烏魯木齊機(jī)場(chǎng)直立鎖邊屋面動(dòng)態(tài)抗風(fēng)揭試驗(yàn)研究①

趙銳， 馮志良， 楊向陽(yáng)， 馮磊

1.新疆大學(xué) 建筑工程學(xué)院，烏魯木齊 830017；2.新疆建筑結(jié)構(gòu)與抗震重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，烏魯木齊 830017；3.中建三局集團(tuán)有限公司，烏魯木齊 830011；4.中建新疆建工(集團(tuán))有限公司，烏魯木齊 830011

金屬屋面于20世紀(jì)80年代自歐洲引入我國(guó)以來(lái), 已經(jīng)發(fā)展了近40年.進(jìn)入21世紀(jì)后, 隨著我國(guó)經(jīng)濟(jì)飛速發(fā)展和人民生活水平提高, 越來(lái)越多的公共建筑采取大跨度空間結(jié)構(gòu)這一外形優(yōu)美的結(jié)構(gòu)形式, 而金屬屋面由于質(zhì)輕、易于加工以及外形優(yōu)美等特點(diǎn)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(yīng)力等特性 在近些年的工程中得到了非常廣泛的應(yīng)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(zhǎng)等特點(diǎn)是建筑圍護(hù)結(jié)構(gòu)中最容易受到大風(fēng)影響的構(gòu)件[2].近年來(lái)國(guó)內(nèi)直立鎖邊屋面風(fēng)揭破壞頻發(fā), 北京T3機(jī)場(chǎng)航站樓在2010～2012年的兩年時(shí)間中發(fā)生了3次風(fēng)揭破壞, 破壞時(shí)的風(fēng)荷載均未達(dá)設(shè)計(jì)荷載; 武漢天河機(jī)場(chǎng)二期工程于 2007 年在11級(jí)大風(fēng)作用下屋面被掀起導(dǎo)致破壞, 而工程按照設(shè)計(jì)可抗12級(jí)大風(fēng)[3], 除了上述的典型事故外, 有統(tǒng)計(jì)顯示自21世紀(jì)以來(lái), 我國(guó)每年都會(huì)有大型建筑的金屬屋面發(fā)生風(fēng)致破壞[4].

風(fēng)災(zāi)事故成因調(diào)查表明當(dāng)高強(qiáng)度的大風(fēng)吹過(guò)建筑物時(shí), 由于建筑物的阻擋, 風(fēng)的流向?qū)?huì)改變, 從而在建筑物表面產(chǎn)生復(fù)雜的渦流, 而這種渦流將會(huì)對(duì)建筑物表面產(chǎn)生持續(xù)并且高動(dòng)態(tài)的風(fēng)吸力, 最終導(dǎo)致屋面損壞.由于風(fēng)災(zāi)事故頻發(fā), 目前國(guó)內(nèi)已有許多學(xué)者對(duì)直立鎖邊屋面參數(shù)與抗風(fēng)揭性能之間的關(guān)系進(jìn)行了較為詳細(xì)的研究: 于敬海等[3]和秦國(guó)鵬等[5]針對(duì)直立鎖邊屋面進(jìn)行了靜力試驗(yàn), 試驗(yàn)結(jié)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(jìn)等[6]對(duì)直立鎖邊屋面進(jìn)行了靜態(tài)加載試驗(yàn), 研究了屋面參數(shù)對(duì)屋面抗風(fēng)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(kāi)造成的, 鎖邊咬合處初始縫隙缺陷會(huì)顯著降低直立鎖邊金屬屋面的抗風(fēng)揭能力.陳玉[7]通過(guò)數(shù)值模擬研究了屋面參數(shù)對(duì)帶抗風(fēng)夾直立鎖邊屋面抗風(fēng)承載能力的影響, 確定了屋面系統(tǒng)的主要破壞形式和破壞準(zhǔn)則, 得出了帶抗風(fēng)夾直立鎖邊屋面極限承載能力公式.除此之外, 許多學(xué)者利用風(fēng)洞、風(fēng)墻、壓力加載裝置等儀器, 研究了直立鎖邊屋面在風(fēng)荷載作用下的抗風(fēng)性能, 并提出改進(jìn)屋面系統(tǒng)抗風(fēng)性能的建議[8-15].目前關(guān)于屋面靜態(tài)極限承載能力與屋面參數(shù)之間的關(guān)系已研究得較為透徹, 但屋面動(dòng)態(tài)抗風(fēng)揭性能與屋面參數(shù)之間的關(guān)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(fēng)口”, 每年11月至次年5月, 風(fēng)多、風(fēng)急便成了新疆區(qū)別于其他省(市、自治區(qū))的一大顯著特點(diǎn).烏魯木齊臨近達(dá)坂城風(fēng)區(qū), 最大風(fēng)速55年平均值為18.2 m/s, 屬暴風(fēng).在此背景下, 本研究以新疆烏魯木齊機(jī)場(chǎng)T4航站樓改擴(kuò)建工程為背景, 通過(guò)動(dòng)態(tài)抗風(fēng)揭試驗(yàn)研究屋面參數(shù)與屋面抗風(fēng)性能之間的關(guān)系, 為該工程設(shè)計(jì)提供了試驗(yàn)依據(jù).

1 工程概況

烏魯木齊國(guó)際機(jī)場(chǎng)北區(qū)改擴(kuò)建工程航站樓(本文簡(jiǎn)稱“航站樓”)是一座超大型大跨屋蓋結(jié)構(gòu), 包括主樓、換乘中心、指廊、車庫(kù)等.航站樓如圖1所示, 為烏魯木齊經(jīng)濟(jì)規(guī)劃中重要的交通樞紐, 人流密集, 公眾關(guān)注度高, 安全等級(jí)為一級(jí); 該工程所處的地理環(huán)境特殊, 而近年來(lái)因氣候變化造成極端氣候事件發(fā)生的頻率增加, 最大風(fēng)速常超過(guò)百年一遇.航站樓最高點(diǎn)處高度約55 m, 平面橫向最大寬度約為835 m, 縱向最大長(zhǎng)度約為762 m, 屬于典型的大跨度結(jié)構(gòu).主樓樓面面積約12.7萬(wàn)m2, 南、北指廊樓面積約2.7萬(wàn)m2, 中指廊樓面積1.5萬(wàn)m2, 屋面總面積約19.6萬(wàn)m2.所有屋面均采用直立鎖邊鍍鋁鋅鋼屋面作為屋面系統(tǒng), 結(jié)構(gòu)詳圖見(jiàn)圖2.

圖1 航站樓屋面鳥(niǎo)瞰圖

圖2 直立鎖邊結(jié)構(gòu)示意圖

2 試驗(yàn)風(fēng)壓的確定

2.1 動(dòng)態(tài)加載方案的對(duì)比

當(dāng)開(kāi)展直立鎖邊屋面動(dòng)態(tài)抗風(fēng)揭試驗(yàn)時(shí), 采用不同的動(dòng)態(tài)加載方案將會(huì)導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)果有相當(dāng)大的差異, 為了保證試驗(yàn)結(jié)果能夠盡可能準(zhǔn)確模擬建筑物在臺(tái)風(fēng)作用下的實(shí)際受力情況, 選擇加載方案時(shí), 需要詳細(xì)對(duì)比國(guó)內(nèi)外各類抗風(fēng)揭試驗(yàn)方案的異同和優(yōu)劣.

目前國(guó)際上較為主流的抗風(fēng)揭試驗(yàn)方案有3類, 分別是美國(guó)ANSI/FM 4474試驗(yàn)方案、歐洲ETAG 006試驗(yàn)方案以及加拿大CSA A123.21試驗(yàn)方案, 除此之外, 國(guó)內(nèi)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(guó)JGJ 252試驗(yàn)方案.

具體來(lái)說(shuō), 美國(guó)ANSI/FM 4474方案采用尺寸為寬3.7 m、長(zhǎng)7.3 m的標(biāo)準(zhǔn)試樣進(jìn)行靜態(tài)加載試驗(yàn), 每級(jí)荷載梯度為0.7 kPa, 持續(xù)時(shí)間為60 s, 逐級(jí)加載直至屋面破壞.歐洲ETAG 006規(guī)范采用壓力箱進(jìn)行動(dòng)態(tài)氣壓加載, 并規(guī)定固定件由至少每排5個(gè)總共3排構(gòu)成或者每排4個(gè)總共4排構(gòu)成.ETAG 006方案實(shí)驗(yàn)的起始荷載值最大為300 N, 此后以100 N作為荷載梯度逐級(jí)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(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值, 從40%的風(fēng)壓開(kāi)始循環(huán)加載, 循環(huán)次數(shù)為500次, 之后提升風(fēng)壓至60%, 循環(huán)200次, 如此重復(fù)直至屋面破壞或全部循環(huán)結(jié)束.每一次循環(huán)的持續(xù)時(shí)間為10 s, 升壓2 s, 持續(xù)施加壓力2 s, 隨后緩慢降壓6 s.中國(guó)JGJ252方案在密閉壓力箱中進(jìn)行, 采用動(dòng)態(tài)加載結(jié)合靜態(tài)加載的方式.壓力箱長(zhǎng)寬的為3.05 m, 壓力等級(jí)分為15級(jí), 交替施加動(dòng)態(tài)壓力和靜態(tài)壓力.

以上3種方案均存在一些問(wèn)題.對(duì)于美國(guó)ANSI/FM 4474試驗(yàn)方案來(lái)說(shuō), 雖然有逐級(jí)加載的過(guò)程, 但本質(zhì)上其加載是一個(gè)準(zhǔn)靜態(tài)的過(guò)程, 和實(shí)際的動(dòng)態(tài)循環(huán)作用差距極大; 對(duì)于歐洲ETAG 006試驗(yàn)方案來(lái)說(shuō), 該方案通過(guò)靜態(tài)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(jìn)行等比例的逐級(jí)加載, 但由于屋面受到脈動(dòng)風(fēng)的作用, 屋面的實(shí)際破壞值并不是靜態(tài)風(fēng)荷載作用下的荷載值, 而且該循環(huán)加載方案的加載序列也并不能反映實(shí)際臺(tái)風(fēng)在屋面的作用.中國(guó)的JGJ 252方案提出時(shí)間不長(zhǎng), 其靜態(tài)荷載與動(dòng)態(tài)荷載相結(jié)合的加載方式的準(zhǔn)確性還有待驗(yàn)證.

本次試驗(yàn)采用加拿大CSA A123.21-04動(dòng)態(tài)循環(huán)加載方案[18].該方案是國(guó)外較為主流的動(dòng)態(tài)循環(huán)加載方案, 其特點(diǎn)在于荷載循環(huán)序列是由全球各地氣象臺(tái)所記錄的臺(tái)風(fēng)時(shí)程數(shù)據(jù), 通過(guò)雨流計(jì)數(shù)法統(tǒng)計(jì)而來(lái), 可以最大程度模擬臺(tái)風(fēng)的脈動(dòng)風(fēng)作用, 其序列由8組循環(huán)荷載組成, 每一次循環(huán)加載時(shí)間為10 s, 共進(jìn)行5 000次循環(huán).該方案建議的循環(huán)荷載組見(jiàn)圖3.

圖3 動(dòng)態(tài)試驗(yàn)加載程序

對(duì)于此方案來(lái)說(shuō), 需要確定屋面的最大風(fēng)荷載才可確定每一組循環(huán)所對(duì)應(yīng)的風(fēng)荷載大小, 而現(xiàn)行荷載設(shè)計(jì)規(guī)范[19]中給出的風(fēng)荷載計(jì)算公式為:

ωk=βzμzμsω0

(1)

式中:βz為高度z處的風(fēng)振系數(shù);μz為風(fēng)壓高度變化系數(shù);μs為風(fēng)荷載體形系數(shù);ω0為基本風(fēng)壓.公式中的風(fēng)振系數(shù)βz與風(fēng)壓高度變化系數(shù)μz可以直接由規(guī)范取得, 但對(duì)于形狀不規(guī)則的大跨度屋面結(jié)構(gòu)來(lái)說(shuō), 風(fēng)荷載體形系數(shù)μs無(wú)法直接由規(guī)范或計(jì)算得到, 現(xiàn)行的基本風(fēng)壓ω0的選取也不滿足動(dòng)態(tài)抗風(fēng)揭試驗(yàn)的要求, 因此加拿大CSA A123.21-04動(dòng)態(tài)循環(huán)加載方案需要先對(duì)屋面進(jìn)行縮尺風(fēng)洞試驗(yàn)來(lái)確定屋面的最大負(fù)風(fēng)壓從而確定動(dòng)態(tài)抗風(fēng)揭試驗(yàn)的風(fēng)荷載[1], 這導(dǎo)致CSA A123.21-04方案成本高, 試驗(yàn)周期長(zhǎng), 但也是上述方案中最準(zhǔn)確最貼合實(shí)際的加載方案.

2.2 風(fēng)洞試驗(yàn)概況

本工程剛性模型風(fēng)洞試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)TJ-3大氣邊界層風(fēng)洞展開(kāi), 試驗(yàn)中的基本風(fēng)壓取0.4,0.6,0.7 kPa 3類, 分別對(duì)應(yīng)10,50,100年的重現(xiàn)期.航站樓剛性縮尺模型見(jiàn)圖4, 縮尺模型采用有機(jī)玻璃板和ABS板制成, 有足夠的強(qiáng)度和剛度, 在實(shí)驗(yàn)風(fēng)速下不會(huì)發(fā)生變形, 并且不出現(xiàn)明顯的振動(dòng)現(xiàn)象, 以保證壓力測(cè)量的精度.考慮到實(shí)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(shí)物在外形上保持幾何相似.風(fēng)洞試驗(yàn)時(shí)間縮減比例為1∶41.5以及1∶38.4(對(duì)應(yīng)50年及100年重現(xiàn)期), 風(fēng)速縮尺比例為1∶4.82以及1∶5.21(對(duì)應(yīng)50年及100年重現(xiàn)期).風(fēng)洞測(cè)壓試驗(yàn)的參考點(diǎn)風(fēng)速為 11.0 m/s.屋面總共布置測(cè)點(diǎn)數(shù)為3 483個(gè), 分塊編號(hào)1-64.考慮到建筑部分位置有內(nèi)、外(上、下)兩面受風(fēng)的情況, 在該部位每個(gè)測(cè)點(diǎn)位置需布置 1 對(duì)測(cè)點(diǎn), 每對(duì)測(cè)點(diǎn)包括外、內(nèi)(上、下)表面兩個(gè)測(cè)壓孔, 以同時(shí)測(cè)量該點(diǎn)處內(nèi)、外(上、下)表面的壓力, 而該測(cè)點(diǎn)最終的壓力為內(nèi)、外(上、下)表面壓力之差.

圖4 縮尺剛性模型

風(fēng)場(chǎng)按照文獻(xiàn)[20]提供的方法進(jìn)行模擬, 在風(fēng)洞中模擬大氣邊界層風(fēng)場(chǎng)是建筑模型風(fēng)洞試驗(yàn)的重要內(nèi)容.根據(jù)機(jī)場(chǎng)航站樓數(shù)公里范圍內(nèi)的建筑環(huán)境, 確定本試驗(yàn)的大氣邊界層流場(chǎng)模擬為B類地貌風(fēng)場(chǎng), 風(fēng)場(chǎng)定義見(jiàn)我國(guó)建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范[19].以1∶200的幾何縮尺比模擬了風(fēng)場(chǎng)(圖5).同時(shí)模擬了位于周邊的主要建筑.試驗(yàn)時(shí)將測(cè)試模型放置在轉(zhuǎn)盤中心, 通過(guò)旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)盤模擬不同風(fēng)向.風(fēng)向角以風(fēng)從北偏西的方向吹來(lái)為0°風(fēng)向角, 每15°取一個(gè)風(fēng)向角, 共有24個(gè)試驗(yàn)工況.方位及風(fēng)向角見(jiàn)圖5.

圖5 風(fēng)向示意

圖6 TZ-1在5.8 kPa風(fēng)壓作用下破壞

圖7 TZ-2在5.9 kPa風(fēng)壓作用下破壞

圖8 TZ-3發(fā)生撕裂破壞

測(cè)壓信號(hào)采樣頻率約為312.5 Hz, 每個(gè)測(cè)壓孔采樣樣本總長(zhǎng)度為9 000個(gè)數(shù)據(jù).根據(jù)相似比, 對(duì)應(yīng)于實(shí)際采樣時(shí)間約為1 106 s(100年重現(xiàn)期).試驗(yàn)中, 對(duì)每個(gè)測(cè)壓孔在每個(gè)風(fēng)向角下都記錄了9 000個(gè)數(shù)據(jù)的風(fēng)壓時(shí)域信號(hào), 加上所采集的參考點(diǎn)總壓和靜壓的數(shù)據(jù), 共記錄了約7.52億個(gè)數(shù)據(jù).

為消除風(fēng)壓信號(hào)經(jīng)過(guò)測(cè)壓系統(tǒng)后的畸變影響, 利用測(cè)壓管路系統(tǒng)的傳遞函數(shù)對(duì)試驗(yàn)采集的風(fēng)壓數(shù)據(jù)進(jìn)行了修正.

2.3 動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)風(fēng)荷載目標(biāo)值

在進(jìn)行建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí), 一般是以10 min的平均風(fēng)速下的風(fēng)壓值再考慮放大系數(shù)(規(guī)范中定義的風(fēng)振系數(shù))作為風(fēng)荷載值.其計(jì)算公式為:

(2)

或者根據(jù)建筑物體形系數(shù)以及所在地區(qū)的基本風(fēng)壓, 按照(1)式進(jìn)行計(jì)算.(2)式可以定義不同統(tǒng)計(jì)時(shí)間的平均風(fēng)速下的風(fēng)荷載值, 更為準(zhǔn)確, 因此本研究采用(2)式進(jìn)行計(jì)算.

(2)式中i為統(tǒng)計(jì)風(fēng)速的時(shí)間長(zhǎng)度, 當(dāng)取10 min時(shí),i值為10.Cpmean, i為i分鐘內(nèi)的風(fēng)壓系數(shù)平均值, 由于風(fēng)壓是隨機(jī)變量, 因此為了獲得平均風(fēng)壓系數(shù), 需要對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析.其值由風(fēng)壓系數(shù)極大值Cpmax和風(fēng)壓極小值Cpmin來(lái)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(yàn)取k=3.5[21],Cprms為物體表面無(wú)量綱的系數(shù), 表示為:

(4)

式中:pn為作用在測(cè)點(diǎn)n處的壓力,p0和p∞分別為試驗(yàn)參考高度處的總壓和靜壓.CpScale是將風(fēng)洞測(cè)得的風(fēng)壓系數(shù)換算到以梯度高度風(fēng)壓為參考風(fēng)壓的換算因子.

目前國(guó)內(nèi)規(guī)范規(guī)定取10 min的最大平均風(fēng)速作為平均風(fēng)壓的計(jì)算風(fēng)速值, 而美國(guó)規(guī)范則取3 s內(nèi)的最大平均風(fēng)速作為平均風(fēng)壓計(jì)算風(fēng)速值[22], 這一差別將導(dǎo)致風(fēng)壓幅值相差達(dá)到一倍以上, 由于中美直立鎖邊結(jié)構(gòu)的差異及兩國(guó)的氣象差異, 本試驗(yàn)采用國(guó)內(nèi)規(guī)范所確定的10 min內(nèi)的最大平均風(fēng)速作為平均風(fēng)壓計(jì)算值.經(jīng)由對(duì)數(shù)據(jù)的統(tǒng)計(jì)與計(jì)算, 在50年重現(xiàn)期下, 航站樓最不利風(fēng)向角為90°, 并將航站樓前10個(gè)最不利負(fù)壓值列于表1中, 由表及測(cè)點(diǎn)圖可知在50年重現(xiàn)期下風(fēng)向角為90°時(shí), 航站樓最大負(fù)風(fēng)壓為-5.97 kPa, 出現(xiàn)在航站樓左側(cè)邊緣懸挑位置處(08-52號(hào)測(cè)點(diǎn)); 右側(cè)邊緣懸挑(16-42～16-44號(hào)測(cè)點(diǎn))也出現(xiàn)了與最不利極值風(fēng)壓接近的不利風(fēng)壓.這也符合近幾年來(lái)直立鎖邊結(jié)構(gòu)風(fēng)災(zāi)調(diào)查的結(jié)果.

表1 屋面測(cè)點(diǎn)最不利負(fù)壓值

3 動(dòng)態(tài)抗風(fēng)揭試驗(yàn)概況

3.1 試驗(yàn)裝置及設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)在中冶檢測(cè)維護(hù)實(shí)驗(yàn)室展開(kāi), 加載裝置由封閉壓力箱、風(fēng)機(jī)管道和離心風(fēng)機(jī)組成, 可以滿足本次試驗(yàn)的要求.本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了6組屋面試件, 試件基本參數(shù)見(jiàn)表2.試驗(yàn)設(shè)計(jì)參數(shù)為檁條間距、抗風(fēng)夾數(shù)量和屋面布置.試件的安裝程序: 先將檁條安裝在試驗(yàn)臺(tái)上, 再鋪好薄膜(在鋪設(shè)薄膜的過(guò)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(yàn)臺(tái)上.

表2 屋面參數(shù)

3.2 試驗(yàn)材料

鋼材作為一種彈塑性材料, 性能優(yōu)越, 可加工性強(qiáng)[23-25], 十分適合作為金屬屋面的面材.本次試驗(yàn)的直立鎖邊金屬屋面采用的是鍍鋅鋁鋼板, 屈服強(qiáng)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(duì)每個(gè)T型支座固定支座用4顆204不銹鋼加合金鉆頭復(fù)合自攻螺釘.檁條采用鍍鋅方管.

4 動(dòng)態(tài)試驗(yàn)結(jié)果及破壞現(xiàn)象

4.1 試件TZ-1試驗(yàn)現(xiàn)象

試件TZ-1抗風(fēng)壓設(shè)計(jì)值為4.9 kPa, 以此作為初始荷載值進(jìn)行動(dòng)態(tài)抗風(fēng)揭試驗(yàn).加壓過(guò)程中, 屋面板鼓起, 經(jīng)歷5 000次動(dòng)態(tài)循環(huán)加載后, 鎖邊處未出現(xiàn)脫扣破壞, 屋面板未出現(xiàn)永久變形滿足設(shè)計(jì)要求.隨后將初始荷載值以0.7 kPa作為壓力梯度進(jìn)行增加, 在向6.3 kPa加壓過(guò)程中, 當(dāng)壓力達(dá)到5.8 kPa時(shí)屋面板與T 型碼處鎖縫脫扣, 屋面板發(fā)生破壞試驗(yàn)結(jié)束.

4.2 試件TZ-2試驗(yàn)現(xiàn)象

試件TZ-2試件抗壓設(shè)計(jì)值為4.9 kPa, 以此作為初始荷載值進(jìn)行動(dòng)態(tài)抗風(fēng)揭試驗(yàn).相比于上一試件, TZ-2試件檁條間距更小, 因此順利通過(guò)了動(dòng)態(tài)抗風(fēng)揭試驗(yàn), 設(shè)計(jì)滿足使用需求.隨后增加初始?jí)毫M(jìn)行試驗(yàn), 在向6.3 kPa加壓的過(guò)程中, 當(dāng)壓力值達(dá)到5.9 kPa時(shí), 屋面板出現(xiàn)脫扣破壞.

4.3 試件TZ-3試驗(yàn)現(xiàn)象

試件TZ-3相比于上兩個(gè)試件檁條間距更小且增設(shè)了抗風(fēng)夾.其設(shè)計(jì)抗壓值為-5.9 kPa, 以此作為初始荷載值進(jìn)行動(dòng)態(tài)抗風(fēng)揭試驗(yàn).在加載過(guò)程中, 屋面隆起, 鎖邊部位與抗風(fēng)夾未失效; 卸載后, 屋面無(wú)永久變形, 滿足設(shè)計(jì)使用需求.隨后增加初始荷載值繼續(xù)試驗(yàn), 當(dāng)增加壓力值達(dá)到8.4 kPa時(shí), 屋面板出現(xiàn)撕裂破壞, 屋面失效.

4.4 試件TZ-4、TZ-5和TZ-6試驗(yàn)現(xiàn)象

試件TZ-4相比于TZ-3, 由于有天溝的存在, 屋面板長(zhǎng)度更短.其設(shè)計(jì)抗壓值為5.9 kPa, 以此作為初始荷載值進(jìn)行動(dòng)態(tài)抗風(fēng)揭試驗(yàn).加載過(guò)程中未出現(xiàn)屋面板撕裂或咬合處脫扣, 卸載后屋面板未出現(xiàn)不可恢復(fù)變形, 滿足設(shè)計(jì)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(fēng)夾間距更小, TZ-5相比于TZ-2, 單個(gè)屋面板長(zhǎng)度更短.兩試件設(shè)計(jì)抗風(fēng)壓值均為8.8 kPa, 以此作為初始荷載值進(jìn)行動(dòng)態(tài)抗風(fēng)壓試驗(yàn).加載過(guò)程中, 兩試件均未出現(xiàn)屋面板撕裂或咬合處脫扣, 卸載后屋面板均未出現(xiàn)不可恢復(fù)變形, 滿足設(shè)計(jì)要求.

隨后增大初始荷載對(duì)TZ-4,TZ-5和TZ-6繼續(xù)進(jìn)行試驗(yàn).當(dāng)壓力值達(dá)到11.2 kPa時(shí), 3個(gè)式樣均未出現(xiàn)屋面板撕裂或咬合處脫扣.隨后達(dá)到儀器最大風(fēng)荷載加載值, 停止實(shí)驗(yàn).卸載后屋面板均未出現(xiàn)撕裂及不可恢復(fù)變形, 咬合處未見(jiàn)脫扣.

4.5 試驗(yàn)結(jié)果分析

針對(duì)烏魯木齊機(jī)場(chǎng)直立鎖邊屋面進(jìn)行了動(dòng)態(tài)抗風(fēng)揭試驗(yàn), 通過(guò)設(shè)置不同的檁條間距、不同的夾具數(shù)量與屋面板長(zhǎng)度來(lái)測(cè)試屋面的動(dòng)態(tài)抗風(fēng)揭能力.試件TZ-1與TZ-2試件屋面均未鋪設(shè)抗風(fēng)夾, 其主要破壞形式是屋面板與支座咬合處在動(dòng)態(tài)風(fēng)荷載作用下出現(xiàn)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(shù)量對(duì)提升動(dòng)態(tài)抗風(fēng)承載能力貢獻(xiàn)較小; 就破壞形式來(lái)說(shuō), TZ-1屋面板出現(xiàn)大范圍失效, TZ-2局部出現(xiàn)脫扣, 更多的支座可以一定程度上防止屋面出現(xiàn)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(zhǎng)度不同.TZ-3屋面長(zhǎng)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(fēng)夾接觸位置出現(xiàn)撕裂破壞; TZ-4屋面板長(zhǎng)度3.16 m, 最終加載至設(shè)備極限荷載值11.2 kPa時(shí)也未出現(xiàn)破壞.相比于未鋪設(shè)抗風(fēng)夾屋面出現(xiàn)脫扣破壞, 當(dāng)屋面增設(shè)抗風(fēng)夾具, 咬合處的承載能力大大加強(qiáng), 屋面破壞的控制因素由咬合處強(qiáng)度轉(zhuǎn)變?yōu)槲菝姘鍙?qiáng)度; 屋面板與抗風(fēng)夾接觸位置由于風(fēng)荷載的循環(huán)作用, 導(dǎo)致接觸位置的應(yīng)力遠(yuǎn)大于板面其余位置, 同時(shí)由于循環(huán)作用導(dǎo)致屋面疲勞損傷的累積將會(huì)導(dǎo)致屋面板強(qiáng)度下降從而導(dǎo)致屋面板與抗風(fēng)夾接觸位置產(chǎn)生撕裂破壞.TZ-4與TZ-3屋面布置雖然相同, 但是屋面板長(zhǎng)度不同, 這導(dǎo)致在同樣的風(fēng)荷載循環(huán)下, 屋面板的拱起高度更小, 抗風(fēng)夾與屋面的接觸應(yīng)力更小, 疲勞損傷累計(jì)更少, 從而承載能力更強(qiáng).TZ-5相比TZ-3, 屋面板長(zhǎng)度相同, 但屋面抗風(fēng)夾具數(shù)量更多, 同等荷載條件下, 屋面板與抗風(fēng)夾接觸位置的應(yīng)力更小, 從而提升了屋面板的承載能力.

5 結(jié)論

針對(duì)烏魯木齊北區(qū)擴(kuò)建工程直立鎖邊屋面進(jìn)行了動(dòng)態(tài)抗風(fēng)揭試驗(yàn), 得到如下結(jié)論.

1)在動(dòng)態(tài)加載下, 增加檁條間距并不能顯著的增強(qiáng)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(xiàn)“多米諾骨牌式”的大面積風(fēng)揭破壞.

2)未鋪設(shè)抗風(fēng)夾的屋面在動(dòng)態(tài)荷載作用下出現(xiàn)脫扣破壞; 鋪設(shè)抗風(fēng)夾屋面在動(dòng)態(tài)荷載作用下出現(xiàn)屋面板與抗風(fēng)夾接觸位置的撕裂破壞.動(dòng)態(tài)循環(huán)作用下, 屋面板由于抗風(fēng)夾與屋面板接觸位置的應(yīng)力較大, 且屋面板由于循環(huán)作用出現(xiàn)材料疲勞損傷導(dǎo)致強(qiáng)度下降, 將導(dǎo)致抗風(fēng)夾與屋面板接觸位置成為薄弱點(diǎn).

3)同樣的屋面布置下, 長(zhǎng)度更短的屋面承載能力更強(qiáng).這是由于在同樣大小循環(huán)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(qiáng)度降低更小, 從而承載能力更高.

4)增加抗風(fēng)夾的數(shù)量可以提升屋面的動(dòng)態(tài)承載能力.在同樣的屋面長(zhǎng)度與循環(huán)風(fēng)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(fēng)夾會(huì)導(dǎo)致抗風(fēng)夾與屋面板的接觸位置的應(yīng)力更小, 從而變相提升屋面板的承載能力.