响可知，干扰效应受棚间距的影响较为明显。当YN≤4 m时，5-3棚风压系数整体小于单棚，以遮挡效应为主；当YN增至6、8 m时，5-3棚迎风区域LB、RB及棚顶边缘区域LT、RT先后出现放大效应，最大风压系数在迎风面处由单棚时的+0.30放大至群棚时的+0.50，在棚顶处则由单棚时的−0.75放大至群棚时的−1.05；当YN≥10 m时，风压系数等值线由稀疏变密集，并逐渐趋近于单棚时的状态但仍异于单棚，证明干扰效应的影响减弱至稳定状态但仍然存在。

3.2 干扰效应分析

3.2.1 风向角为0不同棚间距

风向角为0时，选取群棚中的1-3、3-3和5-3棚进行不同棚间距下的风压特性分析，分别对应图1所示群棚模型的迎风前排（第1排）、中间（第3排）及末排（第5排）；图4为各棚迎风面及棚顶各区域对应的干扰因子随棚间距的变化曲线。

由图4a可知，位于1-3棚迎风面的区域LB、MB、RB对应的干扰因子全部大于1.0，即所承受的风压力增强，表现为放大效应，其中区域LB、MB、RB对应的风荷载体型系数比单棚最大分别放大1.33、1.18和1.16倍，并且这种放大效应在YN较小时有逐渐增强趋势；相比之下，1-3棚棚顶各区域对应的干扰因子全部小于1.0，即棚顶所承受的风吸力减弱，表现为遮挡效应，例如区域RT在YN=10 m时相较于单棚最大遮挡了25%。由此可见，1-3棚虽然处于群棚模型的迎风最前排，前方无遮挡，但依然受周边棚体干扰效应影响，风压特性异于单棚。从干扰因子随棚间距的变化规律来看，当YN≥10 m时，各区域干扰因子均呈现更加趋向于1.0的发展态势，即无论是放大效应还是遮挡效应都趋于减弱。

图4 风向角为0时部分区域干扰因子随棚间距的变化曲线

由图4b可知，处于群棚模型中间位置的3-3棚，无论YN如何变化，干扰因子全部小于1.0，即遮挡效应始终存在。区域LT、RT、LB、RB位于3-3棚两端近道路边缘位置，其干扰因子随YN增大而增大，遮挡效应减弱，并在YN=10 m时趋于稳定；棚身中部区域MT、MB对应的干扰因子较两端区域进一步减小，即遮挡效应更加明显。值得注意的是，当YN≤8 m时，区域MB对应的干扰因子小于0，即此处风荷载方向相对于单棚发生了变化，这是因为群棚布置使得风场湍流度增大，风流发散紊乱形成涡流，致使区域MB由单棚时的风压力转变为群棚下的风吸力；其中当YN≤4 m时，干扰因子绝对值增大即风吸力略有增强，当YN≥10 m后，干扰因子为正值，区域MB所承受的风荷载变为风压力。

由图4c可知，位于群棚模型迎风末排的5-3棚，其风压特性较单棚模型亦存在明显变化，且放大效应与遮挡效应共存。位于棚身近道路边缘的端部区域LT、RT、LB、RB，其干扰因子在YN=2 m时全部小于1.0，表现为遮挡效应；随着YN的增大，遮挡效应逐渐减弱直至消失，随即放大效应开始显现并达到峰值，最终在YN=10 m时趋于稳定；其中，区域LT、RT、LB、RB对应的风荷载体型系数比单棚最大分别放大1.16、1.26、1.42和1.26倍。相对于其他区域，5-3棚棚身中部区域MT干扰因子变化幅度不大，以遮挡效应为主，但遮挡程度弱于3-3棚；区域MB在YN较小时，同样出现了与3-3棚相类似的群棚作用下的风吸力。

综上可知，在风向角为0时，干扰效应在迎风前排与末排区域表现为放大效应与遮挡效应共存，针对放大效应要在群棚结构抗风设计时引起足够重视；而群棚中间区域则以遮挡效应为主。当YN=10 m时，干扰效应大致趋于稳定。

3.2.2 30°、45°、60°风向角不同棚间距

有关研究表明，处于中间区域的建筑物对面积密度较敏感[7]，故受篇幅所限，对30°、45°、60°风向角下干扰效应的分析主要围绕图1中处于中间区域的3-3棚展开。3-3棚在不同风向角下干扰因子随棚间距YN的变化曲线如图5所示。

图5 3-3棚在不同风向角下干扰因子随棚间距的变化曲线

总体分析图5可知，在30°、45°、60°风向角下，无论YN如何变化，3-3棚棚身各区域对应的干扰因子始终小于1.0，即全部表现为遮挡效应；在上述各风向角下该效应分别在YN=10、8和10 m时大致趋于稳定，但由于道路宽度L1、L2并未发生改变，各风向来流阻挡仍较严重，所以遮挡效应依然明显存在。针对处于群棚模型中间区域的棚体，因遮挡效应影响其所受风荷载值通常小于单棚，在此区域采用单棚风荷载体型系数进行抗风设计偏于安全。

如图5a、图5b所示，在30°、45°风向角下，各区域对应干扰因子随棚间距的变化曲线差异较大，部分区域（如LT）的干扰因子随YN增大而增大，即遮挡效应逐渐减弱；但存在个别区域（如MT）的干扰因子随YN的增大而减小，即遮挡效应反而增强，这与棚身各区域在风向与间距变化下来流阻挡情况的不同有关。当YN≥6 m时，30°风向角下区域LB，45°风向角下区域LB、MB均在涡流作用下出现风向变化，由风压力转变为风吸力。与30°、45°风向角相比，60°风向角下的干扰因子随棚间距的变化曲线则呈现出较强的规律性，由图5c可知，各区域遮挡效应随YN增大而逐渐减弱，其中位于迎风山墙的区域LG1、LG2在YN增至10 m时更加趋近于单棚时的状态。

综上可知，在30°、45°、60°风向角下，干扰效应在群棚模型中间区域全部表现为遮挡效应；在YN较小时遮挡效应明显，随着YN增大，遮挡效应以减弱为主，当YN增至10 m时遮挡效应依然存在但已趋于平稳。

3.2.3 90°风向角不同棚间距

图6a为90°风向角单棚风压系数的分布图，沿纵轴基本呈对称分布，棚顶风压系数全部为负值，表现为风吸力。棚体迎风前缘形成小范围的气流分离区，湍流运动剧烈，风压系数最大为-0.9，随着来流的分离、再附以及动能减小，棚顶风压沿纵轴逐渐减小。图6b为90°风向角位于群棚模型中间区域的3-3棚对应的风压系数分布图，由于该棚处于迎风向第3排，风压系数整体较小，梯度变化较弱，遮挡效应明显；研究发现，由于紧邻3-3棚两侧山墙的道路宽度并未改变，致使来流阻挡仍较严重，即使增加棚间距YN，遮挡效应依然明显存在。

图6 90°风向角棚体平均风压系数分布图

90°风向角下，群棚模型迎风前排的风压特性变化最为明显，故选取3-1棚进行讨论，对应的干扰因子随棚间距的变化曲线如图7所示。分析可知，位于3-1棚迎风山墙的区域LG1、LG2及迎风前缘的区域LT、LB、LB¢基本均呈放大效应。其中，区域LG1、LG2对应的干扰因子随棚间距的变化平稳，除区域LG2在YN=2 m时对应的干扰因子小于1.0，其他区域均大于1.0，但放大效应并不明显；相比而言，区域LT、LB、LB¢在YN较小时呈非常明显的放大效应，当YN=2 m时，3个区域分别被放大1.25、1.42和1.43倍。其原因是在90°风向角下，当YN较小时在棚区局部会形成峡谷状通道，风从通道间川流而过，风速加快，形成峡谷效应[30-31]，使两侧棚身受到更大的风荷载值，导致放大效应的出现，并且这种放大效应随YN增大而明显减弱，当YN增至10 m时，干扰因子接近于1.0，放大效应基本消失。

图7 3-1棚在90°风向角下干扰因子随棚间距的变化曲线

综合而言，90°风向角下，当YN较小时，会在群棚模型迎风首排前缘区域存在明显的放大效应，威胁结构安全；此效应随YN的增大而减弱，并在YN=10 m时近乎消失。与迎风首排不同，在群棚模型迎风向中间及后排区域则存在明显的遮挡效应，整体风力作用较弱，即使YN发生变化，该遮挡效应依然明显存在。

3.3 群棚风压通风

风压通风是借助风力作用造成的室内外压差进行空气交换的技术措施，属于自然通风的主要方式，是调控棚内温湿度的有力手段，能有效节约能源、降低成本、提高产出。通风口的设置位置直接影响群棚风压通风，例如《温室通风降温设计规范》（GB/T 18621-2002）[32]在自然通风系统中规定天窗的最佳位置应设在屋面最高处（圆弧拱顶或屋脊），宫彬彬等[33]研究也表明拱形温室拱顶窗口边界平滑更加适合气流流动，拱顶开窗在风压通风时更加利于热量散失；受干扰效应引起的特征湍流作用，风向、风力的变化也会直接影响通风效果。在风压通风的研究中，风压系数起着重要作用，农业行业标准《温室通风设计规范》（NY/T 1451-2018）[34]在自然通风系统设计中建议参照风力作用下温室围护结构各部位的风压系数合理布局进、出风口位置，以增加空气流量。

以拱棚通风口区域的平均风压系数随风向角及棚间距的变化分析单棚及群棚的风压通风效果。拱棚通风口通常设置在两侧棚肩以下及棚顶，通过上文分析可知，棚肩以下对应的区域LB、MB、RB在群棚布置下常以遮挡效应为主，偶尔还会出现风向变化，影响风压通风，不便于定量分析；而棚顶区域LT、MT、RT在各风向下始终体现为负压，即存在利于风压通风的风吸力，平均风压系数越大，风吸力越强，风压通风效果越好，因此对棚顶的风压特性展开分析。

图8为单棚、不同棚间距下的群棚其棚顶平均风压系数与风向角的关系曲线，分析可知：单棚在风向角为0时其棚顶平均风压系数最大，约为-0.62，即棚顶所承受的整体风吸力最强，随着风向角从0增至90°，平均风压系数逐渐减小，在90°风向角时棚顶整体风吸力最弱，这也与图6a吻合；针对群棚，重点分析YN=2、12 m工况，显然相对于单棚，群棚布置减小了棚顶平均风压系数，直接削弱风压通风效果，表现为明显的遮挡效应，其遮挡程度在各风向角下大约为24%～37%，同时群棚在不同风向角下其所展现的风压特性变化规律与单棚一致，即随着风向角增大，群棚顶部平均风压系数逐渐减小，风吸力整体明显减弱，其中当风向角大于30°时，风吸力损失尤为明显。由此可见，无论是单棚还是群棚，当来流风向与棚身长轴方向趋于垂直时，棚顶风压系数相对较大，风吸力更强，更利于风压通风。此外，对比棚间距为2和12 m的群棚模型其平均风压系数变化规律可知，随着棚间距减小，棚顶平均风压系数变得更小，即风吸力更弱，遮挡效应更严重。

图8 单棚及群棚顶部平均风压系数与风向角关系曲线

综上可知，群棚布置引发遮挡效应不利于棚区风压通风，来流风向与棚间距也会明显改变群棚风压特性，影响通风效果。考虑到群棚布置下遮挡效应无法规避，为降低该效应对风压通风的不利影响，进一步增大棚顶风吸力，在群棚园区规划布局时，一方面应尽量使棚身长轴方向与群棚所处地域夏季主导风向垂直，另一方面可适当增加棚间距。由于研究的是群棚整体风压通风效果，考虑到自然通风的复杂多变，本文仅把棚外空间作为CFD分析的计算域，并未详细考虑棚内气体流动。

4 风荷载体型系数

风荷载体型系数采用面上某点的风压系数与该点所属面积的乘积，经加权平均得到，其数值大小受区域体型、尺寸、风向等影响；为便于工程设计，通常按照分区赋值的方式予以确定。《农业温室结构荷载规范》（GB/T 51183-2016）有单跨落地单个拱棚风荷载体型系数的取值规定[20]，但未考虑群体拱棚风致干扰效应的影响。

4.1 单 棚

结合本文拱棚结构的特点，根据研究成果按照分区理念，在不同风向角下，重点确定了单棚两侧棚肩以下部位（区域LB、MB、RB、LB¢、MB¢、RB¢）、中间棚顶（区域LT、MT、RT）和山墙（区域LG1、LG2、LG3）各细分区域对应的风荷载体型系数，详见表2；由于区域RG与LG对称，故可参照LG各分区确定；棚肩以上区域（LM、MM、RM、LM¢、MM¢、RM¢）体型系数可参照短轴方向中间棚顶对应区域（LT、MT、RT）确定。

由表2可知，单棚风荷载体型系数的最大值为-0.71，出现在风敏感区域LT。其原因是斜风向时棚顶迎风前缘处会出现破坏性极强的锥形涡，产生明显的流动分离,形成较大的逆压梯度[35],使区域LT的风荷载体型系数达到最大，极易引发局部破坏，威胁结构安全。为便于单棚结构抗风设计使用，参照《农业温室结构荷载规范》（GB/T 51183-2016）[20]的分区赋值方式，将拱棚按照不同区域予以风荷载体型系数的整体赋值，赋值采用各分区最大数值且适当兼顾相近风向角的情况，具体为：当风向角为0时，单棚风荷载体型系数在迎风面、中间棚顶、背风面、两侧山墙分别为+0.30、−0.71、−0.26、−0.48；当风向角为90°时，单棚风荷载体型系数在迎风山墙、棚面分别为+0.34、−0.35。

表2 单棚风荷载体型系数

4.2 群 棚

由上文干扰效应的分析可知，拱棚受干扰效应影响，放大与遮挡效应并存，其中群棚外围区域存在放大效应，而群棚中间区域则以遮挡效应为主，具体如图9所示。因此，应基于干扰效应建立拱棚结构的风荷载体型系数，避免风致局部破坏，确保群棚结构抗风安全。

图9 风致干扰效应分布图

群棚外围区域拱棚的风荷载体型系数，详见表3，其具体确定方法为，以表2单棚风荷载体型系数为基准乘以最大放大倍数（最大干扰因子），当风向角为0时，区域LT、RT、LB、MB、RB分别放大1.16、1.26、1.42、1.18和1.26倍；当风向角为90°时，区域LG1、LG2、LG3分别放大1.10、1.06和1.10倍，区域LT、LB、LB¢分别放大1.25、1.42和1.43倍。

为便于群体拱形塑料大棚的抗风设计使用，依据同样的分区赋值方法，确定群棚放大效应影响区各拱棚的风荷载体型系数，具体为：当风向角为0时，群棚风荷载体型系数在迎风面、中间棚顶、背风面、两侧山墙分别为+0.41、−0.78、−0.26、−0.48；当风向角为90°时，群棚风荷载体型系数在迎风山墙、棚面分别为+0.36、−0.44。针对处于中间遮挡效应影响区的拱棚，在各风向角下均以遮挡效应为主，结构所受的风荷载减小，采用单棚对应的风荷载体型系数偏于安全，可不予调整。

表3 群棚风荷载体型系数

经与单棚及群棚风荷载体型系数对比可知，中国现行《农业温室结构荷载规范》（GB/T 51183-2016）[20]提供的数值整体较保守，在拱棚迎风面、背风面和山墙区域尤为明显；其中需要注意的是，在90°风向角下，单棚及群棚棚面端部（区域LT）的风荷载体型系数均大于规范正常值，学者Kim等[36]在连拱温室的研究中同样存在此现象，而关于此类风敏感区域《农业温室结构荷载规范》（GB/T 51183-2016）[20]亦有特殊说明，即“温室屋脊、山墙和侧墙端部及屋檐边2 m范围内的围护构件及连接件的风荷载计算时，风荷载局部体型系数可取1.50”。综合来看，建议在群体拱形塑料大棚主体及围护结构的抗风设计时，风荷载体型系数采用考虑干扰效应的分区赋值方法。

5 结 论

本文采用经验证的CFD分析方法对拱形塑料大棚单棚及群棚模型在不同的风向角、棚间距条件下，进行了表面平均风压分布的数值模拟，据此对拱棚风压特性展开了深入分析，所得主要结论如下：

1）拱形塑料大棚因群体布置引发干扰效应，该效应具体表现为放大或遮挡效应，其中群棚外围区域存在放大效应，而群棚中间区域则以遮挡效应为主。干扰效应受风向角及棚间距的影响较明显，整体随棚间距的增大而趋于减弱，当棚间距增至10 m时，干扰效应依然存在但已趋于平稳。

2）群棚布置引发遮挡效应不利于棚区风压通风，来流风向与棚间距的变化也会明显改变群棚风压特性，影响通风能力。为充分保证风压通风效果，合理实施通风措施，应在群棚园区规划布局时，使棚身长轴方向与群棚所处地域夏季主导风向垂直，并适当增加棚间距。

3）群棚放大效应威胁结构安全，不容忽视。在群棚结构抗风设计时，应在单棚风荷载体型系数的基础上乘以相应的最大干扰因子，综合考虑放大效应以确保安全。针对本文所研拱形塑料大棚（矢跨比=3:8），其群棚外围区域拱棚的风荷载体型系数可设定为：当风向角为0时，风荷载体型系数在迎风面、中间棚顶、背风面、两侧山墙分别为+0.41、−0.78、−0.26、−0.48；当风向角为90°时，风荷载体型系数在迎风山墙、棚面分别为+0.36、−0.44。群棚中间区域拱棚可采用单棚风荷载体型系数，当风向角为0时，风荷载体型系数在迎风面、中间棚顶、背风面、两侧山墙分别为+0.30、−0.71、−0.26、−0.48；当风向角为90°时，风荷载体型系数在迎风山墙、棚面分别为+0.34、−0.35。

本文以实际工程为背景，仅系统研究了单一矢跨比下拱形塑料大棚的风致干扰效应及风压特性，后续有必要系统研究矢跨比的影响规律；受干扰效应影响，群棚尤其是棚间区域湍流运动剧烈，绕流特性复杂，属高度非线性问题，建议在CFD分析基础上开展风洞试验研究；鉴于风致干扰效应的复杂性，如何综合考虑结构安全、使用效益等因素建立风致干扰效应的综合评价指标体系，值得后续深入研究。

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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

国家大宗蔬菜产业技术体系项目（CARS-23-C04）；中国博士后科学基金面上项目（2017M622239）；国家重点研发计划政府间国际科技创新合作重点专项项目（2017YFE9135300）

吴 昆，博士生，讲师，主要从事园艺设施风工程研究。Email：wukun07@163.com

王少杰，副教授，博士，主要从事农业建筑与结构、结构安全与防灾诊治等研究。Email：tumuwsj@sdau.edu.cn

吴昆，王少杰，张广鹏，魏 珉，刘福胜，吕 鑫. 拱形塑料大棚风致干扰效应及风压特性研究[J]. 农业工程学报，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