糧食筒倉儲糧和卸糧狀態(tài)下的倉壁側壓力試驗研究

王振清，李 瑩，劉海燕，孟偉新，徐向楠，劉 旭

（河南工業(yè)大學土木工程學院，鄭州 450001）

0 引 言

中國是一個人口大國，糧食安全是治國安邦的頭等大事[1-2]。筒倉因具有可以貯藏散裝、粒狀、液狀物品，容量大、占地少、機械化程度較高、地上地下均可建設等特點，被廣泛應用于糧食、建材、輕工業(yè)、物流、冶金等行業(yè)[3-4]。筒倉在卸料期間，由于儲料的流動，筒壁承受的壓力會急劇增大[5]。試驗、模擬和工程實際中已經(jīng)證實，設計中如果不考慮卸料狀態(tài)下的倉壁壓力變化情況，將會對筒倉造成破壞，進而引發(fā)不可估量的后果。

因此，國內(nèi)外專家學者從理論分析、有限元模擬和試驗3 個方面對筒倉在卸料過程中靜、動態(tài)的側壓力數(shù)值變化進行了大量的科學研究。段君鋒等[6]對中國、歐洲、美國規(guī)范理論計算進行了對比分析，并結合算例對水平壓力、豎向壓力、總摩擦力進行比較。丁永剛等[7-8]通過有限元法對鋼筋混凝土筒倉進行靜態(tài)和動態(tài)側壓力的模擬，并將結果與不同國家規(guī)范的計算結果進行對比，表明各國規(guī)范計算均有差異，且偏于保守。劉震等[9]通過對筒倉靜態(tài)及卸料狀態(tài)的模擬，發(fā)現(xiàn)最大倉壁靜壓力值出現(xiàn)在筒壁與漏斗的過渡部分，卸料時的倉壁動態(tài)側壓力遠大于靜態(tài)側壓力。Wang 等[10-11]通過有限元法研究了筒倉材料的動態(tài)特性和儲料與筒倉倉壁之間的相互作用，建立了相關的模型并取得了較好的模擬結果。還有一些學者[12-17]研究了卸料時儲料的流動狀態(tài)，通過對筒倉卸料時儲料的流態(tài)模擬，將流態(tài)變化與筒倉卸料試驗結果進行對比，發(fā)現(xiàn)卸料時有2 種流動形式，即整體流動和管狀流動，在2 種流動形式的混合區(qū)域容易產(chǎn)生明顯的超壓現(xiàn)象。張芝榮[18]通過對高徑比為1.1 和2.2 的筒倉模型進行筒壁單側和雙側卸料的靜態(tài)壓力和動態(tài)壓力試驗研究發(fā)現(xiàn)，單側和雙側卸料時距離卸料口遠的筒壁處超壓系數(shù)較??；高徑比不同時儲料的流動狀態(tài)也有所不同。王玨[19]以小麥為儲料，利用筒倉縮尺模型進行小麥儲料空間的靜壓力試驗研究，發(fā)現(xiàn)當小麥堆載高度較低時，筒倉底部壓力分布較為均勻，堆載高度越高，筒倉底部壓力呈環(huán)狀產(chǎn)生顯著差異。此外， 國內(nèi)外專家學者[20-24]通過實倉及縮尺模型試驗發(fā)現(xiàn)，倉壁側壓力沿倉壁高度接近于線性分布，筒倉卸料過程中的動態(tài)壓力均大于Janssen 公式的計算值，不同材質(zhì)、不同高徑比的筒倉超壓系數(shù)、超壓現(xiàn)象出現(xiàn)的位置不同。以上研究從筒倉的材質(zhì)、高徑比、卸料形式等不同方面進行了筒倉側壓力的分布及卸料時的動態(tài)變化情況分析，為筒倉設計提供了依據(jù)。

近年來，隨著中國糧食、水泥等行業(yè)的國際化發(fā)展，涉外項目有時要求使用歐美等國家的規(guī)范。在筒倉規(guī)范方面，由于經(jīng)濟基礎、設計參數(shù)、規(guī)范體系不同，中國、歐洲和美國在筒倉側壁壓力設計方面存在一定差異。此外，規(guī)范編制修訂的部分條文需要試驗數(shù)據(jù)的支撐。為此，本文以某鋼筋混凝土筒倉為研究背景，制作模型筒倉，進行100%、80%和50%倉容3 種狀態(tài)下的靜態(tài)儲糧和中心卸糧的動態(tài)試驗，并利用GB50077—2017[25]、LS8001—2007[26]、EN 1991—4：2006[27]、EN 1998—4：2006[28]和ACI313—16）[29]（以下簡稱中國、歐洲和美國規(guī)范）中倉壁側壓力的計算方法，對比分析了倉壁靜態(tài)側壓力實測值與各國規(guī)范計算結果的差異，以期為規(guī)范修訂和筒倉設計提供參考。

1 材料與方法

1.1 試驗裝置

試驗裝置由支承架、模型筒、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)3 部分組成。支承架由角鋼焊接，長寬高為450 mm×450 mm×450 mm，支承架頂部中心設一預留圓形孔洞的鋼板，鋼板尺寸為450 mm×450 mm×40 mm，孔洞直徑為410 mm。模型筒采用厚度為5 mm 鋁板加工制作，倉身直徑400 mm、倉壁高度700 mm、卸糧漏斗高度109 mm，卸糧漏斗與水平面夾角35°，卸糧口直徑90 mm，筒內(nèi)壁涂刷水泥漿，裝糧時卸糧口封閉。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)由壓力盒、DH59222動態(tài)應變儀、計算機、測量尺、攝像機等設備組成。壓力盒直徑30 mm，量程50 kPa，共3 個，自倉壁由下而上固定于倉壁內(nèi)側距倉壁下邊緣100、200 和400 mm 處，編號為C1、C2、C3，如圖1 所示。DH59222 動態(tài)應變儀與壓力盒、計算機相連，連續(xù)監(jiān)測壓力盒讀數(shù)；測量尺最小刻度為1 mm，粘貼于倉壁內(nèi)側；攝像機全程監(jiān)測記錄儲糧下落情況，與測量尺讀數(shù)結合，計算出儲糧的實時出糧高度。

1.2 試驗材料

在糧食行業(yè)中，一般均以小麥計算倉容，故本文采用小麥為填充物料，進行儲糧靜態(tài)與倉底中心卸糧試驗。根據(jù)GB /T 5498—2013[30]、三軸壓縮試驗和直剪試驗，測得試驗小麥自然休止角30°，外摩擦角22°，含水率12.67%。采用5 個相同的量筒稱取體積為500 ml 的小麥分別稱質(zhì)量，取平均值作為小麥容重，測得小麥容重為7.3 kN/m3。

1.3 試驗方案

1.3.1 儲糧狀態(tài)的倉壁靜態(tài)側壓力試驗

將小麥緩慢倒入模型筒中，裝至距離筒倉上邊緣的0、160 和370 mm 處，即筒倉儲糧的100%、80%和50%倉容，待壓力盒數(shù)據(jù)穩(wěn)定后采集5 s 數(shù)據(jù)。

圖1 筒倉模型 Fig.1 Silo model

1.3.2 卸糧狀態(tài)的倉壁動態(tài)側壓力試驗

靜態(tài)試驗數(shù)據(jù)采集完畢后，打開卸糧口，利用攝像機記錄小麥的下落狀態(tài)及糧堆表面至筒倉上邊緣的實時距離，利用DH59222 動態(tài)應變儀連續(xù)采集和記錄壓力盒讀數(shù)，待小麥全部卸出5 s 后停止數(shù)據(jù)采集。

100%、80%和50%倉容各進行3 組試驗，共計9 組。

2 結果與分析

2.1 倉壁靜態(tài)側壓力實測值與規(guī)范計算值的比較

2.1.1 中國、歐洲和美國規(guī)范計算規(guī)定

根據(jù)GB50077—2017[25]及LS8001—2007[26]，本文的試驗筒倉屬于深倉（圖2），筒壁段儲料頂面或者儲料錐體重心以下距離s 處單位水平面積上的水平壓力ph（kPa）按照式（1）計算：

式中γ 為儲料的重力密度，N/m3；ρ為筒倉凈截面水力半徑，m；μ 為糧食與倉壁的摩擦系數(shù)；s 為儲料頂面（或儲料錐體重心）至計算截面的距離，m；k 為儲料的側壓力系數(shù)，k=tan2（45°-φ/2）；φ為儲料的內(nèi)摩擦角，（°）。

根據(jù)EN 1991—4：2006[27]和EN 1998—4：2006[28]，深度z 處儲料對倉壁的水平壓力phf（z）（kPa）按照式（2）計算：

式中ph0為儲料對側壁深處的漸進水平壓力，kPa；YJ（z）為楊森壓力深度變化函數(shù)，YJ（z）=1-e-z/z0，其中z 為儲料滿倉時的等效面深度，m；z0為楊森特征深度，m。

根據(jù)ACI313—16）[29]，在深度Y 處的儲料對倉壁的水平壓力p（kPa）和豎向壓力q（kPa）按照式（3）～（4）計算：

式中k1為儲料的側壓力系數(shù)，k1=1-sinφ；RH為筒倉面積與周長的比值，m。

中國、歐洲和美國規(guī)范的儲料參數(shù)取值見表1。

圖2 深倉尺寸及壓力分析 Fig. 2 Size and pressure analysis of slender silo

2.1.2 倉壁靜態(tài)側壓力實測值與規(guī)范計算值的對比分析

以100%、80%和50%倉容的C1、C2、C3 測點為對象，計算得出中國、歐洲和美國規(guī)范的倉壁靜態(tài)側壓力計算值，將3 種倉容各3 組的壓力盒實測值的平均值作為倉壁靜態(tài)側壓力實測值，結果如表2。

由表2 可知，在100%倉容時，C1、C2 和C3 測點的倉壁靜態(tài)側壓力實測值分別為1.266、1.092 和0.767 kPa，中國規(guī)范的計算值分別為1.245、1.112 和0.771 kPa，歐洲規(guī)范的計算值分別為1.472、1.359 和1.050 kPa，美國規(guī)范的計算值為1.729、1.535 和1.050 kPa。C1 測點的倉壁靜態(tài)側壓力實測值與中國、歐洲和美國規(guī)范倉壁靜態(tài)側壓力計算值的偏差率分別為+1.7%、-16.3%和-36.6%，C2 測點分別為-1.8%、-26.6%和-40.9%，C3 測點分別為-0.005%、-36.9%和-36.9%。倉壁靜態(tài)側壓力的實測值與中國規(guī)范的計算值偏差率最小，與美國規(guī)范的偏差率最大。除C1 測點外，所有的倉壁靜態(tài)側壓力實測值均小于中國、歐洲和美國規(guī)范的計算值。說明歐洲和美國規(guī)范相較于中國規(guī)范更為保守。

表1 中國、歐洲和美國規(guī)范的水平壓力計算參數(shù)取值 Table 1 Horizontal pressure calculation parameters in China, United States, and European standards

80%倉容時，C1、C2 和C3 測點的倉壁靜態(tài)側壓力實測值分別為1.007、0.853 和0.467 kPa，利用公式（1）～（3）計算得到對應的中國規(guī)范計算值分別為1.052、0.885和0.457 kPa，歐洲規(guī)范計算值分別為1.305、1.141 和0.643 kPa，美國規(guī)范計算值分別為 1.449、1.210 和0.616 kPa；C1 測點的倉壁靜態(tài)側壓力實測值與中國、歐洲和美國規(guī)范計算值的偏差率分別為-4.5%、-29.6%和-43.9%，C2 測點分別為+3.8%、-33.8%和-41.9%；C3 測點分別為-2.1%、-37.7%和-31.9%。倉壁靜態(tài)側壓力實測值與中國規(guī)范計算值的偏差率最小，與美國規(guī)范的偏差率最大。其中C3 測點的倉壁靜態(tài)側壓力實測值大于中國規(guī)范的計算值，C1、C2 測點的倉壁靜態(tài)側壓力實測值均小于中國、歐洲和美國規(guī)范的計算值，說明歐洲和美國規(guī)范安全儲備均高于中國規(guī)范。

50%倉容時，C1、C2 測點的倉壁靜態(tài)側壓力實測值分別為0.637 和0.443 kPa，利用公式（1）～（3）計算得到對應的中國規(guī)范計算值分別為0.667 和0.432 kPa，歐洲規(guī)范計算值分別為0.900 和0.611 kPa，美國規(guī)范計算值為0.905 和0.582 kPa；C1 測點倉壁靜態(tài)側壓力實測值與中國、歐洲和美國規(guī)范計算值的偏差率分別為-4.7%、-41.3%和-42.1%，C2 測點分別為+2.5%、-37.9%和-31.4%。倉壁靜態(tài)側壓力實測值與中國規(guī)范計算值的偏差率最小，與美國規(guī)范的偏差率最大。C2 測點的倉壁靜態(tài)壓力實測值大于中國規(guī)范的計算值，C1 測點則均小于中國、歐洲和美國規(guī)的計算值，說明歐洲和美國規(guī)范的安全系數(shù)均高于中國規(guī)范。

由表2 可知，在100%、80%和50%倉容時，倉壁靜態(tài)側壓力實測值與中國規(guī)范的計算值偏差率最小，與美國規(guī)范的偏差率最大。其中，100%倉容時的C1 測點、80%倉容時的C3 測點和50%倉容時C2 測點的偏差率為正，即倉壁靜態(tài)側壓力實測值大于中國規(guī)范的計算值，根據(jù)GB50077—2017[25]和LS8001—2007[26]對計算結果進行修正后，倉壁靜態(tài)側壓力實測值均小于規(guī)范計算值，由此可見，中國規(guī)范的安全裕度較小，在修訂規(guī)范時，應對修正系數(shù)進行適當調(diào)整。而歐洲和美國規(guī)范的計算值均大于實測值，安全裕度較大。

表2 不同倉容的倉壁靜態(tài)側壓力實測值與不同規(guī)范的計算值對比 Table 2 Comparison of measured static side pressure on silo wall and calculated value based on different standards under different silo volumes

2.2 倉壁動態(tài)側壓力分析

中心卸糧狀態(tài)的倉壁動態(tài)側壓力試驗結果表明，100%倉容的3 組卸糧時間均為24 s，80%倉容的3 組卸糧時間均為18 s，50%倉容的3 組卸糧時間均為12 s；根據(jù)壓力盒讀數(shù)，將每種倉容的3 組試驗數(shù)據(jù)平均，繪制100%、80%和50%倉容的側壓力變化曲線，結果如圖3所示，其中0～5 s 時段為C1、C2 和C3 測點的裝糧穩(wěn)定后的倉壁平均靜態(tài)側壓力實測值，自第5 秒至卸糧完畢為倉壁平均動態(tài)側壓力實測曲線。倉壁靜態(tài)側壓力與倉壁動態(tài)側壓力的實測壓力峰值如表3。

由圖3a 可知，100%倉容時，C1、C2 和C3 測點的倉壁動態(tài)側壓力實測值均出現(xiàn)先增大后減小的現(xiàn)象，且峰值均大于倉壁靜態(tài)側壓力實測值，即出現(xiàn)超壓現(xiàn)象。其中，C1 測點在第15 秒出現(xiàn)峰值3.489 kPa，C2 測點在第14 秒出現(xiàn)峰值1.504 kPa，C3 測點在第9 秒出現(xiàn)峰值1.328 kPa。由表4 可知，C1、C2 和C3 測點的超壓系數(shù)分別為2.76、1.38 和1.73。自卸糧開始，糧堆整體下落，在第12 秒時，小麥上表面降至距倉壁上邊緣140 mm 處，倉容為80%，此時C1、C2 和C3 測點的倉壁動態(tài)側壓力分別為1.869、1.425 和0.234 kPa。在第15 秒時，糧堆表面出現(xiàn)兩邊高、中間低的旋渦狀下落現(xiàn)象，即小麥由整體流動變?yōu)楣軤盍鲃訝顟B(tài)，此時，小麥上表面降至距倉壁上邊緣267 mm 處，倉容為51%，C1、C2 和C3 測點的倉壁動態(tài)側壓力分別為3.489、0.612 和0 kPa；在第14.5 秒時，小麥上表面降至C3 測點以下，第21.5 秒時降至C2 測點以下，第25 秒時，降至C1 測點以下，C1 測點壓力讀數(shù)為0。在第15 到第29 秒，小麥一直保持管狀流動狀態(tài)。

由圖3b 可知，80%倉容卸糧時，C1、C2 和C3 測點的倉壁動態(tài)側壓力實測值均出現(xiàn)先增大后減小的現(xiàn)象，且倉壁動態(tài)側壓力峰值均大于倉壁靜態(tài)側壓力，即出現(xiàn)超壓現(xiàn)象。其中，C1 測點在第13 秒出現(xiàn)倉壁動態(tài)側壓力值峰1.662 kPa，C2 測點在第12 秒峰值1.509 kPa，C3測點在第8 秒出現(xiàn)峰值1.352 kPa。由表4 可知，C1、C2和C3 的超壓系數(shù)分別為1.65、1.77 和2.90。自卸糧開始，糧堆整體下落，在第13 秒時，糧堆呈現(xiàn)出兩邊高、中間低的旋渦狀下落狀態(tài)，即小麥由整體流動變?yōu)楣軤盍鲃訝顟B(tài)，此時，小麥上表面在距倉壁上邊緣416 mm 處，倉容為48%，C1、C2 和C3 測點的倉壁動態(tài)側壓力分別為1.662、0.872 和0 kPa；在第13 到第23 秒期間，小麥一直保持管狀流動狀態(tài)；在第10 秒時，小麥上表面降至C3測點以下，C3 測點壓力讀數(shù)為0，在第17 秒時，小麥上表面降至C2 測點以下，C2 測點壓力讀數(shù)為0，在第20秒時，降至C1 測點以下，C1 測點壓力讀數(shù)為0。在第11 秒時，小麥上表面降至距倉壁上邊緣356 mm 處，倉容為50%，此時C1、C2 測點的倉壁動態(tài)側壓力實測值分別為0.721 和1.352 kPa。

由圖3c 可知，50%倉容時，C1、C2 測點的倉壁動態(tài)側壓力實測值均出現(xiàn)先增大后減小的現(xiàn)象，且倉壁動態(tài)側壓力峰值均大于倉壁靜態(tài)側壓力實測值即出現(xiàn)超壓現(xiàn)象。其中，C1 測點在第9 s 出現(xiàn)峰值1.708 kPa，C2 測點在第7.5 s 出現(xiàn)峰值1.058 kPa。由表4 可知，C1、C2測點的超壓系數(shù)為2.68、2.39；自卸糧開始，糧堆整體下落，在第9 s 時，糧堆呈現(xiàn)兩邊高、中間低的旋渦狀下落，即小麥由整體流動變?yōu)楣軤盍鲃訝顟B(tài)，此時，小麥上表面降至距倉壁上邊緣494 mm 處，倉容為34%，C1、C2 測點的倉壁動態(tài)側壓力分別為1.708 和0.362 kPa；在第9 s 到第17 s 期間，小麥一直保持管狀流動狀態(tài)；在第9.5 s 時，降至C2 測點以下，C2 測點壓力讀數(shù)為0，在第12 s 時，降至C1 測點以下，C1 測點壓力讀數(shù)為0。

結合100%、80%和50%倉容的C1、C2 和C3 數(shù)據(jù)分析可知，在中心卸糧時，C1、C2 和C3 測點的倉壁側壓力先增大后減小最終趨于0，變化趨勢一致，小麥均由整體流動變?yōu)楣軤盍鲃訝顟B(tài)；C1、C2 和C3 測點均出現(xiàn)超壓現(xiàn)象，100%、80%和50%倉容的最大超壓系數(shù)分別為2.76、2.90和2.68。C1 測點倉壁動態(tài)側壓力實測值出現(xiàn)峰值的時間與小麥表面出現(xiàn)管狀流動的時間基本一致，筒壁越靠下的位置受小麥流動狀態(tài)改變的影響越大。在相同高徑比時，100%、80%和50%倉容出現(xiàn)管狀流動狀態(tài)時小麥上表面距倉壁上邊緣的位置分別為267、416 和494 mm，說明管狀流動狀態(tài)出現(xiàn)的位置與初始儲糧的糧堆高度相關，初始儲糧糧堆高度越低，小麥上表面出現(xiàn)管狀流動的位置越低。中心卸糧過程中，由100%倉容減小至80%倉容時，80%倉容的C1 和C2 測點的倉壁動態(tài)側壓力均大于初始80%倉容的倉壁靜態(tài)側壓力實測值；由80%倉容減小至50%倉容時，50%倉容的C1 和C2 測點的倉壁動態(tài)側壓力均大于初始50%倉容的倉壁靜態(tài)側壓力實測值。

圖3 不同倉容的各測點動態(tài)側壓力變化曲線 Fig. 3 Dynamic side pressure curve of each measuring point for different silo volumes

根據(jù)攝像機拍攝的動態(tài)圖像及標尺記錄的數(shù)據(jù)，繪制100%、80%和50%倉容中心卸糧時的出糧高度變化曲線，如圖4 所示。由圖4 可知，不同倉容的出糧高度曲線的斜率基本一致，為16.1，即各倉容的卸糧速率基本一致，卸糧速率與倉容大小無關。

中心卸糧時，100%、80%和50%倉容的平均卸糧時間分別為24、18 和12 s。不同倉容同一測點的倉壁動態(tài)側壓力變化曲線如圖5 所示。根據(jù)攝像機監(jiān)測的小麥動態(tài)下落圖像及倉壁標尺讀數(shù)，小麥頂面由整體流動狀態(tài)變?yōu)楣軤盍鲃訝顟B(tài)時，100%、80%和50%倉容糧堆表面距倉壁上邊緣的距離分別為267、416 和494 mm，結合靜態(tài)儲糧時80%和50%倉容的小麥表面距倉壁上邊緣分別為160 和370 mm，過分析可知，在小麥表面距倉壁上邊緣距離位于160～267 mm 時，100%和80%倉容的小麥表面均處于整體流動狀態(tài)；在小麥表面距倉壁上邊緣距離位于370～416 mm 時，80%和50%倉容的小麥表面均處于整體流動狀態(tài)。

表3 各測點倉壁靜態(tài)側壓力和動態(tài)側壓力峰值 Table 3 Peak values of static side pressure and dynamic side pressures on silo wall at each measuring point

圖4 不同倉容的卸糧高度變化曲線 Fig. 4 Change curve of height of grain discharging for differen silo volumes

試驗結果表明，下部測點出現(xiàn)倉壁動態(tài)側壓力峰值的時間滯后于上部測點；相同高徑比的筒倉，在小麥表面處于整體流動狀態(tài)時，不同初始倉容卸糧至同一水平面高度時，相同測點的動態(tài)側壓力不同。

圖5 不同倉容相同測點的倉壁動態(tài)壓力變化曲線 Figure 5 Change curve of dynamic pressures on silo wall at the same measuring point of different silo volumes

3 結 論

本文通過對直徑400 mm、高度700 mm 的模型筒倉進行100%、80%和50%倉容的靜態(tài)儲糧及中心卸糧試驗，得出以下主要結論：

1）100%、80%和50%倉容時，倉壁靜態(tài)側壓力實測值與中國規(guī)范計算值的偏差率最小，與美國規(guī)范的偏差率最大，其中，100%倉容時的C1 測點、80%倉容時的C3 測點和50%倉容時的C2 測點出現(xiàn)正偏差率，即倉壁靜態(tài)側壓力實測值超過中國規(guī)范的計算值，在經(jīng)過中國規(guī)范側壓力系數(shù)修正后，倉壁靜態(tài)側壓力實測值均小于規(guī)范側壓力計算值。倉壁靜態(tài)側壓力實測值均小于歐洲和美國規(guī)范的計算值。儲糧倉容越小，倉壁靜態(tài)側壓力實測值與各國規(guī)范計算值的偏差率越大。歐洲和美國規(guī)范安全儲備均高于中國規(guī)范。

2）中心卸糧時，小麥由整體流動變?yōu)楣軤盍鲃訝顟B(tài)的過程中均出現(xiàn)超壓現(xiàn)象，100%、80%和50%倉容的超壓系數(shù)分別為2.76、2.90 和2.68；100%、80%和50%倉容出現(xiàn)管狀流動狀態(tài)的位置逐漸下降，說明管狀流動出現(xiàn)位置與初始儲糧倉容相關，初始倉容越小，出現(xiàn)管狀流動的位置越低。

3）不同倉容的出糧高度隨時間變化曲線的斜率均約為16.1，即卸糧速率一致，故相同卸糧口卸糧速率與初始倉容無關。

4）下部測點出現(xiàn)倉壁動態(tài)側壓力峰值的時間滯后于上部測點；整體流動狀態(tài)時，不同初始倉容卸糧至同一水平面時，同一測點的倉壁動態(tài)側壓力不同，倉壁側壓力大小與糧食狀態(tài)有關。