在当前经济高速发展及人民生活需求不断提升的时代背景下，各种体育场馆、会展中心以及大型游乐场馆等的新建或改建工程方兴未艾。铝镁锰直立锁边金属屋面系统因其新颖美观、轻巧灵活的特点，在许多新建的体育场馆、火车站等公共建筑的屋面围护系统中得到了广泛的推广应用，具有良好的发展前景。

经久耐用、经济环保的铝合金是当前建筑行业使用最多的材料之一，为现代建筑的可持续发展奠定了坚实基础。直立锁边金属屋面系统由铝镁锰板组成，作为铝合金材料的一种，铝镁锰合金不仅性价比高、强度可靠，还具有良好的耐久性和延性，便于弯折和焊接，因而适用于扎压、屋面卷边等加工处理过程。

目前，国内外对直立锁边金属屋面系统进行了大量关于隔音、保温、防水等方面的相关研究。对于力学性能方面，主要通过抗风揭破坏试验和有限元数值模拟的方式来完成试验和理论研究，但大多都集中于屋面体系的选择、屋面整体刚度及强度破坏，而金属屋面板的板肋和铝合金支座之间的锁边咬合构造处的破坏研究相对较少。国内将直立锁边金属屋面系统引进后，对其传力原理和受力性能方面的研究尚未成熟，不利于此类屋面体系的推广应用。直立锁边金属屋面系统涉及的问题具有综合性、复杂性，需要大量科研工作予以解决。基于以上问题，本文对直立锁边金属屋面卷边咬合处展开针对性的相关研究，得到金属屋面抗风失效模式及其破坏原理，为工程设计提供参考。

直立锁边铝镁锰合金金属屋面系统由经特别设计后呈相互咬合的金属件组成核心部分的直立锁边板型构造(图1a)，这种设计多用于自支承式大跨度密合安装体系。直立锁边金属屋面系统相邻的屋面板通过铝合金支座来连接和固定，板块间通过直立锁边的构造相互咬合，且能通过机械自动咬合，形成可靠、紧密的连接(图1b)。板型的弯折槽构造能使屋面板块纵向滑动，不仅能释放板材热胀冷缩带来的温度应力，又兼具防水效果。铝镁锰金属屋面板系统的构造及安装后效果如图1c、1d所示。

a—铝镁锰金属屋面板示意；b—直立锁边金属屋面节点构造；c—铝镁锰金属屋面板系统构造；d—铝镁锰金属屋面安装后效果。

图1 铝镁锰金属屋面示意

铝镁锰直立锁边金属屋面系统的构造较为复杂，由铝镁锰合金屋面板、铝合金固定支座、钢檩条、压型底板以及用于保温、隔音、防水的填充材料组成。在风吸作用下，屋面系统的不同组成部分共同抵御外荷载：最顶层的屋面板首先向上变形，将上升力通过锁边咬合构造传给支座，支座再将荷载由自攻螺钉传至檩条，最后再分配给主体结构。传力顺序为风吸荷载→屋面板→固定支座→自攻螺钉→檩条→主体结构(图2)。

图2 直立锁边型金属板屋面系统传力途径

利用非线性有限元软件MIDAS FEA，模拟该屋面系统受风荷载作用下的破坏全过程，对直立锁边金属屋面系统的抗风性能进行研究。结合国内对金属屋面系统抗风揭破坏性能所做的研究，分析了金属屋面系统在风吸力作用下的破坏原理，指出现有加固措施的不足之处，并针对性地提出工程设计建议，为屋面系统的设计提供参考依据，使直立锁边金属屋面的耐久性、安全性得到进一步提升。

直立锁边分析模型采用65-420系列(图3)，截面尺寸：整体板面宽度为420 mm，檩条间距1 500 mm，大耳边卷肋高65 mm，小耳边卷肋高为63 mm，板厚0.9 mm。建模时，由关键点的坐标信息，建立屋面板横截面的关键曲线，再将曲线沿屋面纵向延伸，得到屋面板的空间壳模型，最后经复制、拖拽操作得到三块屋面板相互咬合的空间几何模型。

图3 直立锁边65-420系列屋面板

为了提高计算效率，根据计算精度要求调整不同部位的网格尺寸。单元选取方面：屋面板采用二维平面单元，最大网格边长为22 mm；金属支座采用三维实体单元，最大网格边长为5 mm；檩条采用三维实体单元，最大网格边长为40 mm，有限元模型网格划分最大纵横比为4，满足要求。直立锁边屋面板构造详图及有限元计算模型如图4所示，直立锁边支座构造如图5所示。

a—斜侧图；b—左视图。图4 直立锁边65-420系列屋面板有限元分析模型

a—支座锁边尺寸；b—支座网格划分。

图5 直立锁边支座构造

直立锁边型屋面系统中屋面板采用氟碳涂层铝镁锰金属材料(3004H24)，金属支座由铝合金材料制成，本文有限元模型中的金属材料采用双线性等向强化本构关系。材料参数设置如表1所列。

表1 屋面各部分材料属性

根据直立锁边卷边节点处强度试验相关资料，直立锁边屋面系统最常见的破坏模式为脱扣，即破坏屋面板在锁缝处与支座脱开，破坏时大耳边和小耳边在平面内一致变形，基本没有相对位移。在实际使用时，直立锁边屋面系统相邻板材之间的卷肋连接处经机械咬合，始终保持紧密的接触关系。因此，建立有限元模型进行数值模拟时，直接耦合相邻屋面板在卷肋接触处的平动自由度。而对于屋面板卷肋与铝合金直立支座的连接，在实际工程中属于半刚性的接触状态。有限元分析时，接触单元涉及繁杂的计算参数，且这些参数的取值需通过试验加以确定，将耗费较高的试验和计算成本。因此，本文在有限元分析时，通过弹簧连接对屋面板和支座的接触关系进行简化，连接弹簧的刚度取20 kN/m。

在强风作用下，固定支座与檩条能通过螺钉形成可靠连接，两者不会首先分离。因此，计算时，通过耦合铝合金支座与檩条对应位置处的位移以模拟螺钉连接。为了保证风荷载在屋面系统各组成构件中得到合理的传递及分配，确保檩条能把所承担的荷载传给结构钢梁，在实际工程设计时，将实腹式檩条按简支梁设计，因此模拟时在檩条的两端施加铰接约束。计算时，在屋面板的竖向板肋及平板处施加满布均匀荷载，如图6所示，以模拟风荷载作用下屋面板的失效过程。

图6 直立锁边屋面系统加载

在对屋面板进行有限元分析计算时，模拟风揭试验中逐级加载的方式将等效风荷载施加到屋面板上。试验时直立锁边金属屋面系统屋面板在风荷载为3 kN/m2时达到极限承载力，因此在进行数值模拟计算时，分别在屋面板平板及竖向板肋上施加满布均匀荷载2 kN/m2和5 kN/m2，分析不同荷载下屋面板的受力及变形情况。不同位置节点处的Mises应力云图如图7、图8所示。

图7 2 kN/m2均布荷载作用下板Mises应力云图 MPa

图8 5 kN/m2均布荷载作用下板Mises应力云图 MPa

在2 kN/m2均布荷载作用下，支座与金属卷边相连接的部位由于相互的挤压和滑移，局部应力较大，达到220 MPa；但是此时板面中部位置还停留在比较低的应力水平。

由整体板面的应力分布云图可以看到，在5 kN/m2的均布荷载作用下，屋面板跨中大部分以及支座附近的区域应力已经达到屈服强度。

在2 kN/m2的均布荷载作用下，屋面板整体板面竖向挠度分布如图9所示。屋面板跨中位置的最大竖向挠度值为48.178 mm，挠度数值较大，需考虑其对整体屋面系统使用状态的影响。由于屋面板在荷载作用下产生竖向变形，引起支座处的横向拉应力，因此相邻屋面板在卷肋咬合连接位置产生横向的相对变形，导致了屋面板卷边处产生开口(图10)。而支座处开口使得两侧板面挠度值大于中间板。

图9 2 kN/m2均布荷载作用下板竖向位移云图 mm

图10 2 kN/m2荷载作用下屋面板支座变形

对屋面板施加5 kN/m2均布压力，取荷载步数为30，考虑材料非线性，对结构进行静力分析。取屋面板模型上右跨板跨中挠度最大的节点逐级加载，观察该节点在荷载加大过程中其应力、竖向位移的变化情况，从而得到屋面板在风荷载作用下的变化规律。

由非线性静力分析结果可知，屋面板跨中位置的竖向挠度明显大于边缘金属卷边处的竖向挠度(图11)，这是因为在金属卷边处直立支座对咬合卷边有约束作用，直立支座下部直接与屋面檩条通过螺钉相连接，限制了支座处的竖向位移。

图11 5 kN/m2均布荷载作用下板竖向位移云图 mm

当荷载数值较小时，两侧屋面板板面并未发生明显的竖向位移，金属面板内部也没有产生明显的横向拉应力；荷载不断增加后，两侧屋面板的竖向位移随之增大，造成相邻屋面板的竖向板肋处产生横向相对变形，屋面板与支座直立锁边处沿着卷边弧面发生滑移，金属支座与卷肋之间有相互脱离的趋势(图12)。

图12 5 kN/m2荷载作用下屋面板支座变形

随着两侧屋面板跨中位置竖向挠度的增大，屋面板竖向卷肋持续向两边扩张，铝合金支座与金属卷边之间产生挤压和滑移，最终屋面板与支座脱开，挠度迅速增大。

屋面板跨中位置的荷载-位移曲线整体变化趋势如图13所示。屋面板加载过程主要分为两个阶段：第一阶段，当荷载小于3.75 kN/m2时，跨中挠度随着均布荷载数值的增加而线性增大；这是因为加载初期，屋面金属材料仍处于弹性状态，位移随着外荷载增大呈线性变化趋势，此阶段屋面板的变形由金属板本身的抗弯刚度决定；第二阶段，屋面板挠度随着荷载不断增大，曲线趋于平缓，挠度增长较快，金属板刚度减小；当施加在屋面板上的均布风荷载值为5.0 kN/m2时，板跨中挠度为220 mm，这是因为屋面板已经脱离支座，导致挠度迅速变大，此时过大的挠度对屋面板的正常使用产生了不可恢复的影响。

图13 跨中位置的荷载-位移曲线

通过对以上屋面板在荷载作用下的变形情况加以分析，可知：相邻屋面板在风揭作用下，卷边直肋分别往两边运动，屋面板直立锁边部分与铝合金支座不断摩擦、挤压，随着变形的不断发展，最终脱离支座。屋面板与支座的脱离导致板面荷载传递路径受阻，原本由屋面系统所有构件共同抵抗的风荷载变为屋面板独立承担，此时板跨中部急剧凸起，锁边位置横向扩展，屋面板最先发生破坏，进而导致屋面结构失去承载能力。因此，直立锁边金属屋面系统在风吸力作用下，屋面板卷边与支座处的咬合连接是最先发生破坏的部位，故应予以注意，必要时可采取相应加强措施。

通过对结构的模态分析，得到其前5阶的振型(图14～图18)和周期(表2)。

图14 第1阶振型

图15 第2阶振型

图16 第3阶振型

图17 第4阶振型

图18 第5阶振型

表2 模态分析计算结果

为了研究直立锁边金属屋面系统的抗风性能，建立有限元模型分析计算时，把屋面板所受风荷载经简化后以均布荷载的形式施加，得到了屋面系统在风荷载作用下的受力及变形规律。然而，屋面结构在实际复杂的风荷载作用下，不同区域的屋面板承受的风荷载值并不一致，与有限元模型中按同一数值施加均布荷载的情况差异较大，而计算出屋面板每一处位置的准确风荷载数值代价过高，也不符合实际。因此，为了合理评估屋面结构的抗风承载力，需对屋面不同位置划分风压分区。

选取风洞试验的5个测点数据对结构进行风压时程分析(图19)，5个测点分别为270°风向角G5(1号点)、315°风向角E30(2号点)、270°风向角A44(3号点)、300°风向角A4(4号点)、90°风向角D7(5号点)。将风压时程转化为时间-力函数作用于三角形板各个节点处，分析其在5种时间-力函数作用下的受力及变形。风振时程分析中，风压时程取自某实际屋盖结构的风洞试验数据。结构基本风压为0.5 kPa(50年一遇)，模型比例为1/80，参考高度为40 m，试验风速为6.02 m/s，采样频率为312.5 Hz。

图19 风向角示意

风压时程分析时，取试验数据的前1000步，时间步长为0.04367 s，时间-力函数关系的纵坐标为作用于节点的力，单位为N。270°风向角G5测点的时间-力函数曲线如图20所示。

图20 270°风向角G5测点的时间-力函数曲线

在270°风向角G5测点的时间-力函数关系作用下，直立锁边金属屋面系统的最大位移响应云图和最大应力响应云图如图21、图22所示。

图21 270°风向角G5的最大位移响应 mm

图22 270°风向角G5最大应力响应 MPa

在相应的时间-力函数关系下，得到直立锁边金属屋面锁缝连接处相对位移响应如图23所示。

图23 270°风向角G5锁缝处相对位移响应

采用相同荷载步数和时间步长，分别选取315°风向角E30、270°风向角A44、300°风向角A4、90°风向角D7测点处的时间-力函数关系对屋面板进行风压动力时程分析，得到与各测点对应的锁缝连接处相对位移响应，根据各测点位移响应计算结果得到的结论与270°风向角G5锁缝连接处的相对位移响应基本一致。

由各测点对应的锁缝连接处相对位移响应可以看出：当风吸荷载值较小时，屋面板应力和位移均处于较低水平；随着动力荷载持续施加，结构的变形不断累积，卡口间距不断增大。当风力较大且作用多次后，卡口间距累积变形不断增大，导致卷边直肋与支座咬合的部位开口间距大于支座上方梅花头的宽度，屋面板在直立锁缝处与支座脱离，金属屋面系统失效破坏。直立锁边金属屋面系统风揭破坏的过程如图24所示。

图24 直立锁边金属屋面系统风揭破坏过程

前文已经探明直立锁边金属屋面系统的风揭破坏机制，为提高直立锁边金属屋面系统抗风揭能力，防止局部掀翻，针对不同的工程状况，提出了相应的加强对策。

1)对已建工程，可在风吸力大的局部屋面增设加强夹，即在锁缝连接处的屋面板上增设固定夹具，从而提高屋面板与铝合金支座咬合连接处的抗松性能，进而提高结构的抗风承载力；还可以通过附加设备加压法，即在屋面横向设置固定架和铝挡板，使各屋面板整体连接在一起，这种装置适合用于北方地区建筑物屋面的边缘檐口处，除了提高屋面抗风性能外，还能起到挡雪的作用；此外，还可以通过设置光伏屋面系统达到加固的目的。

2)对在建工程，应增加铝合金固定支座数量，减少支座间距，以分配和削弱各支座承受的风荷载，避免屋面板在支座处过早脱开；此外，可以在金属屋面上增设抗风压条，即采用穿板钉将平行于屋面板纵向的矩形金属板与檩条相连，这样能有效限制屋面板跨中竖向位移，进而减少支座咬合处屋面板金属卷边开口间距，提高屋面系统抗风承载力；另外，也可以在铝合金支座梅花头底部打加强钉，将其穿过屋面板卷边和支座，进一步加强二者之间的连接，提高咬合的紧密程度，同时限制屋面板卷边开口间距的发展，但应注意加强此处穿板钉的防水处理；还可以在屋面周边及薄弱区域设置檩条加密区，并在檩条间设置撑拉杆，保证檩条间相对稳定，减少因大风引起的檩条变形，保证屋面在风压作用下的结构安全。

3)对于待建工程，在设计阶段应从改进屋面板型及固定支座卡口设计等方面来加强屋面板与支座处的咬合连接，使这一薄弱环节的抗风吸承载力满足计算要求。此外，应注意提高直立锁边金属屋面系统的施工工艺，在支座锁缝处做到密实、可靠的咬合连接，进一步保证屋面抗风承载力满足要求。

通过建立直立锁边屋面系统在风吸力作用下的有限元分析模型，计算得到了屋面板跨中挠度、板面应力分布随风荷载变化情况，根据计算结果得出以下几点结论:

1)风吸作用下，屋面板跨中竖向位移远大于支座处，在极限状态下，支座处出现应力集中现象，而整体板面上应力水平较低。故金属卷边和直立支座相互接触的部分是直立锁边屋面系统的薄弱环节，提升卷边锁缝处的咬合连接是保证直立锁边屋面系统抗风承载能力的关键。

2)直立锁边金属屋面系统的抗风性能受施工时锁边咬合连接的质量影响。在实际工程施工时，应保证机械咬合时做屋面板卷边与支座紧密连接，必要时可在屋面板施工现场进行咬合位置处的节点承载力试验。

3)当风荷载值较大、持时较长时，屋面板残余变形会不断累积。在锁缝连接处表现为金属卷边和直立支座横向相对位移不断增大，屋面板金属卷边开口间距接近支座头最大宽度，导致此处的连接失效，进而影响屋面系统整体的抗风承载能力。

4)为提高直立锁边金属屋面系统抗风揭能力，防止局部掀翻，提出了加固建议，为实际工程的设计和施工提供参考。

来源：张士翔, 赖燕德, 李庆祥. 直立锁边金属屋面系统风吸破坏机理研究[J]. 钢结构(中英文)，2020, 35(5): 10-18.

doi: 10.13206/j.gjgS20022301