輕型鋼結(jié)構(gòu)風災易損性概率分析

趙明偉，顧明,2

（1.同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室，上海，200092；2.華南理工大學 土木與交通學院，廣東 廣州，510641）

輕型鋼結(jié)構(gòu)主要指采用輕型冷彎薄壁型鋼、焊接薄壁鋼結(jié)構(gòu)、輕型焊接熱軋型鋼構(gòu)件及由以上構(gòu)件拼接、焊接而成的組合構(gòu)件等作為主要受力構(gòu)件，采用金屬壓型板或其他輕質(zhì)保溫隔熱板材作為圍護結(jié)構(gòu)的低層或多層建筑結(jié)構(gòu)體系。這種結(jié)構(gòu)體系可廣泛應用于廠房、倉庫、住宅、商場和展覽大廳等工業(yè)、民用及公共建筑領域。輕型鋼結(jié)構(gòu)是一種典型的風災易損結(jié)構(gòu)，因遭受強風而造成破壞和損失的情況在國內(nèi)外屢有報道。為降低風災損失，有必要對輕型鋼結(jié)構(gòu)進行風災易損性評估，估算其可能的風致破壞及損失，并據(jù)此采取減災救災措施。目前，國內(nèi)外關于輕型鋼結(jié)構(gòu)風災易損性評估的研究成果相當有限[1?3]，這與此類結(jié)構(gòu)廣為應用的局面極不相稱。Garcia等[1?2]建立了美國的典型輕型鋼結(jié)構(gòu)的風災易損性概率分析框架。由于中國輕型鋼結(jié)構(gòu)在設計、施工等方面的諸多細節(jié)與國外不同，國外的研究成果及其思路雖具有參考價值，卻不能完全在我國照搬使用。宋芳芳等[3]則對中國的典型輕鋼結(jié)構(gòu)工業(yè)廠房進行風災破壞的情景分析，預測某一臺風過程中的輕型鋼結(jié)構(gòu)破壞。而針對于中國輕型鋼結(jié)構(gòu)的風災易損性概率分析，尚未見諸文獻。本文以輕型鋼結(jié)構(gòu)建筑中最為常見的門式剛架輕鋼結(jié)構(gòu)為例，提出風災易損性的概率分析流程和實施細節(jié)。

1 風災易損性概率分析的計算流程

采用基于構(gòu)件分析的方法，通過蒙特卡洛模擬估算輕型鋼結(jié)構(gòu)的風致破壞概率。首先，將單體輕鋼結(jié)構(gòu)建筑假想地分解為一些主要構(gòu)件，建立荷載概率模型、構(gòu)件承載力概率模型，通過蒙特卡洛模擬得到各類構(gòu)件的易損性曲線；進而，根據(jù)描述結(jié)構(gòu)整體破壞等級與構(gòu)件破壞程度關系的破壞等級矩陣，得到整體結(jié)構(gòu)的易損性曲線。易損性分析的流程如圖1所示。災后調(diào)查結(jié)果表明：強風災害中輕型鋼結(jié)構(gòu)的主體結(jié)構(gòu)倒塌的情況較少，以圍護結(jié)構(gòu)破壞為主要破壞模式。并且，強風多伴隨降雨，圍護結(jié)構(gòu)破壞后，即使主體結(jié)構(gòu)完好，雨水侵入建筑內(nèi)部也可能造成嚴重的財物損失，使得圍護結(jié)構(gòu)破壞成為輕型鋼結(jié)構(gòu)風災損失的主因。因此，本文僅考慮屋面板、墻面板、外門和外窗等圍護結(jié)構(gòu)的破壞。

2 荷載的概率模型

2.1 屋面板自身重力的概率模型

輕鋼結(jié)構(gòu)屋面的常用板型為壓型鋼板和夾芯板，后者抗風性能相對較好。本文僅考慮使用壓型鋼板的情況。依據(jù)中國現(xiàn)行國家標準《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB 50009—2001）[4]的建議，認為壓型鋼板單位面積自身重力服從正態(tài)分布，均值取0.11 kN/m2，變異系數(shù)假定為0.2。為保證隨機抽樣值的合理性，僅保留偏離均值不超過2倍標準差的抽樣值[5]。

圖1 風災易損性概率分析的流程圖Fig.1 Flow chart of probabilistic wind vulnerability analysis

2.2 圍護結(jié)構(gòu)風壓的概率模型

門式剛架輕型鋼結(jié)構(gòu)建筑的平均屋面高度通常不大于18 m，屬于典型的低矮房屋。綜合文獻[4,6?7]的建議，采用MBMA 2006手冊的風壓系數(shù)，以如下公式計算作用在圍護結(jié)構(gòu)上的風壓。

對于封閉式和部分封閉式建筑：

對于敞開式建筑：

其中：w為風壓（N/m2）；ρ為空氣密度，按標準大氣[8]，取ρ=1.225 kg/m3；vn為名義風速，定義為B類地面粗糙度、距地10 m高度處、10 min時距的平均風速（m/s）；μh為平均屋面高度h處的風壓高度變化系數(shù)；Cp，Cpi和CN分別為包含陣風系數(shù)的外風壓系數(shù)、內(nèi)風壓系數(shù)和凈風壓系數(shù)，與3 s陣風風速的速度風壓配套使用。由于本文中平均風速的時距為10 min，式（1）和（2）中引入了風速時距調(diào)整系數(shù)2.04[8]。

對于風壓高度變化系數(shù)，首先按照荷載規(guī)范 GB 50009—2001，計算平均屋面高度h處的風壓高度變化系數(shù)μh的名義值。然后，參照文獻[9]的建議，假設μh服從正態(tài)分布，A，B，C和D類地面粗糙度下μh的均值與名義值之比分別取0.96，0.96，1.01和1.01，變異系數(shù)分別取0.14，0.14，0.19和0.19，隨機抽樣時僅保留偏離均值不超過2倍標準差的抽樣值。

中國門式剛架輕鋼結(jié)構(gòu)通常采用雙坡屋面，坡度介于1/10～1/20，坡角θ小于7°，屋面板連接件的有效受風面積 A′通常不大于 0.93 m2。依據(jù)上述參數(shù)，從MBMA 2006手冊中選出對應風壓系數(shù)，作為Cp和CN的名義值（見表1和表2）。由于屋面圍護結(jié)構(gòu)的風災破壞由負風壓控制，表2僅列出負風壓系數(shù)，其中敞開式建筑按屋蓋下部氣流不考慮阻塞。

規(guī)范中給出的圍護結(jié)構(gòu)風壓系數(shù)分區(qū)方法是針對抗風設計的，包含各風向的最不利情況。為在易損性估算中模擬不同來流風向下的破壞，需要調(diào)整風壓系數(shù)的分區(qū)。考慮2種風向：來流風平行于屋脊和來流風垂直于屋脊，參照文獻[5]中的方法進行調(diào)整。調(diào)整后，墻面圍護結(jié)構(gòu)的風壓系數(shù)分區(qū)見圖 2；屋面圍護結(jié)構(gòu)的風壓系數(shù)分區(qū)如圖3和圖4所示。其中：wa為邊緣帶寬度。圖3所示為適用于封閉式建筑、部分封閉式建筑及不滿足0.25≤h/L≤1.0的敞開式建筑，圖4所示為適用于滿足0.25≤h/L≤1.0的敞開式建筑，L為跨度。

基于文獻[10]的建議，假定 Cp和 CN服從正態(tài)分布，均值與名義值之比為0.95，變異系數(shù)為0.12。隨機抽樣時僅保留偏離均值不超過 2倍標準差的抽樣值。

對于封閉式建筑，假定內(nèi)風壓系數(shù)Cpi服從正態(tài)分布，均值取 0.15，變異系數(shù)取 0.33[9]，隨機抽樣時僅保留偏離均值不超過2倍標準差的抽樣值。

表1 墻面圍護結(jié)構(gòu)的風壓系數(shù)名義值Table 1 Nominal coefficients for wall components and cladding

表2 屋面圍護結(jié)構(gòu)的風壓系數(shù)名義值Table 2 Nominal coefficients for roof components and cladding

Lee等[9?10]中的風壓系數(shù)概率模型是針對 ASCE規(guī)范的。本文采用的 MBMA手冊的風壓系數(shù)值引自ASCE規(guī)范。因此，假定上述風壓系數(shù)概率模型對本文分析的門式剛架輕型鋼結(jié)構(gòu)也是適用的。

輕鋼結(jié)構(gòu)的風災破壞過程中，圍護結(jié)構(gòu)的破壞位置、面積和數(shù)目等具有隨機性，規(guī)范對于內(nèi)風壓系數(shù)取值的規(guī)定無法適應這種復雜多變的情況。采用文獻[11]的建議，根據(jù)開洞面積及外風壓系數(shù)計算內(nèi)壓：

其中：Cp1為正壓區(qū)開洞處外風壓系數(shù)的平均值；Cp2為負壓區(qū)開洞處外風壓系數(shù)的平均值；α為正壓區(qū)開洞面積與負壓區(qū)開洞面積之比。

圖2 墻面圍護結(jié)構(gòu)的風壓系數(shù)分區(qū)Fig.2 Pressure zones for wall components and cladding

圖3 屋面圍護結(jié)構(gòu)的風壓系數(shù)分區(qū)（多數(shù)情況）Fig.3 Pressure zones for roof components and cladding（In most cases）

圖4 屋面圍護結(jié)構(gòu)的風壓系數(shù)分區(qū)（僅對敞開式建筑，且滿足0.25≤h/L≤1.0）Fig.4 Pressure zones for roof components and cladding（Open buildings,0.25≤h/L≤1.0）

2.3 飛擲物沖擊破壞的概率模型

在強風作用下，建筑周圍的較小物體可能被風吹起而形成飛擲物，造成外窗玻璃的沖擊破壞。Cope[5]認為，某一外窗玻璃遭受飛擲物沖擊破壞的概率為：

式中：pD（V）為3 s陣風風速v時的飛擲物沖擊破壞概率；a為來流風向上可能變成飛擲物的構(gòu)件比例；Na為可能的飛擲物總數(shù)，假定Na=100；b為飛擲物擊中房屋的比例；c為未受防護的玻璃窗所占迎風面墻體面積的比例；d為飛擲物沖擊動量超過破壞界限的概率。參數(shù)a，b和d均對應于3 s陣風風速。

上述模型在波多黎各地區(qū)的輕鋼結(jié)構(gòu)工業(yè)建筑風災易損性估算中得以應用[1]。本文也采用該模型，但為與10 min時距的平均風速（m/s）相配套，對有關參數(shù)進行時距調(diào)整和單位換算。調(diào)整后，a是均值為42.20 m/s、標準差為 4.69 m/s的正態(tài)分布累積分布函數(shù)；b=0.4/62.52 ×（ v - 1 5.63），其中v為10 min時平均風速（m/s）；d是均值為21.88 m/s、標準差為3.13 m/s的正態(tài)分布累積分布函數(shù)。為考慮 Na的變異性，假設Na服從均值為100、變異系數(shù)為0.2的正態(tài)分布。需要注意的是：飛擲物對外窗的沖擊破壞受到多種不確定因素的影響，如飛擲物來源、外窗尺寸、玻璃材料及保護措施等。在對某一地區(qū)的輕型鋼結(jié)構(gòu)建筑進行風災易損性分析時，若有條件，應當通過實地調(diào)查，對參數(shù)Na，a，b和d進行調(diào)整和校準后使用。

3 構(gòu)件承載力的概率模型

3.1 屋面系統(tǒng)的承載力模型

屋面壓型鋼板與支承結(jié)構(gòu)的連接有3種方式：穿透式自攻螺釘連接、咬邊連接、扣合連接。現(xiàn)有的輕鋼結(jié)構(gòu)風災易損性評估研究中，均僅模擬采用自攻螺釘連接的情況。本文同樣假定屋面壓型鋼板為自攻螺釘連接，具體連接形式為：（1）對于波高大于或等于70 mm的高波壓型鋼板，先將固定支架用自攻螺釘與檁條連接，或者焊接于檁條上，然后，將高波板與固定支架用自攻螺釘在波峰固定；（2）對于波高小于70 mm的中、低波壓型鋼板，可直接用自攻螺釘在波峰處固定到檁條上。

受風吸力作用，屋面板有2種基本破壞模式：壓型鋼板在自攻螺釘釘頭處被拉脫而破壞，自攻螺釘從基材中被拔出而破壞。需要計算這2種破壞形式對應的自攻螺釘抗拉承載力。

3.1.1 高波壓型鋼板連接的抗拉承載力

中國《冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（GB 50018—2002）[12]給出拉脫及拔出破壞形式下自攻螺釘?shù)目估休d力計算公式，適用條件為“壓型鋼板與冷彎型鋼構(gòu)件之間緊密連接”。當采用高波屋面板時，壓型鋼板與固定支架緊密連接，滿足此條件。以規(guī)范GB 50018—2002建議的公式為基礎，進一步考慮抗拉承載力的不確定性，用式（5）計算單個自攻螺釘?shù)目估摮休d力（N）：

其中：t為緊挨釘頭側(cè)的壓型鋼板厚度（mm）；f1為被連接鋼板的抗拉強度。按250級結(jié)構(gòu)級鋼考慮，取名義值235 MPa。假定t和f1服從正態(tài)分布，根據(jù)文獻[13]建議確定分布參數(shù)的取值；為避免在破壞模擬過程中出現(xiàn)不合理的抽樣值，參照有關規(guī)范并結(jié)合假定，限定抽樣值的上下界，如表3所示。表中的ε表示標準差。

單個自攻螺釘?shù)目拱纬龀休d力（N）為：

其中：tc為釘桿的圓柱狀螺紋部分鉆入基材中的深度（mm）；d為自攻螺釘?shù)闹睆剑╩m）；f2為基材的抗拉強度（MPa），對Q235鋼，取名義值235 MPa。各參數(shù)均假定為正態(tài)分布，統(tǒng)計參數(shù)見表3。

表3 屋面板、墻面板承載力計算的統(tǒng)計參數(shù)Table 3 Statistic parameters for calculating resistance capacities of roof panels and wall panels

3.1.2 中低波壓型鋼板連接的抗拉承載力

中低波壓型鋼板在固定處與檁條不是緊密接觸，不滿足GB 50018—2002中自攻螺釘連接抗拉承載力公式的適用條件。在澳大利亞，壓型鋼板作為建筑的圍護材料時，通常采用與中國類似的波峰固定形式。對于材料為 G250級結(jié)構(gòu)鋼的此類壓型鋼板，Mahaarachchi等[14]給出抗拉脫極限承載力的計算公式。中國壓型鋼板所用的250級結(jié)構(gòu)鋼具有與澳大利亞 G250級結(jié)構(gòu)鋼基本相近的力學性能。因此，對于波峰固定的中低波壓型鋼板，本文引用該文獻的建議公式，而將中國標準規(guī)定的自攻螺釘和壓型鋼板的幾何參數(shù)及材料性能參數(shù)代入，以計算單個自攻螺釘?shù)目估摮休d力。

其中：fy為壓型鋼板板材的屈服強度，按250級結(jié)構(gòu)級鋼考慮，偏安全地參照Q235鋼，取235 MPa；dh為自攻螺釘釘頭直徑（mm）；E為壓型鋼板板材的彈性模量，取名義值206 GPa；t為壓型鋼板厚度（mm）；hc為波高（mm）；p為波距（mm）；Wt和 Wc的含義如圖 5所示（mm）；L為檁條間距（mm）。

將式（7）中各參數(shù)的名義值代入，計算Nov的名義值。假設Nov服從正態(tài)分布，其統(tǒng)計參數(shù)見表3。

對于波峰處固定的中低波壓型鋼板，通常情況下，抗拔出承載力大于抗拉脫承載力，從而對抑制負風壓作用下的破壞不起控制作用。并且抗拔出承載力主要取決于自攻螺釘?shù)尼敆U直徑、鉆入基材的深度和基材的抗拉強度，與釘頭處壓型鋼板是否與基材緊密連接關系不大。因此，對于波峰固定的中低波壓型鋼板，仍按式（6）計算抗拔出承載力。

圖5 壓型鋼板截面示意圖Fig.5 Cross-section of a profiled steel sheet

3.2 墻面系統(tǒng)的承載力模型

墻面壓型鋼板采用自攻螺釘與墻梁連接時，在風吸力作用下，同樣有拉脫和拔出2種破壞模式。由于連接用的自攻螺釘通常設置在波谷，壓型鋼板在固定處與墻梁緊密連接，滿足GB 50018—2002中自攻螺釘連接抗拉承載力公式的適用條件。對于每個自攻螺釘連接，按照式（5）和（6）分別計算抗拉脫和抗拔出承載力。

當墻面壓型鋼板承受正風壓力時，壓型鋼板支座處的腹板有可能出現(xiàn)壓跛現(xiàn)象。一塊腹板的局部受壓承載力按下式計算[12]：

其中：α為系數(shù)，中間支座取α=1.2，端部支座取α=0.06；tf為腹板厚度（mm）；lc為支座處的支承長度，10＜lc＜200 mm，對端部支座可取lc=10 mm，假定正態(tài)分布，統(tǒng)計參數(shù)見表 3；θ 為腹板傾角（45°≤θ≤90°），因缺乏統(tǒng)計資料，取為常數(shù)。

另外，對承受正風壓的墻面壓型鋼板，將整塊墻面板視為一個受彎構(gòu)件，其抗彎承載力為[12]：

其中：We為壓型鋼板截面的等效抵抗矩，假定正態(tài)分布，統(tǒng)計參數(shù)見表3；f1為壓型鋼板的抗拉強度。

3.3 壓型鋼板連接抗拉承載力的隨機折減

輕型鋼結(jié)構(gòu)在其服役期間，屋面及墻面壓型鋼板連接的抗拉承載力會隨著結(jié)構(gòu)疲勞、老化而降低。按下述步驟模擬承載力折減：

（1）按照[0.5,1]之間的均勻分布隨機抽樣，取得1個隨機數(shù)，作為某一輕鋼結(jié)構(gòu)的平均折減系數(shù)λr。

（2）按照正態(tài)分布隨機抽樣，取得該輕鋼結(jié)構(gòu)每塊壓型鋼板上自攻螺釘?shù)恼蹨p系數(shù)λr。該正態(tài)分布的均值取λr，變異系數(shù)取0.2，抽樣時保證取出的隨機數(shù)偏離均值不超過2.0倍標準差且不大于1。

（3）對于每塊壓型鋼板上的每個自攻螺釘連接，將之前計算的抗拉脫承載力和抗拔出承載力抽樣值乘以對應的λr，取2個乘積的較小值作為最終抗拉承載力。

3.4 外門窗抗風壓承載力的概率模型

目前，中國對于建筑外門窗抗風壓性能分級的依據(jù)是國家標準《建筑外門窗氣密、水密、抗風壓性能分級及檢測方法》（GB/T 7106—2008）[15]。該標準根據(jù)定級檢測壓力差值P3，將建筑外門窗的抗風壓性能分為9級，如表4所示。

本文假定外門窗的抗風壓承載力服從正態(tài)分布，分布參數(shù)的取值按照以下步驟確定。

步驟 1 對于待評估輕鋼結(jié)構(gòu)的某一類外門（外窗），指定其抗風壓性能等級。

步驟2 根據(jù)抗風壓性能等級，從表4中查出定級檢測壓力差值的上下界，以該上下界確定的均勻分布進行隨機抽樣，取出 1個隨機數(shù)作為該類外門（外窗）定級檢測壓力差值P3。

步驟3 推算抗風壓承載力概率分布的平均值。定級檢測為抽檢，是以3個試件定級值的最小值為該組試件的定級值。假定抗風壓承載力的變異系數(shù)為Cov，P3為0.33分位值，則有：

表4 建筑外門窗抗風壓性能分級Table 4 Wind load resistance performance of external windows and doors

步驟 5 為避免在破壞模擬過程中出現(xiàn)不合理的抽樣值，將抗風壓承載力的取值限制在偏離均值不超過2倍標準差的范圍內(nèi)。

4 構(gòu)件的失效判定

4.1 自攻螺釘抗拉連接的失效判定

將隨機重力荷載和風壓荷載施加到每塊屋面壓型鋼板上，將隨機風壓荷載施加到每塊墻面壓型鋼板上；將自攻螺釘連接模擬為壓型鋼板的支座，使用有限元方法計算支座反力；根據(jù)屋面板和墻面板自攻螺釘連接抗拉承載力的概率模型，得到每個自攻螺釘連接的抗拉承載力隨機值；對于任意1個自攻螺釘，當其支座反力大于或等于抗拉承載力時，認為其失效[2]。

4.2 屋面板和墻面板的失效判定

當壓型鋼板上任意一個自攻螺釘失效后，由于自攻螺釘承擔的風荷載發(fā)生重分配，其它自攻螺釘將很快相繼失效。對于屋面板及承受風吸力的墻面板，當其任意一個自攻螺釘連接失效時，即判定該壓型鋼板失效。

對于承受正風壓的墻面板，將整塊壓型鋼板視為一個受彎構(gòu)件，計算支座處的彎矩M和反力R。當不滿足下述條件之一時，認為該壓型鋼板失效[12]：

其中：Rw,a為整塊壓型鋼板上所有腹板總計的局部受壓承載力。

4.3 外門窗發(fā)生風壓破壞的判定

根據(jù)前述隨機風壓模型，計算某一外門（窗）承擔的總凈風壓 Fo；根據(jù)外門窗抗風壓承載力的概率模型，得到其抗風壓承載力隨機值Po；時，認為該外門（窗）遭受風壓破壞[2]。

4.4 外窗發(fā)生飛擲物沖擊破壞的判定

對于某一外窗，由式（4）計算其遭受飛擲物沖擊破壞的概率 pD。使用 0～100%之間的均勻分布隨機抽樣，若抽樣值p小于pD，則認為該外窗發(fā)生飛擲物沖擊破壞[5]。

5 易損性曲線的建立

超越破壞易損性曲線定義各類圍護構(gòu)件及整體結(jié)構(gòu)達到或超過某一破壞等級的概率與名義風速的關系[5]。參照文獻[1]的建議，破壞等級按表5定義。其中，RD為破壞率，定義為某類構(gòu)件的破壞面積與該類構(gòu)件的總面積之比。對于外門和外窗，將其破壞面積比例合計考慮。

下面以屋面為例，介紹某一風向角（如風向平行于屋脊）下，構(gòu)件的超越破壞易損性曲線的建立方法。首先，計算構(gòu)件達到或超過某個破壞等級的超越破壞概率。假設在易損性的蒙特卡洛模擬中，模擬N個輕鋼建筑。在該風向角的某一風速（如 30 m/s）下，對每個建筑，計算屋面的破壞率RD，如表6所示。統(tǒng)計達到或超過某一破壞等級的次數(shù)Ni（i=1,2,3,4）。計算Ni與N的比值，作為該風速時屋面破壞對應于某一破壞等級的超越概率。對每個風速值，重復以上計算過程，得到所有風速下各個破壞等級的超越破壞概率。然后，對每個破壞等級，分別繪制相應超越破壞概率與風速的關系曲線，得到當前風向角下屋面達到或超過每個破壞等級的超越破壞易損性曲線。

在某一風向角下，整體結(jié)構(gòu)超越破壞易損性曲線的建立過程是：在每個風速下，對每個模擬的輕鋼建筑，分別判斷各類圍護構(gòu)件（屋面、墻面、外門窗）的破壞等級，只要其中有一類構(gòu)件達到某一破壞等級，即認為該建筑整體也達到相同破壞等級[2]。由此可統(tǒng)計出整體結(jié)構(gòu)在每個風速下達到或超過某一破壞等級的次數(shù)，進而得到超越破壞概率，繪制整體結(jié)構(gòu)的超越破壞易損性曲線。

表5 輕型鋼結(jié)構(gòu)風災破壞等級矩陣Table 5 Damage states for light-weight steel buildings

表6 屋面破壞的超越概率Table 6 Exceedance probability of roof damage

得到每個風向角的某一類構(gòu)件的超越破壞易損性曲線后，以每個風向角出現(xiàn)的頻率作為權(quán)重，對所有風向角的易損性曲線進行加權(quán)平均，得到不區(qū)分風向角的超越破壞易損性曲線。整體結(jié)構(gòu)的超越破壞易損性曲線同樣采用加權(quán)平均方法得到。

6 算例分析

對某一典型輕鋼建筑在B類地面粗糙度下的風災易損性進行了概率分析。該建筑為單跨雙坡結(jié)構(gòu)，跨度為36 m，總長為72 m，檐口高度為11.7 m，屋面坡度為 1:15，外門窗布置如圖 6所示。墻面板采用YX35-125-750壓型鋼板，板材為250級結(jié)構(gòu)鋼，板厚為0.8 mm，自攻螺釘采用ST5.5，鉆入墻梁3 mm，墻梁鋼材為Q235鋼。屋面板考慮2種布置方案：方案1為YX35-125-750壓型鋼板，檁條間距1.5 m；方案2為YX130-300-600壓型鋼板，檁條間距3 m。2個方案的壓型鋼板板材均為250級結(jié)構(gòu)鋼，板厚1.0 mm，自攻螺釘采用ST5.5，鉆入檁條或支架3.0 mm，墊圈直徑20 mm，檁條鋼材為Q235鋼。通過比較文獻[1?2]的建議值與GB/T 7106—2008的分級指標值，將外窗和人行門的抗風壓等級取為3級，卷簾門的抗風壓等級取為1級，變異系數(shù)均取0.2。假定外門窗最初都處于關閉狀態(tài)。名義風速取值范圍為10～70 m/s，增量為5 m/s。

按照圖1所示流程，采用蒙特卡洛模擬方法，得到兩方案下的不區(qū)分風向角的易損性曲線，分別如圖7和圖8所示。通過對模擬結(jié)果的分析，可以發(fā)現(xiàn)：

（1）當采用屋面布置方案 1時，在相同風速、相同破壞等級下，外門窗的超越破壞概率最大，屋面板次之，墻面板破壞概率較小；建筑整體與外門窗的易損性曲線相同，表明外門窗是該布置方案下輕鋼建筑風災破壞的最薄弱的環(huán)節(jié)。

（2）當采用屋面布置方案 2時，在相同風速、相同破壞等級下，則是屋面板的超越破壞概率最大，外門窗次之，墻面板破壞概率相對較小；建筑整體與屋面板的易損性曲線基本相同，屋面板破壞是此種布置方案下輕鋼建筑破壞的首要模式。

圖6 外門窗布置圖Fig.6 Layout of external windows and doors

圖7 屋面布置方案1 的超越破壞易損性曲線Fig.7 Fragility curves for No.1 roof layout

圖8 屋面布置方案2 的超越破壞易損性曲線Fig.8 Fragility curves for No.2 roof layout

方案2與方案1相比，在相同風速、相同破壞等級下，屋面板及建筑整體的超越破壞概率更大，由此反映出 YX130-300-600壓型鋼板相對于 YX35-125-750而言，更不利于抗風。究其原因，主要是前者的波數(shù)較少，其下部檁條的間距較大，使得單塊YX130-300-600壓型鋼板上的自攻螺釘數(shù)遠比YX35-125-750的少，單個自攻螺釘受到的平均風吸力更大；另一方面，按照本文模擬的屋面壓型鋼板厚度和自攻螺釘尺寸，YX130-300-600壓型鋼板上單個自攻螺釘?shù)目估休d力均值略小于YX35-125-750的相應值。

若采用YX35-125-750而非YX130-300-600壓型鋼板作為屋面板，將使輕鋼建筑的超越破壞概率顯著減小。另一方面，在各類圍護構(gòu)件中，與雨水侵入室內(nèi)引起的次生損失關系最為密切的，當屬屋面板。因此，為降低輕鋼建筑的風災破壞程度，首要措施是采用抗風性能較好的屋面板型。屋面板的抗風性能得以保證之后，輕鋼建筑的破壞概率由外門窗的抗風性能控制。因而，提高外門窗的抗風性能，可以作為減少輕鋼建筑風災破壞的次要措施。墻面板的破壞概率較低。

7 結(jié)論

（1）基于構(gòu)件分析的思路，實現(xiàn)適用于中國典型輕型鋼結(jié)構(gòu)的風災易損性概率分析方法。

（2）風災易損性分析中的荷載概率模型包括屋面板自重、圍護結(jié)構(gòu)風壓、飛擲物沖擊破壞概率。當基于風荷載規(guī)范建立圍護結(jié)構(gòu)風壓模型時，應當計入風向因素，將風壓系數(shù)分區(qū)修改后使用。

（3）圍護結(jié)構(gòu)抗風承載力的概率模型考慮屋面板、墻面板、外門窗等構(gòu)件。對于屋面板自攻螺釘連接的抗拉承載力，應區(qū)分高波板和中低波板2種情況。對于墻面板，應考慮承受風吸力和正風壓2種情況。

（4）典型輕型鋼結(jié)構(gòu)建筑的風災易損性分析結(jié)果表明，輕鋼結(jié)構(gòu)建筑整體的易損性曲線受抗風性能最弱的圍護構(gòu)件控制；因屋面布置方案而異，最薄弱圍護構(gòu)件或者是外門窗，或者是屋面板；墻面板破壞概率相對較小；為減輕風災破壞，需要增強圍護構(gòu)件的抗風性能，按其重要性由大到小的排列次序為：屋面板、外門窗、墻面板。

[1]Garcia,P A.Estimacion de danos producidos por viento en edificaciones industriales[D].Puerto Rico:University of Puerto Rico（Mayaguez）.Department of Civil Engineering,2008:44?48.

[2]Federal Emergency Management Agency（FEMA）.Multi-hazard loss estimation methodology - Hurricane model.HAZUS-MH MR4 Technical Manual[EB/OL].[2010?08?11].http://www.fema.gov/plan/prevent/hazus/hz_manuals.shtm.

[3]宋芳芳,歐進萍.輕鋼結(jié)構(gòu)工業(yè)廠房風災損傷估計與預測[J].土木建筑與環(huán)境工程,2009,31（6）:71?80.SONG Fang-fang,OU Jin-ping.Wind damage estimation and prediction of light steel industrial buildings[J].Journal of Civil,Architectural and Environmental Engineering,2009,31（6）:71?80.

[4]GB 50009—2001,建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范（2006年版）[S].GB 500009—2001,Load code for the design of building structures,2006 edition[S].

[5]Cope A D.Predicting the vulnerability of typical residential buildings to hurricane damage[D].Florida:University of Florida.Department of Civil and Coastal Engineering,2004:70.

[6]MBMA 2006,Metal building systems manual[S].

[7]2010 Supplement to the 2006 Metal Building Systems Manual[S].

[8]ASCE 7-05,Minimum design loads for buildings and other structures[S].

[9]Lee K H,Rosowsky D V.Fragility assessment for roof sheathing failure in high wind regions[J].Engineering Structures,2005,27（6）:857?868.

[10]Ellingwood B R,Tekie P B.Wind load statistics for probabilitybased structural design[J].Journal of Structural Engineering,1999,125（4）:453?463.

[11]Liu H.Wind engineering:A handbook for structural engineers[M].Upper Saddle River:Prentice Hall,1991:87.

[12]GB 50018—2002，冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范[S].GB 50018—2002,Technical code of cold-formed thin-wall steel structures[S].

[13]《冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》修訂組.冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)的概率極限狀態(tài)設計法[J].建筑結(jié)構(gòu)學報,1991,12（3）:14?23.Revision group of the “Specification for the Design of Thin-Wall Steel Structures”.Probabilistic limit state design method for cold-formed thin-wall steel structures[J].Journal of Building Structures,1991,12（3）:14?23.

[14]Mahaarachchi D,Mahendran M.Wind uplift strength of trapezoidal steel cladding with closely spaced ribs[J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics,2009,97（3/4）:140?150.

[15]GB/T 7106—2008,建筑外門窗氣密、水密、抗風壓性能分級及檢測方法[S].GB/T 7106—2008,Graduation and test methods of air permeability,watertightness,wind load resistance performance for building external windows and doors[S].