直立锁缝金属屋面加强抗风揭能力的优化设计

许秋华，万 恬，刘 凯

(1. 南昌大学建筑工程学院、江西省建筑设计研究总院，江西，南昌 330046；2. 华南理工大学土木与交通学院，广东，广州 510640；3. 南昌工程学院土木与建筑工程学院，江西，南昌 330099)

直立锁缝金属屋面系统是一种高强、轻质的新型轻型屋面系统，世界各地建筑的应用始于1970 年已达50 年，使用面积超过了2000 万 m2；在我国始于1993 年的应用也达到了27 年，使用面积也已超过了800 万 m2[1]。其典型的结构做法为：用自攻螺栓将固定支座固定在主结构檩条上，再通过不同角度将金属屋面板扣在固定支座上，最后将相邻屋面板直立预留的自然搭扣边用电动锁边机咬合在一起(图1、图2)[2]。

图1 直立锁缝金属屋面系统剖面示意图Fig. 1 Diagrammatic cross-section of vertical lock seam metal roof system

图2 电动锁边机将直立预留的自然搭扣边咬合在一起Fig. 2 The electric locking machine bites together the upright reserved natural lap edges

近年来，随着此类直立锁缝金属屋面系统在公共建筑中的运用，国内出现了多起执行《建筑结构荷载规范》GB50009-2006 年版设计风荷载规范规定值的前提下，遭遇到在其设计风荷载允许范围内的强风发生了大面积屋面风揭脱扣破坏事件。例如武汉天河机场二期工程(图3)、苏州园区火车站(图4)及河南省体育中心东罩棚(图5)分别发生了大面积屋面风揭脱扣破坏事件；而北京首都机场T3 航站楼(图6)竟然在两年多时间里同一幢建筑就发生了三起大面积金属屋面风揭脱扣破坏事件[3]；在此之前，河南省体育馆、上海大剧院等建筑，均在强风袭击下也出现了不同程度的屋顶被揭现象。2018 年3 月4 日南昌昌北国际机场T2 航站楼也发生了一起同样情况下的大面积屋面风揭脱扣破坏事件(图7、图8)[4]。风荷载均按当时国家标准《建筑结构荷载规范》GB50009-2006 年版进行了罕遇12 级风压设计，而实际情况是在常遇的9 级、10 级、11 级风压下就发生了大面积屋面风揭脱扣破坏，说明当时国家标准负风压取值偏低是其风揭破坏的主要原因。

图3 天河机场国际楼二期扩建工程Fig. 3 Extension of Phase II of Tianhe Airport International Building

图4 苏州园区火车站Fig. 4 Suzhou Yuanqu Railway Station

图5 河南省体育中心Fig. 5 Henan Sports Cente

图6 首都机场T3 航站楼Fig. 6 Capital Airport T3 Terminal

图7 南昌昌北国际机场T2 航站楼Fig. 7 Nanchang North International Airport T2 Terminal

图8 大面积屋面风揭脱扣破坏照片1、2、3Fig. 8 Photographs of large-area roof wind stripping and tripping damage 1, 2, 3

1 直立锁缝金属屋面风揭脱扣破坏事件的原因分析

直立锁缝金属屋面系统具有质量轻、板材薄、板间机械咬合强度低的特点。其连接是板与板、板与固定支座间的相互咬合，连接后抗剪和抗弯承载力通过相互间的摩擦力来传递，在风吸力作用下的传力机制及直立锁缝金属屋面系统受力途径见图9 示意图。

图9 直立锁缝金属屋面系统受力途径示意图Fig. 9 Schematic diagram of the stress path of the metal roof system with vertical locking joint

类似风灾调查都表明：强风作用下直立锁缝屋面体系易出现固定支座脱扣的破坏现象，脱扣破坏时屋面板局部被掀起，进而“连锁效应”引发大面积屋面板脱落[2]。

2 直立锁缝金属屋面板抗风揭设计的荷载取值分析

先以一个实际工程案例入手。南昌昌北国际机场T2 航站楼屋面平面成扇形，总建筑面积96616.2 m2，能满足流量1200 万人次的出行需要(图10、图11)。开工时间2008 年9 月25 日，竣工时间2011 年3 月28 日，按照《建筑荷载规范》GB50009-2006 设计并建成，采用了直立锁缝式金属屋面系统。

2018 年3 月4 日下午15：30 左右，南昌遭遇强对流大风天气，大风造成昌北国际机场T2 航站楼出发层入口附近区域挑檐部分金属屋面及吊顶受损、脱落，金属屋面受损面积约1300 m2(受损部位均为铝合金固定座以上屋面板风揭脱扣破坏)，另室外吊顶受损约1000 m2。

图10 南昌昌北国际机场T2 航站楼平面图Fig. 10 T2 Terminal Plan of Nanchang North International Airport

图11 南昌昌北国际机场T2 航站楼外观Fig. 11 Appearance of T2 Terminal of Nanchang North International Airport

昌北国际机场T2 航站楼屋面造型呈弧形，属于对风荷载比较敏感的结构(图11)，根据《建筑荷载规范》GB50009-2006 年版第7.1.2 条“对于对风荷载比较敏感的其他结构，基本风压应适当提高，并应由有关的结构设计规范具体规定”。基本风压按《建筑荷载规范》GB50009-2006 年版附录D.4 中附表D.4 给出的100 年一遇的风压采用，即不得小于0.55 kN/m2；昌北国际机场气象台监测到的当时风速为29.5 m/s，达到11 级风，根据wp=v2/1600 换算风压也为0.55 kN/m2，故当时风速刚好达到了《建筑荷载规范》GB50009-2006 年版中南昌地区百年一遇风压值标准(暴风级别)。

T2 航站楼风灾后直立锁缝式金属屋面板风灾后的加强处理，若采用现行国家标准《建筑荷载规范》GB50009-2012，其基本风压w0数据仍然为0.55 kN/m2(100 年一遇)，作为围护结构风荷载标准值wk就将按下式：

项目位于郊区，地面粗糙度取B 类，屋面距地面最高处为30 m，则式中：βgz为阵风系数，查GB50009-2012 规范表第8.6.1 条取1.59；μs1为风荷载局部体型系数，查GB50009-2012 规范第8.3.3条第2 款“檐口、雨篷、遮阳板、边棱处的装饰条等突出构件”，取-2.0；μz为风压高度变化系数，查GB50009-2012 规范表第8.2.1 条取1.39。则结构风荷载的规范标准值wk则为1.59×2×1.39×0.55=2.431 kN/m2。

周晅毅等[5]在《某机场航站楼屋面风荷载特性研究》一文中基于风洞试验的结果反映屋面风荷载的大部分区域负压绝对值较小且分布均匀，迎风边缘部分负压绝对值及负压梯度均较大。考虑到屋顶弧形段特殊形状的影响，最大的负风压会产生在建筑物的转角区域、暴露边缘和弧形变化区域，那里的瞬间风力可能会超过规范标准。

大跨度机场、体育馆多为高度为二三十米的近地建筑物，受附近的地形、地貌及周边建筑物的影响甚大，产生相互干扰的群体效应，机场航站楼类结构处于这样的湍流度较高近地区域，其风场环境、周边绕流和空气动力作用非常复杂，特别是对于这类外型比较独特的大跨结构就不能仅仅依靠在规范中查找到的简单体型系数中所得到的数据进行分析了[6]。对现代的大跨度机场、体育馆的研究，相对准确的做法是采用比较先进的风洞测试方法来对此类建筑物的风荷载进行确定和分析[7-10]。

3 直立锁缝金属屋面板抗风揭的分析方法

关于直立锁缝屋面体系受力性能的理论分析目前还比较少，此类结构体系的研究主要集中在有限元数值模拟和结构试验方法测定两个方面。

3.1 有限元数值模拟方法

相关论文有姜兰潮和范亚娟[11]在《直立锁边金属屋面抗风吸力的有限元分析》、陈玉[12]在《金属屋面板风吸力下变形特性研究》、宋云浩、杨丽曼、王乾锁和李彦希[13]在《直立锁缝屋面系统抗风承载力的研究》、李明、殷小珠和张伟等[14]在《直立锁边屋面抗风性能有限元分析》等。

3.2 结构试验方法

在国外，目前有美国《用静态正压和/或负压法评价屋面系统的模拟抗风揭》ANSI/FM 4474-2004 和欧洲《机械固定柔性屋面防水卷材系统的欧洲技术认证指南》ETAG 006-2007 两种试验方法，用于测定屋面系统抗风揭能力，前者已得到北美、欧洲和亚洲许多国家认同。美国国家防水协会(NRCA)和金属建筑制造商协会(MBMA)对直立锁缝金属屋面系统有一些介绍，特别是美国FM(Factory Manual)对此类屋面系统进行了详细研究并建立了系统试验体系，对各类屋面系统进行了等尺寸和拟动态模拟测试[12,15]。朱晓华和高敏杰[15]于《中美屋面系统抗风揭对比试验及结果分析》的抗风揭平行对比试验结果显示：中美两个实验室间测试结果具有很好的相关性。 国内还有秦国鹏等[16-17]以及徐春丽[18]进行的《某国际机场航站楼屋面板抗风承载能力试验研究》等。

4 加强屋面抗风揭能力设计优化探讨及若干优化建议

国内机场及车站等既有公共建筑的直立锁缝屋面发生了多起风灾，如何对其优化加强设计就显得十分必要。经归纳总结，笔者特提出既有直立锁缝金属屋面系统抗风揭加强设计的优化建议如下：

4.1 加强处理，宜确保重点区域、兼顾一般区域

对我国按照《建筑结构荷载规范》GB50009-2006 年版设计的大量既有直立锁缝式金属屋面板加强设计，从经济方面及确保加固期间既有建筑依然需要正常使用方面考虑，不建议采用拆除重做的做法，宜采取对现有屋面板体系进行加强处理的方法，即便如昌北国际机场T2 航站楼出现了部分屋面板风揭脱扣破坏事件后的后续加强处理，也推荐采用已经破坏部分依原标准先复建成一体、形成完整外观后再统一进行确保重点区域、兼顾一般的加固处理做法，可以达到既兼顾加固后的屋面整体美观又兼顾到经济之效果。

4.2 屋面板的强度及与固定支座咬合部位的实际强度，宜通过实物抗风揭的试验确定

直立锁缝金属屋面板的强度及屋面板与其固定支座咬合部位的实际强度，受材料及连接构造等许多因素的影响，目前尚无精确计算理论。2012 年国内高铁定远站、天津南站、郴州西站、株洲西站等相继发生了多起因大风导致的站台雨篷金属屋面板掉落事件，加固方案中提出通过抗风揭试验才能准确确定屋面支架咬合力及相应的抗风能力，进而确定金属屋面系统薄弱点及加固方案，最终达到了提高金属屋面安全冗余度的目标[19]。由此也说明，以实物抗风揭的试验测试来确定屋面板及与固定支座咬合部位所能承受的最大风压十分必要。

4.3 工程破坏案例及验算与“短板效应”

试验都表明，提高既有直立锁缝金属屋面板与固定支座咬合部位的强度，是提高既有直立锁缝式金属屋面板整体的抗风揭能力的最经济、最有效方法。直立锁缝金属屋面系统极限抗风揭的能力可以根据直立锁缝金属屋面系统各组成部分平衡搭配，可取得有效的抗风拔力系统。系统中最薄弱组件能力为：

式中：F/kN 为系统中最薄弱组件的能力；F1/kN为支座处的锁缝极限承载能力；F2/kN 为非支座处锁缝的极限承载能力；F3/kN 为支座的极限承载能力；F4/kN 为紧固件连接的极限承载能力[3,20]。

式(2)也可以将直立锁缝金属屋面系统极限抗风揭的能力看成一只木桶的盛水能力。“水桶原理”是由美国管理学家彼得提出的，说的是由多块木板围成的水桶，其价值在于其盛水量的多少，但决定水桶盛水量多少的关键因素不是其最长的木块，而是其最短的木板，也称为“短板效应”。也即是只要将水桶中明显偏短的木板适当加长，则整个水桶盛水量会明显提高。

因此，在直立锁缝金属屋面系统中只要将其最薄弱的短板―支座处锁缝极限承载能力明显提高，则整个直立锁缝金属屋面系统极限抗风揭的能力就会明显提高，这不失为一个最有效、最优化也是最经济的办法。

4.4 屋面板不同区域与固定支座咬合部位加强的程度，可通过抗风揭对比试验后确定

根据抗风揭的对比试验测试屋面板与固定支座咬合部位各种加强措施所能承受的最大风压，从而确定金属屋面板在屋面的不同区域灵活采取不同的抗风揭加强设计措施，就能达到既确保重点区域又兼顾了一般区域的经济目的。本文以昌北机场T2 航站楼风灾后金属屋面板抗风揭加强设计的对比试验为例。

4.4.1 试验目的

根据现实工程的破坏特征，针对固定支座与屋面板在锁缝处发生了风揭破坏，即发生脱扣破坏，分别做了3 组屋面板抗风揭对比试验：第1 组为现工程实际使用的1∶1 实体屋面板抗风揭承载能力试验，以评估事故发生时实体屋面板抗风揭实际承载能力；第2 组和第3 组各做2 个在现工程上使用的1∶1 实体屋面板上加不同间距夹具加固的抗风揭承载能力试验，以对比加强后实体屋面板抗风揭不同的承载能力，以便确定优化的加固方案。1∶1 实体抗风揭承载力检测可以完善加固设计理论值与实际的偏差的问题。同时固定支座与屋面板已经完成的直立锁边构造以及新加夹具的构造一并在实验室进行对比实验，目的是检验使用夹具前后可能存在的构造缺陷并检验铝板与龙骨各自的能力。

4.4.2 试验概况

试验在华东交通大学多功能抗风揭实验室内进行，采用的屋面板尺寸为400 mm×7500 mm，抗风揭试验是采用1∶1 的足尺寸样板试验。每组试件用11 块屋面板拼接加固而成，试验组装严格按照原屋面板系统的组装要求。首先，将屋面檩条固定于试验箱底部，通过铺设气膜于檩条上方，气膜将内部风压传递至屋面板，用自攻钉在檩条上安装T 型支座以固定屋面板，再依次安装屋面板并锁边。

试验布置：

1) 檩条布置方案(详见图12)

2) 夹具布置方案(详见图13)

本试验针对屋面板固定座的不同受力形式，主要针对夹具布置以否以及夹具变间距布置三个变量，即试验分为有夹具和无夹具二种情况，试验共进行三组。其中，W-1 为基本版，在支座上不加夹具设置9 根檩条，是原来金属屋面板的安装方式，以测定原来的结构最大抗风揭风压；后面二组四件均为加强版，其中，Y-750-1 及Y-750-2 为间隔0.75 m 在支座上设置夹具及9 根檩条；Y-1500-1 及Y-1500-2 为在两端以0.75 m 在支座上加设夹具，中部间隔1.5 m 在支座上加设夹具，檩条根数为6 根。试验验证其加强结构后能抗多大的风揭风压。每组试验其他参数均相同。

图12 檩条布置示意图 /mmFig. 12 Schematic layout of purlin

图13 屋面板夹具布置示意图Fig. 13 Schematic diagram of the layout of roof panels

3) 试验加载过程及情况记录

对屋面板进行持续加载，同时记录在不同压力段试件的损害情况：

W-1 为基本版，支座上不加夹具(图14)。试验初始气压为0.30 kPa；在承受1.69 kPa 气压时屋面板锁缝处有轻微脱开；在超过1.80 kPa 时屋面板锁缝处连续脱开直至2.10 kPa 试件破坏，其固定座仍在檩条上。

图14 未加夹具的试验Fig. 14 Test without fixture

Y-1500-1 为加强版，夹具间隔1.5 m 布置。试验初始气压为0.31 kPa；在2.28 kPa 时屋面板开始鼓起；在4.0 kPa 时屋面板全部鼓起；在4.26 kPa时檩条开始屈曲；在5.05 kPa 左右由于檩条破坏，试验结束。

Y-750-2 为再加强版(图15)，夹具间隔0.75 m布置。试验初始气压为0.38 kPa；在2.50 kPa 时屋面板开始鼓起；在7.23 kPa 檩条弯曲拱起约为300 mm，最后因试件纵向边缘处屋面板脱开结束试验。

图15 间隔0.75 m 加设夹具的试验Fig. 15 Trials of additional fixtures m 0.75 intervals

其余两个试件(Y-750-2、Y-1500-1)加载最大气压分别达到4.51 kPa、4.21 kPa 后均因气膜破损导致气压下降，无法继续进行试验，但屋面板锁缝搭接处完好，仍可以继续承载。试验结果如表1。

表1 南昌昌北机场T2 航站楼直立锁缝屋面板抗风揭试验结果Table 1 Experimental results of wind-resistant on roof slab of vertical lock joint at T2 terminal of Nanchang North Airport

4) 试验分析

屋面板各单元的传力途径：风载→屋面板→屋面锁缝→屋面支座→屋面紧固件→檩条。

通过基本试件(W-1)所能承受的加载最大风压(原昌北机场屋面板)需要的承载力为2.431 kPa，而实际仅为1.8 kPa，不能达到现行规范的要求，需要加固处理；

通过两组(Y-1500-1、Y-1500-2)间距1.5 m支座处布置夹具，且减少檩条数量，其所能承受的风压为基本版(原昌北机场屋面板)需要承载力2.431 kPa 的1.7 倍及以上，且夹具檩条数量较少，节省材料，较为经济。因此，此方案可作为一般区域的加强做法；

通过Y-750-2 间距0.75 m 支座处布置夹具后其所能承受的风压值很高(是需要承载力2.431 kPa的3 倍以上)，屋面板承受超大风压时屋面板在锁缝处也没有发生脱开现象，主要是檩条严重屈曲，发出巨响，说明间距0.75 m 支座处布置夹具有足够的富裕，因此，此方案可作为重点区域的进一步加强做法。经查阅有关理论及试验资料：风洞实验室数据有局限性，自然界的风力作用又有各种可能性，因此，风洞实验数据不能完全说明问题。考虑到昌北机场T2 航站楼屋面破损部位发生在拱顶的弧形段，受此特殊形状的影响，最大的风压又常会发生大屋面转角区域、四周边缘、弧形变化区域和局部突出区域，那里的瞬间风力极有可能会大大超过设计标准[21]，因此，昌北机场T2 航站楼大屋面转角区域、四周边缘、弧形变化区域和局部突出区域采用了在其支座处间距0.75 m 布置夹具的进一步加强做法。

南昌昌北机场T2 航站楼风灾后，大厅悬挑屋面的中间部分出现了屋面围护结构的全通透破坏(图16)，在建筑物两侧的开敞式屋面结构也出现了屋面风揭破坏(图17)，表明其大厅悬挑屋面结构上下表面都受到了风的作用，需要考虑此大厅悬挑屋盖处上、下表面的风压差，即应按净风压进行上、下表面的最不利风荷载设计。同时考虑到瞬间风力作用到入口大厅正面的玻璃幕墙后，一部分瞬间气流向下分流导致出站旅客出口雨蓬轻质顶棚出现了部分吹落情况，一部分瞬间气流向上分流到达入口大厅悬挑屋面的顶部后再沿着拱顶向中间部位聚集产生了集中作用，集中的瞬间作用会远远超过设计标准，导致拱顶中间出现了屋面围护结构的全通透破坏及大厅悬挑屋面的轻质顶棚出现部分吹落情况(观看轻质顶棚吹落过程录像，顶棚吹落时明显呈现出由最高点顶棚先行掉落再带动两侧顶棚的连锁破坏特征)，故也应考虑那里的瞬间风力会大大超过设计标准，因此，昌北机场T2 航站楼大厅悬挑屋面区域也采用了在其支座处间距0.75 m 布置夹具的进一步加强做法。

图16 南昌昌北机场T2 航站楼风灾后，大厅悬挑屋面的中间部分出现了屋面围护结构的全通透破坏Fig. 16 After the wind disaster in the T2 terminal of Nanchang North Airport, the middle part of the overhanging roof of the hall appeared the complete penetration damage of the roof enclosure structure

图17 南昌昌北机场T2 航站楼风灾后，建筑物两侧的开敞式屋面结构也出现了屋面风揭破坏Fig. 17 After the wind disaster in the T2 terminal of Changbei Airport in Nanchang, the open roof structure on both sides of the building also appeared roof wind damage

4.5 避免屋面板板头出现“撕纸破坏连锁效应”

试验表明，进一步提高既有直立锁缝式金属屋面板板头部位的防掀能力，避免产生“撕纸破坏连锁效应”，是提高直立锁缝式金属屋面板抗风揭能力的最有效的辅助方法。 直立锁边金属屋面抗风性能的薄弱部位多发生在屋脊、檐口、天沟边、天窗边等收头部位与形状突变部位[22]。因屋面边缘区域屋面曲线变化弧度大，气流在该位置就产生较强分离对流，而形成了较强的垂直向风吸力和水平切向力(图18)。来流分离导致迎风前缘区域平均和脉动风压系数都较大，直立锁缝金属屋面板板头部位又正好处在此风作用较大区域，金属屋面板的板头又正对风口，风吹入金属屋面板之板底后会产生很大的掀起力，金属屋面板掀起后迎风面积进一步增大，具体的风揭破损情况为：首先，从迎风面的檐口开始揭起、翻卷，接着折弯直至吹落[1]，极易产生“类似撕纸的连锁破坏效应”，因此，如何避免产生“类似撕纸的连锁破坏效应”，在结构设计时确有必要采取必要的附加加强构造措施，防止这些部位屋面板板头被风掀起而产生连锁破坏。昌北机场T2 航站楼四周周边区域及其建筑物屋面其他板头区域作为特别重点区域，采取了在屋面板头处增设铝合金抗风压板(图19)及铝合金抗风横杆(图20)进一步的附加加固措施，增大了该部位屋面的抗风揭承载力。

图18 屋面边缘区域产生垂直向风吸力和水平切向力Fig. 18 Vertical wind suction and horizontal tangential force are produced in the area of roof edge

图19 铝合金抗风压板Fig. 19 Aluminum alloy wind resistant

图20 铝合金抗风横杆Fig. 20 Aluminum alloy wind resistant horizontal bar

5 结论

(1) 在设计大跨度机场、体育馆、展览馆这类复杂弱刚性类型的风敏感结构时，应足够重视风荷载对屋面结构的不利影响，否则由于剧风作用可能会引发出严重的事故。近年来，国内采用直立锁缝金属屋面系统的公共建筑出现了多起执行《建筑结构荷载规范》GB50009-2006 年版设计风荷载规范规定值的前提下遭遇到在其设计风荷载允许范围内的强风时发生了大面积屋面风揭脱扣破坏事件，本文建议国内此类既有直立锁缝金属屋面要按照《建筑结构荷载规范》GB50009-2012 再普遍进行一次复核验算，必要时进行加固设计与施工；新建的直立锁缝金属屋面工程应严格按照《建筑结构荷载规范》GB50009-2012 进行设计与施工。并建议均选用100 年一遇的基本风压。

(2)考虑到实体抗风揭承载力检测可以解决加固设计理论值与实际的偏差的问题以及国际上已形成共识的做法，本文建议通过采用直立锁缝金属屋面系统抗风揭试验来确定其实际能力。 直立锁缝金属屋面板扣合构造的抗风揭承载力试验，应按实际工程屋面1∶1 样本用气囊模拟风揭力作用。通常情况下，直立锁缝金属屋面板风揭脱扣破坏是因为连接处设计存在问题，发达国家是由银行保险来提供保障，而银行保险又只对经过了抗风揭试验的围护结构提供担保，通常也由气囊模拟风揭进行认证。因此，中国金属围护结构体系的抗风揭安全问题也需要重视，国外的类似抗风揭认证方式亦可借鉴。

(3) 考虑到此类屋面板块间的连接是通过板块与板块的直立锁边咬合而形成密合连接、咬合边与支座形成了可伸缩滑动空腔之连接方式，可解决因热胀冷缩所产生的板块的附加应力及防止了温度的形变问题，因而不赞成螺丝直穿直立锁缝式金属屋面板的加固做法，而建议增设体外夹具之方法。系列的对比试验都表明：在直立锁缝金属屋面板支座处增设夹具加强后，屋面板抗风揭能力得到了大幅度提高，加固所采用的夹具做法可满足屋面抗风揭的安全要求。一方面屋面板抗风揭能力随着夹具布置间隔的减小而增大，更甚于原来无夹具之布置；另一方面夹具与檩条的布置也宜经济合理，在满足抗风揭安全要求的同时应尽量节省。本文所举昌北机场T2 航站楼直立锁缝式金属屋面板加强，一般区域只采用了间距1.5 m 支座处布置夹具的做法。

(4) 开敞式屋面结构悬挑屋面部分，应按净风压进行上、下表面最不利风荷载设计。受特殊形状的影响，最大负风压会产生在建筑物的大屋面转角区域、四周边缘、弧形变化区域和局部突出区域，那里的瞬间风力可能会大大超过设计标准。本文所举昌北机场T2 航站楼直立锁缝式金属屋面板加强，在这些重点区域采用了间距0.75 m支座处布置夹具的做法。

(5) 直立锁缝金属屋面板边缘处来流分离导致屋面迎风前缘区域平均和脉动风压系数都较大，金属屋面板的板头部位又正位于此区域，在结构设计时确有必要采取进一步的加强附加构造措施，防止这些屋面板板头被风掀起而产生“类似撕纸破坏连锁效应”。因此，建议此等重点区域屋面板支座处在布置较密夹具的同时，增设铝合金抗风压板或铝合金抗风横杆(建议结合坡屋面的挡雪构造做法)的附加加固措施，以进一步增大该部位屋面板的抗风揭承载力。