烏魯木齊機場直立鎖邊屋面動態抗風揭試驗研究①

趙銳， 馮志良， 楊向陽， 馮磊

1.新疆大學 建筑工程學院，烏魯木齊 830017；2.新疆建筑結構與抗震重點實驗室，烏魯木齊 830017；3.中建三局集團有限公司，烏魯木齊 830011；4.中建新疆建工(集團)有限公司，烏魯木齊 830011

金屬屋面于20世紀80年代自歐洲引入我國以來, 已經發展了近40年.進入21世紀后, 隨著我國經濟飛速發展和人民生活水平提高, 越來越多的公共建筑采取大跨度空間結構這一外形優美的結構形式, 而金屬屋面由于質輕、易于加工以及外形優美等特點被廣泛用作該類建筑的屋頂面材.在各種形式的金屬屋面中, 直立鎖邊金屬屋面由于較好的防水性、抗腐蝕性和可以自由釋放溫度應力等特性 在近些年的工程中得到了非常廣泛的應用[1].

大跨度直立鎖邊金屬屋面由于自重輕、跨度大以及自振周期長等特點是建筑圍護結構中最容易受到大風影響的構件[2].近年來國內直立鎖邊屋面風揭破壞頻發, 北京T3機場航站樓在2010～2012年的兩年時間中發生了3次風揭破壞, 破壞時的風荷載均未達設計荷載; 武漢天河機場二期工程于 2007 年在11級大風作用下屋面被掀起導致破壞, 而工程按照設計可抗12級大風[3], 除了上述的典型事故外, 有統計顯示自21世紀以來, 我國每年都會有大型建筑的金屬屋面發生風致破壞[4].

風災事故成因調查表明當高強度的大風吹過建筑物時, 由于建筑物的阻擋, 風的流向將會改變, 從而在建筑物表面產生復雜的渦流, 而這種渦流將會對建筑物表面產生持續并且高動態的風吸力, 最終導致屋面損壞.由于風災事故頻發, 目前國內已有許多學者對直立鎖邊屋面參數與抗風揭性能之間的關系進行了較為詳細的研究: 于敬海等[3]和秦國鵬等[5]針對直立鎖邊屋面進行了靜力試驗, 試驗結果指出屋面板和T型梅花支座之間的鎖縫是屋面的薄弱部位; 劉軍進等[6]對直立鎖邊屋面進行了靜態加載試驗, 研究了屋面參數對屋面抗風能力的影響, 該研究指出所有試件的破壞均是由于鎖邊咬合處脫開造成的, 鎖邊咬合處初始縫隙缺陷會顯著降低直立鎖邊金屬屋面的抗風揭能力.陳玉[7]通過數值模擬研究了屋面參數對帶抗風夾直立鎖邊屋面抗風承載能力的影響, 確定了屋面系統的主要破壞形式和破壞準則, 得出了帶抗風夾直立鎖邊屋面極限承載能力公式.除此之外, 許多學者利用風洞、風墻、壓力加載裝置等儀器, 研究了直立鎖邊屋面在風荷載作用下的抗風性能, 并提出改進屋面系統抗風性能的建議[8-15].目前關于屋面靜態極限承載能力與屋面參數之間的關系已研究得較為透徹, 但屋面動態抗風揭性能與屋面參數之間的關系還不明確.

新疆氣候條件特殊[16-17], “三山夾二盆”的地形地貌造就了新疆多處是“風口”, 每年11月至次年5月, 風多、風急便成了新疆區別于其他省(市、自治區)的一大顯著特點.烏魯木齊臨近達坂城風區, 最大風速55年平均值為18.2 m/s, 屬暴風.在此背景下, 本研究以新疆烏魯木齊機場T4航站樓改擴建工程為背景, 通過動態抗風揭試驗研究屋面參數與屋面抗風性能之間的關系, 為該工程設計提供了試驗依據.

1 工程概況

烏魯木齊國際機場北區改擴建工程航站樓(本文簡稱“航站樓”)是一座超大型大跨屋蓋結構, 包括主樓、換乘中心、指廊、車庫等.航站樓如圖1所示, 為烏魯木齊經濟規劃中重要的交通樞紐, 人流密集, 公眾關注度高, 安全等級為一級; 該工程所處的地理環境特殊, 而近年來因氣候變化造成極端氣候事件發生的頻率增加, 最大風速常超過百年一遇.航站樓最高點處高度約55 m, 平面橫向最大寬度約為835 m, 縱向最大長度約為762 m, 屬于典型的大跨度結構.主樓樓面面積約12.7萬m2, 南、北指廊樓面積約2.7萬m2, 中指廊樓面積1.5萬m2, 屋面總面積約19.6萬m2.所有屋面均采用直立鎖邊鍍鋁鋅鋼屋面作為屋面系統, 結構詳圖見圖2.

圖1 航站樓屋面鳥瞰圖

圖2 直立鎖邊結構示意圖

2 試驗風壓的確定

2.1 動態加載方案的對比

當開展直立鎖邊屋面動態抗風揭試驗時, 采用不同的動態加載方案將會導致試驗結果有相當大的差異, 為了保證試驗結果能夠盡可能準確模擬建筑物在臺風作用下的實際受力情況, 選擇加載方案時, 需要詳細對比國內外各類抗風揭試驗方案的異同和優劣.

目前國際上較為主流的抗風揭試驗方案有3類, 分別是美國ANSI/FM 4474試驗方案、歐洲ETAG 006試驗方案以及加拿大CSA A123.21試驗方案, 除此之外, 國內雖然在直立鎖邊屋面性能上的研究起步較晚, 但也提出了中國JGJ 252試驗方案.

具體來說, 美國ANSI/FM 4474方案采用尺寸為寬3.7 m、長7.3 m的標準試樣進行靜態加載試驗, 每級荷載梯度為0.7 kPa, 持續時間為60 s, 逐級加載直至屋面破壞.歐洲ETAG 006規范采用壓力箱進行動態氣壓加載, 并規定固定件由至少每排5個總共3排構成或者每排4個總共4排構成.ETAG 006方案實驗的起始荷載值最大為300 N, 此后以100 N作為荷載梯度逐級加載直到屋面板破壞, 由此確定屋面板的最大承載力.隨后以該荷載值作為最大風荷載標準值, 從40%的風壓開始循環加載, 循環次數為500次, 之后提升風壓至60%, 循環200次, 如此重復直至屋面破壞或全部循環結束.每一次循環的持續時間為10 s, 升壓2 s, 持續施加壓力2 s, 隨后緩慢降壓6 s.中國JGJ252方案在密閉壓力箱中進行, 采用動態加載結合靜態加載的方式.壓力箱長寬的為3.05 m, 壓力等級分為15級, 交替施加動態壓力和靜態壓力.

以上3種方案均存在一些問題.對于美國ANSI/FM 4474試驗方案來說, 雖然有逐級加載的過程, 但本質上其加載是一個準靜態的過程, 和實際的動態循環作用差距極大; 對于歐洲ETAG 006試驗方案來說, 該方案通過靜態加載確定屋面破壞荷載值, 之后以此荷載值作為最大荷載進行等比例的逐級加載, 但由于屋面受到脈動風的作用, 屋面的實際破壞值并不是靜態風荷載作用下的荷載值, 而且該循環加載方案的加載序列也并不能反映實際臺風在屋面的作用.中國的JGJ 252方案提出時間不長, 其靜態荷載與動態荷載相結合的加載方式的準確性還有待驗證.

本次試驗采用加拿大CSA A123.21-04動態循環加載方案[18].該方案是國外較為主流的動態循環加載方案, 其特點在于荷載循環序列是由全球各地氣象臺所記錄的臺風時程數據, 通過雨流計數法統計而來, 可以最大程度模擬臺風的脈動風作用, 其序列由8組循環荷載組成, 每一次循環加載時間為10 s, 共進行5 000次循環.該方案建議的循環荷載組見圖3.

圖3 動態試驗加載程序

對于此方案來說, 需要確定屋面的最大風荷載才可確定每一組循環所對應的風荷載大小, 而現行荷載設計規范[19]中給出的風荷載計算公式為:

ωk=βzμzμsω0

(1)

式中:βz為高度z處的風振系數;μz為風壓高度變化系數;μs為風荷載體形系數;ω0為基本風壓.公式中的風振系數βz與風壓高度變化系數μz可以直接由規范取得, 但對于形狀不規則的大跨度屋面結構來說, 風荷載體形系數μs無法直接由規范或計算得到, 現行的基本風壓ω0的選取也不滿足動態抗風揭試驗的要求, 因此加拿大CSA A123.21-04動態循環加載方案需要先對屋面進行縮尺風洞試驗來確定屋面的最大負風壓從而確定動態抗風揭試驗的風荷載[1], 這導致CSA A123.21-04方案成本高, 試驗周期長, 但也是上述方案中最準確最貼合實際的加載方案.

2.2 風洞試驗概況

本工程剛性模型風洞試驗在同濟大學TJ-3大氣邊界層風洞展開, 試驗中的基本風壓取0.4,0.6,0.7 kPa 3類, 分別對應10,50,100年的重現期.航站樓剛性縮尺模型見圖4, 縮尺模型采用有機玻璃板和ABS板制成, 有足夠的強度和剛度, 在實驗風速下不會發生變形, 并且不出現明顯的振動現象, 以保證壓力測量的精度.考慮到實際建筑物和周邊建筑情況, 其幾何縮尺比例取1∶200.模型與實物在外形上保持幾何相似.風洞試驗時間縮減比例為1∶41.5以及1∶38.4(對應50年及100年重現期), 風速縮尺比例為1∶4.82以及1∶5.21(對應50年及100年重現期).風洞測壓試驗的參考點風速為 11.0 m/s.屋面總共布置測點數為3 483個, 分塊編號1-64.考慮到建筑部分位置有內、外(上、下)兩面受風的情況, 在該部位每個測點位置需布置 1 對測點, 每對測點包括外、內(上、下)表面兩個測壓孔, 以同時測量該點處內、外(上、下)表面的壓力, 而該測點最終的壓力為內、外(上、下)表面壓力之差.

圖4 縮尺剛性模型

風場按照文獻[20]提供的方法進行模擬, 在風洞中模擬大氣邊界層風場是建筑模型風洞試驗的重要內容.根據機場航站樓數公里范圍內的建筑環境, 確定本試驗的大氣邊界層流場模擬為B類地貌風場, 風場定義見我國建筑結構荷載規范[19].以1∶200的幾何縮尺比模擬了風場(圖5).同時模擬了位于周邊的主要建筑.試驗時將測試模型放置在轉盤中心, 通過旋轉轉盤模擬不同風向.風向角以風從北偏西的方向吹來為0°風向角, 每15°取一個風向角, 共有24個試驗工況.方位及風向角見圖5.

圖5 風向示意

圖6 TZ-1在5.8 kPa風壓作用下破壞

圖7 TZ-2在5.9 kPa風壓作用下破壞

圖8 TZ-3發生撕裂破壞

測壓信號采樣頻率約為312.5 Hz, 每個測壓孔采樣樣本總長度為9 000個數據.根據相似比, 對應于實際采樣時間約為1 106 s(100年重現期).試驗中, 對每個測壓孔在每個風向角下都記錄了9 000個數據的風壓時域信號, 加上所采集的參考點總壓和靜壓的數據, 共記錄了約7.52億個數據.

為消除風壓信號經過測壓系統后的畸變影響, 利用測壓管路系統的傳遞函數對試驗采集的風壓數據進行了修正.

2.3 動態實驗風荷載目標值

在進行建筑結構設計時, 一般是以10 min的平均風速下的風壓值再考慮放大系數(規范中定義的風振系數)作為風荷載值.其計算公式為:

(2)

或者根據建筑物體形系數以及所在地區的基本風壓, 按照(1)式進行計算.(2)式可以定義不同統計時間的平均風速下的風荷載值, 更為準確, 因此本研究采用(2)式進行計算.

(2)式中i為統計風速的時間長度, 當取10 min時,i值為10.Cpmean, i為i分鐘內的風壓系數平均值, 由于風壓是隨機變量, 因此為了獲得平均風壓系數, 需要對數據進行統計分析.其值由風壓系數極大值Cpmax和風壓極小值Cpmin來確定:

Cpmax=Cpmean+kCprms

Cpmin=Cpmean-kCprms

(3)

式中:k為峰值因子, 取值范圍為2.5～4, 本次試驗取k=3.5[21],Cprms為物體表面無量綱的系數, 表示為:

(4)

式中:pn為作用在測點n處的壓力,p0和p∞分別為試驗參考高度處的總壓和靜壓.CpScale是將風洞測得的風壓系數換算到以梯度高度風壓為參考風壓的換算因子.

目前國內規范規定取10 min的最大平均風速作為平均風壓的計算風速值, 而美國規范則取3 s內的最大平均風速作為平均風壓計算風速值[22], 這一差別將導致風壓幅值相差達到一倍以上, 由于中美直立鎖邊結構的差異及兩國的氣象差異, 本試驗采用國內規范所確定的10 min內的最大平均風速作為平均風壓計算值.經由對數據的統計與計算, 在50年重現期下, 航站樓最不利風向角為90°, 并將航站樓前10個最不利負壓值列于表1中, 由表及測點圖可知在50年重現期下風向角為90°時, 航站樓最大負風壓為-5.97 kPa, 出現在航站樓左側邊緣懸挑位置處(08-52號測點); 右側邊緣懸挑(16-42～16-44號測點)也出現了與最不利極值風壓接近的不利風壓.這也符合近幾年來直立鎖邊結構風災調查的結果.

表1 屋面測點最不利負壓值

3 動態抗風揭試驗概況

3.1 試驗裝置及設計

本次試驗在中冶檢測維護實驗室展開, 加載裝置由封閉壓力箱、風機管道和離心風機組成, 可以滿足本次試驗的要求.本次試驗共設計了6組屋面試件, 試件基本參數見表2.試驗設計參數為檁條間距、抗風夾數量和屋面布置.試件的安裝程序: 先將檁條安裝在試驗臺上, 再鋪好薄膜(在鋪設薄膜的過程中確保檁條中間薄膜的松弛余量), 然后將固定支座裝在檁條上, 最后將屋面板依次安裝至試驗臺上.

表2 屋面參數

3.2 試驗材料

鋼材作為一種彈塑性材料, 性能優越, 可加工性強[23-25], 十分適合作為金屬屋面的面材.本次試驗的直立鎖邊金屬屋面采用的是鍍鋅鋁鋼板, 屈服強度≥380 MPa; 每片屋面板有效寬度為420 mm, 有效高度為92 mm, 屋面板厚度為0.8 mm.固定支座采用鋁合金擠壓成型專用固定支座.對每個T型支座固定支座用4顆204不銹鋼加合金鉆頭復合自攻螺釘.檁條采用鍍鋅方管.

4 動態試驗結果及破壞現象

4.1 試件TZ-1試驗現象

試件TZ-1抗風壓設計值為4.9 kPa, 以此作為初始荷載值進行動態抗風揭試驗.加壓過程中, 屋面板鼓起, 經歷5 000次動態循環加載后, 鎖邊處未出現脫扣破壞, 屋面板未出現永久變形滿足設計要求.隨后將初始荷載值以0.7 kPa作為壓力梯度進行增加, 在向6.3 kPa加壓過程中, 當壓力達到5.8 kPa時屋面板與T 型碼處鎖縫脫扣, 屋面板發生破壞試驗結束.

4.2 試件TZ-2試驗現象

試件TZ-2試件抗壓設計值為4.9 kPa, 以此作為初始荷載值進行動態抗風揭試驗.相比于上一試件, TZ-2試件檁條間距更小, 因此順利通過了動態抗風揭試驗, 設計滿足使用需求.隨后增加初始壓力進行試驗, 在向6.3 kPa加壓的過程中, 當壓力值達到5.9 kPa時, 屋面板出現脫扣破壞.

4.3 試件TZ-3試驗現象

試件TZ-3相比于上兩個試件檁條間距更小且增設了抗風夾.其設計抗壓值為-5.9 kPa, 以此作為初始荷載值進行動態抗風揭試驗.在加載過程中, 屋面隆起, 鎖邊部位與抗風夾未失效; 卸載后, 屋面無永久變形, 滿足設計使用需求.隨后增加初始荷載值繼續試驗, 當增加壓力值達到8.4 kPa時, 屋面板出現撕裂破壞, 屋面失效.

4.4 試件TZ-4、TZ-5和TZ-6試驗現象

試件TZ-4相比于TZ-3, 由于有天溝的存在, 屋面板長度更短.其設計抗壓值為5.9 kPa, 以此作為初始荷載值進行動態抗風揭試驗.加載過程中未出現屋面板撕裂或咬合處脫扣, 卸載后屋面板未出現不可恢復變形, 滿足設計需求.

試件TZ-5和TZ-6相比于TZ-3和TZ-4, 屋面支座間距與抗風夾間距更小, TZ-5相比于TZ-2, 單個屋面板長度更短.兩試件設計抗風壓值均為8.8 kPa, 以此作為初始荷載值進行動態抗風壓試驗.加載過程中, 兩試件均未出現屋面板撕裂或咬合處脫扣, 卸載后屋面板均未出現不可恢復變形, 滿足設計要求.

隨后增大初始荷載對TZ-4,TZ-5和TZ-6繼續進行試驗.當壓力值達到11.2 kPa時, 3個式樣均未出現屋面板撕裂或咬合處脫扣.隨后達到儀器最大風荷載加載值, 停止實驗.卸載后屋面板均未出現撕裂及不可恢復變形, 咬合處未見脫扣.

4.5 試驗結果分析

針對烏魯木齊機場直立鎖邊屋面進行了動態抗風揭試驗, 通過設置不同的檁條間距、不同的夾具數量與屋面板長度來測試屋面的動態抗風揭能力.試件TZ-1與TZ-2試件屋面均未鋪設抗風夾, 其主要破壞形式是屋面板與支座咬合處在動態風荷載作用下出現脫扣, 隨后屋面板被大范圍地掀起.雖然TZ-2相比TZ-1檁條間距更小, 但最終的極限承載能力接近, 增加支座數量對提升動態抗風承載能力貢獻較小; 就破壞形式來說, TZ-1屋面板出現大范圍失效, TZ-2局部出現脫扣, 更多的支座可以一定程度上防止屋面出現大面積脫扣破壞.

TZ-3與TZ-4相比, 其差別在于由于有天溝的存在, 兩屋面板長度不同.TZ-3屋面長度為7.73 m, 最終的破壞荷載為8.4 kPa, 破壞形式為屋面板與抗風夾接觸位置出現撕裂破壞; TZ-4屋面板長度3.16 m, 最終加載至設備極限荷載值11.2 kPa時也未出現破壞.相比于未鋪設抗風夾屋面出現脫扣破壞, 當屋面增設抗風夾具, 咬合處的承載能力大大加強, 屋面破壞的控制因素由咬合處強度轉變為屋面板強度; 屋面板與抗風夾接觸位置由于風荷載的循環作用, 導致接觸位置的應力遠大于板面其余位置, 同時由于循環作用導致屋面疲勞損傷的累積將會導致屋面板強度下降從而導致屋面板與抗風夾接觸位置產生撕裂破壞.TZ-4與TZ-3屋面布置雖然相同, 但是屋面板長度不同, 這導致在同樣的風荷載循環下, 屋面板的拱起高度更小, 抗風夾與屋面的接觸應力更小, 疲勞損傷累計更少, 從而承載能力更強.TZ-5相比TZ-3, 屋面板長度相同, 但屋面抗風夾具數量更多, 同等荷載條件下, 屋面板與抗風夾接觸位置的應力更小, 從而提升了屋面板的承載能力.

5 結論

針對烏魯木齊北區擴建工程直立鎖邊屋面進行了動態抗風揭試驗, 得到如下結論.

1)在動態加載下, 增加檁條間距并不能顯著的增強屋面的承載能力, 但檁條增多可以一定程度上防止屋面出現“多米諾骨牌式”的大面積風揭破壞.

2)未鋪設抗風夾的屋面在動態荷載作用下出現脫扣破壞; 鋪設抗風夾屋面在動態荷載作用下出現屋面板與抗風夾接觸位置的撕裂破壞.動態循環作用下, 屋面板由于抗風夾與屋面板接觸位置的應力較大, 且屋面板由于循環作用出現材料疲勞損傷導致強度下降, 將導致抗風夾與屋面板接觸位置成為薄弱點.

3)同樣的屋面布置下, 長度更短的屋面承載能力更強.這是由于在同樣大小循環荷載作用下, 屋面跨中的隆起更小, 屋面的疲勞損傷累積更小, 屋面板的強度降低更小, 從而承載能力更高.

4)增加抗風夾的數量可以提升屋面的動態承載能力.在同樣的屋面長度與循環風荷載作用的條件下, 雖然屋面板的損傷較為接近, 但更多的抗風夾會導致抗風夾與屋面板的接觸位置的應力更小, 從而變相提升屋面板的承載能力.