直立锁缝屋面系统风致破坏全过程研究

夏俞超，陈水福

(浙江大学 建筑工程学院，杭州310058)

直立锁缝屋面系统(standing seam metal roof system)是将相邻屋面板的卷边通过电动锁边机与支座立板进行咬合，再将支座通过螺栓连接到檩条的屋面系统。相比传统屋面系统，直立锁缝屋面系统具有自重轻、易安装、防水性能优异，并能有效释放温度应力等优点，因而广泛应用于工业厂房、车站、体育场馆等建筑的屋面围护结构中。在大量应用的同时，强风下的风揭事故也时有发生，造成了生命和财产损失[1]。风灾调查表明[2-3]，这类屋面系统的破坏多为锁缝处屋面板与固定支座的脱离，即脱扣破坏，而支座与檩条的连接仍基本完好。脱扣破坏将导致屋面板局部被掀起，最终造成屋面系统整体破坏。脱扣破坏表明屋面系统在咬合处的抗风承载力相对较低，然而这种破坏是如何逐步形成直至发生的，如何预测这类屋面的风致极限承载力等，目前仍处于研究和探索之中。

国际上针对直立锁缝屋面系统提出了一些抗风揭试验方法，常见的标准试验有ASTM E1592，ANSI/FM 4474和UL 1897[4-6]。需要指出的是，各个抗风揭试验对于试样的尺寸、边界条件及加载方式的要求并不一致，而且部分简化试验方法不能真实反映直立锁缝屋面系统的实际风致响应，导致试验中的失效模式与实际情况并不相符[7]。

为了改进标准试验的不足，相关学者进行了大量的研究。Sinno等[8]采用电磁力对一直立锁缝屋面系统进行加载来模拟金属屋面板的风荷载作用，但是该试验只能加载单一方向的力并且只适用于金属屋面板。Farquhar等[9]将一个1∶25的缩尺直立锁缝屋面模型置于边界层风洞中测试，支座与屋面板之间通过金属线连接，当支座达到失效力后金属线将自动断开，以此模拟固定支座与屋面板的脱扣破坏，而支座的失效力通过密西西比州立大学的足尺度试验获得。Habte等[10]对一个按ASTM E1592标准试验设计的直立锁缝屋面试样进行了足尺风洞试验，并与美国规范ASCE 7-10的计算结果作了比较，发现ASCE 7-10中的参数设置过于保守。Morrison等[11]利用全尺寸风洞，对一带有直立锁缝屋面系统的双坡屋面低矮房屋的表面风压及风致变形进行了研究。

除了风揭试验方法,国内外学者还采用数值模拟方法研究直立锁缝屋面系统的风致响应。EI Damatty等[12]提出了一种计算模型，尝试通过等效弹簧来模拟锁缝处屋面板与支座的相互作用，以简化不同部件之间的复杂作用。Ali等[13]通过在屋面系统各个构件之间建立合适的约束关系来模拟它们的相互作用。李明等[14]建立了一种有限元模型，假设相邻屋面板和支座在锁缝处的相对位移很小，并将不同部件在该处的结点位移完全耦合，用以研究屋面系统的失效模态与极限承载力。Habte等[10]发现屋面系统破坏前，锁缝处会经历大变形，屋面板卷边与固定支座之间将产生不可忽视的相对位移，锁缝处的等效刚度也将随之改变，因此采用等效弹簧或者将锁缝处的结点位移耦合会导致结果失真。

本文在西安大略大学的足尺度结构加载实验室(Insurance Research Lab for Better Homes)进行足尺加载试验，足尺试验可以消除缩尺试验的尺度效应，从而获得更真实的结果[15]。同时采用精细有限元数值模拟方法，建立起包括屋面构件和连接装置的精细计算模型，以便更准确、真实地描述屋面系统的几何构造、连接关系和边界条件，同时考虑强风作用下屋面的几何与材料非线性以及不同部件的接触效应，探讨直立锁缝屋面系统从风致变形直至破坏的全过程，特别是临近破坏时的大变形状况与失效模式，为此类屋面的抗风设计提供依据。

1 足尺试验研究

1.1 结构概况

本试验中直立锁缝屋面系统的构造与Morrison等[11]在实验室中测试的一致，图1为该屋面的平面布置。屋面宽度D=9.14 m，长度B=11.28 m，屋檐处高度H=3.7 m，屋面坡度1.3°。直立锁缝屋面板为镀锌钢板，其侧视图见图2。试验区域位于屋面系统中部，图1斜线区域所示。试验区域被4个大小相同的空气压力箱所覆盖，每个空气压力箱的尺寸为1.05 m×2.44 m，因此整个试验区域的尺寸大小为4.2 m×2.44 m。不同于以往的标准试验，此次试验的屋面板尺寸与边界条件均按照实际结构进行设计与安装。

图1 直立锁缝屋面系统平面布置(m)Fig.1 Plan layout of standing seam metal roof system (m)

图2 直立锁缝屋面侧视图(mm)Fig.2 Side view of standing seam metal roof system (mm)

1.2 加载与测量

压力加载驱动器(pressure loading actuators，PLA)由西安大略大学开发[7]，装置安装见图3。该系统主要部件有风扇、阀门和控制系统。压力加载驱动器产生的风压通过导管连接到空气压力箱，每一个空气压力箱与一台独立的压力加载驱动器相连，可分别进行控制。空气压力箱的结构示意见图4，由柔性聚乙烯膜制造，上方与反力架连接，下端通过胶水固定到屋面板上。反力架到屋面板的垂直距离约30 cm，这样的设计可以保证加载装置不会对屋面板的风致变形产生影响。4个并排的空气压力箱同时加载，对屋面板施加均布的风吸力，吸力线性增加直到结构破坏，加载速度0.5 kPa/min。4个空气压力箱中都安置了压力传感器，可以记录各个空气压力箱中实际承受的风压。图5为预设的风压-时间曲线与4个空气压力箱中实际测得的风压-时间曲线的对比，可以看到4个空气压力箱的曲线与目标风压-时间曲线吻合很好，说明该加载装置可以保证通过各个空气压力箱施加在屋面板上的风压是相等且同步的。

图3 试验装置安装图Fig.3 Test setup

图4 空气压力箱结构示意Fig.4 Structure diagram of pressure chamber

图5 风压-时间曲线对比Fig.5 Comparison of wind pressure-time curves

采用力传感器和位移传感器分别监测支座处的拉力和屋面板的变形。每个支座处均安装了Mettler Toledo公司的TSC-1000测力传感器，最大量程10 000 N，精度±10 N。预计屋面板中部的变形较大，因此在此处安装位移传感器测量屋面板垂直位移。位移传感器采用Novotechnik公司生产的TR100型号，量程100 mm，精度±0.75 mm。

2 数值模拟研究

2.1 有限元建模及参数设置

本文采用通用有限元软件ANSYS/LS-Dyna建立精细有限元模型，考虑到计算时间以及结构对称性，仅建立直立锁缝屋面的局部模型。局部模型的边界为相邻两条锁缝的中线位置，见图6虚线所示，并沿着中线设置对称边界条件。屋面板、支座和檩条采用四结点SHELL163单元建立，该单元每个结点有12个自由度，适用于大变形分析。各个构件的尺寸按照实际结构建立，同时为了获得较好的网格质量，采用映射方法划分网格，并对支座和锁缝处的网格进行细化，最终支座网格、锁缝处与支座咬合的屋面板网格的边长为20 mm，锁缝处未与支座咬合的屋面板网格边长为40 mm，其余部位屋面板及檩条的网格边长为80 mm。屋面系统和支座的有限元模型见图7。

图6 有限元建模区域Fig.6 Finite element modelling area

图7 屋面系统和支座有限元模型Fig.7 Finite element model of roof system and clip

试验中观察到支座与檩条结合紧密，因此采用耦合节点自由度来实现支座与檩条的连接。屋面板边缘通过螺栓固定在檩条上，在脱扣破坏前未产生破坏，因此将屋面板边缘结点固定到檩条上相对应结点位置。锁缝处相邻屋面板与支座相互咬合，受力情况复杂，考虑到结构在大变形过程中接触关系很难预测，因此采用自动通用接触(automatic_general contact)形式，不需要人工定义接触面，对于复杂的大变形问题，软件能有效考虑各个部件之间的接触关系以及部件的自接触。计算时钢材的应力应变关系采用双线性各向同性弹塑性模型，具体参数见表1。加载方式与试验一致，在屋面板上施加均布吸力，线性增加直到结构破坏。

表1 双线性各向同性弹塑性模型参数Tab.1 Parameters of bilinear isotropic elastoplastic model

2.2 有限元结果分析

如图6所示，在屋面板m点安装有一位移传感器， 记录屋面板跨中的竖向位移随风压的变化。图8给出了有限元计算得到的风压-位移曲线，并与试验测量曲线对比。需要注意的是位移传感器最大量程为100 mm，在风压大于2.0 kPa后，屋面板中部的变形量便超过位移传感器的最大量程，因此后续的位移值没有被记录下来。可以看到，有限元模拟结果与与测量范围内的试验结果有很好吻合，说明有限元方法可以较准确地反映屋面结构在风荷载下的非线性变形情况。同时看到，当风压在0～0.6 kPa时，位移随风压增加增长较快；而当风压在0.6～3 kPa时，位移增幅明显慢于前一阶段。这是由于屋面板是柔性结构，故在较小风压下就能产生较大竖向位移，但当位移增大后，屋面板中部拱起，与边界处的约束一起限制了屋面板位移，或者说拱起效应强化了屋面板的竖向刚度。下一节中将对风荷载大于3 kPa后的位移与风压变化曲线作进一步阐述。

图8 跨中处风压-位移曲线Fig.8 Wind pressure-displacement curves at midspan

3 失效模式

图9～11为屋面板破坏全过程的试验与有限元对比。通过足尺试验，观察到了屋面板在风荷载作用下变形逐步增大直至脱扣破坏的全过程，其中代表性的破坏有两次。第一次是当风压达到3.7 kPa时，屋面板在两支座的中间位置靠近锁缝处，发生了局部屈曲，见图9(a)。与此同时，中部锁缝处的竖向位移随即变大，并能清晰听到屋面板因变形产生的巨响。此后观察到锁缝处出现开口，原本紧密的锁缝结构暴露出来，见图10(a)。随着风压继续增加，屋面板位移继续缓慢增大，同时锁缝也进一步张开；当风压增大至5.8 kPa时，屋面板锁缝处发生脱扣破坏，支座从锁缝中脱离，见图11(a)。通过精细有限元分析， 可以看到最初同样在屋面板两支座的中间位置靠近锁缝处发生局部屈曲并导致了屋面板整体大变形，最终支座从锁缝中脱离，有限元方法成功再现了屋面板各个阶段的变形与破坏全过程。

图9 屋面板局部屈曲Fig.9 Local buckling of roof panel

图10 锁缝打开Fig.10 Seam opening

图11 脱扣破坏Fig.11 Clip separation from seam

考察图8的有限元结果可看到，在风压处于3.4～3.9 kPa时，位移迅速增加，此范围正是屋面板发生屈曲的区间。当风压大于3.9 kPa后，跨中位移进入平缓增长的阶段，这与试验结果相符。当风压大于5.8 kPa后，跨中位移急剧增大，此刻屋面板出现脱扣破坏，这与试验结果也相吻合。图12给出了两支座中间位置的锁缝处位移随风压的变化曲线。可以看到，锁缝处的竖向位移在风压不太大时很小，例如当风压等于3.6 kPa时也仅为32 mm，但是在下一瞬间位移陡然增大，此时正是屋面板屈曲发生的时刻；而当风压达到4 kPa时，锁缝处的位移已增至158 mm。与跨中位移的变化规律类似，当风压超过4 kPa之后，锁缝处位移进入平缓增加阶段直到风压到达5.8 kPa后发生脱扣破坏。对比图8和图12，不难发现跨中和锁缝处的位移变化有相似之处，在屋面板屈曲后位移急剧增加，随后进入一段平缓期直到脱扣破坏。所不同的是，跨中部位即使在较小风压下其位移已比较显著，而锁缝处在此阶段的位移始终很小。

图12 锁缝处风压-位移曲线Fig.12 Wind pressure-displacement curves at seam

4 抗风承载力

足尺试验中，屋面板在风荷载作用下，122号支座最终发生脱扣破坏。该支座处的力传感器记录了支座力随风压的变化情况，见图13。为与试验结果比较，该图同时给出了有限元计算得到的支座力-风压变化曲线。由图可见，有限元与试验的结果非常符合。观察试验得到的支座力-风压曲线后发现，当风压达到3.7 kPa后，支座力发生了突变，支座力从922 N瞬间增加到2 427 N，此时刻对应屋面板因局部屈曲导致大变形发生的瞬间，之后支座力与风压近似呈现出线性相关，直到风压到达5.8 kPa后发生脱扣破坏，支座力瞬间降至0，试验测得最大支座力为3 682 N。

图13 支座力-风压曲线Fig.13 Clip force-wind pressure curves

有限元计算得到的支座力-风压曲线与试验曲线有很好的吻合。当风压达到3.7 kPa时，计算的支座力同样产生了突变，从861 N迅速增大到2 780 N，这与图8和图12中屋面板在此刻因局部屈曲产生整体大变形的现象相一致。随后支座力呈近似线性增加态势直至风压达到5.6 kPa，最终因为支座脱扣破坏而迅速降低到0。有限元得到的最大支座力为3 570 N，与试验值的偏差仅为3.04%。这表明本文建立的精细有限元模型及所采用的非线性计算方法不仅能够很好再现此类屋面系统从开始加载到局部屈曲，再到最终失效的完整破坏模式，而且能够较准确地预测屋面关键部位的位移变化及屋面系统的抗风承载力。

5 结 论

采用精细有限元方法并结合足尺模型试验，对直立锁缝屋面系统在风荷载作用下的变形发展，直到局部屈曲，再到最终破坏的全过程进行了试验和数值的对比研究，探讨了屋面板在风荷载逐渐增大过程中各阶段的破坏模式和相应的抗风承载力。通过分析对比可获得以下结论：

1) 锁缝处屋面板与支座连接部位是此类结构抗风揭的薄弱环节；直立锁缝屋面系统的破坏模式是脱扣破坏，锁缝处的屋面板卷边在强风作用下变形过大导致锁缝张开，支座从中拔出，致使屋面系统最终失效。

2) 屋面系统破坏始于屋面板的局部屈曲，屈曲造成了屋面板整体大变形；而锁缝处的位移也由此产生突变，使得临近支座拉力瞬间增大，进而发生脱扣破坏。

3) 本文建立的精细有限元模型和所采用的非线性计算方法，不仅能够很好再现此类屋面系统从开始加载到局部屈曲，再到最终失效的完整破坏模式，还能较准确地预测屋面关键部位的位移状况及屋面系统的抗风承载力大小。