直立鎖邊金屬屋面抗風揭性能及計算方法研究進展

張馳，高建發，王靜峰 （.上海精銳金屬建筑系統有限公司，上海 000；.合肥工業大學 土木與水利工程學院，安徽 合肥 30009）

0 前言

隨著我國經濟實力的不斷增強和城市基礎設施建設的迅猛發展，大跨空間結構廣泛應用于公共建筑、交通樞紐、體育場館等大型建筑中。直立鎖邊金屬屋面是基于直立鎖邊咬合設計的特殊板形的金屬屋面，這種板塊的咬合過程無須人力，完全由機械自動完成，且在屋面上看不見任何穿孔，整體性較好。因此其與傳統屋面相比具有自重輕、耐久性強、經濟性高、防水性好、安裝便捷和外觀適應性強等優點。同時，直立鎖邊金屬屋面系統具有完整、齊全的附件供應，可滿足各種建筑形式的要求，逐漸成為住宅、商用建筑及公用建筑主流的選擇。

但是直立鎖邊金屬屋面板輕柔、機械咬合連接的特點，導致其抗風揭性能相對較差，近些年直立鎖邊金屬屋面的應用事故頻出。如武漢天河機場二期主航站樓屋面被短時大風破壞、泉州火車站的直立鎖邊金屬屋面被“莫蘭蒂”臺風兩次揭起、南昌的昌北機場T2 航站樓屋檐區域屋面板被突遇大風掀開以及北京T3 航站樓的三次風揭破壞等，這極大地阻礙了直立鎖邊金屬屋面系統在我國的應用和發展[1]。

圖1 直立鎖邊金屬屋面系統的典型破壞事故

一系列的直立鎖邊金屬屋面系統的破壞事故表明，直立鎖邊金屬屋面系統的破壞一般是由咬合處的承載力不足造成的。但是傳統的屋面設計方法主要關注屋面自身的承載性能，對屋面板支座咬合處的承載能力關注較少，導致目前對于屋面破壞時的受力機理認識仍不夠清晰，相關的設計方法以及施工規范條文仍不夠完備。因此需要總結直立鎖邊金屬屋面連接形式、抗風性能的研究進展及設計方法，找出其中存在的關鍵問題，為下一步研究指明方向。

1 直立鎖邊金屬屋面系統的組成與連接形式

直立鎖邊金屬屋面系統包括直立鎖邊板，連接直立鎖邊板與下部結構檁條的固定支座，板下的保溫層、隔汽層等，其構造示意圖如圖2所示。

圖2 直立鎖邊金屬屋面系統的構造

直立鎖邊金屬屋面系統發展至今已有近80年的歷史，在這些年的發展歷程中，創造了許多種不同的直立鎖邊金屬屋面板與支座的連接形式。目前比較常用的連接形式有兩種，即支座咬合連接以及卷邊鎖縫連接，兩種連接形式如圖3所示[2]。

圖3 兩種直立鎖邊支座連接形式示意圖

支座咬合連接是指用直立鎖邊機將金屬屋面板的公母邊與T 形碼支座端頭鎖邊相連。常用的T 形碼支座為梅花頭支座，這種支座可以有效防止雨水的進入，此外還有圓形頭、方形頭、半圓頭和三角頭等T形碼支座[3]（見圖4）。這種連接形式現場鎖縫的工作量較小、施工比較方便、施工適用性強，但是由于其先天的受力缺陷，只能通過在鎖縫外增加抗風夾具來提升抗風揭的性能。同時較弱的塑性變形能力也會導致鎖邊能力下降，所以一般在氣候單一的地區使用較多。

圖4 不同的T形碼支座

卷邊鎖縫連接是指將金屬屋面板的縱邊搭接后，使用直立鎖邊機將屋面板沿長度方向卷邊咬合并利用固定支座將其連接到主體結構上。常用的卷邊形式為360°鎖縫，此外為了提供更強的鎖縫握裹力，改善溫度變形過大以及滲漏的問題，還創造了其它的卷邊形式，如450°鎖縫和540°鎖縫[4]（見圖5）。這種連接形式咬合面積更大、咬合能力更強、防水性也更好，但是目前對于這種連接形式下支座的實際受力作用機理研究比較模糊，還未能有系統的理論成果，所以工程實際中應用并不是很多。

圖5 不同的鎖縫構造

2 直立鎖邊金屬屋面系統抗風揭性能試驗研究

目前國際上對于直立鎖邊金屬屋面系統抗風性能常用檢測方法主要有美國的ASTM E 1592-2005[5]、ANSI/FM4-474-2004[6]、UL580-2006[7]和加拿大的CSA A123.21[8]。而我國目前采用的《單層卷材屋面系統抗風揭試驗方法》（GB 31543-2015）[9]里面所規定的抗風揭試驗方法便是參考了UL580-2006[7]。

這些抗風揭試驗方法的加載方式和器材都略有不同，但是其核心的原理都是一致的，即利用已有器材對試件施加均勻荷載，對試件的變形以及連接件的固定狀況等進行綜合評估。在抗風揭試驗中，保證其準確性的關鍵點就是要模擬出真實的均勻風壓，最早采用的水袋、沙袋以及后來的氣囊、磁吸均無法完美模擬出實際自然環境中風壓的均勻性，故目前多采用空氣箱壓力法來模擬實際環境。

從試驗方法上來看，抗風揭試驗方法主要有靜態的抗風揭拉拔測試方法、靜態正壓或負壓抗風揭測試方法以及動態負壓抗風揭測試方法（見圖6），這些方法的主要差別在于起始荷載等級與相鄰荷載等級之間的增幅不一致，即加載制度的不同。從適用范圍上來看，靜態的抗風揭拉拔測試方法適用于各部件互相粘接的屋面系統，靜態正壓或負壓抗風揭測試方法適用于裝配式屋面或者結構混凝土屋面，而動態負壓抗風揭測試方法適用于現澆混凝土屋面或者裝配式機械固定單層屋面系統[9]。

圖6 《單層卷材屋面系統抗風揭試驗方法》抗風揭試驗裝置圖

國外關于直立鎖邊金屬屋面系統抗風揭試驗研究開始的比較早，如Serrette R 等[10]對直立鎖邊金屬屋面板的抗扭轉屈曲承載力進行了全尺寸試驗研究，并且提出了直立鎖縫金屬屋面抗扭轉屈曲承載力的計算方法，這一方法在如今的大多數規范中仍被采用；Habte 等[11]通過對兩種不同咬合形式的直立鎖邊金屬屋面進行多次全尺寸抗風揭試驗，分析了板型以及屋檐附件對風吸力的影響，得出直立鎖邊金屬屋面破壞的原因是鎖邊處承載力不足，此外還提出了支座拔出、鎖縫處脫扣等破壞模式。除此之外，在動態加載方面，Surry D 等[12]進行了低矮房屋的風洞試驗，驗證了某些簡單失效模式的正確性。

國內對于直立鎖邊金屬屋面抗風揭試驗也取得了一定的進步。王靜峰等[13]采用反向沙袋堆載法對760 型直立鎖邊金屬屋面板進行了整體抗風揭試驗，分析了該類型屋面板在風吸荷載下的抗風承載力、荷載-撓度變形曲線等，并研究了采用自攻螺釘、夾具、墊片等加固措施對屋面板承載力和破壞形式的影響；劉軍進等[14]采用FM標準靜態正壓測試法進行抗風揭試驗，得出了直立鎖邊金屬屋面的破壞是由于鎖邊咬合處的脫開造成的，同時鎖邊咬合處初始縫隙的缺陷會顯著降低直立鎖邊金屬屋面的抗風揭能力；于敬海等[15]進行了直立鎖邊金屬屋面系統關鍵節點的抗風承載力研究，發現節點破壞模式有固定支座底板被拉彎、自攻螺釘被拉出和自攻螺釘在螺帽處被拉斷。動態加載方面，余志敏[16]采用動態負風壓循環加載方法進行了直立鎖邊金屬屋面系統的風揭試驗，發現了直立鎖邊金屬屋面系統在動態風荷載作用下的階段式響應機制，并研究了有無抗風夾具、板寬、檁條間距等因素對屋面系統抗風承載力的影響。

通過對比國內外試驗研究可以發現，支座左右兩邊的金屬屋面板在負風壓作用下咬合承載力不足才是導致直立鎖邊金屬屋面系統破壞的主要原因。此外，在動態加載方面，國內研究起步比較晚，相關成果較少，缺少動態風荷載下的力學性能研究。

3 直立鎖邊金屬屋面系統抗風揭性能數值模擬

由于直立鎖邊金屬屋面系統的板型多樣、相關參數眾多，雖然單純通過抗風揭試驗可以確定金屬屋面的抗風極限承載力，但是對于不同類型、不同尺寸的屋面系統均需單獨開展抗風揭試驗來進行相關受力性能的測定，耗費大量的人力、物力與時間。為了簡化試驗帶來的龐大工作量，越來越多的學者開始把有限元模擬作為直立鎖邊金屬屋面系統抗風性能研究的重要手段之一。

Damatty A.A.E 等[17]通過等效彈簧模型建立了直立鎖邊金屬屋面抗風吸足尺模型，對直立鎖邊金屬屋面的抗風承載力進行了研究，分析了其在荷載作用下的變形，并將有限元分析結果同密西西比大學的試驗結果進行對比，發現有限元結果同試驗結果較吻合；Ali Hosam M 等[18]則利用接觸單元來建立直立鎖邊鋁合金屋面的詳細模型，確定了該類屋面系統的振型、固有頻率以及在動載下的動力特性；Díaz J J D C 等[19]通過有限元模擬的方式研究了金屬屋面的風壓分布情況，并與風洞試驗結果進行對比研究，得出金屬屋面上表面的吸力在橫向氣流情況下最不利的結論。

雖然國外的學者在直立鎖邊金屬屋面系統的模擬研究方面已經取得了一定的成果，但是由于國內外直立鎖邊屋面接縫形式存在較大差異（比如大小耳邊的卷邊連接方式就是我國所特有的，無法直接套用國外的組件試驗數據），所以在這個前提下，國內學者也進行了諸多獨立的數值模擬分析。

石景等[20]建立了直立鎖邊金屬屋面板的三維模型，并將模擬結果與試驗結果對比，證實了用等效彈簧模擬研究直立鎖邊金屬屋面板的抗風性能的可靠性。陳玉[21]采用簡化模型的方法對直立鎖邊金屬屋面系統進行了模擬，后經過精細化建模，如圖7 所示，分析了檁條間距、摩擦系數、支座梅花頭的寬度等因素對于直立鎖邊金屬屋面抗風揭靜力性能的影響，并對歐洲規范做出了補充。劉威[22]對帶抗風夾的直立鎖邊金屬屋面系統進行多工況的靜力反向堆載試驗，并進行了大量有限元模擬分析，研究了板寬、板厚、抗風夾間距等因素對抗風承載力的影響，發現帶抗風夾的直立鎖邊金屬屋面系統的破壞模式只有兩種，即脫扣破壞和撕裂破壞，并提出了判斷其破壞模式的依據。

圖7 陳玉有限元模型

通過對比國內外模擬研究可以發現，對直立鎖邊金屬屋面系統抗風性能進行數值模擬的難點主要是如何準確模擬出鎖邊連接部分的接觸關系。大多數模擬研究采用彈簧模擬屋面板與支座間的接觸效果，這種模擬可以大大減少模型的計算量，保證模型的收斂性，但是這與實際工程中屋面板與支座間復雜的接觸效果差異較大，而且在模擬過程中，彈簧的剛度需通過相關經驗或試驗確定，對模擬結果的可信度和便捷性均有一定的影響?，F在已有少數模擬研究引入了接觸單元，這種模擬可以較好的還原整個受力過程以及準確地進行卷邊部位局部參量規律分析，但是模型收斂性較差，計算比較復雜。所以在進行直立鎖邊金屬屋面系統抗風性能數值模擬時，可以將兩種方法互相驗證，保證結果的可靠性。

4 直立鎖邊金屬屋面系統抗風揭性能設計方法

直立鎖邊金屬屋面系統發展至今，各國基本上都已經有了相關的規范，其中中國相關規范有《鋁合金結構設計規范》（GB 50429-2007）[23]、《采光頂與金屬屋面技術規程》（J14 10-2012）[24]、《冷彎薄壁型鋼結構技術規范》（GB 50018-2016）[25]，歐洲的則是《Design of aluminium structures》[26-27]和《Design of steel structures》[28]。

對于直立鎖邊金屬屋面系統抗風揭性能的計算，目前各國的規范中尚無關于支座附近咬合狀態的計算規定，相關的破壞準則均是將脫扣破壞轉化為強度破壞的問題，在現行的關于直立鎖邊金屬屋面系統的設計規范中，主要需要考慮的內容有金屬屋面板的強度驗算、金屬屋面板的剛度驗算、支座的穩定性驗算和支座的強度驗算。

4.1 金屬屋面板的強度驗算

在直立鎖邊金屬屋面系統抗風揭性能的計算中，最為核心的是金屬屋面板的強度驗算，其一般是由屋面板受彎承載力驗算、腹板抗剪切屈曲驗算、支座處腹板局部受壓承載力驗算和承受聯合作用截面的驗算四部分組成。

4.1.1 金屬屋面板的強度驗算

相關規范中均規定直立鎖邊型金屬屋面板強度應按受彎構件進行計算，但是中國和歐洲在金屬屋面板的受彎承載力驗算上采用的計算方法略有不同。其中，中國規范僅考慮彈性階段，其受彎承載力公式如下所示：

式中：M 為截面所承受的最大彎矩；Mu為截面的彎曲承載力設計值；We為有效截面模量；f為材料強度設計值。

歐洲規范中則考慮了構件的塑性作用，其受彎承載力計算公式如下：

式中：We為有效截面模量；f0為屋面板強度設計值；γM0為截面不穩定抵抗分項系數；We1為彈性時截面模量；Wp1為塑性時截面模量；λ、λe1為相關柔度系數，與支撐條件有關。

4.1.2 腹板抗剪切屈曲驗算

對于腹板抗剪切屈曲驗算，中國規范直接根據材料性質不同給出不同的規定。對于鋼面板，抗剪切屈曲驗算規定為：

式中：h/t 為腹板高厚比；τ 為腹板的平均剪應力；τcr為腹板的剪切屈曲臨界應力；fv為抗剪強度設計值。

歐洲規范考慮了屈曲的影響，其給出的計算公式為：

Vb,Rd=(hw/sinφ)tfbv γM0

式中：Vb,Rd為剪力設計值；fbv為考慮屈曲的抗剪強度值，與屋面板柔度有關；hw為法蘭中線之間的腹板高度；φ 為腹板相對于法蘭的角度。

4.1.3 支座處腹板局部受壓承載力驗算

對于支座處腹板局部受壓承載力驗算，中國規范給出的計算公式為：

式中：R 為支座反力；Rw為腹板的局部受壓承載力設計值；lc為支座處的支承長度；θ為腹板傾角，范圍是45°～90°。

歐洲規范考慮了分項系數的影響，給出的計算公式為：

式中：Rw,Rd為支座處腹板局部承壓力設計值；αw為系數，根據支座位置不同取值；r為邊角內半徑；la為有效支承長度。

4.1.4 承受聯合作用截面的驗算

屋面板承受聯合作用截面的驗算主要有同時承受彎矩M和支座反力R截面的驗算以及同時承載彎矩M 和剪力V截面的驗算。對于同時承載彎矩M 和支座反力R 的截面，中國與歐洲規范規定一致，對于鋼屋面板應滿足：

式中：M 為截面所承受的最大彎矩；Mu為截面的彎曲承載力設計值；R 為腹板所承受的最大承載力；Rw為腹板的局部受壓承載力設計值。

對于金屬屋面板同時承受彎矩M和剪力V 的截面，中國和歐洲規范均采用Stephen P.Timoshenko[29]的彈性穩定理論進行驗算：

式中：M 為截面所承受的最大彎矩；Mu為截面的彎曲承載力設計值；V 為腹板所承受的剪力；Vu為腹板的受剪承載力設計值。

4.2 金屬屋面板的剛度驗算

對于金屬屋面板的剛度驗算，中歐規范均規定可通過撓跨比作為正常使用狀態的衡量尺度，即屋面板剛度應該滿足下式：

式中：ω 為屋面板跨中最大撓度；[ωT]為撓度容許值；L 為檁條間距；I 為屋面板截面慣性矩。

4.3 支座的穩定性驗算

對于金屬屋面板T 形支座的穩定性計算，歐洲規范中未查閱到明確規定，而中國規范中一般將其簡化為等截面柱模型，如圖8 所示，其給出的計算公式如下：

圖8 支座的簡化模型

式中：R 為支座反力；φ為軸心受壓構件的穩定系數；A 為毛截面面積；t 為支座的等效厚度，按（t1+t2）/2 取值，t1為支座腹板最小厚度，t2為支座腹板最大厚度；Ls為支座計算長度；u 為支座計算長度系數。

4.4 支座的強度驗算

對于金屬屋面板T 形支座的強度計算，歐洲規范中未查閱到明確規定，而中國規范規定計算公式如下：

式中：σ 為正應力設計值；R 為支座反力；Aen為有效凈截面面積；f 為支座的材料的抗拉和抗壓設計值；t1為支座腹板的最小厚度；Ls為支座長度。

通過對比國內外規范可以發現，在眾多規范中，中國和歐洲的規范適用性比較強，都是采用以概率理論為基礎的極限狀態設計方法，用分項系數設計表達式來進行計算直立鎖邊屋面系統的抗風承載力數值，兩者公式的差別主要在于考慮的分項系數不同，但是原理一致。

5 結論

①直立鎖邊金屬屋面的支座形式包括支座咬合連接和卷邊鎖縫連接，且支座咬合連接應用最為廣泛；

②抗風揭試驗方法主要包括靜態抗風揭拉拔測試方法、靜態正壓或負壓抗風揭測試方法以及動態負壓抗風揭測試方法，其中靜態負壓抗風揭試驗方法應用最廣，研究表明咬合處承載力不足是導致直立鎖邊金屬屋面抗風揭破壞的主要原因；

③對直立鎖邊金屬屋面系統抗風性能進行數值模擬時，鎖邊連接部分采用彈簧模擬或者引入接觸單元各有優劣，可以同時采用兩種方法，互為補充，從而保證結果的可靠性；

④目前各國規范主要關注金屬屋面板本身承載性能，對支座節點咬合承載能力尚無清晰規定，極大影響了直立鎖邊金屬屋面系統的設計可靠性。