臺風動力作用下大跨度航站樓屋蓋連續風揭形態及機理研究

摘要： 大跨度航站樓屋蓋的風揭作用是影響其結構安全的重要因素之一，現有研究僅考慮了良態風氣候和靜力風荷載作用，難以解釋強臺風動力荷載作用下屋蓋結構的真實風揭形態與發生機制。鑒于此，本文基于WRF、CFD和LS/DYNA開展了臺風作用下大跨度航站樓連續風揭破壞全過程數值模擬。開展臺風“黑格比”風場模擬，并以某國際機場航站樓為例，模擬臺風作用下航站樓屋面連續風揭全過程，對比分析不同風向角下屋蓋的風揭破壞形態及風損率，揭示了臺風作用下大跨度航站樓風揭破壞機理。結果表明，航站樓屋蓋迎風邊緣極值風壓較大，上吸下壓作用明顯，最大風壓系數差值為12.41；達到臨界風速時，屋蓋迎風邊緣局部被風揭起，隨著風速增大，引發“連鎖效應”，導致屋面連續風揭破壞，屋面撕裂方向與來流方向一致；基于屋面單元失效前后內能變化規律給出能量失效指標K，可用于指導大跨度航站樓屋蓋抗風揭設計。

關鍵詞： 大跨度航站樓； 連續風揭形態； 臺風； 破壞機理

中圖分類號： TU312+.1；TU352.2 " "文獻標志碼： 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

大跨空間結構因其形體優美、經濟適用等特點，在機場航站樓和大型體育場館得到廣泛應用，但因其自重輕、柔度大、自振頻率低等特性，風荷載成為其控制荷載。相關風災事故調查表明，大跨度結構在風荷載作用下整體破壞現象并不多見，但屋蓋表面局部撕裂、局部脫落或局部掀開導致整個屋面遭受破壞的例子卻時有發生［1?4］。其中，北京首都機場T3航站樓屋蓋結構更是連續發生三次風揭破壞事故［4］，造成了嚴重的經濟損失和社會影響。

中國是世界上受風災影響較為嚴重的國家之一，每年登陸臺風個數為7～9個。加之中國海岸線曲折綿長，沿海地區工程結構與各類建（構）筑物遭受臺風破壞乃至倒塌的案例屢見不鮮［5］。與良態風相比，臺風由于具有較高的平均風速、強烈的湍流和突增的風切變，對大跨度屋蓋結構的氣彈擾動作用更為劇烈。因此，系統研究臺風作用下大跨度航站樓屋蓋結構風致破壞機理具有重要的工程意義。

國內外學者對屋面的抗風揭承載性能進行了大量研究［6?10］，但大多采用動態或靜態加載方式的試驗方法和數值模擬方法對屋面抗風揭性能進行研究。在此基礎上，許秋華等［11］通過抗風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開展抗風揭試驗，發現試驗方法對屋面系統的破壞形式和承載力均有明顯影響。劉軍進等［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則。李正良等［14］在對直立鎖縫屋面系統非線性響應全過程研究的基礎上，建立了多失效模式下帶抗風夾直立鎖縫屋面系統抗風揭可靠度分析方法。既有研究為屋蓋抗風揭設計提供了理論依據和多種試驗標準，但均未考慮非定常風荷載下大跨度屋面由于局部失效引起的屋蓋連續性風揭現象。

鑒于此，本文以某機場大跨度航站樓屋蓋結構為研究對象，基于WRF、CFD和LS/DYNA開展了臺風作用下屋蓋結構連續風揭全過程的數值模擬，分析屋蓋表面平均風壓、脈動風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構失效準則，給出風揭破壞臨界風速并闡釋破壞全過程形態，最后提煉出屋蓋結構在臺風作用下的連續風揭破壞機理，為大跨度航站樓屋蓋結構抗風揭設計提供了參考和借鑒。

1 中尺度臺風模擬

1.1 WRF模式簡介

Weather research and forecasting model（WRF）是一個中尺度預報模式和數據同化系統，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系統中有兩個動力學解算器，它們分別是由美國國家大氣研究中心（NCAR）開發的ARW（advanced research WRF）解算器和美國國家環境預測中心（NCEP）開發的NMM（nonhydrostatic mesoscale model）解算器［15］。本研究中使用的ARW動力學求解器，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量垂直坐標和交錯的Arakawa?C網格進行求解。該模式還支持水平嵌套，允許通過高分辨率網格對感興趣的區域進行特定的表示。ARW有許多物理參數化方案選項，包括微物理方案、積云參數化方案、行星邊界層方案、陸面模型方案等。目前，WRF模式被廣泛應用于氣象相關研究，如實時數值天氣預報、數據同化開發、參數化物理方案研究和區域氣象模擬等。

1.2 物理參數化方案選取及參數設置

為了有效和準確地模擬本文研究區域的大氣運動，WRF模式設置了三層雙向嵌套網格（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域，由397×247個網格點組成，水平網格分辨率為9 km，可模擬臺風“黑格比”路徑；中間嵌套層由481×247個網格點組成，水平網格分辨率為3 km；最內層由481×247個網格點組成，水平網格分辨率為1 km。利用NCEP開發的FNL（Final）全球運行分析數據（https：//rda.ucar.edu/datasets/ds083.2/）作為最外嵌套層的初邊界條件，該數據集的空間分辨率為1.0°，時間分辨率為6 h。FNL數據通過WRF預處理系統與相應的WRF網格進行交互，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果，最終確定采用YSU（Yonsei University）邊界層方案和Kain Fritsch積云對流參數化方案，對臺風“黑格比”進行了54 h的高精度模擬，模擬結果將作為后續CFD降尺度運算的邊界條件，詳細參數設置如表1所示。

1.3 有效性驗證及風剖面擬合

圖2（a）給出了WRF模式輸出的“黑格比”臺風的模擬路徑，由圖可知“黑格比”臺風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“黑格比”最小中心氣壓和最大風速模擬值與日本臺風網實測值的對比曲線，從圖中可以看出，臺風最小中心氣壓和最大風速模擬值與實測值變化規律基本一致，最小中心氣壓平均誤差為1.5%，最大風速平均誤差為8%，模擬結果較為準確。

對臺風登陸時刻航站樓附近近地臺風場的WRF模式數值模擬輸出結果進行后處理，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高度處基本風速為22.6 m/s，地面粗糙度指數為0.086。

2 WRF?CFD中/小尺度耦合

2.1 工程概況

本文以某國際機場北區擴建工程航站樓為工程背景，臺風登陸時，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；屋蓋結構體系與下部結構通過鋼立柱連接，協同受力，周邊維護結構均采用玻璃幕墻。考慮實際結構屋蓋大懸空屋檐及變高差局部屋蓋等構造細節，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構，故僅進行0°～180°風向角下航站樓風荷載數值模擬，風向角間隔為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雜，采用混合網格離散形式將整個計算域分為內、外兩個部分：內部區域采用四面體網格，并對航站樓周圍局部網格進行加密，外圍區域采用高質量六面體網格。表2給出了內部區域不同網格方案下的網格質量，綜合考慮計算精度和效率，本文采取1300萬網格總數作為網格劃分方案，計算域及網格具體劃分如圖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文件定義臺風風場，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，平均風速沿高度的變化采用指數風剖面表示：

V=V_10 〖（h/10）〗^α （1）

式中，V_10為10 m高度處10 min的平均風速，取值為22.60 m/s；α為地面粗糙度指數，由WRF輸出結果擬合的臺風過境時航站樓所在區域地面粗糙度指數為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，根據對“黑格比”臺風的同步監測結果為0.201［17］。

圖7給出了UDF設置結果與航站樓前方（屋檐前方10 m處）的平均風速、湍流度模擬結果對比曲線，可見航站樓前方平均風速和湍流度剖面均與UDF設置的進風口處吻合較好，流場達到穩定。

2.3 氣動性能分析

2.3.1 平均風壓特性

圖8給出了臺風場作用下航站樓典型風向角下屋蓋表面風壓分布圖。對比發現在臺風作用下不同風向角對屋蓋表面的平均風壓影響較大，迎風屋面邊緣及屋蓋變高區最高處均出現了高負壓區，在屋蓋變高區迎風處出現了正壓區；背風面及屋面內凹處風壓系數絕對值較小，變化相對平緩，同時因來流再附導致某些局部區域出現了正壓。

圖9給出了臺風場環境中不同風向角下懸空屋檐風壓系數極大、極小值分布。由圖可知，隨著風向角的增大，屋檐風壓系數極值整體呈現先減小后增大的趨勢，30°時風壓系數差值達到最大值12.41。

2.3.2 脈動風壓特性

測點脈動風壓系數定義為：

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

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

同時考慮到大跨屋蓋表面風壓分布呈現的空間不均勻性，通常采用極值風壓的包絡值對該結構進行設計［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的風壓系數極值、均值和根方差；g為測點i的峰值因子。屋蓋表面風荷載脈動性強，非高斯性明顯，采用估算非高斯過程的改進峰值因子法計算［19］，其表達式為：

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；h_1、h_3、h_4為Hermite級數法的參數，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為單位時間內數據穿越平均值的次數，T為計算時間長度。

臺風場作用下懸空屋檐壓差極值較大且方向朝上，此時屋蓋極易發生掀起破壞，為探究不同風向角下航站樓屋蓋風揭形態，采用大渦模擬技術獲得臺風場作用下航站樓表面風壓系數時程曲線。在航站樓表面共設置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雜，為便于后續說明，再次人為將航站樓定義為前端屋蓋、中部天窗與后端屋蓋，并結合航站樓屋蓋形狀對其進行分區，如圖11所示。

圖12為航站樓最不利風向角下屋蓋表面脈動風壓系數分布圖與極值風壓系數分布圖，分析可得：在臺風場作用下，航站樓后端屋蓋5區迎風前緣處脈動效應較強；在上屋檐迎風前緣出現絕對值較大的極值負壓，下屋檐出現較大的極值正壓，迎風屋檐上吸下頂作用明顯，進行航站樓屋蓋抗風設計時，需著重考慮。

2.3.3 繞流特性

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

3 風揭形態與破壞機理

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構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行精細化建模。屋蓋結構采用殼單元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點剛域耦合，以達到位移協調的目的。圖14為航站樓屋蓋模型示意圖。

3.2 風揭分析方法及動力特性

現有研究表明，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。合理布置抗風夾可防止屋面板發生脫扣破壞［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。材料本構模型關系采用如圖15所示的雙折線表示，屈服強度取為170 MPa，抗拉強度取為220 MPa。采用LS/DYNA提供的單元侵蝕技術（*MAT_ADD_EROSION），該算法是一種非保守的數值策略，因此正確選擇準則至關重要。本文設置T型支托最大拉應力為220 MPa，超過該限值即認為發生脫扣破壞；設置屋面板最大拉應力為220 MPa，超過該限值即認為發生屋面板撕裂破壞。

實際上，大跨度航站樓在風荷載作用下，其結構的破壞形式類似于屈曲模態下的材料失效破壞，可將風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，防止出現類似沖擊荷載的效應，本文采用增量動力分析（IDA）方法，對航站樓結構有限元模型進行非線性分析。設置起始風速為20 m/s，按5 m/s的風速階梯進行逐級加載，采用0.1 s的計算步長，每階風速計算時間設為5 s即50步，以保證結構充分反應。

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

3.3 風揭形態分析

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

Wind Loss=A_Loss/A_Total ×100% （6）

式中，A_Loss為風揭破壞屋面面積；A_Total為屋面總面積。

圖17給出了不同風向角下屋蓋風損率統計圖。從圖中可以看出，屋蓋風揭風速隨著風向角的增大呈現先增大后減小的趨勢，0°、15°和30°在風速達到40 m/s時就發生連續風揭破壞，為最危險風向角。發生風揭破壞的風速區間為40～65 m/s，說明不同風向角下航站樓抗風揭能力差異顯著。風揭破壞風速分布與風壓系數極值分布關系基本一致，風壓系數極值較大的工況風揭風速較小。

定義當屋蓋風損率達到80%，認為屋蓋完全風毀，屋蓋風毀風速隨風向角的增大呈現與風揭風速相同的趨勢，最小風毀風速為55 m/s，最大風毀風速為80 m/s。航站樓設計時需考慮當地風向年分布率，合理設置航站樓朝向。

風揭破壞是由于局部結構達到承載力極限發生破壞，繼而導致該區域內的力重分布、撕裂處應力集中，繼而發生“連鎖效應”，導致大面積的風揭破壞。為詳細描述風揭破壞各階段，選取0°和30°兩個不利工況下航站樓屋蓋風揭破壞過程進行分析，如圖18和19所示。由圖18和19可知，在兩個工況下，屋蓋迎風前緣（0°風向角前端3至5區；30°風向角前端5區、6區）變形較大，屋面其余部分變形較小。分析認為屋蓋邊緣區域的屋面曲線變化弧度較大，氣流在該位置產生較強的分離對流，從而形成了較強的垂直風吸力和水平切向力。來流的分離導致這些區域的平均和脈動風壓系數均較大，隨著風速的增大，屋面達到抗拉強度發生撕裂，屋面板被風揭起，如圖18（b）和19（b）所示。屋面掀起后，迎風面積進一步增大，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。隨著風速的進一步增大，屋蓋撕裂從前端發展到中部、后端，最終在60 m/s風速下，兩個工況的屋蓋都被風吹落，發生完全風毀。圖20給出了不同風向角下航站樓迎風邊緣部分屋面加速度圖。從圖中可以看出，屋面風揭分多個階段，與來流方向垂直的迎風邊緣首先發生風揭破壞。

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

3.4 風揭破壞機理

為探究臺風作用下航站樓屋蓋連續風揭破壞機理，根據上述屋蓋失效前、后變形特性，選取0°和30°工況進行分析。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，隨著屋面風荷載增大，T型支托達到抗拉強度失效后，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，引起屋面內力重分布，導致周圍屋面板內能增大，發生連續破壞。

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

圖25給出了部分屋面內能時程曲線。自加載開始，初始屋面內能隨臺風驅時間逐漸積累，當屋面內單元因失效破壞，屋面內能下降，周圍屋面內能增加，T型支托破壞后，屋面內能急劇增加，發生連續風揭破壞。

基于結構損傷指數相關準則［23］（DM based rule），以屋面單元失效前、后的內能變化為指標，提出臺風作用下大跨度航站樓的風揭能量準則。定義能量風揭指標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能E_roof^'之比，當能量風揭指標K超過容許內能比［K］時，屋面將發生風揭破壞，表達式為：

[K]=E_roof/（E_roof^' ） （7）

K≥[K] （8）

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

K≥[K]=2 （9）

4 結 "論

本文基于WRF、CFD和LS/DYNA開展了臺風作用下大跨度航站樓連續風揭破壞全過程數值模擬，并以某國際機場航站樓為例進行了風致連續破壞全過程的模擬。主要結論如下：

（1） 采用WRF模式可以有效模擬臺風近地面風場，獲取了“黑格比”臺風過境全過程登陸點最不利風剖面，采用最小二乘法得出平均風剖面指數為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構的三維臺風風場，與來流方向垂直的屋蓋迎風前緣發生較強的流動分離，上吸下壓作用明顯。

（3） 風揭破壞主要由迎風邊緣屋蓋局部受拉破壞引起，即風壓極值最大區域；屋蓋局部風揭后引起鄰近區域應力激增，進而引發與來流方向平行的連續性風揭破壞。

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

（4） 基于屋面單元失效前、后內能變化規律，結合結構損傷指數相關準則，提出臺風作用下大跨度航站樓風揭失效準則，當風揭能量指標K≥2時，航站樓發生風揭破壞。

（5） 屋面風揭始于屋面風壓壓差極值處，始于局部屋面板風揭，繼而引發連續風揭現象。可以通過在屋面壓差極值區域減小T型支托間距、增強屋面板材料強度等方法增強屋面板抗風揭能力。

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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