超强台风“莫兰蒂”作用下玻璃幕墙灾损普查及实验分析

林 立， 陈 锴， 陈昌萍， 卓卫东， 阮民全， 黄传炳， 王亚平

(1. 厦门理工学院海西风工程研究中心， 福建 厦门 361024； 2. 福州大学土木工程学院， 福建 福州 350116； 3. 厦门市建筑科学研究院集团股份有限公司， 福建 厦门 361024； 4. 厦门市建设工程施工图审查所， 福建 厦门 361024)

0 引言

台风是指发生在热带海洋上空的一种具有暖心结构的强烈气旋性涡流， 其活动范围大， 并伴有暴雨、 巨浪和海潮， 具有很强的破坏力. 我国是世界上遭受台风灾害损失最严重的国家之一. 2006年8月超强台风“桑美”曾在浙江省造成174.7万人受灾， 直接经济损失达117亿元人民币. 2016年9月15日凌晨3点, 厦门市受到1614号超强台风“莫兰蒂”的正面袭击， 造成大范围的工程破坏和严重的经济损失， 城市基础设施一度处于瘫痪状态. 厦门市地处东南沿海， 高层、 超高层临海建筑众多， 而玻璃幕墙作为主要的围护结构形式，在本次台风作用下出现大范围的严重破坏， 对城市景观和人民的工作、 生活、 安全造成极大影响. 本研究通过对灾后厦门市玻璃幕墙的即时调研， 总结此次台风对厦门市各个区域幕墙破损情况， 采用实验、 风环境模拟以及数值计算方法， 针对破损原因进行分析， 并提出可行的改进措施.

1 台风“莫兰蒂”简介

2016年9月14日上午10点， 1614号超强台风“莫兰蒂”中心位于福建省漳浦县东南方向大约405 km的海面上， 为北纬21.7°， 东经120.6°， 中心最低气压为91.5 kPa， 中心附近最大风力17级， 记录瞬时最大风速为64.2 m·s-1， 10级风圈半径120～180 km， 12级风圈半径80～100 km， 登录路径如图1所示. 台风于2016年9月15日凌晨3点05分在厦门翔安沿海登陆， 风速48 m·s-1， 登陆时中心最大风力达15级. 根据各采集点风速， 台风“莫兰蒂”登陆前后， 五缘湾和杏林湾区域阵风达到17级， 市区达到15级， 根据厦门市气象台记录， 2 min平均风速达到32.8 m·s-1. 图2为记录的台风9月14日至9月16日风速时程曲线(2 min平均风速和10 min平均风速). 作为建国以来登陆闽南地区的最强台风， 截止9月16日， 台风“莫兰蒂”造成福建9个设区市及平潭综合实验区79个县(市、 区)共70.4万人受灾. 厦门市受到台风正面袭击且受灾最为严重， 导致直接经济损失102亿元人民币， 其中玻璃幕墙受损最为明显. 因此在台风作用过后， 课题组受厦门市建设局的委托， 在全市范围内针对玻璃幕墙结构开展灾损应急调查， 基于调查结果， 详细阐述灾损情况并分析其破坏原因、 机理.

图1 超强台风“莫兰蒂”登陆线路示意图Fig.1 Landing path of super typhoon “Meranti”

图2 超强台风“莫兰蒂”风速时程曲线Fig.2 Wind speed time history of super typhoon “Meranti”

2 厦门市玻璃幕墙灾损调查

2.1 厦门市建筑幕墙概述

玻璃幕墙作为现代建筑的标志， 成为高层和超高层建筑尤其是公共建筑中围护结构的主导. 近年来， 随着厦门市高层建筑的增多， 玻璃幕墙在建筑幕墙中所占比例越来越大. 厦门市现有幕墙约500万m2， 其中玻璃幕墙约350万m2， 约占70%. 由于玻璃本身具有弹性、 脆性和粘弹性的特点， 在强风作用下， 玻璃幕墙易发生破坏， 在本次台风灾害中表现明显， 破坏案例如图3所示.

图3 玻璃幕墙破坏案例Fig.3 Failure of glass curtain wall

2.2 厦门市玻璃幕墙灾损情况

本次台风灾损调研在厦门市湖里区、 思明区、 集美区、 同安区、 翔安区、 海沧区6个行政区展开， 灾调结果显示此次台风致使厦门市约4万m2玻璃幕墙受损， 主要集中在位于台风涡旋区的五缘湾及杏林湾区域， 该地区高层建筑呈现破坏集中现象， 个别项目玻璃幕墙破坏严重， 破坏形式主要有玻璃板块破碎， 开启扇掉落、 五金件失效等形式.

3 幕墙抗风压试验分析

建筑幕墙抗风压性能即幕墙可开启部分处于关闭状态时， 在风压作用下， 幕墙变形不超过允许值且不发生结构损坏、 五金件松动、 开启困难等功能障碍的能力. 抗风压性能分级指标即为当相对面法线挠度达到构件允许挠度时的压力差值±p3， 以p3的绝对值较小值作为抗风压性能分级指标值.

图4 试验测点布置图Fig.4 Arrangement of test points

研究针对典型破坏进行抗风压试验分析， 采用含3根立柱及一个开启扇的单元式玻璃幕墙试件进行试验， 外形尺寸2 541 mm×4 950 mm， 开启扇装有一把6支点联动窗锁， 支座间距4 150 mm， 立柱壁厚3.0 mm， 横梁壁厚2.5 mm， 测点布置如图4所示. 使用玻璃幕墙物理性能检测设备JN-MQ2120进行试验， 风压量程为±20 kPa， 位移量程为0～100 mm. 6个数字位移传感器KJCS-50/TP64用于风压测试， 测量量程为0～50 mm， 误差为0.1%. 试验测得不同风荷载时各测点的变形及位移.

表1为加载不同风压时， 各纵梃测点变形值及试件损坏情况， 根据规范《建筑幕墙(GB/T 21086-2007)》， 判定该试件风压变形性能为8级， 风荷载值为4.602 kPa. 表2为加载不同风压时各横梃测点的变形位移.

表1 纵梃测点位移表

表2 横梃测点变形表

续表2

根据实验结果， 跨中挠度与风压关系如图5所示， 当风压加载至负风压6.286 kPa时， 开启扇锁点出现滑脱， 玻璃破损， 其破坏如图6所示. 根据灾损调研情况， 此次台风最大风力17级， 建筑表面风压在-8.000～6.600 kPa， 造成大量开启扇的破损. 在台风达到15级及以上时， 玻璃幕墙存在较高的破损风险， 在地方玻璃幕墙规程的改进中， 应重视开启扇的抗压设计.

图5 横梃跨中挠度-风压关系图Fig.5 Wind pressure-displacement in the middle of horizontal lever

图6 开启扇破损图示Fig.6 Failure of open fan

4 区域风环境模拟

图7 区域几何模型图Fig.7 Regional geometric model

强风荷载是多台风区高层建筑设计的控制荷载之一， 但城市密集建筑物之间的干扰会改变周围局部风场[5-7]. 以厦门某写字楼群为例， 采用ANSYS软件建模， 进行风环境模拟， 区域几何模型如图7所示. 该区域总面积48 409.072 m2， 建筑占地面积13 815.6 m2， 1#～6#楼高度分别为110 m (27层)， 118 m (29层)， 110 m (29层)， 101 m (26层)， 80 m (20层)， 82 m (20层). 采用网格划分专业软件ICEM CFD划分网格， 数值模拟计算区域范围取1 200 m×500 m×200 m(长×宽×高)， 网格总数为636 775.

风场模拟分别采用基于“莫兰蒂”台风记录估计的即时风速55 m·s-1和《福建省建筑结构风压规程(DBJ/T 13-141-2011)》规定的厦门地区设计风速39.87 m·s-1， 并采用不同的来流方向(包括-45°、 0°、 45°、 90°、 135°)， 共计10个工况(列于表3)进行模拟计算.

表3 模拟工况设置表

计算区域的迎风面采用速度入口边界， 由于该区域临近开阔地带无近距离遮挡， 因此分析中采用了A类地表粗糙度获取风剖面[10-12]， 速度剖面指数律表达式为：

(1)

其中：α=0.12， 为A类地表粗糙度系数；u10为10 m高度风速；z为任意点高度；z10为选取的10 m参考高度.

来流湍流强度根据以下公式计算：

(2)

其中：z为任意点高度；z10为选取的10 m参考高度.

该速度入口边界的速度剖面与湍流强度设置采用用户自定义函数UDF实现. 区域出口边界采用压力出口边界； 地面和建筑表面考虑边界层的影响采用无滑移墙边界； 区域侧面和顶部采用对称边界. 为得到准确的湍流场， 运用雷诺平均法建立控制方程并进行流场的计算：

(3)

研究采用Realizablek-ε湍流模型[13]来封闭时均化N-S方程. 压力速度耦合采用SMPLEC算法， 动量方程、 湍流能及湍动能耗散率采用二阶迎风离散格式， 近壁区采用非平衡壁面函数修正， 监控模型控制方程迭代余量及所研究的对象的多个表面的风压系数变化， 当所有控制方程的变量残差小于10-3， 能量残差小于10-6且同时监测得到的各表面风压系数基本不发生变化时， 认为流场计算收敛.

根据上述模拟计算获得建筑表面风压分布， 以及计算区域10、 50和100 m高度位置的风场矢量分布情况， 选择10 m高度的工况模拟风压分布情况， 如图8～17所示. 风场矢量图的分析结果表明， 建筑特征尺寸影响结构间风场涡流分布， 特征尺寸随高度增大而减小， 随空间高度增加， 涡流由集中逐步发展为分散直至均匀状态； 风压分布受不同风向的影响， 在迎风角-45°的情况下， 2#和3#楼南侧会产生较大风压， 而对于0°迎风角， 3#和6#的东南方向产生较大风压. 从结果来看， 大部分正压力在实验测试的玻璃的极限承载范围内， 对比两种不同风速条件， 在某些情况下如风攻角为0°时， 2#和3#建筑的风压产生较大差异， 与实际调查中的破坏相吻合.

模拟结果显示负压的峰值比正压峰值大， 甚至大于实验测得的极限值-6.286 kPa， 在实际调研中， 负风压对建筑物的破坏起着重要作用. 建筑群分布的不恰当会产生“狭管效应”， 如1#东北面和4#西南面相对而立形成狭管， 产生较大负压. 实际调研中， 1#东北面和4#西南面破坏严重， 与模拟结果一致. 本次灾损调查中“狭管效应”、 负压破坏、 不利导流等不利风环境导致的破坏现象较为常见， 充分表现了区域风环境对结构抗风的重要性. 因此在规划阶段应重视风环境的主动优化设计， 提出针对性的抗风设计， 避免不利风场放大灾害后果， 避免建筑不合理分布加强风致灾害. 相应玻璃幕墙设计也应根据实际风场的风参数选取合理的结构设计参数， 提高抗风性能.

图8 工况1模拟结果图Fig.8 Simulation result of condition 1

图9 工况2模拟结果图Fig.9 Simulation result of condition 2

图10 工况3模拟结果图Fig.10 Simulation result of condition 3

图11 工况4模拟结果图Fig.11 Simulation result of condition 4

图12 工况5模拟结果图Fig.12 Simulation result of condition 5

图13 工况6模拟结果图Fig.13 Simulation result of condition 6

图14 工况7模拟结果图Fig.14 Simulation result of condition 7

图15 工况8模拟结果图Fig.15 Simulation result of condition 8

图16 工况9模拟结果图Fig.16 Simulation result of condition 9

5 结语

超强台风“莫兰蒂”造成厦门市玻璃幕墙的灾损调研执行过程及结果显示， 玻璃幕墙的主要破坏形式为玻璃板块破损、 个别开启扇掉落和五金件失效等， 破坏区域主要集中在湖里五缘湾和集美杏林湾片区. 通过调研、 实验、 数值模拟等分析， 得到以下4点主要结论.

1) 区域风环境对建筑物表面风压起着重要作用， 项目规划阶段即应强调区域风场的主动优化， 并根据当地实际风场选择合理设计风参数.

2) 建筑物表面风压可能受到多因素影响， 建筑表面风参数应该分区确定.

3) 实验表明， 台风“莫兰蒂”最大风压大于通用玻璃幕墙破坏风压， 建议提高厦门地区玻璃幕墙项目的建筑风荷载设计值.

4) 根据调查结果， 几乎50%的开启扇破坏是由于尺寸偏大、 锁点不足、 五金配件不匹配等原因造成， 因此玻璃幕墙设计应独立考虑开启扇的设计及抗风性能.

基于强风灾害调查结果， 高层、 超高层建筑的玻璃幕墙设计应充分吸取本次灾损经验， 以提高强风影响地区玻璃幕墙建设与管理水平， 改善玻璃幕墙抗风防灾能力.