北墙不同外倾角对日光温室表面风压与体型系数的影响

梁宗敏，郜子轩，任杰德

北墙不同外倾角对日光温室表面风压与体型系数的影响

梁宗敏，郜子轩，任杰德

（中国农业大学水利与土木工程学院，北京 100083）

为探明日光温室北墙外倾角的改变对其屋面风压系数和风荷载体型系数的影响，该研究基于计算流体力学原理，采用数值模拟方法，考虑北风和西北风2种风向，研究了不同北墙外倾角下日光温室表面风压分布规律，并给出不同北墙外倾角情况下的细化分区风荷载体型系数。结果显示：1）风压分布规律为：北风和西北风时日光温室前屋面和后屋面上半部风压系数为负，屋脊处和东、西边缘风吸力集中；随北墙外倾角减小，前屋面上部和后屋面风压系数绝对值明显减小，前屋面下半部的风压系数有所变化，但无明显规律。2）风荷载体型系数规律：北风时，以北墙外倾角90°（即竖直）为参照，外倾角减至30°可使前屋面上部体型系数的绝对值减小16%～26%，可使前屋面下部体型系数的绝对值增大6%～57%，使后屋面东、西两边缘体型系数绝对值减小62%和66%，使后屋面中段体型系数由负变正；西北风时，前屋面上部和后屋面体型系数绝对值均为西端大、东端小，前屋面下部体型系数绝对值为中间大两端小，以北墙外倾角为90°为参照，为30°可使后屋面中西段体型系数绝对值减小约30%～38%，北墙外倾角的变化对屋面其他区域风荷载体型系数影响不大。因此，北墙外倾角的变化导致日光温室屋面风荷载分布发生变化较大，对日光温室结构的抗风性能影响较大，建议日光温室屋面风荷载计算应考虑北墙外倾角的影响，抗风设计时可合理选择北墙外倾角以减小屋面风荷载，边榀骨架结构和围护结构的边缘处需加强。

温室；荷载；墙体；数值模拟；北墙外倾角；风荷载体型系数

0 引 言

日光温室是具有“中国特色”的一种温室，在中国设施农业生产过程中发挥了重要的作用，且是世界作物环保低碳生产的典范设施[1-3]。从20世纪80年代在中国三北地区推广以来，目前已逐步发展至苏北、皖北、鄂北以及西南等地，据2022年统计资料，日光温室在中国的面积达到81万hm2。日本、荷兰、韩国、俄罗斯、伊朗、印度等国也在研究和推广这种形式的温室[4-5]。日光温室屋面结构大体可分为“琴弦结构”、桁架结构和单管结构3类，均属于柔性结构，构件多属于长细杆，连接节点以单螺栓连接或点焊为主[5]，屋面围护材料与结构的自重轻，对风作用敏感，大风导致屋面结构破坏的案例时有发生[6-8]，造成了不可忽视的损失，因此，应加强日光温室结构的抗风设计。

抗风设计的关键是日光温室屋面风荷载的计算。屋面形状和墙体倾角是影响日光温室屋面风荷载的主要因素。在中国北方地区，为提升北墙的保温蓄热性能，日光温室北墙常常采用土墙或砖、石墙外加保温材等形式，常常形成北墙外侧斜坡[9-11]。北墙外倾角的变化将导致日光温室屋面风荷载也随之变化，中国北方大部分地区秋冬季主导风向为北风和西北风，北墙为迎风面，其外倾角对屋面风压分布与风荷载的影响不容忽视。现行的《建筑结构荷载规范》[12]未直接给出类似日光温室这种前屋面为较长弧面，后屋面为较短斜面的不对称外形建筑的屋面风荷载体型系数。《农业温室结构荷载规范》[13]中给出北墙外侧面竖直的日光温室屋面风荷载体型系数，但未体现不同北墙外倾角对屋面风荷载分布的影响，也未体现日光温室屋面端部与中部风荷载的差异，使目前日光温室风荷载计算不够精准，日光温室抗风设计存在不安全或不经济的问题。

为探明日光温室表面风压分布与风荷载体型系数受北墙外倾角的影响规律，本文以北墙外倾斜，前屋面为较长弧面，后屋面为较短斜面的常见日光温室为研究对象，采用数值模拟的方法，研究北风和西北风2种来流风下不同北墙外倾斜角对日光温室屋面风压分布规律的影响。进而根据屋面风压分布情况，细化日光温室屋面分区，给出各分区风荷载体型系数，供日光温室抗风设计参考。

1 日光温室参数

中国北方不同地区日光温室北墙的做法各有特点，北墙外倾角也各不相同。辽宁省专门制定了土墙式日光温室的地方标准[14]，推荐的土墙外侧面高宽比为1:1.25～1:1.5，即外倾角为34°～39°。笔者考察了北京、山东、宁夏等地有代表性的土墙温室，北墙大多为机打土墙，其中北京日光温室的北墙外倾角约55°，山东莘县日光温室的北墙外倾角为45°，宁夏日光温室的北墙外倾角为50°～70°。李艳等[15]调研了甘肃地区的日光温室，各地就地取材，富有地方特色，从文中提供的温室剖面图可推测北墙外倾角为50°～80°。总体而言，日光温室北墙外倾角为30°～80°。

由于地区与建造时间的不同，日光温室的跨度和高度呈现多样性，其范围大致为：跨度7～13 m，屋脊高3.5～6.5 m，北墙高2.5～4.5 m。本研究选择代表性的、尺寸适中的日光温室作为模型，其南北跨度为9.5 m，长度为80 m，屋脊高4 m，北墙顶高度2.5 m，北墙顶宽度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°，北墙外倾角，见图1所示。

注：a为北墙外倾角，(°)；b为后屋面坡角，(°)；q为前屋面采光角，(°)。

2 数值模拟方法

关于低矮房屋外流场的研究，国内外学者采用风洞试验和数值模拟方法做了大量研究，取得了一定进展。美国德州理工大学风工程研究现场实验室的TTU（Texas Tech University）足尺寸建筑模型是目前国际公认的一种评估建筑风洞模拟技术的标准模型，Bekele等[16-18]考虑屋面坡度、风向角等因素对建筑表面风压的影响，采用RANS（Reynolds-averaged Navier-Stokes）湍流模型对TTU模型周围流场进行了模拟，得到的建筑表面平均风压模拟结果与TTU模型实测结果吻合较好。彭兴黔等[19]采用模型，对门式刚架建筑屋面进行数值模拟分析，得到低矮建筑的屋面风压分布与屋面的长宽比、高宽比及主导风向均有很大的关系的结论。陈水福等[20]采用数值模拟的方法对四坡屋面的风荷载进行了研究，发现四坡屋面坡角和风向角对四坡屋面房屋的屋面风压具有显著影响，在不同风向角下的峰值压力一般都出现在屋脊或迎风屋檐附近。以上研究证明了数值模拟方法在研究建筑屋面风压分布方面具有较好的效果。不仅如此，数值模拟方法还具有费用低、周期短、效率高的优点，故本研究采用数值模拟的方法。

2.1 流体控制方程

流场需满足3个方程：质量方程、能量方程和动量方程，本研究不考虑流体与日光温室的热量交换，仅考虑质量方程与动量方程。

质量方程为

式中为流体密度，kg/m3；、、分别为速度在、、方向的分量，m/s；为时间，s。

方向的动量方程[21-22]为

式中为微元体上的压力，Pa；τ(，，，)是微元体的黏性应力的分量，N；F(，，)是微元体的体积力，N。

2.2 湍流模型与壁面函数

日光温室属于低矮建筑，处于大气边界层中的近地层，为湍流发展充分、高数的湍流区域，一般采用标准模型和Realizable模型模拟。其中标准模型在模拟日光温室这类带曲面的流场时，会出现失真现象。Realizable模型在时均应变率大的情况下模拟结果比标准模型更符合湍流物理规律[23]，如：吕家圣等[24-27]采用Realizable模型模拟了不同圆拱形温室以及温室群的表面风压得到了较好的模拟结果，因此，本文选取Realizable模型进行模拟。

在近壁面区，分子粘性影响大于湍流脉动影响，需引入壁面函数对Realizable模型修正，将壁面上的速度和压强等物理量与湍流核心区待求的物理量联系起来。考虑压力梯度效应，为了更好地模拟日光温室屋脊和边缘区域流体分离及再附着现象，本研究采用非平衡壁面函数。

3 计算域、网格与边界条件

3.1 计算域定义

计算域的坐标系定义：轴平行于来流方向，轴为高度方向，轴为垂直于来流风向。

计算域的尺寸要求：垂直于来流尺寸不小于10，平行于来流尺寸不小于9，高度不小于5[24]，其中为温室轮廓垂直于来流的长度，m；为温室轮廓平行于来流长度，m；为温室高度，m。本研究考虑北风和西北风2种来流情况，图2为北风时的计算域示意图。西北风时相当于温室顺时针旋转了45°，此时和取值也随之发生变化，计算域尺寸也随之变化，详见表1。此外，计算域的阻塞率不大于3%[25]。

注：X轴平行于来流方向，Y轴为高度方向，Z轴为垂直于来流风向；10L、9W、5H分别为计算域的长、宽、高；L为温室轮廓垂直于来流的长度，m；W为温室轮廓平行于来流长度，m；H为温室高度，m。

表1 北风和西北风时计算域尺寸

3.2 网格划分

采用非结构网格，计算域最大网格尺寸为5 m，温室表面网格加密，后墙顶面网格为0.1 m，其余表面网格为0.3 m[24]。温室附近的速度、压力等物理量通常存在较大梯度，需在温室表面及附近设置边界层，第1层的厚度为0.1 m，边界层增长率为1.2倍，边界层加密厚度为0.74 m[24]。边界层外为体网格，增长率为1.08，总网格数达到107以上，如图3所示。网格质量越接近于1[28]说明网格划分质量越高，所有工况的网格总数的80%以上质量不小于0.8，最小质量为0.4。

图3 边界层及附近网格

3.3 边界条件

日光温室外流场为不可压缩流体，计算域入口边界条件为速度入口，采用指数率平均风剖面[12]，其表达式见式（3）。

入口处湍流特性通过直接给定湍动能和耗散率定义，其表达式见式（4）、式（5）。

计算域出口采用压力出口边界条件，计算域两侧面和顶面釆用自由滑移边界条件。温室表面和地面采用无滑移的壁面条件。

4 结果与分析

4.1 表面风压系数

温室表面风压系数为无量纲参数C，按式（7）计算。

式中为温室表面净风压力，N/m2；为空气密度，按常温常压考虑，取1.29 kg/m3。C>0时，温室表面承受风压力，C<0时，温室表面承受风吸力。

4.1.1 北风时的风压分布规律

如图4所示，北风时北墙和后屋面为迎风面，东西山墙为侧风面，前屋面为背风面。由图4可知，北墙整体风压系数为正，中心区域风压系数较大，边缘区域风压系数较小。随北墙外倾角减小北墙风压系数整体减小，高风压区域面积也逐渐减小；后屋面风压系数下部为正，上部为负，靠近屋脊处约0.5 m宽，以及东、两边缘约1 m范围存在风吸力极大值。随北墙外倾角减小后屋面风压系数增大，且高风压区面积增大。北墙外倾角大于60°时，后屋面最大风压系数小于0.4，小于60°时，后屋面最大风压系数大于0.4；前屋面整体风压系数为负，上部负风压系数绝对值较大，下部负风压系数绝对值较小，靠近屋脊处约0.5 m宽，以及东、两边缘约1 m范围存在风吸力极大值。随北墙外倾角的减小，前屋面上部的风压系数绝对值变小，下部风压系数变化不明显。北墙外倾角为45°～90°时，靠近屋脊处局部风压系数达−3.2；北墙外倾角取30°时靠近屋脊处局部风压系数达到−2.8。

4.1.2 西北风时风压分布规律

如图5，西北风时西山墙、北墙和后屋面为迎风面，前屋面和东山墙是背风面。

图4 北风时不同北墙外倾角的温室表面风压系数云图

图5 西北风时温室表面风压系数云图

由图5可知，北墙整体风压系数为正，自西向东风压系数逐渐减小。随北墙外倾角减小北墙高风压系数范围也逐渐减小，风压系数不大于0.2的区域会逐渐占据北墙的大部分。后屋面靠近屋脊处风压系数为负，其余部分为正，随北墙外倾角减小后屋面正风压区域面积逐渐扩大，风压系数也逐渐增大。前屋面整体风压系数为负，靠近来流处负风压系数绝对值较大，远离来流处负风压系数绝对值较小。随着北墙外倾角变小前屋面靠近来流的区域负风压系数绝对值逐渐减小，绝对值大于0.6的区域逐渐缩减至屋脊附近。

综合来看，2种来流风情况下，前、后屋面上半部均存在风吸力，且在靠近屋脊处出现风吸力的极大值区域，温室所承受的整体风吸力随北墙外倾角减小而减小。

不排除可能存在主导风向不是北风和西北风的情况，本研究对西风、西南风和南风情况也做了数值模拟。结果表明5种来流风向角情况下，前、后屋面的上部均存在较大的风吸力，靠近屋脊处负风压系数达到极大值。综合来看，北风和西北风时，北墙和屋面的风荷载最大。因篇幅所限，本文仅分析北风和西北风的情况。

4.2 风荷载体型系数

4.2.1 日光温室表面分区

日光温室的主体抗风结构为横向拱架，风荷载主要作用于北墙和前后屋面，故本研究重点关注北墙与前后屋面风荷载体型系数。参考《农业温室结构荷载规范》[13]中屋面分区方法，把前屋面按水平投影等分为2部分，自北向南编号分别为B、H、QS和QX，如图6a所示。

鉴于日光温室的横向拱架间距一般为0.8～1.2 m，且温室东、西边缘区域易出现局部风压系数极大值，故对温室北墙和屋面进行细分，计算详细分区的风荷载体型系数，供日光温室风荷载计算时参考。如图6b所示，纵向80 m自西向东分为5个纵向分区，最终形成20个分区。

图6 日光温室表面分区图

4.2.2 风荷载体型系数

根据图6所示的分区，由风压系数加权平均得到分区风荷载体型系数s，计算式如下：

式中s为分区风荷载体型系数；C为该分区第个代表点的风压系数值；A为第个代表点所代表的面积，m2。

4.2.3 北风时风荷载体型系数

如表2和表3所示，北风时，前屋面下部风荷载体型系数绝对值随北墙外倾角的减小略有增加外，北墙、后屋面和前屋面上部的体型系数均随北墙外倾角的减小而减小，具体表现为：

1）北墙绝大部分区域体型系数为正值，随北墙外倾角的减小而减小。与为90°对比，为60°～75°时，可使B2～B4区体型系数减小16%～22%，为45°可使B2～B4区体型系数减小27%～36%，为30°可使B2～B4区体型系数减小36%～44%；为30°～75°可使B1、B5区体型系数由正变负。

2）后屋面体型系数受北墙外倾角影响较大，为45°～90°间，后屋面体型系数为负，且随北墙外倾角减小而体型系数绝对值减小的规律，与为90°对比，为60°可使后屋面分区H1、H2、H3、H4、H5区体型系数绝对值分别减小56%、59%、98%、43%、50%，其中H3区体型系数接近于0；为30°时使H1和H5区体型系数绝对值分别减小66%和62%，使H2～H4区体型系数由负变正。

3）前屋面上部体型系数均为负值，体型系数绝对值随北墙外倾角的减小而减小，与为90°对比，为30°可使QS1、QS2、QS3、QS4、QS5区体型系数绝对值分别减小约17%、25%、16%、26%、24%。

4）前屋面下部体型系数均为负值，体型系数绝对值随北墙外倾角的减小而略有增大，与为90°对比，为30°可使QX1、QX2、QX3、QX4、QX5区体型系数绝对值分别增大约57%、18%、6%、10%、51%。

综合来看，北风时北墙外倾角的减小有利于减小日光温室屋面风荷载，且北墙外倾角越小越有利。日光温室抗风设计时，可结合北墙的保温蓄热选择合理的北墙外倾角，以提高日光温室的抗风性能。北墙倾角的减小使北墙所用材料增加，北墙所占土地面积也增加，土地利用率降低，故可结合阴棚建设，合理选择阴棚屋面倾角，兼顾日光温室的抗风性能和阴棚内种植植物，提高土地利用率。

4.2.4 西北风时风荷载体型系数

如表2和表3所示，西北风时，北墙、后屋面和前屋面上部的体型系数绝对值均为西侧大、东侧小。具体表现为：

1）北墙风荷载体型系数均为正，自西向东逐渐减小。体型系数随北墙外倾角减小而减小，B1、B2、B3区变化明显。与为90°对比，为30°可使B1区体型系数减小约52%，使B2～B3区体型系数减小约33%。

2）后屋面H1区风荷载体型系数为正，H2～H5区为负。与为90°对比，为30°可使H1区体型系数减小约31%，H2～H3区体型系数绝对值减小约30%～38%。

3）前屋面上部分风荷载体型系数均为负，风吸力呈自西向东逐渐减小的规律，QS1区体型系数绝对值比QS3区高21%～36%，QS5区体型系数为QS3区的25%～28%。北墙外倾角变化对前屋面上部体型系数影响不大。

4）前屋面下部风荷载体型系数均为负，风吸力呈中段大，东、西两边缘小的规律，QX1区体型系数约为QX3区的50%，QX5体型系数约为QX3区的23%。北墙外倾角变化对前屋面下部体型系数影响不大。

综合来看，西北风时北墙外倾角的减小可减小日光温室北墙和后屋面的风荷载，对前屋面风荷载体型系数的影响不大。

4.3 前后屋面风压系数与规范的对比

由上文分析可知，2种来流风时，日光温室北墙外倾角变化会给屋面体型系数带来变化，北风时变化更明显。而《建筑结构荷载规范》[12]未考虑迎风面墙倾角对双坡屋面和拱形屋面体型系数的影响，《农业温室结构荷载规范》[13]中也未考虑日光温室北墙倾角对屋面风荷载体型系数的影响。此外，北风时前屋面上部QS1区体型系数比QS3区体型系数高20%～38%，QS5区体型系数比QS3区体型系数高15%～39%；西北风时前屋面上部QS1区体型系数绝对值高出QS3区21%～36%，可见边缘风荷载较中部影响增大。参考上述2个规范计算日光温室风荷载，会导致计算不准确，因此，可以利用本文表2和表3对规范的体型系数进行修正。

表2 北风和西北风时北墙与后屋面分区风荷载体型系数

表3 北风和西北风时前屋面分区风荷载体型系数

5 结 论

本研究模拟了北风和西北风2种来流风时5种北墙外倾角情况下日光温室表面风压分布规律，对日光温室北墙和屋面进行了细化分区，给出分区风荷载体型系数表。主要结论如下：

1）北风时，以北墙外倾角90°（即竖直）为参照，外倾角减至30°可使前屋面上部体型系数的绝对值减小16%～26%，可使前屋面下部体型系数的绝对值增大6%～57%，可使后屋面东、西两边缘各1 m（H5、H1）体型系数绝对值分别减小62%和66%，后屋面中间段78 m范围（H2～H4）体型系数由负变正。

2）西北风时，以北墙外倾角90°（即竖直）为参照，外倾角减至30°可使北墙西边缘体型系数减小约52%，可使后屋面中西段70 m范围（H1～H3）体型系数绝对值减小30%～38%。且北墙、后屋面和前屋面上部的体型系数绝对值均为西大、东小。

3）2种风向时，北墙外倾角减小均可降低日光温室前屋面上部和后屋面风吸力，抗风设计时可合理选择北墙外倾角以减小屋面风荷载。

4）2种风向时，都存在屋面边缘风荷载较大的情况。其中，北风时前屋面上部东、西两边缘（QS1、QS5）体型系数比中间段（QS3）高15%～39%；西北风时前屋面上部西端（QS1）体型系数绝对值比中间段（QS3）高21%～36%。屋面边缘承受较中间区域更大的风荷载，日光温室边榀骨架结构和围护结构的边缘处需采取加强措施。

[1] 孙锦，高洪波，田婧，等. 我国设施园艺发展现状与趋势[J]. 南京农业大学学报，2019，42(4)：594-604.

Sun Jin, Gao Hongbo, Tian Jing, et al. Development status and trends of protected horticulture in China[J]. Journal of Nanjing Agricultural University, 2019，42(4): 594-604. (in Chinese with English abstract)

[2] 王洪义，祖歌，杨凤军，等. 高纬度地区多功能日光温室设计[J]. 农业工程学报，2020，36(6)：170-178.

Wang Hongyi, Zu Ge, Yang Fengjun, et al. Design of multi-functional solar greenhouses in high latitude areas[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2020, 36(6): 170-178. (in Chinese with English abstract)

[3] 尹岩，郗凤明，邴龙飞，等. 我国设施农业碳排放核算及碳减排路径[J]. 应用生态学报，2021，32(11)：3856-3864.

Yin Yan, Xi Fengming, Bing Longfei, et al. Accounting and reduction path of carbon emission from facility agriculture in China[J]. China Journal of Applied Ecology, 2021, 32(11): 3856-3864. (in Chinese with English abstract)

[4] 李天来，齐明芳，孟思达. 中国设施园艺发展60年成就与展望[J]. 园艺学报，2022，49(10)：2119-2130.

Li Tianlai, Qi Mingfang, Meng Sida. Sixty years of facility horticulture development in China: Achievement and prospects[J]. Acta Horticulture Sinica, 2022, 49(10): 2119-2130. (in Chinese with English abstract)

[5] 闫冬梅，胡林，周长吉，等. 椭圆管单管拱架日光温室结构性能分析[J]. 农业工程学报，2022，38(5)：217-224.

Yan Dongmei, Hu Lin, Zhou Changji, et al. Analysis of the performance of the oval tube arch of single-tube solar greenhouses[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2022, 38(5): 217-224. (in Chinese with English abstract)

[6] 陈艳秋，陈宇，吴曼丽. 辽宁省设施农业暴雪及大风灾情特征分析[J]. 安徽农业科学，2013，41(4)：1660-1661，1692.

Chen Yanqiu, Chen Yu, Wu Manli. Characteristic analysis of blizzard and gale disaster of Liaoning facility agriculture[J]. Journal of Anhui Agriculture Sciences, 2013, 41(4): 1660-1661, 1692. (in Chinese with English abstract)

[7] 闫俊月，周磊，周长吉，等. 塑料大棚设计中基本风压取值方法[J]. 农业工程学报，2014，30(12)：171-176.

Yan Junyue, Zhou Lei, Zhou Changji, et al. Method for calculating basic wind pressure of plastic greenhouse[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2014, 30(12): 171-176. (in Chinese with English abstract)

[8] 马月虹，李保明，王国强，等. 新疆日光温室前屋面的风载数值模拟分析[J]. 新疆农业科学，2020，57(12)：2325-2331.

Ma Yuehong, Li Baoming, Wang Guoqiang, et al. Numerical simulation analysis of wind load on front roof of solar greenhouse in Xinjiang[J]. Xinjiang Agriculture Sciences, 2020, 57(12): 2325-2331. (in Chinese with English abstract)

[9] 周长吉. 周博士考察拾零（二十一）——巧用日光温室后墙种植食用菌[J]. 农业工程技术（温室园艺），2012(12)：20-21.

[10] 马毅，周建容. 高寒地区日光温室后墙节能技术的应用[J]. 南方农机，2021，52(4)：105-107.

[11] 周凯，徐锐，龙晓军，等. 日光温室墙体的保温性能及其设计与建造[J]. 农业工程技术（农产品加工），2019，39(4)：37-41.

[12] 建筑结构荷载规范：GB 50009-2012[S]. 北京：中国建筑工业出版社，2012.

[13] 农业温室结构荷载规范：GB/T 51183-2016[S]. 北京：中国计划出版社，2016.

[14] 土后墙式日光温室设计与建造技术规范：DB21/T1952-2012[S]. 沈阳：辽宁省农村经济委员会，2012.

[15] 李艳，周长吉，富建鲁. 甘肃日光温室的特色及改进建议 [J]. 中国蔬菜，2021(10)：8-14.

[16] Bekele S A，Hangan H A. Comparative investigation of the TTU pressure envelope-Numerical versus laboratory and full-scale results[J]. Wind and Structures, 2002(5): 337-346.

[17] 顾明，杨伟，黄鹏，等. TTU标模风压数值模拟及试验对比[J]. 同济大学学报（自然科学版），2006，34(12)：1563-1567.

Gu Ming, Yang Wei, Huang Peng, et al. Wind tunnel test and numerical simulation on TTU building mode[J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 2006, 34(12): 1563-1567. (in Chinese with English abstract)

[18] 周绪红，聂少锋，周天华，等. 低层双坡屋面建筑三维定常风场的数值模拟[J]. 工程力学，2010，27(3)：19-29.

Zhou Xuhong, Nie Shaofeng, Zhou Tianhua, et al. Numerical simulation of 3D steady atmospheric flow around low-rise gable roof building[J]. Engineering Mechanics, 2010, 27(3): 19-29. (in Chinese with English abstract)

[19] 彭兴黔，刘春艳，徐刚. 低矮建筑屋面风荷载体型系数的数值模拟[J]. 华侨大学学报（自然科学版），2011，32(5)：579-583.

Peng Xingqian, Liu Chunyan, Xu Gang. Numerical simulation of wind loads shape coefficient on the roof of low-rise buildings[J]. Journal of Huaqiao University (Natural Science), 2011, 32(5): 579-583. (in Chinese with English abstract)

[20] 陈水福，焦燏烽. 低层四坡屋面房屋表面风压的数值模拟[J]. 浙江大学学报（工学版），2005，39(11)：1653-1657.

Chen Shuifu, Jiao Yufeng. Numerical simulation of wind pressure on low rise hip roofed buildings[J]. Journal of Zhejiang University (Engineering Science), 2005, 39(11): 1653-1657. (in Chinese with English abstract)

[21] 王福军. 计算流体动力学分析—CFD软件原理与应用[M]. 北京：清华大学出版社，2004.

[22] 黄本才，汪丛军. 结构抗风分析原理及应用[M]. 上海：同济大学出版社，2008

[23] Oliveira P J, Younis B A. On the prediction of turbulent flows around full-scale buildings[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2000, 86(2/3): 203-220

[24] 吕家圣. 典型温室风荷载特性数值模拟研究[D]. 重庆：西南大学，2013.

Lv Jiasheng. The Numerical Simulation Research on Wind Load Characteristic of the Typical Greenhouse[D]. Chongqing: Southwest University, 2013.(in Chinese with English abstract)

[25] 蔡唯益. 圆拱型温室群风压数值模拟[D]. 重庆：西南大学2015.

Cai Weiyi. Numerical Simulation on Wind Pressure of Arch-Type Greenhouses[D]. Chongqing: Southwest University, 2015. (in Chinese with English abstract)

[26] 吴昆，王少杰，张广鹏，等. 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.

Wu Kun, Wang Shaojie, Zhang Guangpeng, et al. 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)

[27] 景文渊，袁军，乔克. 基于CFD的圆拱型塑料温室群风荷载数值模拟与研究[J]. 中国农机化学报，2016，37(10)：70-74，90.

Jing Wenyuan, Yuan Jun, Qiao Ke. Numerical simulation and research on wind pressure of arch-type plastic greenhouse base on computational fluid dynamics[J]. Journal of Chinese Agricultural Mechanization, 2016, 37(10): 70-74, 90. (in Chinese with English abstract)

[28] 谢宇，任金波，黄煌辉，等. 基于卡方检验的计算流体动力学网格无关性分析[J]. 科学技术与工程，2020，20(1)：123-127.

Xie Yu, Ren Jinbo, Huang Huanghui, et al. Grid independence analysis of computational fluid dynamics based on Chi-square test[J]. Science Technology and Engineering, 2020, 20(1): 123-127. (in Chinese with English abstract)

[29] Recommendations for loads on buildings：AIJ-2004 [S]. Tokyo: Architectural Institute of Japan, 2004.

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,郜子轩，任杰德. 北墙不同外倾角对日光温室表面风压与体型系数的影响[J]. 农业工程学报，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

国家自然基金项目（U20A2020）

梁宗敏，副教授，研究方向为温室结构、建筑结构。Email：sea9282@126.com