臺風(fēng)動力作用下大跨度航站樓屋蓋連續(xù)風(fēng)揭形態(tài)及機(jī)理研究

摘要： 大跨度航站樓屋蓋的風(fēng)揭作用是影響其結(jié)構(gòu)安全的重要因素之一，現(xiàn)有研究僅考慮了良態(tài)風(fēng)氣候和靜力風(fēng)荷載作用，難以解釋強(qiáng)臺風(fēng)動力荷載作用下屋蓋結(jié)構(gòu)的真實風(fēng)揭形態(tài)與發(fā)生機(jī)制。鑒于此，本文基于WRF、CFD和LS/DYNA開展了臺風(fēng)作用下大跨度航站樓連續(xù)風(fēng)揭破壞全過程數(shù)值模擬。開展臺風(fēng)“黑格比”風(fēng)場模擬，并以某國際機(jī)場航站樓為例，模擬臺風(fēng)作用下航站樓屋面連續(xù)風(fēng)揭全過程，對比分析不同風(fēng)向角下屋蓋的風(fēng)揭破壞形態(tài)及風(fēng)損率，揭示了臺風(fēng)作用下大跨度航站樓風(fēng)揭破壞機(jī)理。結(jié)果表明，航站樓屋蓋迎風(fēng)邊緣極值風(fēng)壓較大，上吸下壓作用明顯，最大風(fēng)壓系數(shù)差值為12.41；達(dá)到臨界風(fēng)速時，屋蓋迎風(fēng)邊緣局部被風(fēng)揭起，隨著風(fēng)速增大，引發(fā)“連鎖效應(yīng)”，導(dǎo)致屋面連續(xù)風(fēng)揭破壞，屋面撕裂方向與來流方向一致；基于屋面單元失效前后內(nèi)能變化規(guī)律給出能量失效指標(biāo)K，可用于指導(dǎo)大跨度航站樓屋蓋抗風(fēng)揭設(shè)計。

關(guān)鍵詞： 大跨度航站樓； 連續(xù)風(fēng)揭形態(tài)； 臺風(fēng)； 破壞機(jī)理

中圖分類號： TU312+.1；TU352.2 " "文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A " "文章編號： 1004-4523（2025）03-0539-11

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2025.03.010

Study on the form and mechanism of continuous wind uplift of large?span terminal roof under typhoon

LIU Lingfeng1，2， KE Shitang1，2， REN Hehe1，2， WU Hongxin1，2， LI Wenjie1，2， TIAN Wenxin1，2

（1. Department of Civil and Airport Engineering， Nanjing University of Aeronautics and Astronautics， Nanjing 210016， China；

2. Jiangsu Airport Infrastructure Safety Engineering Research Center， Nanjing University of Aeronautics and Astronautics，

Nanjing 210016， China）

Abstract： The wind uncovering effect of the roof of a large-span terminal building is one of the important factors affecting its structural safety. Existing studies only consider the benign wind climate and static wind load effects， which are difficult to explain the real wind uncovering pattern and occurrence mechanism of the roof structure under the strong typhoon dynamic load. Based on WRF， CFD and LS/DYNA， this paper carries out the numerical simulation of continuous wind damage of a large-span terminal building under the action of typhoon. The wind field simulation of typhoon \"Hegeby\" was carried out firstly. The continuous wind uncovering process of the terminal roof under the typhoon was simulated by taking an international airport terminal building as an example， and the wind damage pattern and wind damage rate of the roof cover under different wind angles were compared and analyzed to reveal the wind damage mechanism of the large-span terminal building under the typhoon. The results show that the extreme wind pressure at the windward edge of the terminal roof is higher， and the effect of upward and downward pressure is obvious， and the maximum pressure difference coefficient is 12.41. When the critical wind speed is reached， the windward edge of the roof is partially lifted by the wind， and then the \"chain effect\" triggers the continuous wind damage of the roof， and the tearing direction of the roof is consistent with the incoming flow direction. The energy failure index K is given based on the law of internal energy change before and after the failure of roof units， which can be used to guide the design of large-span terminal building roofs against wind uncovering.

Keywords： large-span terminal；continuous wind-induced damage pattern；typhoon；damage mechanism

大跨空間結(jié)構(gòu)因其形體優(yōu)美、經(jīng)濟(jì)適用等特點，在機(jī)場航站樓和大型體育場館得到廣泛應(yīng)用，但因其自重輕、柔度大、自振頻率低等特性，風(fēng)荷載成為其控制荷載。相關(guān)風(fēng)災(zāi)事故調(diào)查表明，大跨度結(jié)構(gòu)在風(fēng)荷載作用下整體破壞現(xiàn)象并不多見，但屋蓋表面局部撕裂、局部脫落或局部掀開導(dǎo)致整個屋面遭受破壞的例子卻時有發(fā)生［1?4］。其中，北京首都機(jī)場T3航站樓屋蓋結(jié)構(gòu)更是連續(xù)發(fā)生三次風(fēng)揭破壞事故［4］，造成了嚴(yán)重的經(jīng)濟(jì)損失和社會影響。

中國是世界上受風(fēng)災(zāi)影響較為嚴(yán)重的國家之一，每年登陸臺風(fēng)個數(shù)為7～9個。加之中國海岸線曲折綿長，沿海地區(qū)工程結(jié)構(gòu)與各類建（構(gòu)）筑物遭受臺風(fēng)破壞乃至倒塌的案例屢見不鮮［5］。與良態(tài)風(fēng)相比，臺風(fēng)由于具有較高的平均風(fēng)速、強(qiáng)烈的湍流和突增的風(fēng)切變，對大跨度屋蓋結(jié)構(gòu)的氣彈擾動作用更為劇烈。因此，系統(tǒng)研究臺風(fēng)作用下大跨度航站樓屋蓋結(jié)構(gòu)風(fēng)致破壞機(jī)理具有重要的工程意義。

國內(nèi)外學(xué)者對屋面的抗風(fēng)揭承載性能進(jìn)行了大量研究［6?10］，但大多采用動態(tài)或靜態(tài)加載方式的試驗方法和數(shù)值模擬方法對屋面抗風(fēng)揭性能進(jìn)行研究。在此基礎(chǔ)上，許秋華等［11］通過抗風(fēng)揭承載性能對比試驗，提出了在既有直立鎖邊金屬屋面板不同區(qū)域采用不同間距夾具的方法。孫瑛等［12］針對直立鎖邊屋面系統(tǒng)開展抗風(fēng)揭試驗，發(fā)現(xiàn)試驗方法對屋面系統(tǒng)的破壞形式和承載力均有明顯影響。劉軍進(jìn)等［13］采用接觸單元建立直立鎖邊金屬屋面有限元實體模型，模擬其破壞過程，并確立了破壞判定準(zhǔn)則。李正良等［14］在對直立鎖縫屋面系統(tǒng)非線性響應(yīng)全過程研究的基礎(chǔ)上，建立了多失效模式下帶抗風(fēng)夾直立鎖縫屋面系統(tǒng)抗風(fēng)揭可靠度分析方法。既有研究為屋蓋抗風(fēng)揭設(shè)計提供了理論依據(jù)和多種試驗標(biāo)準(zhǔn)，但均未考慮非定常風(fēng)荷載下大跨度屋面由于局部失效引起的屋蓋連續(xù)性風(fēng)揭現(xiàn)象。

鑒于此，本文以某機(jī)場大跨度航站樓屋蓋結(jié)構(gòu)為研究對象，基于WRF、CFD和LS/DYNA開展了臺風(fēng)作用下屋蓋結(jié)構(gòu)連續(xù)風(fēng)揭全過程的數(shù)值模擬，分析屋蓋表面平均風(fēng)壓、脈動風(fēng)壓和繞流特性等氣動性能，提出基于材料性能的屋面殼體結(jié)構(gòu)失效準(zhǔn)則，給出風(fēng)揭破壞臨界風(fēng)速并闡釋破壞全過程形態(tài)，最后提煉出屋蓋結(jié)構(gòu)在臺風(fēng)作用下的連續(xù)風(fēng)揭破壞機(jī)理，為大跨度航站樓屋蓋結(jié)構(gòu)抗風(fēng)揭設(shè)計提供了參考和借鑒。

1 中尺度臺風(fēng)模擬

1.1 WRF模式簡介

Weather research and forecasting model（WRF）是一個中尺度預(yù)報模式和數(shù)據(jù)同化系統(tǒng)，用于模擬從幾十米到幾千千米的中尺度天氣。本文采用的WRF版本是4.3.1。WRF系統(tǒng)中有兩個動力學(xué)解算器，它們分別是由美國國家大氣研究中心（NCAR）開發(fā)的ARW（advanced research WRF）解算器和美國國家環(huán)境預(yù)測中心（NCEP）開發(fā)的NMM（nonhydrostatic mesoscale model）解算器［15］。本研究中使用的ARW動力學(xué)求解器，集成了完全可壓縮的非靜水歐拉方程。這些方程使用地形跟蹤的質(zhì)量垂直坐標(biāo)和交錯的Arakawa?C網(wǎng)格進(jìn)行求解。該模式還支持水平嵌套，允許通過高分辨率網(wǎng)格對感興趣的區(qū)域進(jìn)行特定的表示。ARW有許多物理參數(shù)化方案選項，包括微物理方案、積云參數(shù)化方案、行星邊界層方案、陸面模型方案等。目前，WRF模式被廣泛應(yīng)用于氣象相關(guān)研究，如實時數(shù)值天氣預(yù)報、數(shù)據(jù)同化開發(fā)、參數(shù)化物理方案研究和區(qū)域氣象模擬等。

1.2 物理參數(shù)化方案選取及參數(shù)設(shè)置

為了有效和準(zhǔn)確地模擬本文研究區(qū)域的大氣運動，WRF模式設(shè)置了三層雙向嵌套網(wǎng)格（如圖1所示）。最外嵌套層覆蓋菲律賓海西部和中國南海北部等區(qū)域，由397×247個網(wǎng)格點組成，水平網(wǎng)格分辨率為9 km，可模擬臺風(fēng)“黑格比”路徑；中間嵌套層由481×247個網(wǎng)格點組成，水平網(wǎng)格分辨率為3 km；最內(nèi)層由481×247個網(wǎng)格點組成，水平網(wǎng)格分辨率為1 km。利用NCEP開發(fā)的FNL（Final）全球運行分析數(shù)據(jù)（https：//rda.ucar.edu/datasets/ds083.2/）作為最外嵌套層的初邊界條件，該數(shù)據(jù)集的空間分辨率為1.0°，時間分辨率為6 h。FNL數(shù)據(jù)通過WRF預(yù)處理系統(tǒng)與相應(yīng)的WRF網(wǎng)格進(jìn)行交互，邊界條件每6 h施加一次。該模擬在垂直方向分為33層，地圖投影采用Lambert方案。通過對比不同方案的模擬結(jié)果，最終確定采用YSU（Yonsei University）邊界層方案和Kain Fritsch積云對流參數(shù)化方案，對臺風(fēng)“黑格比”進(jìn)行了54 h的高精度模擬，模擬結(jié)果將作為后續(xù)CFD降尺度運算的邊界條件，詳細(xì)參數(shù)設(shè)置如表1所示。

1.3 有效性驗證及風(fēng)剖面擬合

圖2（a）給出了WRF模式輸出的“黑格比”臺風(fēng)的模擬路徑，由圖可知“黑格比”臺風(fēng)在西太平洋上空沿西偏北方向移動，模擬路徑與實際路徑基本一致，平均誤差為24 km。圖2（b）和（c）分別給出了臺風(fēng)“黑格比”最小中心氣壓和最大風(fēng)速模擬值與日本臺風(fēng)網(wǎng)實測值的對比曲線，從圖中可以看出，臺風(fēng)最小中心氣壓和最大風(fēng)速模擬值與實測值變化規(guī)律基本一致，最小中心氣壓平均誤差為1.5%，最大風(fēng)速平均誤差為8%，模擬結(jié)果較為準(zhǔn)確。

對臺風(fēng)登陸時刻航站樓附近近地臺風(fēng)場的WRF模式數(shù)值模擬輸出結(jié)果進(jìn)行后處理，周期為10 min，并基于最小二乘法給出擬合曲線，如圖3所示。擬合得到的10 m高度處基本風(fēng)速為22.6 m/s，地面粗糙度指數(shù)為0.086。

2 WRF?CFD中/小尺度耦合

2.1 工程概況

本文以某國際機(jī)場北區(qū)擴(kuò)建工程航站樓為工程背景，臺風(fēng)登陸時，航站樓距離登陸點約50 km。航站樓共兩層，東西方向長355.91 m，南北方向長654.58 m，屋蓋上弦最高點距地面54.21 m，兩翼最低點距地面31.67 m，整體最大高差為22.54 m。屋蓋沿南北方向高差變化起伏較大，整體呈波浪形；東西方向呈階梯式抬升，高差較大；屋蓋結(jié)構(gòu)體系與下部結(jié)構(gòu)通過鋼立柱連接，協(xié)同受力，周邊維護(hù)結(jié)構(gòu)均采用玻璃幕墻?？紤]實際結(jié)構(gòu)屋蓋大懸空屋檐及變高差局部屋蓋等構(gòu)造細(xì)節(jié)，建立航站樓3D足尺模型，如圖4所示。

定義航站樓中心軸為0°風(fēng)向角，來流方向以逆時針方向為正角度方向。由于模型是以中軸線為對稱軸的軸對稱結(jié)構(gòu)，故僅進(jìn)行0°～180°風(fēng)向角下航站樓風(fēng)荷載數(shù)值模擬，風(fēng)向角間隔為15°，如圖5所示。

2.2 CFD模擬及有效性驗證

為保證流動能夠充分發(fā)展，CFD計算流域取為5400 m×3200 m×300 m（流向x×展向y×豎向z），航站樓置于距離計算域入口1600 m處，整體計算域阻塞率為2.9%，滿足阻塞率小于3%的要求［16］。由于航站樓屋蓋形狀復(fù)雜，采用混合網(wǎng)格離散形式將整個計算域分為內(nèi)、外兩個部分：內(nèi)部區(qū)域采用四面體網(wǎng)格，并對航站樓周圍局部網(wǎng)格進(jìn)行加密，外圍區(qū)域采用高質(zhì)量六面體網(wǎng)格。表2給出了內(nèi)部區(qū)域不同網(wǎng)格方案下的網(wǎng)格質(zhì)量，綜合考慮計算精度和效率，本文采取1300萬網(wǎng)格總數(shù)作為網(wǎng)格劃分方案，計算域及網(wǎng)格具體劃分如圖6所示。計算域入口采用速度入口，參考高度取航站樓屋蓋最高處（54.21 m），計算域頂部和側(cè)面采用等效自由滑移壁面的對稱邊界條件，計算域出口采用壓力出口邊界條件，地面以及建筑物表面采用無滑移壁面邊界條件。

大渦模擬選用不可壓縮流控制方程，通過UDF文件定義臺風(fēng)風(fēng)場，亞格子模型采用Smagorinsky?Lilly模型，時間步長取為0.001 s，通過SIMPLEC方法進(jìn)行離散方程的求解，該方法收斂性好且適合時間步長較小的大渦模擬計算。

計算域所在地為A類地貌，平均風(fēng)速沿高度的變化采用指數(shù)風(fēng)剖面表示：

V=V_10 〖（h/10）〗^α （1）

式中，V_10為10 m高度處10 min的平均風(fēng)速，取值為22.60 m/s；α為地面粗糙度指數(shù)，由WRF輸出結(jié)果擬合的臺風(fēng)過境時航站樓所在區(qū)域地面粗糙度指數(shù)為0.086；h為測點高度。

湍流度計算式為：

I_u=c_10 〖（10/h）〗^（-α） （2）

式中，c_10為10 m高度處名義湍流度，根據(jù)對“黑格比”臺風(fēng)的同步監(jiān)測結(jié)果為0.201［17］。

圖7給出了UDF設(shè)置結(jié)果與航站樓前方（屋檐前方10 m處）的平均風(fēng)速、湍流度模擬結(jié)果對比曲線，可見航站樓前方平均風(fēng)速和湍流度剖面均與UDF設(shè)置的進(jìn)風(fēng)口處吻合較好，流場達(dá)到穩(wěn)定。

2.3 氣動性能分析

2.3.1 平均風(fēng)壓特性

圖8給出了臺風(fēng)場作用下航站樓典型風(fēng)向角下屋蓋表面風(fēng)壓分布圖。對比發(fā)現(xiàn)在臺風(fēng)作用下不同風(fēng)向角對屋蓋表面的平均風(fēng)壓影響較大，迎風(fēng)屋面邊緣及屋蓋變高區(qū)最高處均出現(xiàn)了高負(fù)壓區(qū)，在屋蓋變高區(qū)迎風(fēng)處出現(xiàn)了正壓區(qū)；背風(fēng)面及屋面內(nèi)凹處風(fēng)壓系數(shù)絕對值較小，變化相對平緩，同時因來流再附導(dǎo)致某些局部區(qū)域出現(xiàn)了正壓。

圖9給出了臺風(fēng)場環(huán)境中不同風(fēng)向角下懸空屋檐風(fēng)壓系數(shù)極大、極小值分布。由圖可知，隨著風(fēng)向角的增大，屋檐風(fēng)壓系數(shù)極值整體呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢，30°時風(fēng)壓系數(shù)差值達(dá)到最大值12.41。

2.3.2 脈動風(fēng)壓特性

測點脈動風(fēng)壓系數(shù)定義為：

C_（p，rms）=√（∑_（i=1）^N?〖[C_p （i）-C_（p，mean）^2 ]/（N-1）〗） （3）

式中，C_p （i）為某測點的瞬時風(fēng)壓系數(shù)；C_（p，mean）為平均風(fēng)壓系數(shù)；N為總樣本點數(shù)。

同時考慮到大跨屋蓋表面風(fēng)壓分布呈現(xiàn)的空間不均勻性，通常采用極值風(fēng)壓的包絡(luò)值對該結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計［18］，計算公式如下：

C ?_pi=C ?_pi±gσ_pi （4）

式中，C ?_pi、C ?_pi、σ_pi分別表示測點i的風(fēng)壓系數(shù)極值、均值和根方差；g為測點i的峰值因子。屋蓋表面風(fēng)荷載脈動性強(qiáng)，非高斯性明顯，采用估算非高斯過程的改進(jìn)峰值因子法計算［19］，其表達(dá)式為：

g=h_1 {β+γ/β+h_3 （β^2+2γ-1+1.98/β^2 ）+h_4 [β^3+3β（γ-1）+3/β（π^2/6-γ+γ^2）+5.44/β^3 ] } （5）

式中，γ=0.5772，為歐拉常數(shù)；h_1、h_3、h_4為Hermite級數(shù)法的參數(shù)，α=1/√（1+2h_3^2+6h_4^2 ）、h_3=γ_3/[6（1+6h_4）]、h_4=（√（1+1.5（γ_4-3） ）-1）/18，其中γ_3和γ_4分別為信號的斜度值和峰度值；β=√（2ln （υT）），其中υ為單位時間內(nèi)數(shù)據(jù)穿越平均值的次數(shù)，T為計算時間長度。

臺風(fēng)場作用下懸空屋檐壓差極值較大且方向朝上，此時屋蓋極易發(fā)生掀起破壞，為探究不同風(fēng)向角下航站樓屋蓋風(fēng)揭形態(tài)，采用大渦模擬技術(shù)獲得臺風(fēng)場作用下航站樓表面風(fēng)壓系數(shù)時程曲線。在航站樓表面共設(shè)置502個測點，其中上屋檐共396個測點，下屋檐共106個測點，如圖10所示。同時，考慮到航站樓體型十分復(fù)雜，為便于后續(xù)說明，再次人為將航站樓定義為前端屋蓋、中部天窗與后端屋蓋，并結(jié)合航站樓屋蓋形狀對其進(jìn)行分區(qū)，如圖11所示。

圖12為航站樓最不利風(fēng)向角下屋蓋表面脈動風(fēng)壓系數(shù)分布圖與極值風(fēng)壓系數(shù)分布圖，分析可得：在臺風(fēng)場作用下，航站樓后端屋蓋5區(qū)迎風(fēng)前緣處脈動效應(yīng)較強(qiáng)；在上屋檐迎風(fēng)前緣出現(xiàn)絕對值較大的極值負(fù)壓，下屋檐出現(xiàn)較大的極值正壓，迎風(fēng)屋檐上吸下頂作用明顯，進(jìn)行航站樓屋蓋抗風(fēng)設(shè)計時，需著重考慮。

2.3.3 繞流特性

圖13給出了臺風(fēng)影響下部分工況的屋蓋風(fēng)速流場圖。分析可知：臺風(fēng)場作用下航站樓挑檐處及變高差處均發(fā)生流動分離，且30°工況下旋渦脫落及回流的現(xiàn)象更加明顯且影響范圍更廣，因此30°工況下風(fēng)壓脈動值及極值均較大；在航站樓前部與頂部均出現(xiàn)加速效應(yīng)，30°工況下加速效應(yīng)更明顯。

3 風(fēng)揭形態(tài)與破壞機(jī)理

3.1 有限元建模

本文建立的航站樓三維有限元模型主要由主體結(jié)構(gòu)和屋蓋兩個部分組成。主體框架部分均采用梁單元beam161，依照實際建筑采用多種截面進(jìn)行精細(xì)化建模。屋蓋結(jié)構(gòu)采用殼單元shell163，主體框架與屋面板之間連接的T型支托也采用梁單元beam161進(jìn)行簡化模擬，屋蓋殼單元與T型支托之間的連接采用殼單元與梁單元節(jié)點剛域耦合，以達(dá)到位移協(xié)調(diào)的目的。圖14為航站樓屋蓋模型示意圖。

3.2 風(fēng)揭分析方法及動力特性

現(xiàn)有研究表明，直立鎖邊金屬屋面的破壞形式主要有屋面板鎖邊處的脫扣破壞、T型支托的破壞以及屋面板撕裂破壞三種。合理布置抗風(fēng)夾可防止屋面板發(fā)生脫扣破壞［20］，因此本文僅考慮另外兩種破壞形式。屋面板材料選用YX?400型氟碳噴涂鋁鎂錳合金，彈性模量取為70000 MPa，泊松比為0.3，材料密度取為2.73×10-3 g/mm3。材料本構(gòu)模型關(guān)系采用如圖15所示的雙折線表示，屈服強(qiáng)度取為170 MPa，抗拉強(qiáng)度取為220 MPa。采用LS/DYNA提供的單元侵蝕技術(shù)（*MAT_ADD_EROSION），該算法是一種非保守的數(shù)值策略，因此正確選擇準(zhǔn)則至關(guān)重要。本文設(shè)置T型支托最大拉應(yīng)力為220 MPa，超過該限值即認(rèn)為發(fā)生脫扣破壞；設(shè)置屋面板最大拉應(yīng)力為220 MPa，超過該限值即認(rèn)為發(fā)生屋面板撕裂破壞。

實際上，大跨度航站樓在風(fēng)荷載作用下，其結(jié)構(gòu)的破壞形式類似于屈曲模態(tài)下的材料失效破壞，可將風(fēng)荷載視為一種擬靜力荷載。為了降低加載過程中的動力效應(yīng)，防止出現(xiàn)類似沖擊荷載的效應(yīng)，本文采用增量動力分析（IDA）方法，對航站樓結(jié)構(gòu)有限元模型進(jìn)行非線性分析。設(shè)置起始風(fēng)速為20 m/s，按5 m/s的風(fēng)速階梯進(jìn)行逐級加載，采用0.1 s的計算步長，每階風(fēng)速計算時間設(shè)為5 s即50步，以保證結(jié)構(gòu)充分反應(yīng)。

模型建立后，基于Block Lanczos方法［22］求解該航站樓的結(jié)構(gòu)特性，圖16給出了本文航站樓模型前100階自振頻率隨振型階數(shù)變化的曲線。由圖可知，航站樓結(jié)構(gòu)基頻僅為0.703 Hz，前100階頻率近似呈線性增長趨勢且均小于3 Hz，結(jié)構(gòu)柔性更強(qiáng)且頻率分布相對集中。前6階，航站樓屋蓋變形較大，主體結(jié)構(gòu)變形可以忽略；第7階后，航站樓主體結(jié)構(gòu)也出現(xiàn)較大變形，但仍以屋蓋結(jié)構(gòu)變形為主，最大變形發(fā)生在屋蓋翼緣處，鑒于此，后文僅針對屋蓋結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析。

3.3 風(fēng)揭形態(tài)分析

本文通過屋面風(fēng)損率對屋面風(fēng)揭破壞程度進(jìn)行定量評估，定義風(fēng)損率為破壞屋面面積占屋面總面積的比率，表達(dá)式為：

Wind Loss=A_Loss/A_Total ×100% （6）

式中，A_Loss為風(fēng)揭破壞屋面面積；A_Total為屋面總面積。

圖17給出了不同風(fēng)向角下屋蓋風(fēng)損率統(tǒng)計圖。從圖中可以看出，屋蓋風(fēng)揭風(fēng)速隨著風(fēng)向角的增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，0°、15°和30°在風(fēng)速達(dá)到40 m/s時就發(fā)生連續(xù)風(fēng)揭破壞，為最危險風(fēng)向角。發(fā)生風(fēng)揭破壞的風(fēng)速區(qū)間為40～65 m/s，說明不同風(fēng)向角下航站樓抗風(fēng)揭能力差異顯著。風(fēng)揭破壞風(fēng)速分布與風(fēng)壓系數(shù)極值分布關(guān)系基本一致，風(fēng)壓系數(shù)極值較大的工況風(fēng)揭風(fēng)速較小。

定義當(dāng)屋蓋風(fēng)損率達(dá)到80%，認(rèn)為屋蓋完全風(fēng)毀，屋蓋風(fēng)毀風(fēng)速隨風(fēng)向角的增大呈現(xiàn)與風(fēng)揭風(fēng)速相同的趨勢，最小風(fēng)毀風(fēng)速為55 m/s，最大風(fēng)毀風(fēng)速為80 m/s。航站樓設(shè)計時需考慮當(dāng)?shù)仫L(fēng)向年分布率，合理設(shè)置航站樓朝向。

風(fēng)揭破壞是由于局部結(jié)構(gòu)達(dá)到承載力極限發(fā)生破壞，繼而導(dǎo)致該區(qū)域內(nèi)的力重分布、撕裂處應(yīng)力集中，繼而發(fā)生“連鎖效應(yīng)”，導(dǎo)致大面積的風(fēng)揭破壞。為詳細(xì)描述風(fēng)揭破壞各階段，選取0°和30°兩個不利工況下航站樓屋蓋風(fēng)揭破壞過程進(jìn)行分析，如圖18和19所示。由圖18和19可知，在兩個工況下，屋蓋迎風(fēng)前緣（0°風(fēng)向角前端3至5區(qū)；30°風(fēng)向角前端5區(qū)、6區(qū)）變形較大，屋面其余部分變形較小。分析認(rèn)為屋蓋邊緣區(qū)域的屋面曲線變化弧度較大，氣流在該位置產(chǎn)生較強(qiáng)的分離對流，從而形成了較強(qiáng)的垂直風(fēng)吸力和水平切向力。來流的分離導(dǎo)致這些區(qū)域的平均和脈動風(fēng)壓系數(shù)均較大，隨著風(fēng)速的增大，屋面達(dá)到抗拉強(qiáng)度發(fā)生撕裂，屋面板被風(fēng)揭起，如圖18（b）和19（b）所示。屋面掀起后，迎風(fēng)面積進(jìn)一步增大，屋面板開始翻卷，翻卷方向與來流方向平行，屋面板被撕裂成多塊，如圖18（c）和19（c）所示。隨著風(fēng)速的進(jìn)一步增大，屋蓋撕裂從前端發(fā)展到中部、后端，最終在60 m/s風(fēng)速下，兩個工況的屋蓋都被風(fēng)吹落，發(fā)生完全風(fēng)毀。圖20給出了不同風(fēng)向角下航站樓迎風(fēng)邊緣部分屋面加速度圖。從圖中可以看出，屋面風(fēng)揭分多個階段，與來流方向垂直的迎風(fēng)邊緣首先發(fā)生風(fēng)揭破壞。

圖21給出了部分工況下屋蓋風(fēng)揭破壞形態(tài)。分析可知屋蓋風(fēng)揭始于迎風(fēng)邊緣局部破壞，繼而屋蓋被風(fēng)揭起、翻卷，接著折彎直至吹落。當(dāng)迎風(fēng)面積較大時，如0°與180°風(fēng)向角下，屋蓋發(fā)生局部破壞后，將引起屋蓋大面積風(fēng)揭破壞；而隨著迎風(fēng)面積的減小，屋蓋發(fā)生局部破壞后，僅引起小范圍風(fēng)揭破壞，隨著風(fēng)速增大，迎風(fēng)邊緣產(chǎn)生新的破壞點，導(dǎo)致其余部分再次發(fā)生連續(xù)風(fēng)揭，形成多階段破壞。

3.4 風(fēng)揭破壞機(jī)理

為探究臺風(fēng)作用下航站樓屋蓋連續(xù)風(fēng)揭破壞機(jī)理，根據(jù)上述屋蓋失效前、后變形特性，選取0°和30°工況進(jìn)行分析。將單元失效過程簡化為如圖22所示，主要包括T型支托失效和屋面板失效兩種失效形式。在T型支托失效前，每塊屋面板由4個支托支撐，隨著屋面風(fēng)荷載增大，T型支托達(dá)到抗拉強(qiáng)度失效后，相鄰兩塊屋面板的其他支托及支托附近屋面板所受拉力增大；屋面板失效后，屋面板被掀起，引起屋面內(nèi)力重分布，導(dǎo)致周圍屋面板內(nèi)能增大，發(fā)生連續(xù)破壞。

圖23給出屋面單元失效內(nèi)能變化對比圖，圖24給出了與撕裂屋面相連接的T型支托的應(yīng)力時程曲線。屋面發(fā)生破壞后與之相連的T型支托應(yīng)力呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢，屋面因撕裂導(dǎo)致自由度增加，在風(fēng)荷載的作用下產(chǎn)生震蕩作用，屋面單元動能快速增大，受動力荷載作用T型支托應(yīng)力急劇增大，達(dá)到抗拉強(qiáng)度發(fā)生斷裂破壞。T型支托的斷裂導(dǎo)致屋面約束減小，屋面動能和內(nèi)能急劇增大，屋面被風(fēng)揭起，并引起周圍其他屋面內(nèi)能的增大，導(dǎo)致連續(xù)風(fēng)揭現(xiàn)象的發(fā)生。

圖25給出了部分屋面內(nèi)能時程曲線。自加載開始，初始屋面內(nèi)能隨臺風(fēng)驅(qū)時間逐漸積累，當(dāng)屋面內(nèi)單元因失效破壞，屋面內(nèi)能下降，周圍屋面內(nèi)能增加，T型支托破壞后，屋面內(nèi)能急劇增加，發(fā)生連續(xù)風(fēng)揭破壞。

基于結(jié)構(gòu)損傷指數(shù)相關(guān)準(zhǔn)則［23］（DM based rule），以屋面單元失效前、后的內(nèi)能變化為指標(biāo)，提出臺風(fēng)作用下大跨度航站樓的風(fēng)揭能量準(zhǔn)則。定義能量風(fēng)揭指標(biāo)K為某屋面單元能量Eroof與該屋面橫向相鄰屋面單元吸收的內(nèi)能E_roof^'之比，當(dāng)能量風(fēng)揭指標(biāo)K超過容許內(nèi)能比［K］時，屋面將發(fā)生風(fēng)揭破壞，表達(dá)式為：

[K]=E_roof/（E_roof^' ） （7）

K≥[K] （8）

表3給出了0°風(fēng)向角下風(fēng)揭屋面單元急劇增大點內(nèi)能Eroof、相同時刻下橫向相鄰未風(fēng)揭屋面單元內(nèi)能E_roof^'和容許能量比［K］，歸納后取單元激增點內(nèi)能為2.0×106 J，橫向相鄰未風(fēng)揭屋面單元內(nèi)能為1×106 J，則容許能量比［K］=2，臺風(fēng)驅(qū)大跨度航站樓風(fēng)揭能量準(zhǔn)則為：

K≥[K]=2 （9）

4 結(jié) "論

本文基于WRF、CFD和LS/DYNA開展了臺風(fēng)作用下大跨度航站樓連續(xù)風(fēng)揭破壞全過程數(shù)值模擬，并以某國際機(jī)場航站樓為例進(jìn)行了風(fēng)致連續(xù)破壞全過程的模擬。主要結(jié)論如下：

（1） 采用WRF模式可以有效模擬臺風(fēng)近地面風(fēng)場，獲取了“黑格比”臺風(fēng)過境全過程登陸點最不利風(fēng)剖面，采用最小二乘法得出平均風(fēng)剖面指數(shù)為0.086。

（2） 本文采用降尺度方法可有效模擬此類大跨度航站樓結(jié)構(gòu)的三維臺風(fēng)風(fēng)場，與來流方向垂直的屋蓋迎風(fēng)前緣發(fā)生較強(qiáng)的流動分離，上吸下壓作用明顯。

（3） 風(fēng)揭破壞主要由迎風(fēng)邊緣屋蓋局部受拉破壞引起，即風(fēng)壓極值最大區(qū)域；屋蓋局部風(fēng)揭后引起鄰近區(qū)域應(yīng)力激增，進(jìn)而引發(fā)與來流方向平行的連續(xù)性風(fēng)揭破壞。

（4） 屋蓋風(fēng)揭破壞主要包括T型支托失效及屋面板失效兩種失效形式，最不利風(fēng)向角為0°、15°和30°，臨界風(fēng)速為40 m/s，其余風(fēng)向角下，臨界風(fēng)速區(qū)間為45～65 m/s。

（4） 基于屋面單元失效前、后內(nèi)能變化規(guī)律，結(jié)合結(jié)構(gòu)損傷指數(shù)相關(guān)準(zhǔn)則，提出臺風(fēng)作用下大跨度航站樓風(fēng)揭失效準(zhǔn)則，當(dāng)風(fēng)揭能量指標(biāo)K≥2時，航站樓發(fā)生風(fēng)揭破壞。

（5） 屋面風(fēng)揭始于屋面風(fēng)壓壓差極值處，始于局部屋面板風(fēng)揭，繼而引發(fā)連續(xù)風(fēng)揭現(xiàn)象?？梢酝ㄟ^在屋面壓差極值區(qū)域減小T型支托間距、增強(qiáng)屋面板材料強(qiáng)度等方法增強(qiáng)屋面板抗風(fēng)揭能力。

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第一作者：劉凌峰（1998—），男，碩士。

E-mail： liulf_nuaa@163.com

通信作者： 柯世堂（1982—），男，博士，教授。

E-mail： keshitang@163.com