建筑幕墙防雷专家讲座上海第四课-张芹

2当立柱的支承点可能产生较大位移时，应采用与该位移相适应的支承装置；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，每层与主体结构的连接支承点不宜少于一个。当主体结构允许时，宜加密立柱的连接支承点；4上、下立柱之间不互相连接时，应留空隙，空隙宽度不宜小于15mm。条文说明7.2.3对小截面铝型材、钢型材构件，偏心受压是不利的，承载能力较低，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、主体支承结构的实际情况确定。当主体结构有条件时（如实体混凝土结构墙面），宜多布置支承点，由此可减小立柱截面面积、节省材料。上下立柱是否连接可根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连接以使上下柱位移相同且传递剪力；采用简支梁方式分段计算时，可以不连接。7.2.4上、下立柱之间互相连接时，连接方式应与柱子计算简图一致，并应符合下列要求：1采用铝合金闭口截面型材的立柱，宜设置长度不小于250mm的芯柱连接。芯柱一端与立柱应紧密滑动配合，另一端与立柱宜采用机械连接方式固定；2采用开口截面型材的立柱，可采用型材或板材连接。连接件一端应与立柱固定连接，另一端的连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款的连接方式；4两立柱接头部位应留空隙，空隙宽度不宜小于15mm。条文说明7.2.4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、主体结构及立柱本身承受竖向荷载后的轴向压缩变形等要求。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、下活动的可能，从而使幕墙在自身平面内能有变形能力。幕墙用铝型材加工精度较高（高精级和超高精级），采用芯柱时可紧密配合且可滑动。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紧密配合，甚至有较大的间隙。因此，钢型材立柱可采用外部连接方式。比如，连接件一端可通过螺栓或焊接固定于钢立柱上，另一端采用长圆孔、螺栓机械连接。实体墙面上的横梁立柱常常才哟管分段布置、分别计算的设计方法，此时接头部位可以留出空隙，不予连接。7.2.5立柱的结构力学计算模型，应符合其实际支承条件、连接方式。条文说明7.2.5立柱的计算模型必须根据实际支承条件和连接方式确定，可能是铰接单跨梁、铰接双跨梁、铰接多跨梁或多跨连续梁等。连续布置的立柱自下而上是全长贯通的，每层之间通过滑动接头连接，这种接头可以承受水平剪力，但只有当芯柱的惯性矩与外柱相同或较大且插入足够深度时，才能认为是连续梁，否则应按铰接梁考虑。因此大多数实际工程宜按多跨铰接梁来进行通长立柱的计算。目前已有专门的计算软件，它可以考虑自下而上各层的层高、支承状况和水平荷载的不同数值，计算各截面的弯矩、剪力和挠度，作为选用铝型材的设计依据，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，这时可按有关结构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要相应的计算机软件，所以，手算时可以近似按双跨梁考虑。7.2.6承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（N·mm）；——立柱的净截面面积（）；——立柱在弯矩作用方向的净截面模量（）；——截面塑性发展系数，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；——材料强度设计值，即或（N/mm2）。条文说明7.2.6一般情况下，立柱均设计成偏心受拉构件，并依此进行截面设计。因此，连接设计时，宜使柱的上端挂在主体结构上。本条计算公式引自现行国家标准《钢结构设计规范》GB50017和《铝合金结构设计规范》GB50429。7.2.7承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（N·mm）；——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状态铝合金构件取1.2，其它状态铝合金构件取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；——截面塑性发展系数，热轧型钢可取1.05；冷成型薄壁型钢和铝合金型材可取1.0；——材料强度设计值，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-T620406080901001101201301401500.970.900.810.690.620.560.490.440.390.350.310.960.880.730.580.500.430.370.320.280.250.210.950.890.820.720.660.590.520.450.400.350.310.940.870.780.630.550.480.410.350.300.260.230.940.850.720.570.500.430.380.330.290.260.230.930.800.650.480.410.350.300.260.220.200.170.960.860.690.480.390.330.280.240.200.180.160.950.820.580.380.310.250.210.180.160.140.12条文说明7.2.7考虑到某些情况下可能有偏心受压立柱，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标准《钢结构设计规范》GB50017和《铝合金结构设计规范》GB50XXX。弯矩作用平面内的轴心受压稳定系数，钢型材按现行国家标准《钢结构设计规范》GB50017和《冷弯薄壁型钢结构技术规范》GB50018和《铝合金结构设计规范》GB50XXX的规定采用；铝型材的受压稳定问题。国内已进行了试验研究工作，并在《铝合金结构设计规范》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合金状态按弱硬化取值，T4、T5合金状态按强硬化取值。并按铝型材的屈服强度f0.2的数值进行换算。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担的荷载和作用分别进行计算和设计。条文说明7.2.8本条规定依据现行国家标准《钢结构设计规范》GB50017。7.2.9在风荷载标准值作用下，立柱的挠度限值df,lim宜按下列规定采用(7.2.9)式中：——支点间的距离（mm），悬臂构件可取挑出长度的2倍。条文说明7.2.9立柱挠度控制与横梁相同，参见本规范第7.1.6条的说明。《玻璃幕墙工程技术规范》JGJ102-2013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结构设计的基本规定5.1一般规定5.1.1玻璃幕墙应按围护结构设计。幕墙的结构设计使用年限不应少于25年，幕墙主要支承结构的设计使用年限宜与主体建筑相同。条文说明5.1.1幕墙是建筑物的外围护结构，主要承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，不分担主体结构承受的荷载或地震作用。幕墙的支承结构与主体结构之间、玻璃与框架之间，须有一定变形能力，以适应主体结构的变形；当主体结构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不能承受的变形。幕墙结构的安全系数K与荷载的取值和材料强度设计值f的比值有关。因此，采用某一规范进行设计时，必须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指标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，以免产生设计安全度过低或过高的情况。5.1.2玻璃幕墙应具有规定的承载能力、刚度、稳定性和适应主体结构的位移能力。采用螺栓连接的幕墙构件，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。条文说明5.1.2玻璃幕墙由面板和金属框架等组成，其变形能力是较小的。在水平地震或风荷载作用下，结构将会产生侧移。由于幕墙构件不能承受过大的位移，只能通过弹性连接件来避免主体结构过大侧移的影响。例如当层高为3.5m，若弹塑性层间位移角限值Δup/h为1/70，则层间最大位移可达50mm。显然，如果玻璃面板及幕墙构件本身承受这样的大的剪切变形，则幕墙构件可能会破坏。幕墙构件与立柱、横梁的连接要能可靠地传递风荷载作用、地震作用，能承受幕墙构件的自重。为防止主体结构水平位移使幕墙构件损坏，连接必须具有一定的适应位移能力，使幕墙构件与立柱、横梁之间有活动的余地。5.1.3玻璃幕墙结构的作用效应应符合下列规定：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，变形受到约束的支承结构尚应考虑温度作用的影响。条文说明5.1.3幕墙设计应区分是否抗震。对非抗震设防的地区，主要需考虑风荷载、重力荷载以及温度作用；对抗震设防的地区，尚应考虑地震作用。经验表明，对于竖直的建筑幕墙，风荷载是主要的作用，其数值可达。因为建筑幕墙自重较轻，即使按最大地震作用系数考虑，一般也只有，远小于风荷载作用。因此，对幕墙构件本身而言，抗风设计是主要的考虑因素。但是，地震是动力作用，对连接节点会产生较大的影响，使连接发生震害甚至使建筑幕墙脱落、倒坍。所以，除计算地震作用外，还必须加强构造措施。在幕墙工程中，温度变化引起的对玻璃面板、胶缝和支承结构的作用效应是存在的，问题是如何计算或考虑其作用效应。幕墙设计中，温度作用的影响有一些可以通过建筑或结构构造措施解决，如对支承结构沿纵向设置滑动连接构造做法、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，玻璃受到挤压，产生温度挤压应力。实际工程中，玻璃与铝合金框之间必须留有一定的空隙（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一般不会与金属边框发生挤压。例如对边长为3000mm的玻璃面板，在80°C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一般不小于10mm。由此可知，挤压温度应力的计算往往无实际意义。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，有可能因温度应力超过玻璃的强度设计值而造成幕墙玻璃碎裂。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：——温差应力标准值（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；——嵌缝材料系数；、——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《建筑工程标准•幕墙工程（JASS-14）》（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究阶段，还没有公认的方法，不同方法的计算结果有较大差异。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2m×3m，面积为6m2，其余各系数分别按原规范JGJ102-96第5.4.4条的规定取为：μ1=1.6、μ2=1.3、μ3=1.15、μ4=0.6，温差取15℃。则温差应力标准值为：==考虑温度作用分项系数取为1.2，则温度应力设计值为：=<因此，按照原规范JGJ102-96的计算方法，当温差不超过15°C时，温度作用不起主导作用。鉴于以上原因，本规范规定对于框式幕墙的玻璃面板可不考虑温度作用影响。对于采用螺栓连接的普通横梁和立柱、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，因此也可不考虑温度作用的影响。但是对于未采用滑动构造连接做法的幕墙支承结构（如平面索网、大跨索桁架）以及隐框幕墙的硅酮结构密封胶，均会因为温度作用产生附加内力及变形，此时，宜考虑温度作用的影响。温度作用下，变形受到约束的支承结构主要指：隐框幕墙的硅酮结构密封胶、未采用沿纵向滑动连接构造做法释放温度变形的支承结构。5.1.4玻璃幕墙结构，可按弹性方法分别计算施工阶段和正常使用阶段的作用效应，并应按本规范第5.4节的规定进行作用的组合。条文说明5.1.4目前，结构抗震设计的标准是小震下保持弹性，基本不产生损坏。在这种情况下，幕墙也应基本处于弹性工作状态。因此，本规范中有关内力和变形计算均可采用弹性方法进行。对变形较大的场合（如索结构），宜考虑几何非线性的影响。5.1.5玻璃幕墙构件应按各效应组合中的最不利组合进行设计。5.1.6幕墙结构构件应按下列规定进行承载力计算和挠度验算：1持久设计状况、短暂设计状况（5.1.6-1）2地震设计状况（5.1.6-2）式中：S——荷载按基本组合的效应设计值；SE——地震作用和其他荷载按基本组合的效应设计值；R——构件抗力设计值；γ0——幕墙结构构件重要性系数，可取1.0；γRE——幕墙结构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：——构件在风荷载标准值或永久荷载标准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。条文说明5.1.6玻璃幕墙承受永久荷载（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。本规范要求分别进行永久荷载、风荷载、地震作用效应计算；温度作用的影响，通过构造设计或计算分析予以考虑。承载能力极限状态设计时，应考虑作用效应的基本组合；正常使用极限状态设计时，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用意义，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材料强度设计值。幕墙构件的结构重要性系数γ0，与设计使用年限和安全等级有关。除预埋件之外，其余幕墙构件的安全等级不会超过二级，设计使用年限一般为25年。同时，幕墙大多用于大型公共建筑，正常使用中不允许发生破坏。因此，结构重要性系数γ0取不小于1.0。幕墙结构计算中，地震效应相对风荷载效应是比较小的，通常不会超过20%，如果采用小于1.0的系数γRE予以放大，对幕墙结构设计是偏于不安全的。所以，幕墙构件承载力抗震调整系数γRE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结构相似的应力表达形式；预埋件设计时，则采用内力表达形式。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），应采用作用效应的基本组合。5.1.7框支承玻璃幕墙中，当面板相对于横梁有偏心时，支承结构设计时应考虑重力荷载偏心产生的不利影响。条文说明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扭转变形。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，要考虑其不利影响，必要时进行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。《金属与石材幕墙工程技术规范》JGJ133-2013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，幕墙的金属支承结构及金属面板设计尚应符合现行国家标准《钢结构设计规范》GB50017、《冷弯薄壁型钢结构设计规范》GB50018和《铝合金结构设计规范》GB50429的有关规定。资料：1.《钢结构设计规范》GB50017-20031.0.2本规范适用于工业与民用房屋和一般构筑物的钢结构设计，其中，由冷弯成型钢材制作的构件及其连接应符合现行国家标准《冷弯薄壁型钢结构技术规范》GB50018的规定。条文说明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一般构筑物的钢结构设计，不包括冷弯薄壁型钢结构。”2.《冷弯薄壁型钢结构技术规范》GB50018-20021.0.2本规范适用于建筑工程的冷弯薄壁型钢结构的设计与施工。条文说明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一般构筑物的冷弯薄壁型钢结构设计与施工，而热轧型钢的钢结构设计，应符合现行国家标准《钢结构设计规范》GB50017的规定。”6.1一般规定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：在不少使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，将严重削弱铝材与隔热条之间的结合，从而影响幕墙的安全性能，势必为建筑在使用过程中留下了安全阴患，后果不堪设想。隔热铝型材出现滚压裂痕问题原因是多方面的，其中由于幕墙隔热铝型材使用的隔热条和滚压设备还是门窗使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：在不少使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，将严重削弱铝材与隔热条之间的结合，从而影响幕墙的安全性能，势必为建筑在使用过程中留下了安全阴患，后果不堪设想。隔热铝型材出现滚压裂痕问题原因是多方面的，其中由于幕墙隔热铝型材使用的隔热条和滚压设备还是门窗使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条文说明6.1.1采用隔热条断桥的铝合金横梁不宜进行弯曲加工。6.1.2钢型材与铝型材组合形成的横梁、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行计算和设计。i铝=I铝E铝/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，应符合下列要求：1截面的宽厚比应符合国家现行标准《钢结构设计规范》GB50017、《冷弯薄壁型钢结构技术规范》GB50018和《铝合金结构设计规范》GB50429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、压连接时，应进行螺纹受力计算。螺纹连接处，型材局部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。在采用螺纹进行受拉、受压连接时，应进行螺纹受力计算。条文说明6.3.1受弯薄壁金属梁的截面存在局部稳定问题，为防止产生压应力区的局部屈曲，通常可用增加壁厚的方式加以控制。我国现行国家标准《冷弯薄壁型钢结构技术规范》GB50018规定薄壁型钢受力构件壁厚不宜小于2mm。我国现行国家标准《铝合金建筑型材》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，统一取最小厚度为2.0mm为了保证直接受力螺纹连接的可靠性，防止自攻螺钉拉脱，受力连接时，在采用螺纹直接连接的局部，铝型材厚度不应小于4mm，宽度不应小于13mm；钢材防腐蚀能力较低，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具体要求，统一参考相关规范的要求。6.3.2应根据板材在横梁上的支承状况决定横梁的荷载，并计算横梁承受的弯矩和剪力。当采用大跨度开口截面横梁时，宜考虑约束扭转产生的双力矩。单元式幕墙采用组合横梁时，横梁上、下两部分应按各自承担的荷载和作用分别进行计算。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标准《钢结构设计规范》GB50017、《冷弯薄壁型钢结构技术规范》GB50018和《铝合金结构设计规范》GB50429的有关规定。条文说明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，应进行横梁抗扭承载力计算，并采取相应的构造措施。6.3.5横梁在风荷载标准值作用下产生的挠度应符合下列规定：≤/200（6.3.5）式中：——横梁的跨度（mm），悬臂构件可取挑出长度的2倍。条文说明6.3.5横梁的挠度控制是正常使用状态下的功能要求，不涉及幕墙结构的安全，加之所采用的风荷载又是50年一遇的最大值，发生的机会较少，所以不宜控制过严，避免由于挠度控制要求而使材料用量增加太多。隐框幕墙玻璃板的副框，一般采用金属件多点连接在横梁上；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状况改变不大。试验表明，横梁挠度达到跨度l/180时，幕墙玻璃的工作仍是正常的。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统一为跨度的1/200。6.4立柱6.4.1立柱截面主要受力部位的厚度，应符合下列要求：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、压连接时，应进行螺纹受力计算，其螺纹连接处的型材局部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，采用螺纹进行受拉连接时，应进行螺纹受力计算；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。条文说明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标准《铝合金建筑型材》GB/T5237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，由于有较好的抵抗局部失隐的性能，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，一般不设计成受压构件。当遇到立柱受压情况时，需要考虑局部稳定的要求，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：“条文说明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标准《铝合金建筑型材》GB/T5237中关于幕墙用型材最小厚度为3mm的规定。经查国家标准《铝合金建筑型材》GB/T5237-20005.4.1.5“---------幕墙用受力杆件型材最小实测壁厚≥3mm。”国家标准《铝合金建筑型材》GB/T5237-20045.4.1.5“---------幕墙用铝合金型材最小实测壁厚应符合有关工程建设国家标准或行业标准的规定”国家标准《铝合金建筑型材》GB/T5237-20084.4.1.1.2“---------除压条、压盖、扣板等需要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、条文说明6.4.1是否引用了已废止标准GB/T5237-2000，而不是现行国家标准？”6.4.2上、下立柱之间互相连接时，连接方式应与计算简图一致，并应符合下列要求：1采用铝合金闭口截面型材的立柱，宜设置长度不小于250mm的芯柱连接。芯柱一端与立柱应紧密滑动配合，另一端与立柱宜采用机械连接方式固定；2采用开口截面型材的立柱，可采用型材或板材连接。连接件一端应与立柱固定连接，另一端的连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款的连接方式；4两立柱接头部位应留空隙，空隙宽度不宜小于15mm。条文说明6.4.2幕墙在平面内应有一定的活动能力，以适应主体结构的侧移。立柱每层设活动接头后，就可以使立柱有上、下活动的可能，从而使幕墙在自身平面内能有变形能力。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主体结构承受竖向荷载后的轴向压缩变形。综合以上考虑，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立柱时，立柱与主体结构的连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、下端均宜与主体结构铰接，宜采用上端悬挂方式；当柱支承点可能产生较大位移时，应采用与位移相适应的支承装置。条文说明6.4.3~6.4.4立柱自下而上是全长贯通的，每层之间通过滑动接头连接，这一接头可以承受水平剪力，但只有当芯柱的惯性矩与外柱相同或较大且插入足够深度时，才能认为是连续的，否则应按铰接考虑。因此大多数实际工程，应按铰接多跨梁来进行立柱的计算。现在已有专门的计算软件，它可以考虑自下而上各层的层高、支承状况和水平荷载的不同数值，计算各截面的弯矩、剪力和挠度，作为选用铝型材的设计依据，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，这时可按有关结构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要相应的计算机软件，所以，手算时可以近似按双跨梁考虑。一般情况下，立柱不宜设计成偏心受压构件，宜按偏心受拉构件进行截面设计。因此，在连接设计时，应使柱的上端挂在主体结构上。6.4.5承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（N·mm）——立柱的净截面面积（mm2）；——立柱在弯矩作用方向的净截面模量（mm）；——截面塑性发展系数，冷弯薄壁型钢和铝型材可取1.0，热轧钢型材可取1.05；ƒ——型材的抗弯强度设计值或（N/mm）。6.4.6承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（N·mm）——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；——截面塑性发展系数，铝型材可取1.0，钢型材可取1.05；ƒ——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-T620406080901001101201301401500.970.900.810.690.620.560.490.440.390.350.310.960.880.730.580.500.430.370.320.280.250.210.950.890.820.720.660.590.520.450.400.350.310.940.870.780.630.550.480.410.350.300.260.230.940.850.720.570.500.430.380.330.290.260.230.930.800.650.480.410.350.300.260.220.200.170.960.860.690.480.390.330.280.240.200.180.160.950.820.580.380.310.250.210.180.160.140.12条文说明6.4.6考虑到在某些情况下可能有偏心受压立柱，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标准《钢结构设计规范》GB50017-2003、《铝合金结构设计规范》GB50429-2007。表6.4.6中钢型材轴心受压构件的稳定系数根据《钢结构设计规范》(GB50017-2003)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中铝型材轴心受压构件的稳定系数根据《铝合金结构设计规范》(GB50429-2007)附录B，由构件长细比确定，其中由《铝合金结构设计规范》(GB50429-2007)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承受轴压力和弯矩作用的立柱，其长细比不宜大于150。6.4.8立柱由风荷载标准值产生的挠度应符合以下要求：（6.4.8）式中：——支点间的距离（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连接件与主体结构连接，每层立柱在连接处向上悬挑一段，上一层立柱下端用插芯连接支承在此悬挑端上，计算时取简支梁计算简图是对结构作了简化，假定立柱是以连接件为支座的单跨梁(也可以认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。而实际上每层只有一个支座(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行验算。但在验算立柱与主体结构连接时不能用简支梁两支座中一个反力进行计算，而应取两支座反力之和(一跨只有一个连接点)。简支梁计算：强度验算取SG+Sw组合材料截面设计最大正应力值σ=N/A0+M/1.05W≤fa（fS）（5-7）式中：σ—材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（N.mm）；W—截面模量(mm3)；fa（fS）—铝型材（钢材）强度设计值(N/mm2)。轴力N=GLB（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=qWL2/8（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/L≤1/180（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.lim—挠度（mm）；WK—风荷载线荷载标准值（N/mm2）；L—跨度（mm）；E—弹性模量（N/mm2）；惯矩（mm3）W—截面模量（mm3）；fa（S）—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。材料截面设计最大正应力值σ=N/ΦA0+M/γW(1-0.8N/NE)≤fa(fS)（5-15）NE=π2EA/1.1λ2（5-16）迥转半径i=（I/A）1/2（5-17）轴心受压构件的长细比λ=L/i（5-18）式中：Φ—整体稳定系数见表5-2；i——迥转半径（mm）λ——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λ钢型材铝型材Q235Q3456063-T56061-T46063-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）风荷载产生的剪力设计值VW=qWL/2（5-20）材料截面设计最大剪应力τ=VSS/It≤fV（5-21）式中：V—剪力设计值（N）；VW—风荷载产生的剪力设计值（N）；τ—材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—材料抗剪强度设计值（N/mm2）；t—验算截面材料厚度(mm)；单元式幕墙由于竖框为组合框，对插的两竖框不可能同时伸缩验算时要分别验算，即取每根竖框承受单元组件一半的荷载（作用）计算，其中W值小者起控制作用。B.双跨梁(L=L1+L2，L1＜L2）（图5-3）幕墙立柱每层有两处连接件与主体结构连接，每层立柱在楼层处连接点向上悬挑一段，上一跨立柱下端用插芯连接支承此悬挑端上，计算时取双跨梁计算简图是对结构作了简化，假定立柱是以楼层处连接点为端支座，梁底连接点为中间支座的双跨梁，共三个支座，实际上每层只有两个支座(上一跨的C支座与A支座共用一个连接点)。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)支座负弯距起控制作用，三个支座均有剪力，其中B以座+(-)剪力中有一个最大，起控制作用，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。在对立柱与主柱结构连接验算时，B支座反力起控制作用。由于实际上A支座与C支座的反力都是通过A支座传给主体结构的，如果用A支座水平作用进行连接验算，水平作用应取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=-[q（L13+L23）/8L]（5-22a）orMb=-{qL22/8×[（n2-n+1）/n2]}（5-22b）长跨跨中弯距M2=qL22/2×（1/2+Mb/qL22）2（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/L2）（5-25b）型材截面设计最大正应力值σb=N/A0+Mb/(1.05W)≤fa(fS)（5-26a）型材截面设计最大剪应力值τb=Vb×SS/I×t≤fV（5-26b）折算应力σzs=（σb2+3τb2）1/2≤1.1fa(fS)（5-26c）长跨挠度df.lim2=μqwkL24/EI（5-27a）挠度计算系数α=4Mb/qL22（5-27b）挠度系数表5-3αμαμαμαμ00.013020.050.012240.100.011460.150.010690.200.009920.250.009150.300.008390.350.007630.400.006880.450.006150.500.00542验算立柱连接时，水平作用产生的拉力取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连接件与主体结构连接，每层立柱在连接处向上悬挑一段，上一层立柱下端用插芯连接支承在此悬挑端上，实际上是一段段带悬挑的简支梁用铰连接成多跨梁，这种多跨静定梁计算简图要比取单跨简支梁与实际支承情况更为接近。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(C点)还作用一集中力，这样在进行内力分析时，要从起始梁(第一跨)开始，才能逐步顺畅计算。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，第二跨开始还有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，验算立柱与主体结构连接时水平作用取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=qL1/2×[1-（a1/L1）2]（5-28）第i跨B支座反力RiBi=2、4、6----=R1B×[1-ai/Li-（ai/Li）i]RiBi=3、5、7----=R1B×[1-ai/Li+（ai/Li）i]（5-29）（ai/Li）i项，当i≥4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----=R1B×[1-ai/Li]（5-30）第i跨集中力Pii=2、3、4----=R（i-1）B（5-31）P2＞P3、P3＜P4----当i≥4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=qL12/8×[1-（ai/Li）2]2(5-32)第一跨B支座剪力V1B=R1B=qL1/2×[1-（a1/L1）2]（5-33）型材截面设计最大正应力值σ=M1/(γW+N/A0)≤fa(5-34)型材截面设计最大剪应力值τ=V1BSs/It≤fav(5-35)第一跨跨中挠度df.lim1中=5qwkL14/384EI×[1-2.4(a1/L1)2](5-36)第二跨C支座挠度df.lim2c=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.lim1总=df.lim1中+df.lim2c/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=-[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σA=M2A/(γW+N/A0)≤fa(5-42)型材截面设计最大剪应力值τA=V2ASs/It≤fav(5-43)折算应力σZS=（σA2+3τA2）1/2≤1.1fa(5-44)(3)第i跨跨中弯距Mi=qLi2/8×[1-（ai/Li）2]2-Piai×[1-（1+ai/Li）2/2+ai/Li](5-45)第i跨跨中剪力Vi中=+Pi(ai/Li)(5-46)型材截面设计最大正应力值σ中=Mi/(γW+N/A0)≤fa(5-47)型材截面设计最大剪应力值τ中=Vi中Ss/It≤fav(5-48)折算应力σZS=（σ中2中+3τ中2）1/2≤1.1fa(5-49)第i跨跨中挠度df.limi中=5qwkLi4/384EI-qwka2iL2i/32EI-PiaiL2i/16EI(5-50)第(i+1)跨C支座挠度df.lim（i+1）c=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.limi总=df.limi中+df.lim（i+1）c/2(5-52)相对挠度df.limi总/(Li+ai+1)≤1/180(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],要逐跨进行分析;第一跨B支座反力R1B=qL1/2×[1-（a1/L2）2]（5-54）第i跨集中力Pii=2、3、4----=R（i-1）B（5-55）第i跨B支座反力RiBi=2、3、4----=qiLi/2×[1-（ai/Li）2]-Pi（ai/Li）（5-56）第一跨跨中弯距M1=qL12/8×[1-（a1/L1）]2（5-57）第一跨B支座剪力V1B=R1B=qL1/2×[1-（a1/L1）2]（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σ=M1/(γW+N/A0)≤fa(5-60)型材截面设计最大剪应力值τ=V1A（V1B）Ss/It≤fav(5-61)第一跨跨中挠度df.lim1中=5qwk1L14/384EI×[1-2.4(a1/L1)2](5-62)第二跨C支座挠度df.lim2c=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.lim1总=df.lim1中+df.lim2c/2(5-64)相对挠度df.lim1总/(L1+a2)≤1/180(5-65)第i跨A支座弯距MiAi=2、3、4----=-[Piai+qiai2/2]（5-66）第i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σiA=MiA/(γW+N/A0)≤fa(5-68)型材截面设计最大剪应力值τiA=ViASs/It≤fav(5-69)折算应力σZS=（σiA2+3τiA2）1/2≤1.1fa(5-70)第i跨跨中弯距Mi=qLi2/8×[1-（ai/Li）]2-Piai×[1+（ai/Li）2]/2+ai/Li](5-71)第i跨跨中剪力Vi中=+Pi(ai/Li)(5-72)型材截面设计最大正应力值σ中=Mi/(γW+N/A0)≤fa(5-73)型材截面设计最大剪应力值τ中=Vi中Ss/It≤fav(5-74)折算应力σZS=（σ2中+3τ2A）1/2≤1.1fa(5-75)第i跨跨中挠度df.limi中=5qwkLi4/384EI-qwka2iL2i/32EI-PiaiL2i/16EI(5-76)第(i+1)跨C支座挠度df.lim（I+1）c=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.limi总=df.limi中+df.lim（I+1）c/2(5-78)相对挠度df.limi总/(Li+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）1/231/171/13.41/111/9.31/81/71/6.41/5.51/5M11/81/8.741/9.131/9.341/9.681/10.051/10.451/10.891/11.221/11.171/11.12M2A1/48.181/38.111/28.951/24.181/20.791/18.211/16.291/15.21/15.311/15.47Mi1/9.51/10.081/10.841/11.61/12.441/13.371/14.421/15.21/15.11/14.99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相同时（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/L1≈1/3.57)，可减小第一跨跨中弯矩系数（M1），达到控制截面弯矩系数接近最佳值。b.双支点铰接多跨梁（多跨铰接一次超静定梁，D（i）＜B（i）)（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连接件与主体结构连接，每层立柱在楼层处连接点向上悬挑一段，上一跨立柱下端用插芯连接支承在悬挑端上，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际情支承情况更接近。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)开始，才能逐步顺畅计算。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，第二跨开始还有C端集中力产生的支座弯矩。验算立柱与主体结构连接时取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(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)=-[6×q×(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)=q×B(i)2/8+Md(i)/2(5-84)第i跨D支座剪力Vd左=qD（i）/2+│Ma（i）-Md（i））│/D（i）（5-85）Vd右=-（qB（i）/2+│Md（i）│/B（i））（5-86）型材截面设计最大正应力值σd=Md/γW+N/A0≤fa(5-87)型材截面设计最大剪应力值τd=VdSs/It≤fav(5-88)折算应力σZS=（σ2d+3τd2）1/2≤1.1fa(5-89)第i跨跨中挠度df.limi中=（5qwkB（i）4/384+M（d）×B（i）2/16）/EI(5-90)第(i+1)跨B支座挠度df.lim（I+1）b=-（-P（i+1）×a（i+1）3-qwka（i+1）4/8+qwkD（i+1）4/24+Ma（i+1）×D（i+1）/3+Md（i+1）×D（i+1）/6）(5-91)第i跨总挠度df.limi总=（df.limi中+df.lim（I+1）b）/2(5-92)相对挠度df.limi总/(Li+ai+1)≤1/180(5-93)JGJ102-2003第6.3.6条规定：“应根据立柱的实际支承条件，分别按单跨梁、双跨梁或多跨铰接梁计算由风荷载或地震作用产生的弯距，并按其支承条件计算立柱的轴向力。”条文说明第6.3.4~6.3.5条指出：“-----大多数工程，应按铰接多跨梁来进行立柱的计算。”二.横梁《玻璃幕墙工程技术规范》JGJ102-2013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）：6.3.1横梁截面主要受力部位的厚度，应符合下列要求：1截面的宽厚比应符合国家现行标准《钢结构设计规范》GB50017、《冷弯薄壁型钢结构技术规范》GB50018和《铝合金结构设计规范》GB50429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、压连接时，应进行螺纹受力计算。螺纹连接处，型材局部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。在采用螺纹进行受拉、受压连接时，应进行螺纹受力计算。条文说明6.3.1受弯薄壁金属梁的截面存在局部稳定问题，为防止产生压应力区的局部屈曲，通常可用增加壁厚的方式加以控制。我国现行国家标准《冷弯薄壁型钢结构技术规范》GB50018规定薄壁型钢受力构件壁厚不宜小于2mm。我国现行国家标准《铝合金建筑型材》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，统一取最小厚度为2.0mm为了保证直接受力螺纹连接的可靠性，防止自攻螺钉拉脱，受力连接时，在采用螺纹直接连接的局部，铝型材厚度不应小于4mm，宽度不应小于13mm；钢材防腐蚀能力较低，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具体要求，统一参考相关规范的要求。6.3.2应根据板材在横梁上的支承状况决定横梁的荷载，并计算横梁承受的弯矩和剪力。当采用大跨度开口截面横梁时，宜考虑约束扭转产生的双力矩。单元式幕墙采用组合横梁时，横梁上、下两部分应按各自承担的荷载和作用分别进行计算。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标准《钢结构设计规范》GB50017、《冷弯薄壁型钢结构技术规范》GB50018和《铝合金结构设计规范》GB50429的有关规定。条文说明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。资料：1.《钢结构设计规范》GB50017-20031.0.2本规范适用于工业与民用房屋和一般构筑物的钢结构设计，其中，由冷弯成型钢材制作的构件及其连接应符合现行国家标准《冷弯薄壁型钢结构技术规范》GB50018的规定。条文说明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一般构筑物的钢结构设计，不包括冷弯薄壁型钢结构。”2.《冷弯薄壁型钢结构技术规范》GB50018-20021.0.2本规范适用于建筑工程的冷弯薄壁型钢结构的设计与施工。条文说明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一般构筑物的冷弯薄壁型钢结构设计与施工，而热轧型钢的钢结构设计，应符合现行国家标准《钢结构设计规范》GB50017的规定。”6.3.4玻璃在横梁上偏置使横梁产生较大的扭矩时，应进行横梁抗扭承载力计算，并采取相应的构造措施。6.3.5横梁在风荷载标准值作用下产生的挠度应符合下列规定：≤/200（6.3.5）式中：——横梁的跨度（mm），悬臂构件可取挑出长度的2倍。条文说明6.3.5横梁的挠度控制是正常使用状态下的功能要求，不涉及幕墙结构的安全，加之所采用的风荷载又是50年一遇的最大值，发生的机会较少，所以不宜控制过严，避免由于挠度控制要求而使材料用量增加太多。隐框幕墙玻璃板的副框，一般采用金属件多点连接在横梁上；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状况改变不大。试验表明，横梁挠度达到跨度l/180时，幕墙玻璃的工作仍是正常的。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统一为跨度的1/200。横梁承受水平方向的横梁上下两侧分布为三角形(梯形)面积上的风荷载、平面外平面地震作用（图5.2-6），和垂直方向的支承在横梁上的玻璃及横梁自重等自重荷载。这样横梁为双向受弯构件，按式(5.2-89)验算正应力，按式(5.2-90)验算剪应力。横梁上自重按式(5.2-91)计算弯矩，横梁上风荷载为三角形分布时按式(5.2-92)计算弯矩，按式(5.2-93)计算剪力；当为梯形分布时按式(5.2-94)计算弯矩，按式5.2-95)计算剪力。横梁强度验算取SG+Sw组合型材截面设计最大正应力值σ=M/1.05WX+MYW/1.05WY≤fa(5.2-89)型材截面设计最大剪应力值τ=VSS/It(5.2-90)由永久荷载（自重）产生的弯矩MX=qB2/8(5.2-91)当风荷载三角形分布时：图5.2-6水平作用产生的弯距MY=qwB2/12(5.2-92)水平作用产生的剪力V=qwB/4(5.2-93)当风荷载梯形分布时：水平作用产生的弯距MY=qwB2/24×[3-4×(a/B)2](5.2-94)水平作用产生的剪力V=q2L/2×(1-a/B)(5.2-95)式中MX—由永久荷载（自重）产生的弯矩（N﹒mm）；MY—由风荷载产生的弯矩（N﹒mm）；qw—线分布荷载最大集度（纵坐标最大值）（N）；a—梯形上、下底差的一半；B—分格宽度（mm）。挠度验算绕X轴挠曲df.limX=5GKB4/384EI（5.2-96a）相对挠度df.limX/L＜1/200