外挂肋玻方案对比最终

1、四平科技公园二期配套用房幕墙工程主楼外挂玻璃肋三种设计方案的对比分析报告深圳市三鑫特种玻璃技术股份有限公司二OO四年一月一、设计概述与其地标性建筑的地位相适应，科技公园二期配套用房主楼的外 挂玻璃肋式单元幕墙是四平科技公园二期配套用房的一大亮点，也是其幕墙设计施工的难点之一，设计该玻璃肋所选用的先进材料及有限 元计算方法更是该建筑富有高科技含量的体现。我公司在尽可能充分领会建筑师设计意图的基础上， 通过恰当选 用材料和精确计算，攻克了外挂玻璃肋设计中遇到的两大技术难关。 一是外挂玻璃肋夹层材料的选用，二是对玻璃肋支承固定形式的确定 及在此基础上通过有限元方法分析了玻璃肋的受力情况， 确保玻璃肋

2、 的安全。本文重点论述对外挂玻璃肋三种固定连接方案的对比分析。方案一：玻璃肋一边与面玻通过结构胶粘接，上下端各开一个直径36mm的玻璃孔与不锈钢转接件通过一个万向球铰连接，见图1.1；%列叩iII|FkFi；slljlgim-i t-ar图1.1方案一节点图（参见我司投标图 JD-112）方案二：玻璃肋一边与面玻通过结构胶粘接，上下端各开二个水平间距110mm的直径36mm的玻璃孔与不锈钢转接件通过二个万向球铰连接，见图1.2；图1.2方案二玻璃肋开孔示意图方案三：玻璃肋一边与面玻通过结构胶粘接，上下端各开二个上下间距80mm的直径36mm的玻璃孔与不锈钢转接件通过二个万向球铰连 接，见图1.

3、3；图1.3方案三玻璃肋开孔示意图为增强可比性，三种方案采用同一规格玻璃肋，为8+1.14EVA+8 钢化夹层玻璃。宽250mm,计算长度取为3500mm。其中夹层EVA 材料假定不参与受力。玻璃肋受到的荷载采用同一荷载。在这里，玻 璃肋受到的主要荷载为由面板传递到肋长边上的垂直于幕墙平面并 且为于玻璃肋平面的水平线荷载，幕墙单元上的面板为四边简支板， 因此其荷载分别由四个边传递给铝合金横梁和竖向玻璃肋。其中玻璃肋承受的荷载面积为图1.4中的阴影部分所示。每两个玻璃肋间距为 1520m m。取主楼墙角处幕墙单兀为研究对象。（1）此处幕墙面板受到 的组合面荷载设计值为4.68kPa,标准值3.3

4、7 kPa。（具体荷载计算过 程可参见我司计算书第5页幕墙面板计算部份。）（2）此处幕墙面板自 重标准值 Gk = 0.0256X 24= 0.61kPa,设计值 G= 0.737kPa,认为玻璃肋有幕墙重量的作用；以上两项荷载由幕墙面板传递到玻璃肋上;(3)另外玻璃肋自身由于悬挂于室外，也要受到其自身平面外荷载作用，荷载设计值4.68kPa,标准值3.3.7kPa图1.4、方案一计算结果1、计算方法：以玻璃肋为计算对象，采用知名有限元分析软件 ANSYS 进行有限元分析，其中球铰部位约束的模拟是技术重点之一， 要能有 效避免在玻璃开孔部位产生由模型简化缺陷导致的应力奇异， 该技术 已经经过了

5、大量工程实践的检验。2、计算结果表明，玻璃肋在跨中产生的应力，为 43.1MPa,v 58.8MPa,见图2.1, 满足玻璃侧面强度设计要求。玻璃肋最大变形也在跨中，为 17.063mmv 3500/200= 17.5mm, 见图2.2，满足挠度设计要求。玻璃肋受侧向荷载作用扭转，平面外位移为13.968mm;见图2.3;其中人们较为关注的孔边应力为 25.11MP* 58.8MPa，图2.4, 满足玻璃侧面强度设计要求。图2.1方案一玻璃应力云图AN3TEP=1TIME=1U3UH( &U&)R33=0DIE =17.06 3 3!QT Q 01414 3HX =n -06 3KOU 19

6、2004 l?iQ7;Q11.37515.16713.271丄?亠 03.0014143.7937.5841.Q97E.O89. 48图2.2方案一玻璃变形云图UDU 旺 3 0LUTI0B-ANSTEP =1SUB =1TIHE=1vg(朋KSys =oUM3C =17.063SMJST =- 13 - 9 68SMC =.KOU IS1 004-19.968-10.909-4.491-1.331-12.398-9.29-2.911.248180图2.3方案一玻璃肋扭转变形云图-2S.11-19.63-13.9S1-3.372-2.93-EE.3E-16.741-11.16E-5.533-

7、. 00337图2.4方案一玻璃孔边应力云图图2.5方案一整体计算模型图TEOERKTUEE3 MIS-CITMAJC50ANMOV 19 200400:33:25图2.6方案一玻璃肋网格划分图三、方案二计算结果1、计算方法：与方案一计算方法相同；2、计算结果表明，采用此方案，玻璃肋产生的最大应力在玻璃开孔部位，为84.827MPa58.8MPa,见图3.1及图3.2,不满足玻璃侧面强度设计要求。玻璃肋最大变形也在跨中，为13.547mmv 3500/200= 17.5mm, 见图3.3,满足挠度设计要求。玻璃肋平面外最大变形13.232mm。见图3.4。玻璃跨中应力为27.47MPa,见图3

8、.5。5TEF=1 3UB 丄 T1WE51SINT(AVtTHX丄丄StUT3HX =34,27liOV 00401: 08 : 99.ZZ；3131?.02337.82475.42647.Z2F图3.1方案二玻璃孔边合应力云图ANWOV 19 200li?:L0.491.50ES. 0213. 0311Z.O4Z4. EL*7. 52SLt. 53713.547-b8.107-SZ.972-?7.837-IZ.7OZ-7.567-0-54-ME.4OS-30.2?-15.10图3.2方案二玻璃孔边应力S3云图iron 旺 5 Ql,UT I CN3TEP-1SUE -1T im=iU5UH

9、 (AUG)R5Y5=0THX -13JS鸟孚SHX =13 a 57图3.3方案二玻璃肋变形云图AN3TEF=1 SUB ! TIHL=1 UEtAVGR3Y3=0smr =-ia 2工2SESMOV 19 2 00419: XO:554.2391.Z4L 2S919I图3.4方案二玻璃肋扭转变形云图NODAL 3GLUT IOM3TEP=1SUE sjT ir=i3 INT( &U&iDHX =_SjL1SEDT 225135!K =21.49WOV 19 如 403:G 12.2223136.Z7812.33418.38324.44S3-25.306丄 521.417473图3.5方案二

10、玻璃肋跨中应力图TYPE HUM 4ANMOV 19 2004 01s U： IfrX肿Z ASTYPE HUMMOV 19 2 00401sII: ia图3.7方案二计算模型图ntn:=iSINTSUM3HX -17 5 0狀MOV 19 2 00411- 5 9 ! 1.7四、方案三计算结果1、计算方法：与方案一计算方法相同；2、计算结果表明，采用此方案，玻璃肋产生的最大应力在玻璃开孔部位，为175MPa58.8MPa,见图4.1及图4.2,超出玻璃侧面强度设计要求。玻璃肋最大变形也在跨中，为 12.46mmv 3500/200= 17.5mm,见图4.3,满足挠度设计要求。玻璃肋平面外变

11、形11.99mm。见图4.4 玻璃跨中应力为32.43MPa,见图4.5AN3TEF=1136-3721. OZ39.92117.営&15S.70878.364L7S- 0*143TEF=1 SUB -1 TIKE=1 S3DUX =】 smr =-,MOV 19 200411: 57 24J-iifi-is?-L 11?图4.2方案三玻璃孔边应力S3云图1T0D 杠 呂 QIVT13TEP-1 SUB -1 iifn:=iV3VH R3Y5=0DUX -12,45 StIX =12,45MOW 19 2 00419:13-458.3OS11.074Q. 8912 48AN3TEF=1SUB

12、JLTIKE=1UZ肘心K3Y3=0-XE , -13帝smrSEK =wQS7pMOV 19 200413: 13!S&,D297S5图4.4方案三玻璃肋扭转变形云图耳QD 恵L SOLUTI OEFAN3TEP=1 3UB =1TIME=13IHT閒DMX =刍TSE srar =1汕SHX =32,31E/3E415.SOS22.21125_0412.1231ESB22显.13Z.431图4.6方案三网格划分图TE*AuANITOU 19 2004 01 8：! 22X五、结论1、由以上三个方案计算结果可知，只有方案一能够满足玻璃侧面 强度设计要求，不会发生孔边应力过度集中；玻璃肋变形比较 大，但仍能满足规范的挠度控制要求。2、由计算结果也可看出，选用方案二、三时，玻璃孔边由于端部 弯矩作用而出现较大的应力集中，孔边应力超过了方案一时孔 边应力的3倍，已经不能满足强度设计要求。3、方案二、三中玻璃肋跨中应力较方案一的结果小，并且明显改 善了跨中变形，若要更好地改善玻璃肋平面外扭转的变形，在 宽度有限的玻璃肋上所开的两个孔若不够大则改善平面外变形 的效果并不明显。应加大两孔间距，同时还要注意，为防止孔 边破坏，还应该保证玻璃空到边的距离不宜太小；4、选用方案三时，考虑到不锈钢连接件长度及建筑效果的限制， 玻璃孔上下间距不会设置得太大，内侧的玻璃孔部位会先因挤 压而发生