建筑幕墙防雷专家讲座上海第四课-张芹

1、.：.； 2 当立柱的支承点能够产生较大位移时，应采用与该位移相顺应的支承安装；3 每段立柱的长度不宜大于12m。多、高层建筑中，通长跨层布置立柱时，每层与主体构造的衔接支承点不宜少于一个。当主体构造允许时，宜加密立柱的衔接支承点；4 上、下立柱之间不相互衔接时，应留空隙，空隙宽度不宜小于15mm。条文阐明7.2.3 对小截面铝型材、钢型材构件，偏心受压是不利的，承载才干较低，所以立柱宜设计为上端悬挂的偏心受拉柱。立柱的布置方式多种多样，应根据幕墙立面分格、主体支承构造的实践情况确定。当主体构造有条件时照实体混凝土构造墙面，宜多布置支承点，由此可减小立柱截面面积、节省资料。上下立柱能否衔接可根

2、据设计要求和计算分析简图确定。采用铰接多跨梁方式时应衔接以使上下柱位移一样且传送剪力；采用简支梁方式分段计算时，可以不衔接。7.2.4上、下立柱之间相互衔接时，衔接方式应与柱子计算简图一致，并应符合以下要求：1 采用铝合金闭口截面型材的立柱，宜设置长度不小于250mm的芯柱衔接。芯柱一端与立柱应严密滑动配合，另一端与立柱宜采用机械衔接方式固定；2 采用开口截面型材的立柱，可采用型材或板材衔接。衔接件一端应与立柱固定衔接，另一端的衔接方式不应限制立柱的轴向位移；3 采用闭口截面钢型材的立柱，可采用本条第1款或第2款的衔接方式；4 两立柱接头部位应留空隙，空隙宽度不宜小于15mm。条文阐明7.2.

3、4 上、下立柱之间的空隙应满足立柱的温度变形、安装施工的误差、主体构造及立柱本身接受竖向荷载后的轴向紧缩变形等要求。因此，上、下立柱之间的空隙不宜小于15mm。立柱每层设活动接头后，就可以使立柱有上、下活动的能够，从而使幕墙在本身平面内能有变形才干。幕墙用铝型材加工精度较高高精级和超高精级，采用芯柱时可严密配合且可滑动。钢型材多为开口截面，且钢型材的加工精度相对较低，即使是用钢管，钢芯柱在立柱内不容易严密配合，甚至有较大的间隙。因此，钢型材立柱可采用外部衔接方式。比如，衔接件一端可经过螺栓或焊接固定于钢立柱上，另一端采用长圆孔、螺栓机械衔接。实体墙面上的横梁立柱经常才哟管分段布置、分别计算的设

4、计方法，此时接头部位可以留出空隙，不予衔接。7.2.5立柱的构造力学计算模型，应符合其实践支承条件、衔接方式。条文阐明7.2.5 立柱的计算模型必需根据实践支承条件和衔接方式确定，能够是铰接单跨梁、铰接双跨梁、铰接多跨梁或多跨延续梁等。延续布置的立柱自下而上是全长贯穿的，每层之间经过滑动接头衔接，这种接头可以接受程度剪力，但只需当芯柱的惯性矩与外柱一样或较大且插入足够深度时，才干以为是延续梁，否那么应按铰接梁思索。因此大多数实践工程宜按多跨铰接梁来进展通长立柱的计算。目前已有专门的计算软件，它可以思索自下而上各层的层高、支承情况和程度荷载的不同数值，计算各截面的弯矩、剪力和挠度，作为选用铝型材

5、的设计根据，比较准确。对于某些幕墙承包商来说，目前设计还采用手算方式，这时可按有关构造设计手册查出弯矩和挠度系数。每层两个支承点时，宜按铰接多跨梁计算，求得较准确的内力和挠度。但按铰多跨梁计算需求相应的计算机软件，所以，手算时可以近似按双跨梁思索。7.2.6接受轴力和弯矩作用的立柱，其承载力应符合下式要求： 7.2.6式中：N轴力设计值N；M弯矩设计值Nmm；立柱的净截面面积；立柱在弯矩作用方向的净截面模量；截面塑性开展系数，热轧型钢可取1.05；铝合金型材和冷成型薄壁型钢可取1.0；资料强度设计值，即或N/mm2。条文阐明7.2.6 普通情况下，立柱均设计成偏心受拉构件，并依此进展截面设计。

6、因此，衔接设计时，宜使柱的上端挂在主体构造上。本条计算公式引自现行国家规范GB50017和GB 50429。7.2.7接受轴向压力和弯矩作用的立柱，其在弯矩作用方向的稳定性应符合下式要求： 7.2.7-1 7.2.7-2式中：N轴力设计值N，此处为压力；临界轴压力N；M弯矩设计值Nmm；弯矩作用平面内的轴心受压的稳定系数，可按表7.2.7采用；参数，钢构件取1.1，铝合金构件取1.2；A立柱的毛截面面积；钢构件取0.8，T6形状铝合金构件取1.2，其它形状铝合金构件取0.9；W在弯矩作用方向上较大受压边的毛截面模量；长细比；截面塑性开展系数，热轧型钢可取1.05；冷成型薄壁型钢和铝合金型材可取

7、1.0；资料强度设计值，即或N/mm2。表7.2.7 轴心受压柱的稳定系数长细比热轧钢型材冷成型薄壁型钢铝型材Q235Q345Q235Q3456063-T56061-T46063A-T56063-T66063A-T66061-T620406080901001101201301401500.970.900.810.690.620.560.490.440.390.350.310.960.880.730.580.500.430.370.320.280.250.210.950.890.820.720.660.590.520.450.400.350.310.940.870.780.630.550.480

8、.410.350.300.260.230.940.850.720.570.500.430.380.330.290.260.230.930.800.650.480.410.350.300.260.220.200.170.960.860.690.480.390.330.280.240.200.180.160.950.820.580.380.310.250.210.180.160.140.12条文阐明7.2.7 思索到某些情况下能够有偏心受压立柱，因此本条列出偏心受压柱的稳定验算公式。本公式引自现行国家规范GB50017和GB 50XXX。弯矩作用平面内的轴心受压稳定系数，钢型材按现行国家规范GB5

9、0017和GB50018和GB 50XXX的规定采用；铝型材的受压稳定问题。国内已进展了实验研讨任务，并在中按弱硬化铝型材和强硬化铝型材分别给出了系数取值。本条表7.2.7中T6合金形状按弱硬化取值，T4、T5合金形状按强硬化取值。并按铝型材的屈服强度f0.2的数值进展换算。7.2.8单元式幕墙采用组合截面立柱时，立柱左、右两部分可按各自承当的荷载和作用分别进展计算和设计。条文阐明7.2.8 本条规定根据现行国家规范GB50017。7.2.9在风荷载规范值作用下，立柱的挠度限值df,lim宜按以下规定采用 (7.2.9)式中：支点间的间隔 mm，悬臂构件可取挑出长度的2倍。条文阐明7.2.9

10、立柱挠度控制与横梁一样，参见本规范第7.1.6条的阐明。JGJ102-2021规定为便于与原规范查对，本节条文号、表号、式号、图号均按原规范采用：5 构造设计的根本规定5.1 普通规定5.1.1玻璃幕墙应按围护构造设计。幕墙的构造设计运用年限不应少于25年，幕墙主要支承构造的设计运用年限宜与主体建筑一样。条文阐明5.1.1 幕墙是建筑物的外围护构造，主要接受自重以及直接作用于其上的风荷载、地震作用、温度作用等，不分担主体构造接受的荷载或地震作用。幕墙的支承构造与主体构造之间、玻璃与框架之间，须有一定变形才干，以顺应主体构造的变形；当主体构造在外荷载作用下产生位移时，不应使幕墙构件产生过大内力和

11、不能接受的变形。幕墙构造的平安系数K与荷载的取值和资料强度设计值f的比值有关。因此，采用某一规范进展设计时，必需按该规范的规定计算各种作用P，同时采用该规范的计算方法和强度目的f。不允许荷载按某一规范计算，强度又采用另一规范的方法，以免产生设计平安度过低或过高的情况。5.1.2玻璃幕墙应具有规定的承载才干、刚度、稳定性和顺应主体构造的位移才干。采用螺栓衔接的幕墙构件，应有可靠的防松、防滑措施；采用挂接或插接的幕墙构件，应有可靠的防脱、防滑措施。条文阐明5.1.2 玻璃幕墙由面板和金属框架等组成，其变形才干是较小的。在程度地震或风荷载作用下，构造将会产生侧移。由于幕墙构件不能接受过大的位移，只能

12、经过弹性衔接件来防止主体构造过大侧移的影响。例如当层高为3.5m，假设弹塑性层间位移角限值up/h为1/70，那么层间最大位移可达50mm。显然，假设玻璃面板及幕墙构件本身接受这样的大的剪切变形，那么幕墙构件能够会破坏。幕墙构件与立柱、横梁的衔接要能可靠地传送风荷载作用、地震作用，能接受幕墙构件的自重。为防止主体构造程度位移使幕墙构件损坏，衔接必需具有一定的顺应位移才干，使幕墙构件与立柱、横梁之间有活动的余地。5.1.3玻璃幕墙构造的作用效应应符合以下规定：1 非抗震设计时，应计算重力荷载和风荷载效应；2 抗震设计时，应计算重力荷载、风荷载和地震作用效应。温度作用下，变形遭到约束的支承构造尚应

13、思索温度作用的影响。条文阐明5.1.3 幕墙设计应区分能否抗震。对非抗震设防的地域，主要需思索风荷载、重力荷载以及温度作用；对抗震设防的地域，尚应思索地震作用。阅历阐明，对于竖直的建筑幕墙，风荷载是主要的作用，其数值可达。由于建筑幕墙自重较轻，即使按最大地震作用系数思索，普通也只需，远小于风荷载作用。因此，对幕墙构件本身而言，抗风设计是主要的思索要素。但是，地震是动力作用，对衔接节点会产生较大的影响，使衔接发生震害甚至使建筑幕墙零落、倒坍。所以，除计算地震作用外，还必需加强构造措施。在幕墙工程中，温度变化引起的对玻璃面板、胶缝和支承构造的作用效应是存在的，问题是如何计算或思索其作用效应。幕墙设

14、计中，温度作用的影响有一些可以经过建筑或构造构造措施处理，如对支承构造沿纵向设置滑动衔接构造做法、对框式幕墙玻璃面板与支承框之间预留足够的缝隙宽度。对于框支承玻璃面板而言，当温度升高时，玻璃膨胀、尺寸增大，与金属边框的间隙减小。当膨胀变形大于预留间隙时，玻璃遭到挤压，产生温度挤压应力。实践工程中，玻璃与铝合金框之间必需留有一定的空隙本规范第9章第9.5.2条及第9.5.3条已规定，因此玻璃因温度变化膨胀后普通不会与金属边框发生挤压。例如对边长为3000mm的玻璃面板，在80C的年温差下，其膨胀量为： (5.1)而玻璃与边框的两侧空隙量之和普通不小于10mm。由此可知，挤压温度应力的计算往往无实

15、践意义。另外，大面积玻璃在温度变化时，中央部分与边缘部分存在温度差，从而使玻璃产生温度应力，当玻璃中央部分与边缘部分温度差比较大时，有能够因温度应力超越玻璃的强度设计值而呵斥幕墙玻璃碎裂。原规范JGJ102-96第5.4.4条关于温差应力的计算公式如下： (5.2)式中：温差应力规范值N/mm； 玻璃的弹性模量N/mm； 玻璃的线膨胀系数； 阴影系数； 窗帘系数； 玻璃面积系数； 嵌缝资料系数； 、 玻璃中央和边缘的温度。公式5.2的计算方法是参考日本建筑学会1985的规定编制的。在JASS-14-96版本中的2.6条，只列出了接头处耐温差性能要求，而没有再列出玻璃板中央与边缘温差应力的计算公

16、式。目前，玻璃面板中央温度、边缘温度以及温差应力的计算尚处于研讨阶段，还没有公认的方法，不同方法的计算结果有较大差别。按照公式5.2，假定在单块玻璃面积较大的玻璃幕墙中，浮法玻璃尺寸为2m3m，面积为6m2，其他各系数分别按原规范JGJ102-96第5.4.4条的规定取为：1=1.6、2=1.3、3=1.15、4=0.6，温差取15。那么温差应力规范值为： = =思索温度作用分项系数取为1.2，那么温度应力设计值为：=因此，按照原规范JGJ102-96的计算方法，当温差不超越15C时，温度作用不起主导作用。鉴于以上缘由，本规范规定对于框式幕墙的玻璃面板可不思索温度作用影响。对于采用螺栓衔接的普

17、通横梁和立柱、自平衡索桁架，沿纵向通常可有一定的变形量，可以释放温度作用变形下的约束应力，因此也可不思索温度作用的影响。但是对于未采用滑动构造衔接做法的幕墙支承构造如平面索网、大跨索桁架以及隐框幕墙的硅酮构造密封胶，均会由于温度作用产生附加内力及变形，此时，宜思索温度作用的影响。温度作用下，变形遭到约束的支承构造主要指：隐框幕墙的硅酮构造密封胶、未采用沿纵向滑动衔接构造做法释放温度变形的支承构造。5.1.4玻璃幕墙构造，可按弹性方法分别计算施工阶段和正常运用阶段的作用效应，并应按本规范第5.4节的规定进展作用的组合。条文阐明5.1.4 目前，构造抗震设计的规范是小震下坚持弹性，根本不产生损坏。

18、在这种情况下，幕墙也应根本处于弹性任务形状。因此，本规范中有关内力和变形计算均可采用弹性方法进展。对变形较大的场所如索构造，宜思索几何非线性的影响。5.1.5玻璃幕墙构件应按各效应组合中的最不利组合进展设计。5.1.6幕墙构造构件应按以下规定进展承载力计算和挠度验算：1 耐久设计情况、短暂设计情况 5.1.6-12 地震设计情况 5.1.6-2式中： S荷载按根本组合的效应设计值；SE地震作用和其他荷载按根本组合的效应设计值；R构件抗力设计值；0幕墙构造构件重要性系数，可取1.0；RE幕墙构造构件承载力抗震调整系数，可取1.0。3 挠度应符合下式要求： 5.1.6-3式中： 构件在风荷载规范值

19、或永久荷载规范值作用下产生的挠度值；构件挠度限值。双向受弯的杆件，两个方向的挠度均应符合本条第3款的规定。条文阐明5.1.6 玻璃幕墙接受永久荷载自重荷载、风荷载、地震作用和温度作用，会产生多种内力应力和变形，情况比较复杂。本规范要求分别进展永久荷载、风荷载、地震作用效应计算；温度作用的影响，经过构造设计或计算分析予以思索。承载才干极限形状设计时，应思索作用效应的根本组合；正常运用极限形状设计时，作用的分项系数均取1.0。本条给出的承载力设计表达式具有通意图义，作用效应设计值S或SE可以是内力或应力，抗力设计值R可以是构件的承载力设计值或资料强度设计值。幕墙构件的构造重要性系数0，与设计运用年

20、限和平安等级有关。除预埋件之外，其他幕墙构件的平安等级不会超越二级，设计运用年限普通为25年。同时，幕墙大多用于大型公共建筑，正常运用中不允许发生破坏。因此，构造重要性系数0取不小于1.0。幕墙构造计算中，地震效应相对风荷载效应是比较小的，通常不会超越20%，假设采用小于1.0的系数RE予以放大，对幕墙构造设计是偏于不平安的。所以，幕墙构件承载力抗震调整系数RE取1.0。幕墙面板玻璃及金属构件如横梁、立柱不便于采用内力设计表达式，所以在本规范的相关条文中直接采用与钢构造类似的应力表达方式；预埋件设计时，那么采用内力表达方式。采用应力设计表达式时，计算应力所采用的内力如弯矩、轴力、剪力等，应采用

21、作用效应的根本组合。5.1.7框支承玻璃幕墙中，当面板相对于横梁有偏心时，支承构造设计时应思索重力荷载偏心产生的不利影响。条文阐明5.1.7 当玻璃面板偏离横梁截面形心时，面板的重力偏心会使横梁产生改动变形。当采用中空玻璃、夹层玻璃等自重较大的面板和偏心距较大时，要思索其不利影响，必要时进展横梁的抗扭承载力验算。5.1.8在计算斜玻璃幕墙的承载力时，应计入重力荷载及施工荷载在垂直于玻璃平面方向作用所产生的弯曲应力。JGJ133-2021规定为便于与原规范查对，本节条文号、表号、式号、图号均按原规范采用：5.1.9除本规范另有规定外，幕墙的金属支承构造及金属面板设计尚应符合现行国家规范GB 50

22、017、GB 50018和GB 50429的有关规定。资料：1.GB50017-2003 1.0.2 本规范适用于工业与民用房屋和普通构筑物的钢构造设计，其中，由冷弯成型钢材制造的构件及其衔接应符合现行国家规范GB50018的规定。条文阐明1.0.2条：“本条明确指出本规范仅适用于工业与民用房屋和普通构筑物的钢构造设计，不包括冷弯薄壁型钢构造。2. GB50018-2002 1.0.2 本规范适用于建筑工程的冷弯薄壁型钢构造的设计与施工。条文阐明1.0.2条：“本条明确指出本规范仅适用于工业与民用房屋和普通构筑物的冷弯薄壁型钢构造设计与施工，而热轧型钢的钢构造设计，应符合现行国家规范GB500

23、17的规定。 6.1 普通规定6.1.1采用隔热条断桥的铝合金横梁应设置托板将玻璃面板的自重直接传送到横梁截面的主要受力部分。注：在不少运用隔热铝型材的幕墙工程中，出现隔热铝型材滚压裂痕问题，隔热铝型材一旦出现滚压裂痕，将严重减弱铝材与隔热条之间的结合，从而影响幕墙的平安性能，势必为建筑在运用过程中留下了平安阴患，后果不堪想象。隔热铝型材出现滚压裂痕问题缘由是多方面的，其中由于幕墙隔热铝型材运用的隔热条和滚压设备还是门窗运用的隔热条和滚压设备有关，门窗铝型材壁厚小，弹性大，幕墙铝型材壁较厚，弹性小，滚压设备会使幕墙铝型材产生滚压裂痕图149。 图149注：在不少运用隔热铝型材的幕墙工程中，出现

24、隔热铝型材滚压裂痕问题，隔热铝型材一旦出现滚压裂痕，将严重减弱铝材与隔热条之间的结合，从而影响幕墙的平安性能，势必为建筑在运用过程中留下了平安阴患，后果不堪想象。隔热铝型材出现滚压裂痕问题缘由是多方面的，其中由于幕墙隔热铝型材运用的隔热条和滚压设备还是门窗运用的隔热条和滚压设备有关，门窗铝型材壁厚小，弹性大，幕墙铝型材壁较厚，弹性小，滚压设备会使幕墙铝型材产生滚压裂痕图149。 图149条文阐明6.1.1 采用隔热条断桥的铝合金横梁不宜进展弯曲加工。6.1.2钢型材与铝型材组合构成的横梁、立柱，当两者变形协调时，荷载和地震作用可按两者的弯曲刚度比例分配后分别进展计算和设计。 i铝= I铝E铝/

25、 I铝E铝+I钢E铝 i钢= I铝E铝/ I铝E铝+I钢E铝6.3 横梁6.3.1横梁截面主要受力部位的厚度，应符合以下要求： 1截面的宽厚比应符合国家现行规范GB 50017、GB 50018和GB 50429的有关规定。2 铝合金横梁型材截面有效受力部位的厚度不应小于2.0mm。铝合金型材孔壁与螺钉之间直接采用螺纹受拉、压衔接时，应进展螺纹受力计算。螺纹衔接处，型材部分加厚部位的壁厚不应小于4mm，宽度不应小于13mm；3 热轧钢型材截面有效受力部位的厚度不应小于2.5mm。冷成型薄壁型钢截面有效受力部位的厚度不应小于2.0mm。在采用螺纹进展受拉、受压衔接时，应进展螺纹受力计算。条文阐明

26、6.3.1 受弯薄壁金属梁的截面存在部分稳定问题，为防止产生压应力区的部分屈曲，通常可用添加壁厚的方式加以控制。我国现行国家规范GB50018规定薄壁型钢受力构件壁厚不宜小于2mm。我国现行国家规范GB/T5237规定用于幕墙的铝型材最小壁厚为3mm。本次修订取消了按跨度区分厚度要求的规定，一致取最小厚度为2.0mm为了保证直接受力螺纹衔接的可靠性，防止自攻螺钉拉脱，受力衔接时，在采用螺纹直接衔接的部分，铝型材厚度不应小于4mm，宽度不应小于13mm；钢材防腐蚀才干较低，横梁型钢的壁厚不应小于2.5mm，。本次修订取消了2003版规范最大宽厚比的详细要求，一致参考相关规范的要求。6.3.2应根

27、据板材在横梁上的支承情况决议横梁的荷载，并计算横梁接受的弯矩和剪力。当采用大跨度开口截面横梁时，宜思索约束改动产生的双力矩。单元式幕墙采用组合横梁时，横梁上、下两部分应按各自承当的荷载和作用分别进展计算。6.3.3横梁截面受弯承载力和受剪承载力应符合国家现行规范GB 50017、GB 50018和GB 50429的有关规定。条文阐明6.3.3 本次修订取消了2003版规范中关于受弯承载力和受剪承载力的相关公式，参考相关规范执行。6.3.4玻璃在横梁上偏置使横梁产生较大的扭矩时，应进展横梁抗扭承载力计算，并采取相应的构造措施。6.3.5横梁在风荷载规范值作用下产生的挠度应符合以下规定：/200

28、6.3.5式中：横梁的跨度mm，悬臂构件可取挑出长度的2倍。条文阐明6.3.5 横梁的挠度控制是正常运用形状下的功能要求，不涉及幕墙构造的平安，加之所采用的风荷载又是50年一遇的最大值，发生的时机较少，所以不宜控制过严，防止由于挠度控制要求而使资料用量添加太多。隐框幕墙玻璃板的副框，普通采用金属件多点衔接在横梁上；明框幕墙玻璃板与横梁间有弹性嵌缝条或密封胶。因此，横梁变形后对玻璃的支承情况改动不大。实验阐明，横梁挠度到达跨度l/180时，幕墙玻璃的任务仍是正常的。由于横梁挠度的控制与横梁的材质无关，参考国外相关规范的规定，本次修订将挠度控制值一致为跨度的1/200。6.4 立柱6.4.1立柱截

29、面主要受力部位的厚度，应符合以下要求：1 铝型材截面开口部位的厚度不应小于3.0mm，闭口部位的厚度不应小于2.5mm；2 铝型材孔壁与螺钉之间直接采用螺纹受拉、压衔接时，应进展螺纹受力计算，其螺纹衔接处的型材部分加厚部位的壁厚不应小于4mm，宽度不应小于13mm；3 热轧钢型材截面主要受力部位的厚度不应小于3.0mm，冷成型薄壁型钢截面主要受力部位的厚度不应小于2.5mm，采用螺纹进展受拉衔接时，应进展螺纹受力计算；4 对偏心受压立柱和偏心受拉立柱的杆件，其有效截面宽厚比应符合本规范第6.3.1条的相应规定。条文阐明6.4.1 立柱截面主要受力部分厚度的最小值，主要是参照现行国家规范GB/T

30、5237中关于幕墙用型材最小厚度为3mm的规定。对于闭口箱形截面，由于有较好的抵抗部分失隐的性能，可以采用较小的壁厚，因此允许采用最小壁厚为2.5mm的型材。钢型材的耐腐蚀性较弱，最小壁厚取为3.0mm。偏心受压的立柱很少，因其受力较为不利，普通不设计成受压构件。当遇到立柱受压情况时，需求思索部分稳定的要求，对截面的宽厚比加以控制，与本规范第6.3.1条的相应要求一致。注：“条文阐明6.4.1 立柱截面主要受力部分厚度的最小值，主要是参照现行国家规范GB/T5237中关于幕墙用型材最小厚度为3mm的规定。经查国家规范GB/T5237-2000 5.4.1.5“幕墙用受力杆件型材最小实测壁厚3m

31、m。国家规范GB/T5237-2004 5.4.1.5“幕墙用铝合金型材最小实测壁厚应符合有关工程建立国家规范或行业规范的规定国家规范GB/T5237-2021 4.4.1.1.2“除压条、压盖、扣板等需求弹性装配的型材之外，型材最小公称壁厚应不小于1.20mm。条文6.3.1、条文阐明6.4.1能否援用了已废止规范GB/T5237-2000，而不是现行国家规范？6.4.2上、下立柱之间相互衔接时，衔接方式应与计算简图一致，并应符合以下要求：1 采用铝合金闭口截面型材的立柱，宜设置长度不小于250mm的芯柱衔接。芯柱一端与立柱应严密滑动配合，另一端与立柱宜采用机械衔接方式固定；2 采用开口截面

32、型材的立柱，可采用型材或板材衔接。衔接件一端应与立柱固定衔接，另一端的衔接方式不应限制立柱的轴向位移；3 采用闭口截面钢型材的立柱，可采用本条第1款或第2款的衔接方式；4 两立柱接头部位应留空隙，空隙宽度不宜小于15mm。条文阐明6.4.2 幕墙在平面内应有一定的活动才干，以顺应主体构造的侧移。立柱每层设活动接头后，就可以使立柱有上、下活动的能够，从而使幕墙在本身平面内能有变形才干。此外，活动接头的间隙，还要满足以下的要求：1 立柱的温度变形；2 立柱安装施工的误差；3 主体构造接受竖向荷载后的轴向紧缩变形。综合以上思索，上、下柱接头空隙不宜小于15mm。6.4.3多层或高层建筑中跨层通长布置

33、立柱时，立柱与主体构造的衔接支承点每层不宜少于一个。按铰接多跨梁设计的立柱每层设两个支承点时，上支承点宜采用圆孔，下支承点宜采用长圆孔。6.4.4在楼层内单独布置立柱时，其上、下端均宜与主体构造铰接，宜采用上端悬挂方式；当柱支承点能够产生较大位移时，应采用与位移相顺应的支承安装。条文阐明6.4.36.4.4 立柱自下而上是全长贯穿的，每层之间经过滑动接头衔接，这一接头可以接受程度剪力，但只需当芯柱的惯性矩与外柱一样或较大且插入足够深度时，才干以为是延续的，否那么应按铰接思索。因此大多数实践工程，应按铰接多跨梁来进展立柱的计算。如今已有专门的计算软件，它可以思索自下而上各层的层高、支承情况和程度

34、荷载的不同数值，计算各截面的弯矩、剪力和挠度，作为选用铝型材的设计根据，比较准确。对于某些幕墙承包商来说，目前设计还采用手算方式，这时可按有关构造设计手册查出弯矩和挠度系数。每层两个支承点时，宜按铰接多跨梁计算，求得较准确的内力和挠度。但按铰接多跨梁计算需求相应的计算机软件，所以，手算时可以近似按双跨梁思索。普通情况下，立柱不宜设计成偏心受压构件，宜按偏心受拉构件进展截面设计。因此，在衔接设计时，应使柱的上端挂在主体构造上。6.4.5接受轴力和弯矩作用的立柱，其承载力应符合下式要求： 6.4.5式中：立柱的轴力设计值N；立柱的弯矩设计值Nmm立柱的净截面面积mm2；立柱在弯矩作用方向的净截面模

35、量mm；截面塑性开展系数，冷弯薄壁型钢和铝型材可取1.0，热轧钢型材可取1.05；型材的抗弯强度设计值或N/mm。6.4.6接受轴压力和弯矩作用的立柱，其在弯矩作用方向的稳定性应符合下式要求： 6.4.6-1 6.4.6-2式中：立柱的轴压力设计值N；临界轴压力N；立柱的最大弯矩设计值Nmm弯矩作用平面内的轴心受压的稳定系数，可按表6.4.6采用；立柱的毛截面面积mm2；在弯矩作用方向上较大受压边的毛截面模量mm；长细比；截面塑性开展系数，铝型材可取1.0，钢型材可取1.05；型材的抗弯强度设计值或N/mm。表6.4.6 轴心受压柱的稳定系数长细比热轧钢型材冷成型薄壁型钢铝型材Q235Q345

36、Q235Q3456063-T56061-T46063A-T56063-T66063A-T66061-T620406080901001101201301401500.970.900.810.690.620.560.490.440.390.350.310.960.880.730.580.500.430.370.320.280.250.210.950.890.820.720.660.590.520.450.400.350.310.940.870.780.630.550.480.410.350.300.260.230.940.850.720.570.500.430.380.330.290.260.23

37、0.930.800.650.480.410.350.300.260.220.200.170.960.860.690.480.390.330.280.240.200.180.160.950.820.580.380.310.250.210.180.160.140.12条文阐明6.4.6 思索到在某些情况下能够有偏心受压立柱，因此本条列出偏心受压柱的稳定验算公式。本公式引自现行国家规范GB50017-2003、GB 50429-2007。表6.4.6中钢型材轴心受压构件的稳定系数根据(GB 50017-2003)附录C (b类截面)，由构件长细比确定。例如当、时，；查附录C表C-2得；表6.4.6中

38、铝型材轴心受压构件的稳定系数根据(GB 50429-2007)附录B，由构件长细比确定，其中由(GB 50429-2007)附录A确定。例如当铝合金型材种类为6063A-T5，查附录A-2知，当时，；查附录B表B-2知。6.4.7接受轴压力和弯矩作用的立柱，其长细比不宜大于150。6.4.8立柱由风荷载规范值产生的挠度应符合以下要求： 6.4.8式中：支点间的间隔 mm，悬臂构件应取挑出长度的2倍。资料：立柱计算简图A.单跨梁简支梁图5-2 图5-2 幕墙立柱每层用一处衔接件与主体构造衔接，每层立柱在衔接处向上悬挑一段，上一层立柱下端用插芯衔接支承在此悬挑端上，计算时取简支梁计算简图是对构造作

39、了简化，假定立柱是以衔接件为支座的单跨梁(也可以以为是以楼层高度为跨度的简支梁)，这样按简支梁计算弯距与剪力。而实践上每层只需一个支座(即相邻两跨共用一个支座)，由于简支梁跨中弯距最大，而跨中剪力为零，而支座剪力最大，弯距为零，弯距控制截面无剪力，剪力控制截面无弯距，只分别按弯距效应和剪力效应进展验算。但在验算立柱与主体构造衔接时不能用简支梁两支座中一个反力进展计算，而应取两支座反力之和(一跨只需一个衔接点)。简支梁计算： 强度验算取SG+Sw组合 资料截面设计最大正应力值 =N/A0+M/1.05WfafS 5-7式中：资料截面设计最大正应力值； N轴力N； A0构件净截面积mm2； M弯距

40、N.mm； W截面模量 (mm3)； fafS铝型材钢材强度设计值(N/mm2)。 轴力 N=G L B 5-8式中：G幕墙单位面积自重N/mm2； L跨度m； B分格宽度m； 风荷载产生的弯距 MW= qW L2/8 5-9 风荷载线荷载设计值 qW=W.B 5-10 式中：MW风荷载产生的弯距设计值N.mm； qW风荷载线荷载设计值N/m. 挠度 df . lim =5WKL4/384EI 5-11 相对挠度 df . lim /L1/180 5-12 型材最小惯矩 I=5WKL3/384E(1/180) 5-13 型材最小截面模量 W=MW/1.0fa(1.05fS) 5-14式中：df

41、 . lim挠度mm； WK风荷载线荷载规范值N/mm2； L跨度mm； E弹性模量N/mm2；惯矩mm3 W截面模量mm3； faS铝合金型材钢材强度设计值。采用自上而下安装顺序布置杆件的立柱，按压弯构件验算稳定强度。 资料截面设计最大正应力值 =N/A0+M/W(1-0.8N/NE)fa(fS) 5-15 NE=2EA/1.12 5-16 迥转半径 i=I/A1/2 5-17 轴心受压构件的长细比 =L/i 5-18式中：整体稳定系数见表5-2； i迥转半径mm 轴心受压构件的长细比。 表5-2 轴心受压柱的整体稳定系数 钢型材 铝型材Q235Q3456063-T56061-T46063-

42、T66063A-T56063A-T66061-T6200.970.960.980.960.92400.900.880.880.840.80600.810.730.810.750.71800.690.580.700.580.48900.620.500.630.480.401000.560.430.560.380.321100.490.370.490.340.261200.440.320.410.300.221300.390.280.330.260.191400.350.250.290.220.161500.310.210.240.190.14 立挺抗剪验算采用SW 剪力设计值 V=VW 5-19

43、 风荷载产生的剪力设计值 VW=qWL/2 5-20 资料截面设计最大剪应力 =VSS/ItfV 5-21式中：V剪力设计值N； VW风荷载产生的剪力设计值N； 资料截面设计最大剪应力N/mm； SS验算截面形心轴以上面积对形心轴面积矩mm3； fV资料抗剪强度设计值N/mm2； t 验算截面资料厚度(mm)；单元式幕墙由于竖框为组合框，对插的两竖框不能够同时伸缩验算时要分别验算，即取每根竖框接受单元组件一半的荷载作用计算，其中W值小者起控制造用。B.双跨梁(L=L1+L2，L1L2图5-3幕墙立柱每层有两处衔接件与主体构造衔接，每层立柱在楼层处衔接点向上悬挑一段，上一跨立柱下端用插芯衔接支承

44、此悬挑端上，计算时取双跨梁计算简图是对构造作了简化，假定立柱是以楼层处衔接点为端支座，梁底衔接点为中间支座的双跨梁，共三个支座，实践上每层只需两个支座(上一跨的C支座与A支座共用一个衔接点)。双跨梁中间(B)支座有负弯距，两跨各有跨中弯距，其中中间(B)支座负弯距起控制造用，三个支座均有剪力，其中B以座+(-)剪力中有一个最大，起控制造用，由于B支座同时有剪力和弯距，除分别验算弯曲效应和剪切效应外，还需验算弯距与剪力同时作用下的折算应力。在对立柱与主柱构造衔接验算时，B支座反力起控制造用。由于实践上A支座与C支座的反力都是经过A支座传给主体构造的，假设用A支座程度作用进展衔接验算，程度作用应取

45、A支座与C支座反力之和。 图5-3 双跨梁计算： 强度验算取SG+Sw组合 B支座弯距 Mb = -qL13+L23/8L 5-22a or Mb = -q L22 /8n2-n+1/n2 5-22b 长跨跨中弯距 M2 =qL22/21/2+Mb/ qL222 5-23 A支座反力 Ra= qL1/2+Mb/ L1 5-24a B支座反力 Rb= qL1/2-Mb/ L1 +qL2/2-Mb/ L2= qL/2-Mb/ L1-Mb/ L2 5-24b C支座反力 Rc=qL2/2+Mb/ L2 5-24c B支座剪力 Vb左= -qL1/2-Mb/L1 5-25a Vb右=qL2/2-Mb/

46、L2 5-25b 型材截面设计最大正应力值 b=N/A0+Mb/(1.05W) fa(fS) 5-26a型材截面设计最大剪应力值 b= VbSS/ItfV 5-26b折算应力 zs=b2+3b21/21.1fa(fS) 5-26c长跨挠度 df . lim 2=qwkL24/EI 5-27a挠度计算系数 =4Mb/qL22 5-27b 挠度系数 表5-300.013020.050.012240.100.011460.150.010690.200.009920.250.009150.300.008390.350.007630.400.006880.450.006150.500.00542验算立柱

47、衔接时，程度作用产生的拉力取B支座反力( Rb )或A支座反力( Ra )与 C支座反力( Rc )之和。C.铰接多跨梁强度验算取SG+Sw组合a.单支点铰接多跨梁多跨静定梁图5-4其支承条件和图5-2一样，只是取不同计算简图 图5-4 幕墙立柱每层用一处衔接件与主体构造衔接，每层立柱在衔接处向上悬挑一段，上一层立柱下端用插芯衔接支承在此悬挑端上，实践上是一段段带悬挑的简支梁用铰衔接成多跨梁，这种多跨静定梁计算简图要比取单跨简支梁与实践支承情况更为接近。由于上一跨梁B端以下一跨悬挑端(C点)作支座，上一跨B支座反力就是作用在下一跨C点的集中力，每层梁除作用有均布荷载外，除第一跨起始梁外，悬挑端

48、(C点)还作用一集中力，这样在进展内力分析时，要从起始梁(第一跨)开场，才干逐渐顺畅计算。第一跨梁A支座有由悬挑端均布荷载产生支座弯矩，简支段的正弯矩最大值不在弯中，第二跨开场还有C端第一跨B支座反力产生A支座负弯矩，由于第一跨B支座反力比其它跨(等跨时)大，这样第二跨A支座负弯矩比其它跨(等跨时) 大，验算立柱与主体构造衔接时程度作用取q(a+L)，即B支座与A支座反力之和。多跨静定梁计算： 当为等跨时(各跨L、a、q均相等) 第一跨B支座反力 R1B=qL1/21-a1/L12 5-28 第i跨B支座反力 RiBi=2、4、6=R1B1-ai/Li -ai/Lii RiBi=3、5、7=R

49、1B1-ai/Li +ai/Lii 5-29ai/Lii 项，当i4以后，其值很微小，RiB逼近一定值，可近似取： 第i跨B支座反力 RiBi=4、5= R1B1-ai/Li 5-30 第i跨集中力 Pii=2、3、4=Ri-1B 5-31 P2P3、P3P4当i4以后，PI逼近一定值，同时Mi逼近一定值。等跨多跨静定梁需验算三个控制截面：第一跨跨中弯距 M1=qL12/81-ai/Li22 (5-32) 第一跨B支座剪力 V1B=R1B= qL1/21-a1/L12 5-33 型材截面设计最大正应力值 =M1/(W+N/A0 )fa (5-34) 型材截面设计最大剪应力值 = V1BSs/I

50、tfav (5-35) 第一跨跨中挠度 df . lim 1中=5qwkL14/384EI1-2 .4(a1/L1)2 (5-36) 第二跨C支座挠度df . lim 2c=qwka2L23/24EI-1+4(a2/L2)2+3(a2/L2)3+(P2a22L2/3EI)(1+ a2/L2) (5-37) 第一跨总挠度 df . lim 1总= df . lim 1中+ df . lim 2c /2 (5-38) 相对挠度 df . lim1总/(L1+a2) 1/180 (5-39) (2) 第二跨A支座弯距 M2A= -(P2a2+qa22/2) (5-40) 第二跨A支座剪力 V2A=

51、-P2+ qa2/2(2+a2/L2); V2A=+P2(a2/L2)+ qL2/2 (5-41) 型材截面设计最大正应力值 A=M2A/(W+N/A0)fa (5-42)型材截面设计最大剪应力值 A= V2ASs/Itfav (5-43)折算应力 ZS=A2+3A21/21.1fa (5-44) (3) 第i跨跨中弯距 Mi= qLi2/81-ai/Li22-Piai1-1+ai/Li2/2+ ai/Li (5-45) 第i跨跨中剪力 Vi中=+P i (ai/Li) (5-46) 型材截面设计最大正应力值 中=Mi/(W+N/A0)fa (5-47) 型材截面设计最大剪应力值 中= Vi中

52、Ss/Itfav (5-48) 折算应力 ZS=中2中+3中21/21.1fa (5-49) 第i跨跨中挠度 df . lim i中=5qwkLi4/384EI-qwka2iL2i / 32EI-Pi aiL2i / 16EI (5-50) 第(i+1)跨C支座挠度 df . limi+1c=qwkaiLi3/24EI-1+4(ai/Li)2+3(ai/Li)3+(Piai2Li/3EI)(1+ ai/Li) (5-51)第一跨总挠度 df . lim i总= df . lim i中+ df . limi+1c/2 (5-52) 相对挠度 df . lim i总/(Li+ai+1) 1/180

53、 (5-53) 当为不等跨时各跨Li、ai、(qi)三项不等,或Li、ai、(qi)中有一(二)项不等时,要逐跨进展分析 ; 第一跨B支座反力 R1B=qL1/21-a1/L22 5-54第i跨集中力 Pii=2、3、4=Ri-1B 5-55第i跨B支座反力 R iB i=2、3、4=qiLi/21-ai/Li2-Piai/Li 5-56第一跨跨中弯距 M1=qL12/81-a1/L12 5-57 第一跨B支座剪力 V1B=R1B= qL1/2 1-a1/L12 5-58第一跨跨中剪力 V1中=0 5-59型材截面设计最大正应力值 =M1/(W+N/A0)fa (5-60) 型材截面设计最大剪

54、应力值 = V1AV1BSs/Itfav (5-61) 第一跨跨中挠度 df . lim 1中=5qwk1L14/384EI1-2.4(a1/L1)2 (5-62) 第二跨C支座挠度df . lim 2c=qwk2a2L23/24EI-1+4(a2/L2)2+3(a2/L2)3+P2a22L2/3EI(1+ a2/L2) (5-63)第一跨总挠度 df . lim 1总=df . lim 1中+ df . lim2c/2 (5-64)相对挠度 df . lim 1总/(L1+a2) 1/180 (5-65)第i跨A支座弯距 M iA i=2、3、4= -Piai+qiai2/2 5-66 第i

55、跨A支座剪力 ViA= -Pi+ qiai/2(2+ai/Li); ViA=+Pi(ai/Li)+ qiLi /2 (5-67) 型材截面设计最大应力值 iA=MiA/(W+N/A0)fa (5-68) 型材截面设计最大剪应力值 iA= ViASs/Itfav (5-69) 折算应力 ZS=iA2+3iA21/21.1fa (5-70) 第i跨跨中弯距 Mi= qLi2/81-ai/Li2-Piai1+ai/Li2/2+ ai/Li (5-71) 第i跨跨中剪力 Vi中=+P i (ai/Li) (5-72) 型材截面设计最大正应力值 中=Mi/(W+N/A0)fa (5-73) 型材截面设计

56、最大剪应力值 中= Vi中Ss/Itfav (5-74) 折算应力 ZS=2中+32A1/21.1fa (5-75) 第i跨跨中挠度 df . lim i中=5qwkLi4/384EI-qwka2iL2i / 32EI-Pi aiL2i / 16EI (5-76) 第(i+1)跨C支座挠度df . limI+1c=qwkaiLi3/24EI-1+4(ai/Li)2+3(ai/Li)3+(Piai2Li/3EI)(1+ ai/Li) (5-77)第i跨总挠度 df . lim i总= df . lim i中+ df . limI+1c/2 (5-78) 相对挠度 df . lim i总/(Li+

57、ai+1) 1/180 (5-79)单支点铰接多跨梁多跨静定梁不同悬挑段和简支段比，弯矩系数变化见表5-4。 表5-4 不同悬挑段和简支段比，弯矩系数变化a/L0简支1/231/171/13.41/111/9.31/81/71/6.41/5.51/5M11/81/8.741/9.131/9.341/9.681/10.051/10.451/10.891/11.221/11.171/11.12M2A1/48.181/38.111/28.951/24.181/20.791/18.211/16.291/15.21/15.311/15.47Mi1/9.51/10.081/10.841/11.61/12.

58、441/13.371/14.421/15.21/15.11/14.99 从表5-4可以看出，当a/L为1/6.4时，正、负弯矩系数相等1/15.2，约为简支梁弯矩系数的53%。同时还可看出第一跨悬挑段和简支段之比与其他跨一样时或无悬挑段时，第一跨跨中弯矩系数M1比较大，用调整第一跨悬挑段和简支段之比(a1/L11/3.57)，可减小第一跨跨中弯矩系数M1，到达控制截面弯矩系数接近最正确值。b.双支点铰接多跨梁多跨铰接一次超静定梁，DiBi) 图5-5其支承条件和图5-3一样，只是取不同计算简图 图5-5 幕墙立柱每层有两处衔接件与主体构造衔接，每层立柱在楼层处衔接点向上悬挑一段，上一跨立柱下端

59、用插芯衔接支承在悬挑端上，取双支点铰接多跨梁计算简图要比取双跨梁计算简图与实践情支承情况更接近。由于上一跨B支座以一下跨悬挑端(C点)作支座，上一跨支座反力是作用在下一跨悬挑端(C点)的集中力，第一跨(起始梁)起每层梁作用有均布荷载，第二跨起每层梁在悬挑端(C点) 还有集中力，这样在内力分析时，要从起始梁(第一跨)开场，才干逐渐顺畅计算。第一跨梁A支座有由悬挑端均布荷载产生的支座弯矩，D支座有D跨均布荷载产生的支座弯矩，还有A支座弯矩的影响，第二跨开场还有C端集中力产生的支座弯矩。验算立柱与主体构造衔接时取D支座反力或A支座与B支座反力之和。双支点铰接多跨梁计算： 第i跨集中力 P(i)=Rb

60、(i-1) (5-80) 第i跨B支座反力 Rb(i)=qb(i)/2-Md(i)/B(i) (5-81) 第i跨A支座弯距 Ma(i)=-(P(i) A(i)+qA(i)2) (5-82) 第i跨D支座弯距 Md(i)=-6q(B(i)3+D(i)3)/24+Ma(i) D(i)/6/2(B(i)+D(i) (5-83) 第i跨长跨跨中弯距 M(i)=qB(i)2/8+ Md(i) /2 (5-84) 第i跨D支座剪力 Vd左=qDi/2+Mai-Mdi/Di 5-85 Vd右= -qBi/2+Mdi/Bi 5-86 型材截面设计最大正应力值 d=Md/W+N/A0fa (5-87) 型材截