直立鎖縫金屬屋面加強抗風揭能力的優化設計

許秋華，萬 恬，劉 凱

(1. 南昌大學建筑工程學院、江西省建筑設計研究總院，江西，南昌 330046；2. 華南理工大學土木與交通學院，廣東，廣州 510640；3. 南昌工程學院土木與建筑工程學院，江西，南昌 330099)

直立鎖縫金屬屋面系統是一種高強、輕質的新型輕型屋面系統，世界各地建筑的應用始于1970 年已達50 年，使用面積超過了2000 萬 m2；在我國始于1993 年的應用也達到了27 年，使用面積也已超過了800 萬 m2[1]。其典型的結構做法為：用自攻螺栓將固定支座固定在主結構檁條上，再通過不同角度將金屬屋面板扣在固定支座上，最后將相鄰屋面板直立預留的自然搭扣邊用電動鎖邊機咬合在一起(圖1、圖2)[2]。

圖1 直立鎖縫金屬屋面系統剖面示意圖Fig. 1 Diagrammatic cross-section of vertical lock seam metal roof system

圖2 電動鎖邊機將直立預留的自然搭扣邊咬合在一起Fig. 2 The electric locking machine bites together the upright reserved natural lap edges

近年來，隨著此類直立鎖縫金屬屋面系統在公共建筑中的運用，國內出現了多起執行《建筑結構荷載規范》GB50009-2006 年版設計風荷載規范規定值的前提下，遭遇到在其設計風荷載允許范圍內的強風發生了大面積屋面風揭脫扣破壞事件。例如武漢天河機場二期工程(圖3)、蘇州園區火車站(圖4)及河南省體育中心東罩棚(圖5)分別發生了大面積屋面風揭脫扣破壞事件；而北京首都機場T3 航站樓(圖6)竟然在兩年多時間里同一幢建筑就發生了三起大面積金屬屋面風揭脫扣破壞事件[3]；在此之前，河南省體育館、上海大劇院等建筑，均在強風襲擊下也出現了不同程度的屋頂被揭現象。2018 年3 月4 日南昌昌北國際機場T2 航站樓也發生了一起同樣情況下的大面積屋面風揭脫扣破壞事件(圖7、圖8)[4]。風荷載均按當時國家標準《建筑結構荷載規范》GB50009-2006 年版進行了罕遇12 級風壓設計，而實際情況是在常遇的9 級、10 級、11 級風壓下就發生了大面積屋面風揭脫扣破壞，說明當時國家標準負風壓取值偏低是其風揭破壞的主要原因。

圖3 天河機場國際樓二期擴建工程Fig. 3 Extension of Phase II of Tianhe Airport International Building

圖4 蘇州園區火車站Fig. 4 Suzhou Yuanqu Railway Station

圖5 河南省體育中心Fig. 5 Henan Sports Cente

圖6 首都機場T3 航站樓Fig. 6 Capital Airport T3 Terminal

圖7 南昌昌北國際機場T2 航站樓Fig. 7 Nanchang North International Airport T2 Terminal

圖8 大面積屋面風揭脫扣破壞照片1、2、3Fig. 8 Photographs of large-area roof wind stripping and tripping damage 1, 2, 3

1 直立鎖縫金屬屋面風揭脫扣破壞事件的原因分析

直立鎖縫金屬屋面系統具有質量輕、板材薄、板間機械咬合強度低的特點。其連接是板與板、板與固定支座間的相互咬合，連接后抗剪和抗彎承載力通過相互間的摩擦力來傳遞，在風吸力作用下的傳力機制及直立鎖縫金屬屋面系統受力途徑見圖9 示意圖。

圖9 直立鎖縫金屬屋面系統受力途徑示意圖Fig. 9 Schematic diagram of the stress path of the metal roof system with vertical locking joint

類似風災調查都表明：強風作用下直立鎖縫屋面體系易出現固定支座脫扣的破壞現象，脫扣破壞時屋面板局部被掀起，進而“連鎖效應”引發大面積屋面板脫落[2]。

2 直立鎖縫金屬屋面板抗風揭設計的荷載取值分析

先以一個實際工程案例入手。南昌昌北國際機場T2 航站樓屋面平面成扇形，總建筑面積96616.2 m2，能滿足流量1200 萬人次的出行需要(圖10、圖11)。開工時間2008 年9 月25 日，竣工時間2011 年3 月28 日，按照《建筑荷載規范》GB50009-2006 設計并建成，采用了直立鎖縫式金屬屋面系統。

2018 年3 月4 日下午15：30 左右，南昌遭遇強對流大風天氣，大風造成昌北國際機場T2 航站樓出發層入口附近區域挑檐部分金屬屋面及吊頂受損、脫落，金屬屋面受損面積約1300 m2(受損部位均為鋁合金固定座以上屋面板風揭脫扣破壞)，另室外吊頂受損約1000 m2。

圖10 南昌昌北國際機場T2 航站樓平面圖Fig. 10 T2 Terminal Plan of Nanchang North International Airport

圖11 南昌昌北國際機場T2 航站樓外觀Fig. 11 Appearance of T2 Terminal of Nanchang North International Airport

昌北國際機場T2 航站樓屋面造型呈弧形，屬于對風荷載比較敏感的結構(圖11)，根據《建筑荷載規范》GB50009-2006 年版第7.1.2 條“對于對風荷載比較敏感的其他結構，基本風壓應適當提高，并應由有關的結構設計規范具體規定”。基本風壓按《建筑荷載規范》GB50009-2006 年版附錄D.4 中附表D.4 給出的100 年一遇的風壓采用，即不得小于0.55 kN/m2；昌北國際機場氣象臺監測到的當時風速為29.5 m/s，達到11 級風，根據wp=v2/1600 換算風壓也為0.55 kN/m2，故當時風速剛好達到了《建筑荷載規范》GB50009-2006 年版中南昌地區百年一遇風壓值標準(暴風級別)。

T2 航站樓風災后直立鎖縫式金屬屋面板風災后的加強處理，若采用現行國家標準《建筑荷載規范》GB50009-2012，其基本風壓w0數據仍然為0.55 kN/m2(100 年一遇)，作為圍護結構風荷載標準值wk就將按下式：

項目位于郊區，地面粗糙度取B 類，屋面距地面最高處為30 m，則式中：βgz為陣風系數，查GB50009-2012 規范表第8.6.1 條取1.59；μs1為風荷載局部體型系數，查GB50009-2012 規范第8.3.3條第2 款“檐口、雨篷、遮陽板、邊棱處的裝飾條等突出構件”，取-2.0；μz為風壓高度變化系數，查GB50009-2012 規范表第8.2.1 條取1.39。則結構風荷載的規范標準值wk則為1.59×2×1.39×0.55=2.431 kN/m2。

周晅毅等[5]在《某機場航站樓屋面風荷載特性研究》一文中基于風洞試驗的結果反映屋面風荷載的大部分區域負壓絕對值較小且分布均勻，迎風邊緣部分負壓絕對值及負壓梯度均較大。考慮到屋頂弧形段特殊形狀的影響，最大的負風壓會產生在建筑物的轉角區域、暴露邊緣和弧形變化區域，那里的瞬間風力可能會超過規范標準。

大跨度機場、體育館多為高度為二三十米的近地建筑物，受附近的地形、地貌及周邊建筑物的影響甚大，產生相互干擾的群體效應，機場航站樓類結構處于這樣的湍流度較高近地區域，其風場環境、周邊繞流和空氣動力作用非常復雜，特別是對于這類外型比較獨特的大跨結構就不能僅僅依靠在規范中查找到的簡單體型系數中所得到的數據進行分析了[6]。對現代的大跨度機場、體育館的研究，相對準確的做法是采用比較先進的風洞測試方法來對此類建筑物的風荷載進行確定和分析[7-10]。

3 直立鎖縫金屬屋面板抗風揭的分析方法

關于直立鎖縫屋面體系受力性能的理論分析目前還比較少，此類結構體系的研究主要集中在有限元數值模擬和結構試驗方法測定兩個方面。

3.1 有限元數值模擬方法

相關論文有姜蘭潮和范亞娟[11]在《直立鎖邊金屬屋面抗風吸力的有限元分析》、陳玉[12]在《金屬屋面板風吸力下變形特性研究》、宋云浩、楊麗曼、王乾鎖和李彥希[13]在《直立鎖縫屋面系統抗風承載力的研究》、李明、殷小珠和張偉等[14]在《直立鎖邊屋面抗風性能有限元分析》等。

3.2 結構試驗方法

在國外，目前有美國《用靜態正壓和/或負壓法評價屋面系統的模擬抗風揭》ANSI/FM 4474-2004 和歐洲《機械固定柔性屋面防水卷材系統的歐洲技術認證指南》ETAG 006-2007 兩種試驗方法，用于測定屋面系統抗風揭能力，前者已得到北美、歐洲和亞洲許多國家認同。美國國家防水協會(NRCA)和金屬建筑制造商協會(MBMA)對直立鎖縫金屬屋面系統有一些介紹，特別是美國FM(Factory Manual)對此類屋面系統進行了詳細研究并建立了系統試驗體系，對各類屋面系統進行了等尺寸和擬動態模擬測試[12,15]。朱曉華和高敏杰[15]于《中美屋面系統抗風揭對比試驗及結果分析》的抗風揭平行對比試驗結果顯示：中美兩個實驗室間測試結果具有很好的相關性。 國內還有秦國鵬等[16-17]以及徐春麗[18]進行的《某國際機場航站樓屋面板抗風承載能力試驗研究》等。

4 加強屋面抗風揭能力設計優化探討及若干優化建議

國內機場及車站等既有公共建筑的直立鎖縫屋面發生了多起風災，如何對其優化加強設計就顯得十分必要。經歸納總結，筆者特提出既有直立鎖縫金屬屋面系統抗風揭加強設計的優化建議如下：

4.1 加強處理，宜確保重點區域、兼顧一般區域

對我國按照《建筑結構荷載規范》GB50009-2006 年版設計的大量既有直立鎖縫式金屬屋面板加強設計，從經濟方面及確保加固期間既有建筑依然需要正常使用方面考慮，不建議采用拆除重做的做法，宜采取對現有屋面板體系進行加強處理的方法，即便如昌北國際機場T2 航站樓出現了部分屋面板風揭脫扣破壞事件后的后續加強處理，也推薦采用已經破壞部分依原標準先復建成一體、形成完整外觀后再統一進行確保重點區域、兼顧一般的加固處理做法，可以達到既兼顧加固后的屋面整體美觀又兼顧到經濟之效果。

4.2 屋面板的強度及與固定支座咬合部位的實際強度，宜通過實物抗風揭的試驗確定

直立鎖縫金屬屋面板的強度及屋面板與其固定支座咬合部位的實際強度，受材料及連接構造等許多因素的影響，目前尚無精確計算理論。2012 年國內高鐵定遠站、天津南站、郴州西站、株洲西站等相繼發生了多起因大風導致的站臺雨篷金屬屋面板掉落事件，加固方案中提出通過抗風揭試驗才能準確確定屋面支架咬合力及相應的抗風能力，進而確定金屬屋面系統薄弱點及加固方案，最終達到了提高金屬屋面安全冗余度的目標[19]。由此也說明，以實物抗風揭的試驗測試來確定屋面板及與固定支座咬合部位所能承受的最大風壓十分必要。

4.3 工程破壞案例及驗算與“短板效應”

試驗都表明，提高既有直立鎖縫金屬屋面板與固定支座咬合部位的強度，是提高既有直立鎖縫式金屬屋面板整體的抗風揭能力的最經濟、最有效方法。直立鎖縫金屬屋面系統極限抗風揭的能力可以根據直立鎖縫金屬屋面系統各組成部分平衡搭配，可取得有效的抗風拔力系統。系統中最薄弱組件能力為：

式中：F/kN 為系統中最薄弱組件的能力；F1/kN為支座處的鎖縫極限承載能力；F2/kN 為非支座處鎖縫的極限承載能力；F3/kN 為支座的極限承載能力；F4/kN 為緊固件連接的極限承載能力[3,20]。

式(2)也可以將直立鎖縫金屬屋面系統極限抗風揭的能力看成一只木桶的盛水能力。“水桶原理”是由美國管理學家彼得提出的，說的是由多塊木板圍成的水桶，其價值在于其盛水量的多少，但決定水桶盛水量多少的關鍵因素不是其最長的木塊，而是其最短的木板，也稱為“短板效應”。也即是只要將水桶中明顯偏短的木板適當加長，則整個水桶盛水量會明顯提高。

因此，在直立鎖縫金屬屋面系統中只要將其最薄弱的短板―支座處鎖縫極限承載能力明顯提高，則整個直立鎖縫金屬屋面系統極限抗風揭的能力就會明顯提高，這不失為一個最有效、最優化也是最經濟的辦法。

4.4 屋面板不同區域與固定支座咬合部位加強的程度，可通過抗風揭對比試驗后確定

根據抗風揭的對比試驗測試屋面板與固定支座咬合部位各種加強措施所能承受的最大風壓，從而確定金屬屋面板在屋面的不同區域靈活采取不同的抗風揭加強設計措施，就能達到既確保重點區域又兼顧了一般區域的經濟目的。本文以昌北機場T2 航站樓風災后金屬屋面板抗風揭加強設計的對比試驗為例。

4.4.1 試驗目的

根據現實工程的破壞特征，針對固定支座與屋面板在鎖縫處發生了風揭破壞，即發生脫扣破壞，分別做了3 組屋面板抗風揭對比試驗：第1 組為現工程實際使用的1∶1 實體屋面板抗風揭承載能力試驗，以評估事故發生時實體屋面板抗風揭實際承載能力；第2 組和第3 組各做2 個在現工程上使用的1∶1 實體屋面板上加不同間距夾具加固的抗風揭承載能力試驗，以對比加強后實體屋面板抗風揭不同的承載能力，以便確定優化的加固方案。1∶1 實體抗風揭承載力檢測可以完善加固設計理論值與實際的偏差的問題。同時固定支座與屋面板已經完成的直立鎖邊構造以及新加夾具的構造一并在實驗室進行對比實驗，目的是檢驗使用夾具前后可能存在的構造缺陷并檢驗鋁板與龍骨各自的能力。

4.4.2 試驗概況

試驗在華東交通大學多功能抗風揭實驗室內進行，采用的屋面板尺寸為400 mm×7500 mm，抗風揭試驗是采用1∶1 的足尺寸樣板試驗。每組試件用11 塊屋面板拼接加固而成，試驗組裝嚴格按照原屋面板系統的組裝要求。首先，將屋面檁條固定于試驗箱底部，通過鋪設氣膜于檁條上方，氣膜將內部風壓傳遞至屋面板，用自攻釘在檁條上安裝T 型支座以固定屋面板，再依次安裝屋面板并鎖邊。

試驗布置：

1) 檁條布置方案(詳見圖12)

2) 夾具布置方案(詳見圖13)

本試驗針對屋面板固定座的不同受力形式，主要針對夾具布置以否以及夾具變間距布置三個變量，即試驗分為有夾具和無夾具二種情況，試驗共進行三組。其中，W-1 為基本版，在支座上不加夾具設置9 根檁條，是原來金屬屋面板的安裝方式，以測定原來的結構最大抗風揭風壓；后面二組四件均為加強版，其中，Y-750-1 及Y-750-2 為間隔0.75 m 在支座上設置夾具及9 根檁條；Y-1500-1 及Y-1500-2 為在兩端以0.75 m 在支座上加設夾具，中部間隔1.5 m 在支座上加設夾具，檁條根數為6 根。試驗驗證其加強結構后能抗多大的風揭風壓。每組試驗其他參數均相同。

圖12 檁條布置示意圖 /mmFig. 12 Schematic layout of purlin

圖13 屋面板夾具布置示意圖Fig. 13 Schematic diagram of the layout of roof panels

3) 試驗加載過程及情況記錄

對屋面板進行持續加載，同時記錄在不同壓力段試件的損害情況：

W-1 為基本版，支座上不加夾具(圖14)。試驗初始氣壓為0.30 kPa；在承受1.69 kPa 氣壓時屋面板鎖縫處有輕微脫開；在超過1.80 kPa 時屋面板鎖縫處連續脫開直至2.10 kPa 試件破壞，其固定座仍在檁條上。

圖14 未加夾具的試驗Fig. 14 Test without fixture

Y-1500-1 為加強版，夾具間隔1.5 m 布置。試驗初始氣壓為0.31 kPa；在2.28 kPa 時屋面板開始鼓起；在4.0 kPa 時屋面板全部鼓起；在4.26 kPa時檁條開始屈曲；在5.05 kPa 左右由于檁條破壞，試驗結束。

Y-750-2 為再加強版(圖15)，夾具間隔0.75 m布置。試驗初始氣壓為0.38 kPa；在2.50 kPa 時屋面板開始鼓起；在7.23 kPa 檁條彎曲拱起約為300 mm，最后因試件縱向邊緣處屋面板脫開結束試驗。

圖15 間隔0.75 m 加設夾具的試驗Fig. 15 Trials of additional fixtures m 0.75 intervals

其余兩個試件(Y-750-2、Y-1500-1)加載最大氣壓分別達到4.51 kPa、4.21 kPa 后均因氣膜破損導致氣壓下降，無法繼續進行試驗，但屋面板鎖縫搭接處完好，仍可以繼續承載。試驗結果如表1。

表1 南昌昌北機場T2 航站樓直立鎖縫屋面板抗風揭試驗結果Table 1 Experimental results of wind-resistant on roof slab of vertical lock joint at T2 terminal of Nanchang North Airport

4) 試驗分析

屋面板各單元的傳力途徑：風載→屋面板→屋面鎖縫→屋面支座→屋面緊固件→檁條。

通過基本試件(W-1)所能承受的加載最大風壓(原昌北機場屋面板)需要的承載力為2.431 kPa，而實際僅為1.8 kPa，不能達到現行規范的要求，需要加固處理；

通過兩組(Y-1500-1、Y-1500-2)間距1.5 m支座處布置夾具，且減少檁條數量，其所能承受的風壓為基本版(原昌北機場屋面板)需要承載力2.431 kPa 的1.7 倍及以上，且夾具檁條數量較少，節省材料，較為經濟。因此，此方案可作為一般區域的加強做法；

通過Y-750-2 間距0.75 m 支座處布置夾具后其所能承受的風壓值很高(是需要承載力2.431 kPa的3 倍以上)，屋面板承受超大風壓時屋面板在鎖縫處也沒有發生脫開現象，主要是檁條嚴重屈曲，發出巨響，說明間距0.75 m 支座處布置夾具有足夠的富裕，因此，此方案可作為重點區域的進一步加強做法。經查閱有關理論及試驗資料：風洞實驗室數據有局限性，自然界的風力作用又有各種可能性，因此，風洞實驗數據不能完全說明問題。考慮到昌北機場T2 航站樓屋面破損部位發生在拱頂的弧形段，受此特殊形狀的影響，最大的風壓又常會發生大屋面轉角區域、四周邊緣、弧形變化區域和局部突出區域，那里的瞬間風力極有可能會大大超過設計標準[21]，因此，昌北機場T2 航站樓大屋面轉角區域、四周邊緣、弧形變化區域和局部突出區域采用了在其支座處間距0.75 m 布置夾具的進一步加強做法。

南昌昌北機場T2 航站樓風災后，大廳懸挑屋面的中間部分出現了屋面圍護結構的全通透破壞(圖16)，在建筑物兩側的開敞式屋面結構也出現了屋面風揭破壞(圖17)，表明其大廳懸挑屋面結構上下表面都受到了風的作用，需要考慮此大廳懸挑屋蓋處上、下表面的風壓差，即應按凈風壓進行上、下表面的最不利風荷載設計。同時考慮到瞬間風力作用到入口大廳正面的玻璃幕墻后，一部分瞬間氣流向下分流導致出站旅客出口雨蓬輕質頂棚出現了部分吹落情況，一部分瞬間氣流向上分流到達入口大廳懸挑屋面的頂部后再沿著拱頂向中間部位聚集產生了集中作用，集中的瞬間作用會遠遠超過設計標準，導致拱頂中間出現了屋面圍護結構的全通透破壞及大廳懸挑屋面的輕質頂棚出現部分吹落情況(觀看輕質頂棚吹落過程錄像，頂棚吹落時明顯呈現出由最高點頂棚先行掉落再帶動兩側頂棚的連鎖破壞特征)，故也應考慮那里的瞬間風力會大大超過設計標準，因此，昌北機場T2 航站樓大廳懸挑屋面區域也采用了在其支座處間距0.75 m 布置夾具的進一步加強做法。

圖16 南昌昌北機場T2 航站樓風災后，大廳懸挑屋面的中間部分出現了屋面圍護結構的全通透破壞Fig. 16 After the wind disaster in the T2 terminal of Nanchang North Airport, the middle part of the overhanging roof of the hall appeared the complete penetration damage of the roof enclosure structure

圖17 南昌昌北機場T2 航站樓風災后，建筑物兩側的開敞式屋面結構也出現了屋面風揭破壞Fig. 17 After the wind disaster in the T2 terminal of Changbei Airport in Nanchang, the open roof structure on both sides of the building also appeared roof wind damage

4.5 避免屋面板板頭出現“撕紙破壞連鎖效應”

試驗表明，進一步提高既有直立鎖縫式金屬屋面板板頭部位的防掀能力，避免產生“撕紙破壞連鎖效應”，是提高直立鎖縫式金屬屋面板抗風揭能力的最有效的輔助方法。 直立鎖邊金屬屋面抗風性能的薄弱部位多發生在屋脊、檐口、天溝邊、天窗邊等收頭部位與形狀突變部位[22]。因屋面邊緣區域屋面曲線變化弧度大，氣流在該位置就產生較強分離對流，而形成了較強的垂直向風吸力和水平切向力(圖18)。來流分離導致迎風前緣區域平均和脈動風壓系數都較大，直立鎖縫金屬屋面板板頭部位又正好處在此風作用較大區域，金屬屋面板的板頭又正對風口，風吹入金屬屋面板之板底后會產生很大的掀起力，金屬屋面板掀起后迎風面積進一步增大，具體的風揭破損情況為：首先，從迎風面的檐口開始揭起、翻卷，接著折彎直至吹落[1]，極易產生“類似撕紙的連鎖破壞效應”，因此，如何避免產生“類似撕紙的連鎖破壞效應”，在結構設計時確有必要采取必要的附加加強構造措施，防止這些部位屋面板板頭被風掀起而產生連鎖破壞。昌北機場T2 航站樓四周周邊區域及其建筑物屋面其他板頭區域作為特別重點區域，采取了在屋面板頭處增設鋁合金抗風壓板(圖19)及鋁合金抗風橫桿(圖20)進一步的附加加固措施，增大了該部位屋面的抗風揭承載力。

圖18 屋面邊緣區域產生垂直向風吸力和水平切向力Fig. 18 Vertical wind suction and horizontal tangential force are produced in the area of roof edge

圖19 鋁合金抗風壓板Fig. 19 Aluminum alloy wind resistant

圖20 鋁合金抗風橫桿Fig. 20 Aluminum alloy wind resistant horizontal bar

5 結論

(1) 在設計大跨度機場、體育館、展覽館這類復雜弱剛性類型的風敏感結構時，應足夠重視風荷載對屋面結構的不利影響，否則由于劇風作用可能會引發出嚴重的事故。近年來，國內采用直立鎖縫金屬屋面系統的公共建筑出現了多起執行《建筑結構荷載規范》GB50009-2006 年版設計風荷載規范規定值的前提下遭遇到在其設計風荷載允許范圍內的強風時發生了大面積屋面風揭脫扣破壞事件，本文建議國內此類既有直立鎖縫金屬屋面要按照《建筑結構荷載規范》GB50009-2012 再普遍進行一次復核驗算，必要時進行加固設計與施工；新建的直立鎖縫金屬屋面工程應嚴格按照《建筑結構荷載規范》GB50009-2012 進行設計與施工。并建議均選用100 年一遇的基本風壓。

(2)考慮到實體抗風揭承載力檢測可以解決加固設計理論值與實際的偏差的問題以及國際上已形成共識的做法，本文建議通過采用直立鎖縫金屬屋面系統抗風揭試驗來確定其實際能力。 直立鎖縫金屬屋面板扣合構造的抗風揭承載力試驗，應按實際工程屋面1∶1 樣本用氣囊模擬風揭力作用。通常情況下，直立鎖縫金屬屋面板風揭脫扣破壞是因為連接處設計存在問題，發達國家是由銀行保險來提供保障，而銀行保險又只對經過了抗風揭試驗的圍護結構提供擔保，通常也由氣囊模擬風揭進行認證。因此，中國金屬圍護結構體系的抗風揭安全問題也需要重視，國外的類似抗風揭認證方式亦可借鑒。

(3) 考慮到此類屋面板塊間的連接是通過板塊與板塊的直立鎖邊咬合而形成密合連接、咬合邊與支座形成了可伸縮滑動空腔之連接方式，可解決因熱脹冷縮所產生的板塊的附加應力及防止了溫度的形變問題，因而不贊成螺絲直穿直立鎖縫式金屬屋面板的加固做法，而建議增設體外夾具之方法。系列的對比試驗都表明：在直立鎖縫金屬屋面板支座處增設夾具加強后，屋面板抗風揭能力得到了大幅度提高，加固所采用的夾具做法可滿足屋面抗風揭的安全要求。一方面屋面板抗風揭能力隨著夾具布置間隔的減小而增大，更甚于原來無夾具之布置；另一方面夾具與檁條的布置也宜經濟合理，在滿足抗風揭安全要求的同時應盡量節省。本文所舉昌北機場T2 航站樓直立鎖縫式金屬屋面板加強，一般區域只采用了間距1.5 m 支座處布置夾具的做法。

(4) 開敞式屋面結構懸挑屋面部分，應按凈風壓進行上、下表面最不利風荷載設計。受特殊形狀的影響，最大負風壓會產生在建筑物的大屋面轉角區域、四周邊緣、弧形變化區域和局部突出區域，那里的瞬間風力可能會大大超過設計標準。本文所舉昌北機場T2 航站樓直立鎖縫式金屬屋面板加強，在這些重點區域采用了間距0.75 m支座處布置夾具的做法。

(5) 直立鎖縫金屬屋面板邊緣處來流分離導致屋面迎風前緣區域平均和脈動風壓系數都較大，金屬屋面板的板頭部位又正位于此區域，在結構設計時確有必要采取進一步的加強附加構造措施，防止這些屋面板板頭被風掀起而產生“類似撕紙破壞連鎖效應”。因此，建議此等重點區域屋面板支座處在布置較密夾具的同時，增設鋁合金抗風壓板或鋁合金抗風橫桿(建議結合坡屋面的擋雪構造做法)的附加加固措施，以進一步增大該部位屋面板的抗風揭承載力。