大型场馆金属屋面抗风性能检测与研究

2023-11-09梁子康杨皓东

合肥学院学报(综合版) 2023年5期

梁子康，杨皓东，刘咏，刘红

（1.安徽建筑大学土木工程学院，合肥 230601；2.合肥建工集团有限公司，合肥 230088；3.合肥建工装饰工程有限责任公司，合肥 230088）

金属屋面系统具有强度高、质量轻、设计新颖、造型独特等优点，有学者对金属屋面和异形幕墙的施工技术进行了研究[1-4]。但是在实际工程的应用中，由于设计阶段的考虑不充分，或不规范施工导致的质量问题，部分金属屋面工程在风荷载作用下，出现了风揭事故。因此，相关学者对金属屋面的抗风性能进行了较为深入的研究：陶照亮[5]等采用室内加压的方式，来检测铝板、螺丝与T 型支托对金属屋面系统的加固效果；邵雷[6]采用沙袋堆载的方式来模拟风荷载，对蜂窝铝屋面板在风吸荷载作用下的破坏形式和承载能力进行了研究，并结合现场环境和数值风洞模拟，分析现场施工质量对屋面板的承载力的影响，王静峰[7，8]考虑了金属屋面板在风吸力作用下的应变分布规律；秦国鹏等[9]将强力引风机对铝合金屋面系统进行的抗风性能测试结果，并使用ABAQUS 进行数值模拟的结果进行对比分析，并对卷材屋面系统和金属屋面系统进行抗风揭实验；朱晓华等[10]与美国的FM实验室的实验结果进行了对比，对测试结果和计算值之间的关系以及中美两国相关建筑规范中的风速、风压的换算关系等内容进行了补充说明；于敬海、董彪等[11，12]对金属屋面的设计和抗风承载力节点进行试验研究。上述学者在该领域的探索对金属屋面抗风性能检测方法具有良好的参考价值，但是国内对于金属屋面在抵抗综合风压的性能研究、施工质量对抗风性能的影响还有不足的地方。

《采光顶与金属屋面技术规程》中采用的方法是通过引风机对完全密闭状态下的金属屋面板加压的方式来模拟风荷载[13]，执行该方法需要专门的引风加压设备，和工作承台，实施起来有较大的困难；同时该方法虽然可以模拟动态风荷载，但是整个实验过程是在实验构件完全密封的前提下进行，因此很难发现在实验过程中出现的破坏现象；而且实验构件的具体尺寸大小会受到加压设备规格的限制，需要将实验构件制作成矩形，和工程的实际构造不同，无法在最大程度上模拟出异形建筑在抵抗风揭破坏时的受力特性。

1 实验背景

滁州市天长市全民健身中心体育场的金属屋面外形复杂，呈环形切割钻石状，该项目为大型敞口式的露天体育场（工程效果图和平面图见图1、图2），总建筑面积47 000 m2，建筑层数地上3层，体育场结构东西纵向长度约213 m，南北横向长度约243 m，钢结构最大标高33.445 m。本工程将整个屋面划分为20个单元（每个单元分为16片屋面龙骨架和4片立面龙骨架）。

图1 体育场效果图

图2 体育场平面图

本文以滁州市天长市全民健身中心体育场项目的金属屋面工程为背景，以体育场屋面结构的檩条龙骨钢架和屋面金属铝板为实验对象，采用沙袋堆载的方式，用静载来模拟风荷载垂直作用于面板的工况，从而达到检测该金属屋面的抗风揭性能的目的。

2 实验概况

2.1 试件设计

实验选取构件的结构构造完全按照体育场屋面工程实际施工工艺1:1制作。该区域的单元屋面板均为三角形，为了更加真实的反映受力情况，实验构件造型也选择三角形。实验构件与图2 体育场平面图红色部分的结构构造完全相同。

屋面板采用3 mm 铝单板，檩条龙骨钢架采用50 mm×50 mm×3.75 mm 的热浸镀锌方管，龙骨架采用焊接的方式进行连接，并在焊接后对焊缝进行喷漆处理，铝板与檩条龙骨架之间采用角码和自攻螺丝连接，铝板背面的加强肋样式为c 型铝条，用种钉和螺帽固定。以实验构件的3 个顶点作为支撑点，焊接镀锌方管作为支撑立柱，实验构体整体面积约3.5 m2，单块铝板面积约为0.85 m（2单块设计见图3（b）且四块板尺寸相同，图4为实验构件）。

图3 实验构件尺寸示意图

图4 实验构件成品

2.2 理论计算

2.2.1 风荷载计算

根据《建筑荷载规范》GB50009-2012,计算ωk=βgzμslμzω0，其中：ωk表示风荷载标准值（kN/m2）；βgz为B类，采用线性插值法，高度31.8 m 处的阵风系数取1.5864；μsl表示风荷载局部体形系数。该建筑呈环形切割钻石敞口状，规范中没有此类形状的风荷载体型系数的规定，所以在荷载计算时，根据《天长市全民健身中心——体育场风洞动态测压试验报告》确定最不利体型系数μsl为-1.32、2.2，μz采用线性插值法，取1.4134，ω0基本风压（kN/m2）（本实验取100年重现期0.45 kN/m2），这里

2.2.2 面板理论位移计算

根据《JGJ255-2012 采光顶与金属屋面技术规程》要求规范中方法是采用几何非线性的有限元方法对单层三角形金属平板每区格的跨中挠度进行计算：

其中：df—荷载标准组合值作用下挠度最大值；μ—挠度系数，取0.4；qk—垂直于面板荷载标准组合值；lx—铝单板区间边长；t—板的厚度；D—板的弯曲刚度；ν—泊松比，取0.3；E—弹性模量；η—折减系数，取0.4。

将2.2.1 中100%正、负向风荷载标准值带入2.2.2 公式，得出铝单板在该工况作用下位移值29.85 mm、17.91 mm。

2.2.3 有限元模拟

屋面板的模拟位移值需要借助SAP2000软件进行相应的计算。在建模过程中，将实验构件的三个支撑点定为铰接支座；在铝板和龙骨架连接处释放所有约束的自由度，龙骨架和铝单板做为一个整体共同工作。建模时将板厚设置为3 mm，将龙骨架的截面设置为50 mm×50 mm×3.75 mm的方管（暂不考虑加强肋的设置），并将各个边按间距350 mm 等分；建模完毕后，分别施加2.2.1 中相应均布荷载。（位移云图见图5。模拟位移见表1，模拟节点位置见图3（a）红色数字。）

表1 100%风荷载作用模拟位移值

图5 位移云图

在100%正、负向风荷载作用下，板位移最大值处于实验构件中间位置，最大值44.5 mm、31.1 mm，龙骨位移最大位置处于三角形最长边的中间位置，最大位移43.1 mm、32.5 mm。

2.3 实验简述

该项目结构造型复杂，大跨度敞口式屋面不可能只受到单一方向的正向风荷载或负向风荷载，而屋面以负向风荷载为主。因此在加载时，先在屋面正面逐级均匀地堆加沙袋（每袋沙袋为10 kg），以此来模拟正向风荷载；正向风荷载施加完毕后静置10 min后，卸载并将整个实验构件翻转过来，此时实验构件的放置与工程实际的构造相反，即屋面板在下，檩条龙骨钢架在上，将沙袋均匀地堆积在屋面板反面，以此来检测在极端状况下，屋面板的抗风揭能力。

本实验采用分级加载的方式进行加载。为了尽可能真实的模拟风荷载，在实验过程中需要尽可能的保证沙袋均匀地堆加在面板上，同时在实验构件下方需预垫支一个支撑物，防止倾覆，见图6。

图6 沙袋堆载图

第一组实验在施加正向风荷载时，将施加的荷载分为10%、30%、60%、90%、100%、120%（正向风荷载施加至30%时，表面铺满），施加负向风荷载时，将施加的荷载分为20%、40%、60%、80%、100%、120%（负向风荷载施加至40%时，表面铺满）。每级荷载施加完毕后需静置10 分钟，并记录当前位移值。

第二组实验的正负向风荷载加载方式与第一组实验相同。

但考虑到还需检测该构件的极限抗风揭性能，第二组实验在施加至标准值的120%后，在该组实验基础上，继续按150%、180%、200%来堆加沙袋，当构件出现破坏现象时，将不再继续施加荷载，即停止该组实验的荷载施加。

2.4 设备选用及测点布置

实验采用DH3818Y 静态应变测试仪采集实验过程中的数据，自复位式弹簧位移传感器进行位移监测，为了提高位移计在测量时的精确度，在凹凸不平的位置铺设了强度较大的钢片，保证构件和位移计处于水平位置，提高测量精度,见图7所示。

图7 实验设备图

第一组实验将位移计布置在三个铝单板的中心位置，监测单块面板的挠度变形。

第二组实验将位移计布置在实验构件的中心位置，中间位置的龙骨架檩条的中心及三角形龙骨架檩条最长边的中心位置，监测龙骨和构件中心部位铝单板的挠度变形。（位移计布设位置和布设方式见图8）

图8 测点布设图

3 实验结果和对比分析

3.1 面板分析

3.1.1 正风向荷载阶段

（1）在正向加载至120%时，面板仍处于弹性变形阶段。第一组实验在100%正向风荷载作用下（详细位移结果见表2、表3），铝单板最大位移29.4 mm，平均位移27.93 mm，理论计算位移为29.85 mm，二者相差6.4%；在120%时，最大位移为33.9 mm，平均位移32.13 mm；图9、图10 曲线在最后100%至120%阶段的斜率没有出现明显的转折变化。根据表2、表3 所示，在100%正向风荷载作用下，板位移值均在30 mm以内。

表2 第一组正向风荷载作用下位移值

表3 第二组正向风荷载作用下位移值

图9 第一组正向风荷载位移图

图10 第二组正向风荷载位移图

（2）图9、图10 位移曲线虽有“阶梯”现象，但面板仍处于弹性变形阶段。在表2 当荷载等级从0 加载至10%、90%加载至100%时，两个阶段的荷载变化量仅为10%，屋面板的平均位移变化量为0.53 mm、0.16 mm，因此图9 中该阶段的位移曲线图有“阶梯”部分；当荷载等级从30%加载至60%时，此阶段的屋面板平均位移变化量为3.96 mm，当荷载等级从60%加载至90%时，此阶段的屋面板平均位移变化量为12.8 mm，这两个阶段的荷载变化量相同，但是板的平均变化量不同，此时为正向风荷载的90%，结合铝板的材料力学性能，未达到铝单板的屈服应力，屋面板还具有较大弹性，处于弹性阶段，可承载较大的荷载；同时，屋面板底部配有两根加强肋板，进一步增强了屋面板抵抗正向风荷载的能力。在该工况下，工程设计的安全度是可靠的。

3.1.2 负风向荷载阶段

（1）在120%负向风荷载作用下，屋面板处于弹性阶段。结合图11、图12 曲线整体趋势，第一组和第二组实验在施加到120%负向风荷载过程中，位移变化曲线整体近似呈直线形，表明此时还未达到实验构件的极限承载力。

图11 第一组负向风荷载位移图

图12 第二组负向风荷载位移图

（2）在120%负向风荷载作用下工程结构是安全的，变形使用功能满足规范要求。第一组实验中3个测点与平均值差距不超过3.63 mm，3 个板测点最大位移29 mm，平均位移25.37 mm（详细位移结果见表4），小于《JGJ255-2012采光顶与金属屋面技术规程》中所规定的L/60（该构件的面板极限值为32.69 mm，其中L为跨距），工程设计是满足要求的。节点位置的焊缝完好无损，连接屋面铝板和檩条龙骨架的螺丝此时没有被拉坏。

表4 第一组负向风荷载作用下位移值

（3）负向风荷载超过150%后，屋面板系统开始进入破坏阶段。荷载等级从150%加载至180%的过程中，图12位移曲线在该阶段出现转折，斜率从13.43增长至29.57（详细位移结果见表5）；整个实验构件开始发出“咔咔”的响声，表明构件此时已进入破坏阶段，此时屋面结构虽未破坏，但是屋面的使用功能已遭到破坏。在180%风荷载作用下，中间铝板的位移（5 号测点）达到39 mm，已超过构件的面板极限值L/60。

表5 第二组负向风荷载作用下位移值

3.2 龙骨、自攻螺丝分析

（1）在超过150%负向风荷载作用下，龙骨进入破坏阶段。第二组实验的负向风荷载阶段，由于整个构件处于倒置状态，此时铝单板将所有受到的荷载通过螺丝传递给龙骨架，当负压的荷载等级加载至150%时，连接铝板的螺丝还未破坏，檩条还没有出现明显的挠度变形，此时屋面铝板的位移值为29.3 mm，尚处于安全范围内。加载至180%时，最长的檩条龙骨钢架出现明显的挠度变形，竖向位移已经达到38.2 mm。

（2）自攻螺丝和角码是控制面板和龙骨共同变形的关键。荷载卸载完毕后，铝板和檩条龙骨架之间已有被拉开的迹象，二者不再紧密贴合；同时部分角码和螺丝固定的连接点也有被拉开的迹象，但是各个螺丝、角码并未破坏，未出现脱落、破损的现象。（角码配置见图3b）

自攻螺丝的直径为4.8 mm，间距350 mm，单块铝板有13 个螺丝。当荷载等级加载至180%时，此时风荷载约为2.4 kN/m2，经计算

此状态下单个螺丝承受的剪力

结合该状态下螺丝的工作状态和变形情况，自攻螺丝的设计是安全的。