1. 广东华工工程建设监理有限公司, 珠海 519000;
2. 华南理工大学广州学院 土木工程学院, 广州 510800
收稿日期：2018-12-28
作者简介：莫涛涛(1973-), 男, 高级工程师
通信作者：张原, 教授级高级工程师, E-mail:zhyuan@scut.edu.cn
摘要：该文通过对港珠澳大桥珠海口岸旅检大楼直立锁边金属屋面被风揭和其他类似工程案例的分析，以及金属屋面抗风揭动态和静态试验，提出由于近些年等效基本风压的增大，基本风压应根据极端天气的变化情况适当进行调整的建议。在广东及港澳等台风多发地区，8~10 s的波动周期更能真实反映本地的台风环境。试验也揭示了金属屋面板被风揭的控制风力是动态的脉动风。由于屋面板板肋与T码的咬合处易脱开，建议此部位应普遍设抗风夹，在檐口等薄弱部位加密檩条间距、加密抗风夹间距，并设抗风压条；在规范或设计中，对金属屋面板、T码支座、自攻螺钉以及抗风夹等的强度和刚度均应提出明确要求；金属屋面按一定间距设置分仓缝，避免金属屋面被风揭时形成多米诺骨牌效应。
关键词：金属屋面抗风揭直立锁边
Wind resistance of large vertical locked side metal roof -engineering practice of the Travel Inspection Building on the Zhuhai Port of Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge
MO Taotao1, ZHANG Yuan2
1.Guangdong Huagong Engineering Construction Supervision Co., Ltd., Zhuhai 519000, China;
2.Civil Engineering Institute, Guangzhou College of South China University of Technology, Guangzhou 510800, China
Abstract: Based on the analysis of wind-tearing the vertical locked side metal roof of the Travel Inspection Building on Zhuhai Port of Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge and other similar projects, as well as the dynamic and static tests of wind-tearing metal roof, this paper analyses the increase of equivalent basic wind pressure in recent years, and suggests that the basic wind pressure should be adjusted appropriately according to the change of extreme weather. It is pointed out that in typhoon-prone regions such as Guangdong, Hong Kong and Macao, the 8-10 s fluctuation period can more truly reflect the typhoon environment in the region. The test also reveals that the control wind force of metal roof tore by wind is dynamic pulsing wind. Because the joint of the roof panel rib and T code bearing is easy to be detached, it is suggested that the wind-resistant clamps should be generally installed in this part, the purlin spacing should be closed, wind-resistant clamp spacing should be closed, and wind-resistant depression bars should be installed in weak parts such as eaves etc. It is suggested that the strength and stiffness of the metal roof slab, T code bearing, tapping screw and wind clamp should be specified in the code or design. It is suggested that the metal roof should be divided into warehouse joints at a certain distance to avoid the domino effect when the metal roof is tore by wind.
Key words: metal roofwind resistancevertical locked side
目前直立锁边金属屋面系统在会展中心、机场、高铁车站等大型建筑中得到广泛应用。该屋面采用铝合金T码支座、咬合边与支座形成的面板块的连接方式，这种连接方式可使金属屋面在温度变化时自由伸缩，从而解决因热胀冷缩所产生的板块应力问题，避免因温度应力使超长尺寸的板块产生变形；而整个屋面没有钉孔，又杜绝了因穿孔自攻螺钉固定方式造成金属屋面系统的漏水隐患。板块间的直立锁边咬合形成密合的连接，这种咬合由锁边机完成。因此，该系统结构性防水、排水功能及施工便利性等较好。港珠澳大桥珠海口岸的珠港旅检大楼和交通中心都是采用直立锁边铝镁锰合金金属屋面(见图 1)。
 |
| 图 1 港珠澳大桥珠海口岸 |
| 图选项 |
但在工程实践中，此类屋面系统有多次被风揭破坏的案例，暴露出该屋面系统从设计到施工方面还存在问题。
案例1??首都机场T3航站楼直立锁边型铝合金属屋面板按抗12级风力进行设计，但却分别在10级、9级和11级风力时3次局部被风揭[1-2]。
案例2??武汉天河机场主候机楼直立锁边型金属屋面板按抗12级风力设计，但曾在风力为11级时被局部风揭。
案例3??苏州火车站直立锁边金属屋面板按抗12级风力设计，但曾在风力为10级时被局部风揭。
案例4??超设计标准的15级强台风“彩虹”造成湛江奥林匹克体育中心金属屋面板被风揭破坏约4万m2。
本项目案例：2017年8月23日中午，14级强台风“天鸽”在广东省珠海市南部沿海登陆(港珠澳大桥珠海口岸邻近的澳门记录为15级)，阵风17级，已建好的珠海横琴网球馆、珠海体育中心以及正在建设的港珠澳大桥珠海口岸珠港旅检大楼(当时该项目屋面板安装并锁边完成约85%~90%，但在檐口和天窗边未完成的地方形成进风的空腔)均遭到重创，大多是屋面板从檐口开始破坏，直立边锁扣拉脱，随后形成多米诺骨牌效应，大片金属屋面板被风揭(见图 2)，但T码支座(少部分有变形)、主次檩条连接均良好，甚至屋面保温材料也未被掀起，经健康监测屋面网架或桁架结构基本未受影响。其中，珠海口岸旅检大楼设计按50年重现期，基本风压取0.85 kPa，抗13级台风设计，金属屋面在檐口、屋脊等重点部位局部提高到抗15级台风设计。
 |
| 图 2 珠港旅检大楼金属屋面被“天鸽”强台风破坏 |
| 图选项 |
从上述案例的有关分析可知，直立锁边金属屋面被风揭有如下原因。
1) 金属屋面板强度不足；
2) T码的强度和刚度不够，或固定T码在檩条上的自攻螺钉承载力不够；
3) 最大隐患在于直立锁边锁扣在构造上易被风拉脱。不断往复的脉动风先使屋面板在T码支座处锁缝撕开分离并上拱，随即金属屋面板与板在非支座处也撕开分离，在脉动风力动态持续作用下形成多米诺骨牌效应带动其他位置的屋面板一起拱起，致使大片屋面板最终被风揭开。这与本文直立锁缝边金属屋面系统抗风揭试验结果相吻合。
其中原因3是金属屋面被风揭的主要因素。檐口、天窗边、天沟变形缝边等是薄弱部位。
除了本金属系统结构自身存在的问题，风压标准取值等是否也存在问题？下面以港珠澳大桥珠海口岸珠港旅检大楼(以下简称“旅检大楼”)为实例进行探讨。
1 工程概况旅检大楼工程概况如表 1和图 3所示。
表 1 工程概况
| 分项名称 | 具体内容 |
| 建筑面积 | Ⅰ标段(旅检大楼A、B区)总建筑面积约27.9万m2 |
| 金属屋面面积 | 旅检大楼A区(又称珠港旅检大楼)金属屋面面积为5.5万m2 |
| 建筑层数 | 珠港旅检大楼地下一层，地上三层、(另有三层夹层) |
| 旅检楼B区(又称珠澳旅检大楼)无地下室，地上三层 | |
| 建筑高度 | 珠港旅检大楼50.78 m，珠澳旅检大楼29.5 m |
| 基础类型 | 预应力高强度混凝土(pre-stressed high-strength concrete, PHC)管桩 |
| 结构形式 | 主体为钢筋混凝土框架结构，珠港旅检大楼屋盖为钢网架体系，珠澳旅检大楼屋盖为钢桁架体系 |
表选项
 |
| 图 3 旅检大楼 |
| 图选项 |
旅检大楼金属屋面系统从下至上依次为：钢底板、聚乙烯(PE)隔气膜、硬质玻璃棉、防水卷材、主次檩条、T码支座及铝镁锰金属屋面板(见图 4)。
 |
| 图 4 金属屋面系统 |
| 图选项 |
2 对基本风压的探讨2.1 根据近些年极端天气的变化情况对基本风压进行调整风荷载标准值为
| $W_{k}=\beta_{{gz}} \cdot \mu_{\alpha} \cdot \mu_{z} \cdot W_{0}.$ |
根据现行GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》8.1.2条，风荷载的基本风压按以下规定的条件确定：一般按当地空旷平坦地面上10 m高度处10 min平均的风速观测数据，经概率统计得出50年一遇最大值确定的风速，再考虑相应的空气密度，由Bernoulli公式确定风压。
近几年在广东登陆的台风如下。
2015年10月4日，强台风“彩虹”在广东湛江市沿海登陆，登陆时中心最大风力达15级，阵风18级。
2016年8月2日强台风“妮妲”深圳市大鹏半岛登陆，登陆时中心附近最大风力14级(42 m/s)。
2016年10月21日强台风“海马”在广东汕尾市海丰县登陆，登陆时中心附近最大风力有14级(42 m/s)。
2017年8月23日中午，强台风“天鸽”在广东省珠海市南部沿海登陆，登陆时中心附近最大风力14级(45 m/s)(澳门录得15级)，阵风17级。
2018年9月16日17时，强台风“山竹”在广东台山登陆，登陆时中心附近最大风力14级(45 m/s)，阵风17级。
从表 2可知，取基本风压为0.85 kPa相当于13级台风，即使不考虑“天鸽”和“山竹”强台风，根据近几年广东14级、15级强台风，等效基本风压W0应修正为1.07~1.6 kPa。如港珠澳大桥东、西人工岛上建筑物设计50年重现期基本风速取45.2 m/s，基本风压取1.69 kPa，而实际采用的是120年重现期，基本风速取50.7 m/s，基本风压取2.12 kPa。故本旅检大楼金属屋面设计基本风压W0取0.85 kPa偏低。
表 2 风级、风速和风压的关系
| 风级 | 名称 | 风速V0 | 基本风压W0 | |
| m·s-1 | kPa | |||
| 10 | 狂风 | 24.5~28.5 | 0.38~0.51 | |
| 11 | 暴风 | 28.5~32.6 | 0.51~0.66 | |
| 12 | 台风(飓风) | 32.6~37.0 | 0.66~0.85 | |
| 13 | 37.0~41.4 | 0.85~1.07 | ||
| 14 | 41.5~46.1 | 1.07~1.33 | ||
| 15 | 46.2~50.9 | 1.33~1.6 | ||
| 16 | 51.0~56.0 | 1.6~1.96 | ||
| 17 | 56.1~61.2 | 1.96~2.34 | ||
| 17级以上 | ≥61.3 | ≥2.34 |
表选项
2.2 根据本地区台风环境实际情况对风速观测频率进行调整现行规范基本风压是经概率统计所得出的50年一遇最大值(香港按100年计，澳门按200年计)，采用的是10 min平均风速作为计算依据，但在广东及港澳等台风多发地区，10 min平均风速所得出的风压已不能适应屋面系统在此地区抗风揭的要求。因金属屋面与屋盖网架或桁架系统不同:屋盖网架或桁架整体结构自重较大使得负风压对整体结构的影响不大；而金属屋面板自重较轻，负风压对其影响很大，往往首先在较大的脉动阵风动态持续作用下揭开一个口子，然后形成多米诺骨牌效应带动其他位置的屋面板被风揭破坏。根据粤港澳地区有关气象资料显示：一次阵风所持续的时间为2~3 s，单次阵风周期为8~10 s，因此8~10 s的波动周期更能真实地反映广东及港澳等地区台风多发地区的台风环境。
3 静态和动态试验比较在本工程做施工图设计前，委托进行了刚性模型的风洞试验[3]，试验中的极值风压以50年重现期基本风压为基础，参考风荷载规范取为0.85 kPa，在1/250缩尺比的A类大气边界层模拟风场，风向角在360°范围内，间隔15°按逆时针方向增加，该项目方位及风向角定义如图 5所示，以主体建筑为参照，风从屋顶较高处吹向较低处为0°风向角。
 |
| 图 5 风向角定义 |
| 图选项 |
风洞试验结果分别给出了每个风向角下的测点体型系数和各分块的体型系数，以及在不同风向角下各测点和各分块体型系数的最大值和最小值，其中，分块体型系数的最大值和最小值分别见图 6和7。风洞试验报告对整体结构进行等效静风荷载计算，给出了各风向角下结构各节点的等效节风荷载，计算结果显示：珠港旅检大楼在30°、45°和330°等角度较为不利。风洞试验报告也给出了主体结构外围表面的阵风风荷载，其中屋顶上部分、屋顶下部分、主体结构四周侧边的最大阵风风压分别为1.12、2.10、2.25 kPa；屋顶上部分最小阵风风压为-3.84 kPa，屋顶下部分最小阵风风压为-1.81 kPa，主体结构四周侧边的最小阵风风压为-2.26 kPa。
 |
| 图 6 屋顶上部各风向角下分块体型系数最小值分布 |
| 图选项 |
 |
| 图 7 屋顶上部各风向角下分块体型系数最大值分布 |
| 图选项 |
虽然在旅检大楼施工图设计前对屋面进行了风洞试验，在金属屋面深化设计前又进行了抗风揭试验，但只是基本风压取0.85 kPa的静态抗风揭试验。故在“天鸽”台风过后，金属屋面重新做加固方案之前，重新进行了金属屋面动态和静态抗风揭试验。
3.1 试验方法依据CSA A123.21规定的方法，进行动态和静态抗风揭试验，以5 000次为一个完整试验循环，按单个循环进行[4-6]。
3.2 试验风载目标值按100年以上重现期及根据近几年广东出现超强台风情况要求方案抗16级台风来确定基本风压；按风洞试验报告确定不同部位的局部体型系数；根据规范选取阵风系数；按地面粗糙度A类依据规范选取风压高度变化系数，并参照有关规范规定，由试验得出的极限承载力的风压值取其1/2作为波动风压试验的风压值，由此得出动态试验风载目标值，取动态试验风载的1.5倍为静态试验风载目标值[7-10](见表 3)。
表 3 试验风载目标值
| 试验编号 | 模拟屋面实际部位 | 动态试验风载 | 静态试验风载 | 檩距 | 抗风夹间距 | |||
| kPa | kPa | mm | mm | |||||
| 1 | 中部一般区域 | 3.2 | 逐级加载，至破坏；不得低于4.8 | 1 000 | 2 000×300 | |||
| 2 | 檐口、天沟两侧3~11 m区域 | 5.3 | 逐级加载，至破坏；不得低于8.0 | 750 | 750×300 | |||
| 3 | 檐口、天沟两侧3 m区域 | 7.3 | 逐级加载，至破坏；不得低于11.0 | 500 | 500×300 | |||
| 4 | 板端紧邻檐口、天沟区域 | 5.3 | 逐级加载，至破坏 | 500 | 500×300 | |||
| 5 | 板侧紧邻檐口、天沟区域 | 5.3 | 逐级加载，至破坏 | 500 | 500×300 | |||
| 6 | 檐口板 | 8.8 | 逐级加载，至破坏；不得低于13.2 | 500 | 无 |
表选项
3.3 试验设备设备包括风机管道、离心式风机、控制设备和压力箱体。
3.4 试验条件屋面系统试验的构件尺寸：2.96m(宽)× 7.05m(长)。
屋面板：板宽300 mm，直立肋高65 mm，厚1.0 mm，铝镁锰板，屈服强度≥185 MPa，抗拉强度≥220 MPa。
T码固定支座：铝合金6063-T5挤压成型专用固定支座。
紧固件：对每个T码固定支座用4颗304不锈钢加合金钻头复合自攻螺钉ST6.3×32。
檩条：Q235，150 mm×75 mm×3.0 mm镀锌方管。
屋面板紧固夹具(增强型抗风夹)如图 8所示。
 |
| 图 8 增强型抗风夹 |
| 图选项 |
3.5 试验样板平面图动态和静态负压抗风揭试验样板平面图如图 9-11所示，试验实景图如图 12所示。
 |
| 图 9 试验1平面布置图(单位：mm) |
| 图选项 |
 |
| 图 10 试验2平面布置图(单位：mm) |
| 图选项 |
 |
| 图 11 试验3平面布置图(单位：mm) |
| 图选项 |
 |
| 图 12 试验实景图 |
| 图选项 |
3.6 试验结果1) 2017年9月27日至9月28日进行了试验1。模拟屋面实际部位为檐口、天沟两侧3~11 m区域。此试验采用新的增强型抗风夹[11-12]。动态负压试验按原设计的技术要求，基本通过了-5 300 Pa负压，但有部分抗风夹出现较大位移，其他未见异常。静态负压增大到-6 300 Pa时屋面板破坏，结果是可以承受静态负压-5 600 Pa。
2) 2017年10月7日至10月8日进行了试验2。模拟屋面实际部位为檐口、天沟两侧3 m区域。此试验仍采用新的增强型抗风夹。动态负压试验按原设计的技术要求，通过了-7 300 Pa负压。静态负压试验通过了-11 500 Pa负压，负压增大到-12 000 Pa时，增压设备发热报警，静态试验暂停。
3) 2017年10月12日至13日进行了试验3(压条实际未设)。模拟屋面实际部位为板端紧邻檐口、天沟区域。此次试验按没有设置抗风压条的情况进行，仍采用新的增强型抗风夹。动态负压试验按原计划的技术要求，通过了-5 300 Pa负压，静态负压试验中负压增加到-13 000 Pa，样板未被破坏。
其中，动态试验屋面系统承受的动态风荷载值为-7 300 Pa，完成的阵风次数为5 000次(因一个台风持续时间为13~14 h，约50 000 s，一次波动时间为10 s，则波动风荷载取5 000次正好模拟一个台风周期)。结果见表 4-8。
表 4 A阶段检测(最大试验风荷载P=-3 650 Pa)
| 第一组压力 | 等级 | 压力值 | 波动次数 | 第二组压力 | 等级 | 压力值 | 波动次数 |
| Pa | Pa | ||||||
| 1 | 912 | 400 | 5 | 912~1 825 | 400 | ||
| 2 | 1 825 | 700 | 6 | 912~2 737 | 400 | ||
| 3 | 2 737 | 200 | 7 | 912~3 650 | 25 | ||
| 4 | 3 650 | 50 | 8 | 1 825~3 650 | 25 |
表选项
表 5 B阶段检测(最大试验风荷载P=-4 562 Pa)
| 第一组压力 | 等级 | 压力值 | 波动次数 | 第二组压力 | 等级 | 压力值 | 波动次数 |
| Pa | Pa | ||||||
| 1 | 0 | 0 | 5 | 0 | 0 | ||
| 2 | 2 281 | 500 | 6 | 1 140~3 421 | 350 | ||
| 3 | 3 421 | 150 | 7 | 1 140~4 562 | 25 | ||
| 4 | 4 562 | 50 | 8 | 2 281~3 650 | 25 |
表选项
表 6 C阶段检测(最大试验风荷载P=-5 475 Pa)
| 第一组压力 | 等级 | 压力值 | 波动次数 | 第二组压力 | 等级 | 压力值 | 波动次数 |
| Pa | Pa | ||||||
| 1 | 0 | 0 | 5 | 0 | 0 | ||
| 2 | 2 737 | 250 | 6 | 1 368~4 106 | 300 | ||
| 3 | 4 106 | 150 | 7 | 1 368~5 475 | 25 | ||
| 4 | 5 475 | 50 | 8 | 2 737~5 475 | 25 |
表选项
表 7 D阶段检测(最大试验风荷载P=-6 387 Pa)
| 第一组压力 | 等级 | 压力值 | 波动次数 | 第二组压力 | 等级 | 压力值 | 波动次数 |
| Pa | Pa | ||||||
| 1 | 0 | 0 | 5 | 0 | 0 | ||
| 2 | 3 193 | 250 | 6 | 1 596~4 790 | 50 | ||
| 3 | 4 790 | 100 | 7 | 1 596~6 387 | 25 | ||
| 4 | 6 387 | 50 | 8 | 3 193~6 387 | 25 |
表选项
表 8 E阶段检测(最大试验风荷载P=-7 300 Pa)
| 第一组压力 | 等级 | 压力值 | 波动次数 | 第二组压力 | 等级 | 压力值 | 波动次数 |
| Pa | Pa | ||||||
| 1 | 0 | 0 | 5 | 0 | 0 | ||
| 2 | 3 650 | 200 | 6 | 0 | 0 | ||
| 3 | 5 475 | 100 | 7 | 1 825~7 300 | 25 | ||
| 4 | 7 300 | 50 | 8 | 3 650~7 300 | 25 |
表选项
4 加固方案1) 金属屋面板被风揭的控制风力是动态的脉动风，而不是持续增大的静态风，所以按动态试验来确定深化设计，并提高本工程金属屋面抗风标准为百年一遇以上。
2) 由于屋面板板肋与T码的咬合处易脱开，故此部位普遍设抗风夹，避免屋面板锁缝处脱开但又允许沿纵向自由滑动(见图 13)；由于屋面板平面部位在风负压下会鼓起形成兜风的空腔，因此在重点部位再加设抗风压条[13-14]。
 |
| 图 13 屋面板板肋与T码的咬合处普遍设抗风夹 |
| 图选项 |
3) 檐口、天窗边、天沟变形缝边等是薄弱部位，在此处减小檩条间距(之前施工图阶段已做到)、减小抗风夹间距，并设抗风压条(见图 14)。
 |
| 图 14 重点部位再加设抗风压条 |
| 图选项 |
4) 进一步明确金属屋面板强度, 改用增强型T码固定支座, 自攻螺钉紧固件颗数由最初设计的2颗/支座改为4颗/支座，并加大螺钉直径；改用增强型抗风夹。
5) 按一定间距设置分仓缝，避免金属屋面被风揭时形成多米诺骨牌效应整片被风揭。
6) 按一定间距设置变形缝，一端固定，一端能自由伸缩。
5 效果2018年3月，本工程通过整体竣工验收(图 13和14是竣工验收时的照片)。2018年9月本工程经历了强台风山竹(珠海录得12-13级、瞬时风力16级)的考验(见图 15)。
 |
| 图 15 本屋面经历2018年9月强台风“山竹”考验 |
| 图选项 |
6 结论本文通过分析港珠澳大桥珠海口岸旅检大楼金属屋面被风揭和其他相类似工程案例，以及所做的金属屋面抗风揭动态和静态试验，得出以下结论和建议：
1) 由于近些年极端天气增多，使得等效基本风压增大，建议基本风压根据极端天气的变化情况适当进行调整。同时，金属屋面与屋盖网架或桁架系统不同：屋盖网架或桁架整体结构自重较大使得负风压对整体结构的影响不大；而金属屋面板自重较轻，负风压对其影响很大，往往首先在较大的脉动阵风动态持续作用下揭开一个口子，然后形成多米诺骨牌效应带动其他位置的屋面板被风揭破坏。建议适当提高金属屋面设计的抗风标准。
2) 以往规范是10 min平均风速作为基本风压的确定依据，但在广东及港澳台风多发地区，8~10 s的波动周期更能真实反映本地区的台风环境，建议根据本地区台风环境实际情况对风速观测频率进行调整。同时，金属屋面板被风揭的控制风力是动态的脉动风，而不是持续增大的静态风，应按动态试验来确定深化设计。
3) 由于屋面板板肋与T码的咬合处易脱开，建议此部位普遍设抗风夹；在檐口、天窗边、天沟变形缝边等薄弱部位减小檩条间距、减小抗风夹间距，并设抗风压条。
参考文献
| [1] | 龙文志. 提高金属屋面抗风力技术探讨-首都机场T3航站楼屋面不要第四次再被风掀开[J]. 中国建筑金属结构, 2013(15): 62-68. LONG W Z. Discussion on improving wind resistance technology of metal roof[J]. China Construction Metal Structure, 2013(15): 62-68. (in Chinese) |
| [2] | 龙文志. 提高金属屋面抗风力技术问题的探讨[J]. 建筑技术, 2013, 44(7): 582-588. LONG W Z. Discussion on technical problems in wind resistance improvement of metallic roof[J]. Architecture Technology, 2013, 44(7): 582-588. (in Chinese) |
| [3] | 陈艾荣.港珠澳大桥珠海口岸工程刚体模型测压风洞试验研究[R].上海: 上海同济桥梁技术有限公司, 2013. HEN A R. Wind tunnel test of rigid body model pressure measurement for Zhuhai Port project of Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge[R]. Shanghai: Shanghai Tongji Bridge Technology Co., Ltd., 2013. (in Chinese) |
| [4] | 张志威, 亓立刚, 张保国, 等. 大面积直立锁边金属屋面抗风防水关键施工技术[J]. 天津建设科技, 2015, 25(3): 6-9. ZHANG Z W, QI L G, ZHANG B G, et al. Key construction technology of wind resistance and waterproofing for large area vertical locked metal roof[J]. Tianjin Construction Science and Technology, 2015, 25(3): 6-9. (in Chinese) |
| [5] | 宣颖, 谢壮宁. 大跨度金属屋面风荷载特性和抗风承载力研究进展[J]. 建筑结构学报, 2019, 40(3): 41-49. XUAN Y, XIE Z N. Research progress on wind loads and wind resistance bearing capacity of large span metal roof structures[J]. Journal of Building Structures, 2019, 40(3): 41-49. (in Chinese) |
| [6] | 独家旺. 铝镁锰直立锁边金属屋面技术应用[J]. 山西建筑, 2018, 44(23): 81-83. DU J W. Application of Al-Mg-Mn standing seam metal roofing technology[J]. Shanxi Architecture, 2018, 44(23): 81-83. (in Chinese) |
| [7] | 张庭. 大型金属屋面围护系统风掀与渗漏问题的分析与解决[J]. 中国建筑防水, 2018(15): 10-14. ZHANG T. Analysis and solution of wind lift and leakage problems in large metal roof enclosure system[J]. China Building Waterproofing, 2018(15): 10-14. (in Chinese) |
| [8] | 王国庆. 铝镁锰金属屋面成套施工工艺[J]. 江苏建筑, 2016(6): 81-83. WANG G Q. Complete construction technology of aluminium magnesium manganese metal roof[J]. Jiangsu Construction, 2016(6): 81-83. (in Chinese) |
| [9] | 徐健, 曾宪伟, 闫智, 等. 基于风洞试验下大面积金属屋面系统防漏与防风揭工艺[J]. 施工技术, 2016, 45(23): 83-85. XU J, ZENG X W, YAN Z, et al. The leakproof and windproof uncovering technology of the metal roofing system with large area based on wind tunnel test[J]. Construction Technology, 2016, 45(23): 83-85. (in Chinese) |
| [10] | 张耕. 大型公共建筑直立锁边金属屋面抗风揭加固方法探析[J]. 工程建设与设计, 2017(21): 28-32. ZHANG G. Analysis of the wind uplift strengthening methods of the standing seam metal roof in large-scale public buildings[J]. Construction & Design for Project, 2017(21): 28-32. (in Chinese) |
| [11] | 周正双, 郭桂钦, 张雨霞. 大跨度综合性复杂金属屋面工程的设计[J]. 中国建筑防水, 2015(23): 6-10. ZHOU Z S, GUO G Q, ZHANG Y X. Design of long span complex comprehensive metal roof project[J]. China Building Waterproofing, 2015(23): 6-10. (in Chinese) |
| [12] | 秦国鹏, 刘美思, 刘毅, 等. 金属屋面系统抗风揭性能的试验研究[J]. 钢结构, 2016, 31(3): 26-28. QIN G P, LIU M S, LIU Y, et al. Experimental study of the wind uplift capacity of a metal roof system[J]. Steel Construction, 2016, 31(3): 26-28. (in Chinese) |
| [13] | 陶照堂, 惠存, 陈国超, 等. 超大风压作用下金属屋面受力性能试验研究[J]. 钢结构, 2016, 31(10): 12-14, 75. TAO Z T, HUI C, CHEN G C, et al. Experimental investigation on mechanical performance of metal roof under super wind loads[J]. Steel Construction, 2016, 31(10): 12-14, 75. (in Chinese) |
| [14] | 徐国军. 浅析直立缝金属屋面系统的抗风性能[J]. 中国建筑金属结构, 2015(10): 64-66. XU G J. A brief analysis of the wind resistance of vertical seam metal roofing system[J]. China Construction Metal Structure, 2015(10): 64-66. (in Chinese) |
