超強臺風“莫蘭蒂”作用下玻璃幕墻災損普查及實驗分析

林 立， 陳 鍇， 陳昌萍， 卓衛東， 阮民全， 黃傳炳， 王亞平

(1. 廈門理工學院海西風工程研究中心， 福建 廈門 361024； 2. 福州大學土木工程學院， 福建 福州 350116； 3. 廈門市建筑科學研究院集團股份有限公司， 福建 廈門 361024； 4. 廈門市建設工程施工圖審查所， 福建 廈門 361024)

0 引言

臺風是指發生在熱帶海洋上空的一種具有暖心結構的強烈氣旋性渦流， 其活動范圍大， 并伴有暴雨、 巨浪和海潮， 具有很強的破壞力. 我國是世界上遭受臺風災害損失最嚴重的國家之一. 2006年8月超強臺風“桑美”曾在浙江省造成174.7萬人受災， 直接經濟損失達117億元人民幣. 2016年9月15日凌晨3點, 廈門市受到1614號超強臺風“莫蘭蒂”的正面襲擊， 造成大范圍的工程破壞和嚴重的經濟損失， 城市基礎設施一度處于癱瘓狀態. 廈門市地處東南沿海， 高層、 超高層臨海建筑眾多， 而玻璃幕墻作為主要的圍護結構形式，在本次臺風作用下出現大范圍的嚴重破壞， 對城市景觀和人民的工作、 生活、 安全造成極大影響. 本研究通過對災后廈門市玻璃幕墻的即時調研， 總結此次臺風對廈門市各個區域幕墻破損情況， 采用實驗、 風環境模擬以及數值計算方法， 針對破損原因進行分析， 并提出可行的改進措施.

1 臺風“莫蘭蒂”簡介

2016年9月14日上午10點， 1614號超強臺風“莫蘭蒂”中心位于福建省漳浦縣東南方向大約405 km的海面上， 為北緯21.7°， 東經120.6°， 中心最低氣壓為91.5 kPa， 中心附近最大風力17級， 記錄瞬時最大風速為64.2 m·s-1， 10級風圈半徑120～180 km， 12級風圈半徑80～100 km， 登錄路徑如圖1所示. 臺風于2016年9月15日凌晨3點05分在廈門翔安沿海登陸， 風速48 m·s-1， 登陸時中心最大風力達15級. 根據各采集點風速， 臺風“莫蘭蒂”登陸前后， 五緣灣和杏林灣區域陣風達到17級， 市區達到15級， 根據廈門市氣象臺記錄， 2 min平均風速達到32.8 m·s-1. 圖2為記錄的臺風9月14日至9月16日風速時程曲線(2 min平均風速和10 min平均風速). 作為建國以來登陸閩南地區的最強臺風， 截止9月16日， 臺風“莫蘭蒂”造成福建9個設區市及平潭綜合實驗區79個縣(市、 區)共70.4萬人受災. 廈門市受到臺風正面襲擊且受災最為嚴重， 導致直接經濟損失102億元人民幣， 其中玻璃幕墻受損最為明顯. 因此在臺風作用過后， 課題組受廈門市建設局的委托， 在全市范圍內針對玻璃幕墻結構開展災損應急調查， 基于調查結果， 詳細闡述災損情況并分析其破壞原因、 機理.

圖1 超強臺風“莫蘭蒂”登陸線路示意圖Fig.1 Landing path of super typhoon “Meranti”

圖2 超強臺風“莫蘭蒂”風速時程曲線Fig.2 Wind speed time history of super typhoon “Meranti”

2 廈門市玻璃幕墻災損調查

2.1 廈門市建筑幕墻概述

玻璃幕墻作為現代建筑的標志， 成為高層和超高層建筑尤其是公共建筑中圍護結構的主導. 近年來， 隨著廈門市高層建筑的增多， 玻璃幕墻在建筑幕墻中所占比例越來越大. 廈門市現有幕墻約500萬m2， 其中玻璃幕墻約350萬m2， 約占70%. 由于玻璃本身具有彈性、 脆性和粘彈性的特點， 在強風作用下， 玻璃幕墻易發生破壞， 在本次臺風災害中表現明顯， 破壞案例如圖3所示.

圖3 玻璃幕墻破壞案例Fig.3 Failure of glass curtain wall

2.2 廈門市玻璃幕墻災損情況

本次臺風災損調研在廈門市湖里區、 思明區、 集美區、 同安區、 翔安區、 海滄區6個行政區展開， 災調結果顯示此次臺風致使廈門市約4萬m2玻璃幕墻受損， 主要集中在位于臺風渦旋區的五緣灣及杏林灣區域， 該地區高層建筑呈現破壞集中現象， 個別項目玻璃幕墻破壞嚴重， 破壞形式主要有玻璃板塊破碎， 開啟扇掉落、 五金件失效等形式.

3 幕墻抗風壓試驗分析

建筑幕墻抗風壓性能即幕墻可開啟部分處于關閉狀態時， 在風壓作用下， 幕墻變形不超過允許值且不發生結構損壞、 五金件松動、 開啟困難等功能障礙的能力. 抗風壓性能分級指標即為當相對面法線撓度達到構件允許撓度時的壓力差值±p3， 以p3的絕對值較小值作為抗風壓性能分級指標值.

圖4 試驗測點布置圖Fig.4 Arrangement of test points

研究針對典型破壞進行抗風壓試驗分析， 采用含3根立柱及一個開啟扇的單元式玻璃幕墻試件進行試驗， 外形尺寸2 541 mm×4 950 mm， 開啟扇裝有一把6支點聯動窗鎖， 支座間距4 150 mm， 立柱壁厚3.0 mm， 橫梁壁厚2.5 mm， 測點布置如圖4所示. 使用玻璃幕墻物理性能檢測設備JN-MQ2120進行試驗， 風壓量程為±20 kPa， 位移量程為0～100 mm. 6個數字位移傳感器KJCS-50/TP64用于風壓測試， 測量量程為0～50 mm， 誤差為0.1%. 試驗測得不同風荷載時各測點的變形及位移.

表1為加載不同風壓時， 各縱梃測點變形值及試件損壞情況， 根據規范《建筑幕墻(GB/T 21086-2007)》， 判定該試件風壓變形性能為8級， 風荷載值為4.602 kPa. 表2為加載不同風壓時各橫梃測點的變形位移.

表1 縱梃測點位移表

表2 橫梃測點變形表

續表2

根據實驗結果， 跨中撓度與風壓關系如圖5所示， 當風壓加載至負風壓6.286 kPa時， 開啟扇鎖點出現滑脫， 玻璃破損， 其破壞如圖6所示. 根據災損調研情況， 此次臺風最大風力17級， 建筑表面風壓在-8.000～6.600 kPa， 造成大量開啟扇的破損. 在臺風達到15級及以上時， 玻璃幕墻存在較高的破損風險， 在地方玻璃幕墻規程的改進中， 應重視開啟扇的抗壓設計.

圖5 橫梃跨中撓度-風壓關系圖Fig.5 Wind pressure-displacement in the middle of horizontal lever

圖6 開啟扇破損圖示Fig.6 Failure of open fan

4 區域風環境模擬

圖7 區域幾何模型圖Fig.7 Regional geometric model

強風荷載是多臺風區高層建筑設計的控制荷載之一， 但城市密集建筑物之間的干擾會改變周圍局部風場[5-7]. 以廈門某寫字樓群為例， 采用ANSYS軟件建模， 進行風環境模擬， 區域幾何模型如圖7所示. 該區域總面積48 409.072 m2， 建筑占地面積13 815.6 m2， 1#～6#樓高度分別為110 m (27層)， 118 m (29層)， 110 m (29層)， 101 m (26層)， 80 m (20層)， 82 m (20層). 采用網格劃分專業軟件ICEM CFD劃分網格， 數值模擬計算區域范圍取1 200 m×500 m×200 m(長×寬×高)， 網格總數為636 775.

風場模擬分別采用基于“莫蘭蒂”臺風記錄估計的即時風速55 m·s-1和《福建省建筑結構風壓規程(DBJ/T 13-141-2011)》規定的廈門地區設計風速39.87 m·s-1， 并采用不同的來流方向(包括-45°、 0°、 45°、 90°、 135°)， 共計10個工況(列于表3)進行模擬計算.

表3 模擬工況設置表

計算區域的迎風面采用速度入口邊界， 由于該區域臨近開闊地帶無近距離遮擋， 因此分析中采用了A類地表粗糙度獲取風剖面[10-12]， 速度剖面指數律表達式為：

(1)

其中：α=0.12， 為A類地表粗糙度系數；u10為10 m高度風速；z為任意點高度；z10為選取的10 m參考高度.

來流湍流強度根據以下公式計算：

(2)

其中：z為任意點高度；z10為選取的10 m參考高度.

該速度入口邊界的速度剖面與湍流強度設置采用用戶自定義函數UDF實現. 區域出口邊界采用壓力出口邊界； 地面和建筑表面考慮邊界層的影響采用無滑移墻邊界； 區域側面和頂部采用對稱邊界. 為得到準確的湍流場， 運用雷諾平均法建立控制方程并進行流場的計算：

(3)

研究采用Realizablek-ε湍流模型[13]來封閉時均化N-S方程. 壓力速度耦合采用SMPLEC算法， 動量方程、 湍流能及湍動能耗散率采用二階迎風離散格式， 近壁區采用非平衡壁面函數修正， 監控模型控制方程迭代余量及所研究的對象的多個表面的風壓系數變化， 當所有控制方程的變量殘差小于10-3， 能量殘差小于10-6且同時監測得到的各表面風壓系數基本不發生變化時， 認為流場計算收斂.

根據上述模擬計算獲得建筑表面風壓分布， 以及計算區域10、 50和100 m高度位置的風場矢量分布情況， 選擇10 m高度的工況模擬風壓分布情況， 如圖8～17所示. 風場矢量圖的分析結果表明， 建筑特征尺寸影響結構間風場渦流分布， 特征尺寸隨高度增大而減小， 隨空間高度增加， 渦流由集中逐步發展為分散直至均勻狀態； 風壓分布受不同風向的影響， 在迎風角-45°的情況下， 2#和3#樓南側會產生較大風壓， 而對于0°迎風角， 3#和6#的東南方向產生較大風壓. 從結果來看， 大部分正壓力在實驗測試的玻璃的極限承載范圍內， 對比兩種不同風速條件， 在某些情況下如風攻角為0°時， 2#和3#建筑的風壓產生較大差異， 與實際調查中的破壞相吻合.

模擬結果顯示負壓的峰值比正壓峰值大， 甚至大于實驗測得的極限值-6.286 kPa， 在實際調研中， 負風壓對建筑物的破壞起著重要作用. 建筑群分布的不恰當會產生“狹管效應”， 如1#東北面和4#西南面相對而立形成狹管， 產生較大負壓. 實際調研中， 1#東北面和4#西南面破壞嚴重， 與模擬結果一致. 本次災損調查中“狹管效應”、 負壓破壞、 不利導流等不利風環境導致的破壞現象較為常見， 充分表現了區域風環境對結構抗風的重要性. 因此在規劃階段應重視風環境的主動優化設計， 提出針對性的抗風設計， 避免不利風場放大災害后果， 避免建筑不合理分布加強風致災害. 相應玻璃幕墻設計也應根據實際風場的風參數選取合理的結構設計參數， 提高抗風性能.

圖8 工況1模擬結果圖Fig.8 Simulation result of condition 1

圖9 工況2模擬結果圖Fig.9 Simulation result of condition 2

圖10 工況3模擬結果圖Fig.10 Simulation result of condition 3

圖11 工況4模擬結果圖Fig.11 Simulation result of condition 4

圖12 工況5模擬結果圖Fig.12 Simulation result of condition 5

圖13 工況6模擬結果圖Fig.13 Simulation result of condition 6

圖14 工況7模擬結果圖Fig.14 Simulation result of condition 7

圖15 工況8模擬結果圖Fig.15 Simulation result of condition 8

圖16 工況9模擬結果圖Fig.16 Simulation result of condition 9

5 結語

超強臺風“莫蘭蒂”造成廈門市玻璃幕墻的災損調研執行過程及結果顯示， 玻璃幕墻的主要破壞形式為玻璃板塊破損、 個別開啟扇掉落和五金件失效等， 破壞區域主要集中在湖里五緣灣和集美杏林灣片區. 通過調研、 實驗、 數值模擬等分析， 得到以下4點主要結論.

1) 區域風環境對建筑物表面風壓起著重要作用， 項目規劃階段即應強調區域風場的主動優化， 并根據當地實際風場選擇合理設計風參數.

2) 建筑物表面風壓可能受到多因素影響， 建筑表面風參數應該分區確定.

3) 實驗表明， 臺風“莫蘭蒂”最大風壓大于通用玻璃幕墻破壞風壓， 建議提高廈門地區玻璃幕墻項目的建筑風荷載設計值.

4) 根據調查結果， 幾乎50%的開啟扇破壞是由于尺寸偏大、 鎖點不足、 五金配件不匹配等原因造成， 因此玻璃幕墻設計應獨立考慮開啟扇的設計及抗風性能.

基于強風災害調查結果， 高層、 超高層建筑的玻璃幕墻設計應充分吸取本次災損經驗， 以提高強風影響地區玻璃幕墻建設與管理水平， 改善玻璃幕墻抗風防災能力.