板宽对不锈钢金属屋面风振效应的影响分析

2021-08-25汪大山

广东土木与建筑 2021年8期

汪大山，刘轩

（1、安徽建达项目管理有限公司安徽宣城242000；2、广州大学广州510006）

0 引言

对比传统的当前工程广泛采用的直立锁边铝镁锰屋面体系，连续焊接不锈钢屋面系统因具有轻质、高强、耐候性优越等特点而受到广泛的关注，具有抗风揭承载力高和防水性能好的优势［1］。连续焊接不锈钢屋面系统近年来在一些大型项目如青岛新机场和肇庆新区体育馆等得到了应用［1-2］，不锈钢结构能将结构安全、耐久性和建筑美学结合［3］。然而，大跨度结构建筑的金属屋面系统近年来时常因风荷载而造成风揭破坏，而连续焊接不锈钢金属屋面通过现有的性能实测研究，具有优良的抗风揭能力，但该焊接不锈钢屋面系统不同设计参数对屋面系统风振效应的影响仍十分值得重视并且具有研究意义。

目前，国内外学者在对金属屋面的抗风性能研究中，加载方式主要为静态加载和拟动态加载［4-5］，较少考虑脉动风荷载的频谱特性。然而，宣颖［6］认为大跨度金属屋面风灾事故频繁出现的原因是于风荷载被低估，研究时未考虑脉动风的动力效应。HABTE［7］认为静态加载作用不能代表屋面板实际受力情况，这可能会低估屋面板局部位置的峰值应力。李明等人［8］通过试验并利用有限元模拟，研究分析了直立锁边屋面系统抗风揭性能的影响因素，认为通过减小檩条间距、增加板厚板宽等形式可以增加屋面板的抗风揭性能。MORRISON［9］模拟了带抗风夹的直立锁边金属屋面，求解其抗风承载力。

本文以连续焊接不锈钢金属屋面系统为研究对象，基于风洞试验的动态风荷载数据，利用有限元进行连续焊接不锈钢金属屋面风振响应分析，研究了屋面板板宽对其风振效应的影响。

1 有限元模型建立及验证

连续焊接不锈钢屋面系统由功能性装饰板、龙骨、金属屋面板、屋面防水层和找平层、压型钢板、镀锌钢板以及防潮、保温、隔音等多层构造组成，不锈钢支座与屋面板、焊缝之间的连接示意图如图1所示。屋面板445J2不锈钢，宽度400 mm，厚度0.5 mm；支座为304不锈钢，支座间距300 mm，厚度0.2 mm；几字形檩条为Q235B镀锌钢板，厚度2 mm，镀锌量≥275 g/m2，间距400 mm。本文主要研究连续焊接不锈钢屋面系统风振效应参数影响研究，因此所建三维数值计算模型将重点建立连续焊接金属屋面板、不锈钢支座及其下部的支撑檩条，并对其组合建立的模型展开计算分析。

图1 焊接不锈钢屋面支座连接示意图Fig.1 Connection Sketch of the Stainless Steel Roofing System

采用ANSYS软件平台建立该新型焊接不锈钢屋面系统的三维有限元数值计算模型。连续焊接不锈钢屋面板、支座和檩条均属于薄壳结构，采用SHELL181单元，该SHELL181单元常用于不同中等以下壳结构的线性、转动和大应变分析，具有4节点6个自由度，即X、Y和Z方向平动自由度和响应的3个转动自由度。屋面板、支座和檩条本构均采用双线性随动强化本构模型［10］，结构阻尼比取0.02，材料参数如表1所示。

表1 数值计算模型材料参数Tab.1 Specific Performance Parameters for the Mode Material

为与试验结果［10］进行对比验证，有限元模型采用与抗风揭试验一样的尺寸建立，详细试验过程与结果参考文献［1，10］。支座及屋面板的网格划分示意图详见图2，整体模型见图3。试验测试数据与有限元模拟数据进行对比如图4所示。参考数理统计中线性相关决定系数R2，根据1～4号测点试验数据与模拟数据计算得到的R2分别为0.923 6、0.976 0、0.976 4、0.925 4，而R2值越接近1说明拟合程度越好。图4中所有的数据点均接近45°直线，因此认为模拟数据和试验数据在可接受误差范围内，验证了有限元建模的合理性。

图2 网格划分Fig.2 Mesh Generation

图3 焊接不锈钢屋面有限元模型Fig.3 Finite Element Model of the Stainless Steel Roofing System

图4 抗风揭测试结果与数值结果对比分析Fig.4 Result Comparisons between Experiment and Simulation

2 分析计算工况

屋面板的设计过程中，为了满足实际工程的需要，会对不同设计参数调整，为研究不同板宽对屋面系统风振效应影响，将屋面板板宽设置为300 mm、350 mm、400 mm、450 mm和500 mm，工况如表2所示。

表2 计算工况Tab.2 Computational Cases

风荷载输入采用某体育中心刚性模型风洞试验数据，模型几何缩尺比为1∶200，设计风压取项目所在地50年重现期10 min平均风速对应的基本风压（0.50 kN/m2）。试验基于《建筑结构荷载规范：GB 50009—2012》［11］、《建筑工程风洞试验方法标准：JGJ/T 338—2014》［12］给出的相关规定进行。间隔15°共进行了24个风向角的风洞试验测试研究，试验采用的风速大小为9.10 m/s，测试数据的采样频率取为312.5 Hz。基于风洞试验数据，有限元模型输入风荷载取30°最不利风向角对应的屋盖边缘测点时程数据，荷载峰值2.7 kPa，以面荷载形式施加，计算时间取风压峰值时刻附近12 s时程，如图5所示。

图5 最不利风向屋面边缘测点脉动风荷载时程Fig.5 Wind Time Series of the Unfavorable Measuring Point

3 计算结果

为便于阅读，首先对数据提取点加以描述。以屋面板（WM1-3）、支座（ZZ1-6）和边跨（BK）中跨（ZK）檩条作为数据提取对象（见图6），在屋面板、支座和檩条上选取若干节点作为数据提取点：R1～R6位于各个屋面板上，H1～H3处于不锈钢支座的焊缝上，Z1～Z3处于不锈钢支座的底部，B1～B3处于不锈钢支座边的屋面板板肋上；L1～L3位于檩条正上方，L4～L6位于LT1侧面。

图6 分析数据提取点Fig.6 Schematic of Data Extraction Points

3.1 板宽影响分析

3.1.1 屋面等效应力

动态风荷载作用下GK1～GK5屋面板各提取点的等效应力如图7所示。由图7可知，所选取的代表性提取点的等效应力随着板宽的增大而呈现不断增大的趋势。

图7 屋面等效应力随不同提取点的变化Fig.7 Chang Tendency between Equivalent Stress and Data Extraction Point of the Roof Surface

以WM1～WM3峰值点为例：WM1在GK1～GK5工况下的最大等效应力分别为221 MPa、251 MPa、279 MPa、279 MPa和289 MPa；对应地，WM2的最大等效应力依次为243 MPa、272 MPa、279 MPa、279 MPa和289 MPa；WM3在GK1～GK5工况下的最大等效应力分别为223MPa、273 MPa、311 MPa、316 MPa和319 MPa。此外，值得注意的是，随着板宽的增大，当从300 mm变化到400 mm时其等效应力增长迅速，然而当从400 mm变化到500 mm时，其等效应力的变化并不明显。

为调查动力风荷载作用下板宽对不锈钢金属屋面系统动力性能的影响，图8给出了局部连续焊接不锈钢屋面系统的等效应力云图。可以看出，等效应力随板宽的增大逐渐在板跨中圆弧处形成应力集中效应。例如对比图8⒜、8⒠，图8⒜跨中等效应力约为160 MPa，而对应图8⒠的等效应力达到250 MPa，且后者由跨中项两侧递减的速度较前者快很多。

图8 屋面板局部等效应力云图Fig.8 Contours of the Equivalent Stresses of the Local Roof

3.1.2 支座和板肋等效应力

进行静态和动态风荷载作用下的支座和板肋等效应力对比分析，工况GK1～GK5对应的等效云图如图9所示。由图9可以看出，支座等效应力随着板宽的增大呈现不断增大的变化趋势。如图9⒜工况GK1提取点ZZ1处的最大等效应力小于225MPa，而工况GK5对应的最大等效应力已超过250MPa，如图9⒠所示。然而，板面与支座连接的焊缝处，其等效应力虽有一定程度的增大，但增幅不明显。

图9 支座和板肋等效应力云图Fig.9 Equivalent Stress Contours of the Roof Supports

动态风荷载作用下GK1～GK5工况支座和板肋的等效应力如图10所示。由图10可见，在荷载施加一定的条件下，支座和板肋等效应力随着板宽的增大呈现不断增大的变化趋势，如：GK1～GK5工况支座提取点ZZ4的峰值等效应力依次为192 MPa、211 MPa、227 MPa、237 MPa和256 MPa；对应地，支座提取点ZZ5的峰值等效应力依次为225 MPa、247 MPa、268 MPa、272 MPa和279 MPa。

图10 不锈钢屋面支座和板肋在GK1～GK5工况下的等效应力Fig.10 Equivalent Stress of Stainless Steel Roof Support and Plate Ribs under GK 1～GK5 Working Conditions

沿板肋Y方向沿其高度分别选取1/2（BL-Y1）和1/3（BL-Y2）两条路径，通过提取这两条路径GK1～GK5工况下板肋的等效应力数据（见图11），进一步研究连续焊接不锈钢屋面系统板宽不同对其板肋等效应力的影响规律。可见，等效应力在Y1和Y2路径上均呈现“M”形周期性变化，且后者路径上各数据提取点的等效应力较前者大，同时BL-Y1和BL-Y2路径上的等效应力随板宽增大呈现上升的变化趋势。

图11 板肋沿Y方向等效应力变化Fig.11 Equivalent Stress of the Roof Ribs along the Y-direction

3.1.3 檩条等效应力

GK1～GK5动态风荷载作用下檩条等效应力如图12所示。可见，檩条等效应力在相同加载条件下随着板宽的增大而逐渐增大，边跨（BK）檩条在工况GK1～GK5条件下的峰值等效应力依次为79 MPa、77 MPa、79 MPa、98 MPa和109 MPa；中跨（ZK）檩条在工况GK1～GK5条件下的峰值等效应力依次为81 MPa、91 MPa、92 MPa、114 MPa和130 MPa。同时还可见，中跨（ZK）檩条在板宽为300～400 mm区间变化时等效应力增幅较小（仅为10 MPa），而在板宽为400～500 mm区间变化时增幅明显（达到近40 MPa）。

图12 檩条等效应力Fig.12 Equivalent Stress of purlins Under Wind Load

3.1.4 屋面板竖向变形

GK1～GK5屋面板变形峰值时刻变形云图如图13所示，同样可见屋面板竖向变形随板宽增大亦呈现上升的趋势，对应工况GK1～GK5的屋面板最大变形量依次为6 mm、7 mm、9 mm、11 mm和12 mm，说明屋面板在板宽为500 mm时的竖向变形较300 mm宽时的竖向变形增长82.31%。然而，即便如此，该连续焊接不锈钢屋面系统在最大板宽（500 mm）时的竖向变形量也仅约10 mm，进一步验证了该屋面系统具有优越的抗风揭性能。