xxxxxxxxxxxx 工程全隱框玻璃幕墻設計計算書設計：校對：審核：批準：xxxxxxxxxxxxx 有限公司二〇一三年一月二十二日目錄計算引用的規范、標準及資料 1幕墻設計規范： 1建筑設計規范： 1鋁材規范： 2金屬板及石材規范： 2玻璃規范： 2鋼材規范： 3膠類及密封材料規范： 3五金件規范： 4相關物理性能等級測試方法： 4《建筑結構靜力計算手冊》 (第二版) 5土建圖紙： 5基本參數 5幕墻所在地區 5地面粗糙度分類等級 5抗震設防 5幕墻承受荷載計算 6風荷載標準值的計算方法 6計算支撐結構時的風荷載標準值 7計算面板材料時的風荷載標準值 7垂直于幕墻平面的分布水平地震作用標準值 7作用效應組合 8幕墻立柱計算 8立柱型材選材計算 9確定材料的截面參數 10選用立柱型材的截面特性 11立柱的抗彎強度計算 11立柱的撓度計算 12立柱的抗剪計算 12幕墻橫梁計算 13橫梁型材選材計算 13確定材料的截面參數 15選用橫梁型材的截面特性 16幕墻橫梁的抗彎強度計算 17橫梁的撓度計算 17橫梁的抗剪計算 17玻璃板塊的選用與校核 19玻璃板塊荷載計算 19玻璃的強度計算 20玻璃最大撓度校核 20連接件計算 21橫梁與角碼間連接 21角碼與立柱連接 22立柱與主結構連接 23幕墻埋件計算 (后錨固結構) 25荷載值計算 25錨栓群中承受拉力最大錨栓的拉力計算 26群錨受剪內力計算 27錨栓或植筋鋼材破壞時的受拉承載力計算 28混凝土錐體受拉破壞承載力計算 28錨栓或植筋鋼材受剪破壞承載力計算 30混凝土楔形體受剪破壞承載力計算 31混凝土剪撬破壞承載能力計算 32拉剪復合受力承載力計算 32幕墻轉接件強度計算 33受力分析 33轉接件的強度計算 33幕墻焊縫計算 33受力分析 33焊縫特性參數計算 34焊縫校核計算 34全隱框玻璃幕墻膠類及伸縮縫計算 35結構硅酮密封膠的寬度計算 35結構硅酮密封膠粘接厚度的計算 35結構膠設計總結 36立柱連接伸縮縫計算 36耐侯膠膠縫計算 37幕墻板塊壓板計算 37壓板的彎矩設計值計算 37壓板的應力計算 37螺栓抗拉強度驗算 38全隱框玻璃幕墻設計計算書計算引用的規范、標準及資料幕墻設計規范：《鋁合金結構設計規范》 GB50429-2007《玻璃幕墻工程技術規范》 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3部分電泳涂漆型材》 GB5237.3-2008《鋁合金建筑型材第 4部分粉末噴涂型材》 GB5237.4-2008《鋁合金建筑型材第 5部分氟碳漆噴涂型材》 GB5237.5-2008《鋁合金建筑型材第 6部分隔熱型材》 GB5237.6-2004《鋁及鋁合金彩色涂層板、帶材》 YS/T431-2000《一般工業用鋁及鋁合金板、帶材》 GB/T3880.1 ～3-2006《鋁型材截面幾何參數算法及計算機程序要求》 YS/T437-2009《有色電泳涂漆鋁合金建筑型材》 YS/T459-2003金屬板及石材規范：《干掛飾面石材及其金屬掛件》 JC830.1 、2-2005《建筑裝飾用微晶玻璃》 JC/T872-2000《建筑幕墻用瓷板》 JG/T217-2007《建筑裝飾用搪瓷鋼板》 JG/T234-2008《微晶玻璃陶瓷復合磚》 JC/T994-2006《超薄天然石材復合板》 JC/T1049-2007《鋁幕墻板、板基》 YS/T429.1-2000《鋁幕墻板、氟碳噴漆鋁單板》 YS/T429.2-2000《建筑幕墻用鋁塑復合板》 GB/T17748-2008《鋁塑復合板用鋁帶》 YS/T432-2000《天然板石》 GB/T18600-2009《天然大理石荒料》 JC/T202-2001《天然大理石建筑板材》 GB/T19766-2005《天然花崗石荒料》 JC/T204-2001《天然花崗石建筑板材》 GB/T18601-2009《天然石材統一編號》 GB/T17670-2008《天然飾面石材術語》 GB/T13890-2008玻璃規范：《鍍膜玻璃 第1部分：陽光控制鍍膜玻璃》 GB/T18915.1-2002《鍍膜玻璃 第2部分：低輻射鍍膜玻璃》 GB/T18915.2-2002《防彈玻璃》 GB17840-1999《平板玻璃》 GB11614-2009《建筑用安全玻璃 第3部分：夾層玻璃》 GB15763.3-2009《建筑用安全玻璃 第2部分：鋼化玻璃》 GB15763.2-2005《建筑用安全玻璃 防火玻璃》 GB15763.1-2009《幕墻用鋼化玻璃與半鋼化玻璃》 GB17841-2008《熱彎玻璃》 JC/T915-2003《壓花玻璃》 JC/T511-2002《中空玻璃》 GB/T11944-2002鋼材規范：《建筑結構用冷彎矩形鋼管》 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GB/T228-2002《建筑結構靜力計算手冊》 第二版)土建圖紙：基本參數幕墻所在地區昭通地區；地面粗糙度分類等級幕墻屬于外圍護構件，按《建筑結構荷載規范》 A 類：指近海海面和海島、海岸、湖岸及沙漠地區；類：指田野、鄉村、叢林、丘陵以及房屋比較稀疏的鄉鎮和城市郊區；類：指有密集建筑群的城市市區；類：指有密集建筑群且房屋較高的城市市區依照上面分類標準，本工程按 B類地形考慮。抗震設防按《建筑工程抗震設防分類標準》，建筑工程應分為以下四個抗震設防類別：嚴重次生災害等特別重大災害后果，需要進行特殊設防的建筑，簡稱甲類；重點設防類：指地震時使用功能不能中斷或需盡快恢復的生命線相關建筑，以及地震時可能導致大量人員傷亡等重大災害后果，需要提高設防標準的建筑，簡稱乙類；標準設防類：指大量的除 1、、4款以外按標準要求進行設防的建筑，簡稱丙類；求的建筑，簡稱丁類；在維護結構抗震設計計算中：特殊設防類，應按高于本地區抗震設防烈度提高一度的要求加強其抗震措施，同時，應按批準的地震安全性評價的結果且高于本地區抗震設防烈度的要求確定其地震作用；區抗震設防烈度確定其地震作用；標準設防類，應按本地區抗震設防烈度確定其抗震措施和地震作用；適度設防類，應按本地區抗震設防烈度確定其抗震措施和地震作用；根據國家規范《建筑抗震設計規范》 昭通地區地震基本烈度為： 7度，地動峰值加速度為 0.1g，由于本工程是標準設防類，因此實際抗震計算中的水平地震影響系數最大值應按本地區抗震設防烈度選取，也就是取： αma=0.08；幕墻承受荷載計算風荷載標準值的計算方法幕墻屬于外圍護構件，按建筑結構荷載規范 (GB50009-20012006年版)計算w kβμzμs10 16 年版]上式中：w k：作用在幕墻上的風荷載標準值 Z ：計算點標高：βgz：瞬時風壓的陣風系數；根據不同場地類型,按以下公式計算(高度不足5m按5m計算)：βgz=K(1+2μf)f其中K為地面粗糙度調整系數， μf為脈動系數fA 類場地：

gz=0.92×(1+2μf

)

=0.387×(Z/10)-0.12-0.16B 類場地： βgz=0.89×(1+2μf) 其中：μf=0.5(Z/10)-0.16fC 類場地： f

gz=0.85×(1+2μf

)

=0.734(Z/10) -0.22-0.3D 類場地： βgz=0.80×(1+2μf) 其中：μf=1.2248(Z/10)-0.3對于B類地形，42.45m高度處瞬時風壓的陣風系數：-0.16βgz=0.89×(1+2×(0.5(Z/10) ))=1.5962-0.16μz：風壓高度變化系數；根據不同場地類型,按以下公式計算：zA 類場地： μ=1.379×(Z/10)0.24z當Z>300Z=300Z<5時，取Z=5；zB 類場地： μ=(Z/10)0.32z0.44當Z>350時，取Z=350，當Z<10時，取C 類場地： μz=0.616×(Z/10)0.44z當Z>400時，取Z=400，當Z<15時，取D 類場地： μ=0.318×(Z/10)0.60z當Z>450Z=450Z<30時，取對于B類地形，42.45m高度處風壓高度變化系數：0.32μz=1.000×(Z/10) =1.5883μs1：局部風壓體型系數；按《建筑結構荷載規范》 GB50009-2001(2006年版)第 7.3.3 條：驗算圍護構件及其連接強度時，可按下列規定采用局部風壓體型系數 μs1：一、外表面正壓區 按表7.3.1 采用；負壓區- 對墻面， 取-1.0- 對墻角邊， 取二、內表面對封閉式建筑物，按表面風壓的正負情況取 -0.2 或0.2本計算點為大面位置。按JGJ102-2003第5.3.2 條文說明：風荷載在建筑物表面分布是不均勻的，在檐口附近、邊角部位較大。根據風洞試驗結果和國外的有關資料，在上述區域風吸力系數可取 -1.8，其余墻可考慮-1.0，由于維護結構有開啟的可能，所以還應考慮室內壓 -0.2。對無開啟的結構，《建筑結構荷載規范》條文說明第 7.3.3 條指出“對封閉建筑物，考慮到建筑物內實際存在的個別洞口和縫隙，以及機械通風等因素，室內可能存在正負不同的氣壓，參照國外規范，大多取± (0.2-20.25)的壓力系數，現取± 0.2。即不論有無開啟扇，均要考慮內表面的局部體型系數。2另注：上述的局部體型系數 μs1(1)是適用于圍護構件的從屬面積 A小于或等于 1m的情況，2當圍護構件的從屬面積 A大于或等于 10m時，局部風壓體型系數 μs1(10)可乘以折減系數 0.8，22 2當構件的從屬面積小于 10m而大于 1m時，局部風壓體型系數 μs1(A)可按面積的對數線性插值，即：μs1(A)=μs1(1)+[ μs1(10)-μs1(1)]logA在上式中：2 2當時，取2 2當時，取μs1(10)=0.8 μs1(1)2w 0：基本風壓值根據現行建筑結構荷載規范>>GB50009-2001附表D.4(全國基本壓分布圖)中數值采用，但不小于 0.3KN/m，按重現期 50年，昭通地區取 2計算支撐結構時的風荷載標準值2計算支撐結構時的構件從屬面積A=1.367 ×3.35=4.57945mLogA=0.6612μs1(A)=μs1(1)+[ μs1(10)-μs1(1)]logA=0.868μs1=0.868+0.2=1.068w kβμzμs10=1.5962 ×1.5883×1.068×0.00035=0.000948MPa k<0.001MPaJGJ102-200=0.001MPa.計算面板材料時的風荷載標準值計算面板材料時的構件從屬面積A=1.367 ×1.3=1.7771m2LogA=0.25μs1(A)=μs1(1)+[ μs1(10)-μs1(1)]logA=0.95μs1=0.95+0.2=1.15w kβμzμs10=1.5962 ×1.5883×1.15×0.00035=0.00102MPa垂直于幕墻平面的分布水平地震作用標準值q EAβαmak/A q 垂直于幕墻平面的分布水平地震作用標準值 動力放大系數,取5.0；αma：水平地震影響系數最大值，取 8G k：幕墻構件的重力荷載標準值 (N)；A ：幕墻構件的面積 (m)；作用效應組合荷載和作用效應按下式進行組合：S= γGψγψγEk 上式中：S ：作用效應組合的設計值；S S 、γ、γ、γ：各效應的分項系數；、ψE：分別為風荷載，地震作用效應的組合系數。上面的、γw、γE為分項系數，按 5.4.2、5.4.3、5.4.4[JGJ102-2003] 規定如下進行幕墻構件強度、連接件和預埋件承載力計算時：重力荷載：γ：2風荷載：γ地震作用：γ進行撓度計算時；重力荷載：γ：0風 荷 載：γ地震作用：可不做組合考慮；上式中，風荷載的組合系數 ψw為1.0；地震作用的組合系數 ψE為0.5幕墻立柱計算基本參數：1 ：計算點標高：2 ：力學模型：簡支梁；3 ；：立柱左分格寬： ；立柱右分格寬：；：立柱計算間距： B=1367m：板塊配置：單片玻璃 67 ：立柱材質：6063-T5；8 ：安裝方式：偏心受拉；本處幕墻立柱按簡支梁力學模型進行設計計算，受力模型如下：立柱型材選材計算風荷載作用的線荷載集度 (按矩形分布)：q 風荷載線分布最大荷載集度標準值 w k：風荷載標準值B ：幕墻立柱計算間距 q =kB=0.001 ×1367=1.367N/mmq 風荷載線分布最大荷載集度設計值 q wk=1.4 ×1.367=1.914N/mm水平地震作用線荷載集度 (按矩形分布)：q 垂直于幕墻平面的分布水平地震作用標準值 動力放大系數，取 5.0；αma：水平地震影響系數最大值，取 8；G k：幕墻構件的重力荷載標準值 (N)，(含面板和框架)；A ：幕墻構件的面積 (m)；q EAβαmak/A =5.0 ×0.08×0.0004=0.00016MPaq 水平地震作用線荷載集度標準值 B ：幕墻立柱計算間距 q =0.00016 ×1367=0.219N/mmq 水平地震作用線荷載集度設計值 q Ek=1.3 ×0.219=0.285N/mm幕墻受荷載集度組合：用于強度計算時，采用 設計值組合： q=q E=1.914+0.5 ×0.285=2.056N/mm用于撓度計算時，采用 標準值： q =1.367N/mm立柱在組合荷載作用下的彎矩設計值：M x：彎矩組合設計值(N·m)M ：風荷載作用下立柱產生的彎矩設計值 (N·M ：地震作用下立柱產生的彎矩設計值 (N·m)2：立柱跨度采用組合：22M 2M x=+0.5E=qL 2=2.056 ×3350/82=2884182.5N ·mm確定材料的截面參數立柱抵抗矩預選值計算：W 3nx：立柱凈截面抵抗矩預選值 ；M x：彎矩組合設計值(N·m)γ：塑性發展系數：對于冷彎薄壁型鋼龍骨，按《冷彎薄壁型鋼結構技術規范》 GB取1.00；對于熱軋型鋼龍骨，按 JGJ133或JGJ102規范,取1.05；對于鋁合金龍骨，按最新《鋁合金結構設計規范》 GB取1.00；f ：型材抗彎強度設計值 (MPa，對5取；W x=x/γfa=2884182.5/1.00/90=32046.472mm 3立柱慣性矩預選值計算：q k：風荷載線荷載集度標準值 4E ：型材的彈性模量 (MPa，對5取4I xmin：材料需滿足的繞 X軸最小慣性矩；L ：計算跨度4d f,lim：按規范要求，立柱的撓度限值 4d f,lim/384EIxminL/180=3350/180=18.611mm按[5.1.1.2] 《建筑幕墻》GB/T21086-2007的規定，對于構件式玻璃幕墻或單元幕墻（其形式幕墻或外維護結構無絕對撓度限制） ：當跨距≤時，絕對撓度不應該大于 ；當跨距＞時，絕對撓度不應該大于 對本例取：4d f,lim=18.611mm4I /384Edf,lim=5 ×1.367×33504/384/70000/18.611=1720753.944mm 4選用立柱型材的截面特性按上一項計算結果選用型材號： 140主龍型材的抗彎強度設計值： f型材的抗剪強度設計值： τ型材彈性模量：E=70000MPa44繞X軸慣性矩：Ix=4117250mm44繞Y軸慣性矩：Iy=1176310mm3繞X軸凈截面抵抗矩： =59481mm3繞X軸凈截面抵抗矩： =58169mm32型材凈截面面積：An=1475.615mm2型材線密度：γg=0.039842N/mm型材截面垂直于 X軸腹板的截面總寬度： t=6mm3型材受力面對中性軸的面積矩： 3塑性發展系數：γ=1.00立柱的抗彎強度計算立柱軸向拉力設計值：N k：立柱軸向拉力標準值 (N)；q 幕墻單位面積的自重標準值 A ：立柱單元的面積 (m)；B ：幕墻立柱計算間距 L ：立柱跨度N =q =0.0004 ×1367×3350=1831.78NN ：立柱軸向拉力設計值 (N)N=1.2N k=1.2 ×1831.78=2198.136N抗彎強度校核：按簡支梁(受拉)立柱抗彎強度公式，應滿足：A +x/γx≤fa 上式中：N ：立柱軸力設計值 (N)；M x：立柱彎矩設計值N·2A n：立柱凈截面面積；23W nx：在彎矩作用方向的凈截面抵抗矩 ；γx：塑性發展系數：對于冷彎薄壁型鋼龍骨，按《冷彎薄壁型鋼結構技術規范》 GB取1.00；對于熱軋型鋼龍骨，按 JGJ133或JGJ102規范,取1.05；對于鋁合金龍骨，按最新《鋁合金結構設計規范》 GB取1.00；f ：型材的抗彎強度設計值，取 ；則：A +x/γx=2198.136/1475.615+2884182.5/1.00/58169=51.072MPa ≤90MPa立柱抗彎強度滿足要求。立柱的撓度計算因為慣性矩預選是根據撓度限值計算的，所以只要選擇的立柱慣性矩大于預選值，撓度就滿足要求：44實際選用的型材慣性矩為： Ix=4117250mm44預選值為：Ixmin=1720753.944mm4實際撓度計算值為：4d f/384EIx=5 ×1.367×33504/384/70000/4117250=7.778mm而df,lim=18.611mm所以，立柱撓度滿足規范要求。立柱的抗剪計算校核依據：τma≤τ=55MPa立柱的抗剪強度設計值 )V風荷載作用下剪力標準值 (N)V =kBL/2=0.001 ×1367×3350/2=2289.725NV風荷載作用下剪力設計值 (N)V =1.4 ×2289.725=3205.615NV地震作用下剪力標準值 (N)V =0.00016 ×3350/2=366.356NV地震作用下剪力設計值 (N)V E=1.3VEk=1.3 ×366.356=476.263NV采用組合：V=V =3205.615+0.5 ×476.263=3443.746N立柱剪應力校核：τma：立柱最大剪應力 V ：立柱所受剪力(N)；S 3x：立柱型材受力面對中性軸的面積矩 ；4I x：立柱型材截面慣性矩 ；4t ：型材截面垂直于 X軸腹板的截面總寬度 τma=Vx/It=3443.746 ×35155/4117250/6=4.901MPa4.901MPa ≤55MPa立柱抗剪強度滿足要求 !5幕墻橫梁計算基本參數：1 ：計算點標高：2 B=1367m；：橫梁上分格高： ；橫梁下分格高：；：橫梁計算間距： ：力學模型：梯形荷載簡支梁；：板塊配置：單片玻璃 67 ：橫梁材質：6063-T5；因為B>H，所以本處幕墻橫梁按梯形荷載簡支梁力學模型進行設計計算，受力模型如下：橫梁型材選材計算橫梁在風荷載作用下的線荷載集度 (按梯形分布)q 風荷載線分布最大荷載集度標準值 w k：風荷載標準值H ：幕墻橫梁計算間距 q =kH=0.001 ×1050=1.05N/mmq 風荷載線分布最大荷載集度設計值 q wk=1.4 ×1.05=1.47N/mm垂直于幕墻平面的分布水平地震作用的線荷載集度 (按梯形分布)q 垂直于幕墻平面的分布水平地震作用 動力放大系數，取 5.0；αma：水平地震影響系數最大值，取 8；2G k：幕墻構件的重力荷載標準值 (N)，(主要指面板組件)A ：幕墻平面面積；2q EAβαmak/A =5.0 ×0.08×0.0003=0.00012MPaq 橫梁受水平地震作用線荷載集度標準值 H ：幕墻橫梁計算間距 q =0.00012 ×1050=0.126N/mmq 橫梁受水平地震作用線荷載集度設計值 q Ek=1.3 ×0.126=0.164N/mm幕墻橫梁受荷載集度組合：用于強度計算時，采用 組合設計值： q=q E=1.47+0.5 ×0.164=1.552N/mm用于撓度計算時，采用 標準值： q =1.05N/mm橫梁在風荷載及地震組合作用下的彎矩值 (按梯形分布)M y：橫梁受風荷載及地震作用彎矩組合設計值 (N·m)M ：風荷載作用下橫梁產生的彎矩 (N·m)M ：地震作用下橫梁產生的彎矩 (N·m)B ：橫梁跨度H ：幕墻橫梁計算間距 采用組合： 5.4.1[JGJ102-2003]22M M (3-(H/B)22

2)/242)/24M y=+0.5E=qB 2)/2422=1.552 ×1367×(3-(1050/1367)22=291230.666N ·mm

)/24橫梁在自重荷載作用下的彎矩值 (按矩形分布)：GHk：橫梁自重線荷載標準值(N/mm)；高；Gk=0.0003×1=0.0003 ×1300=0.39N/mmG ：橫梁自重線荷載設計值 G=1.2G k=1.2 ×0.39=0.468N/mm2M x：橫梁在自重荷載作用下的彎矩設計值 (N·B ：橫梁跨度2M =0.468 =109318.306N ·mm確定材料的截面參數橫梁抵抗矩預選：3nxW ：繞X方向橫梁凈截面抵抗矩預選值 (m)W ny：繞Y方向橫梁凈截面抵抗矩預選值 3nxMx：橫梁在自重荷載作用下的彎矩(N·m)My：風荷載及地震作用彎矩組合值(N·m)γx，γy：塑性發展系數：對于冷彎薄壁型鋼龍骨，按《冷彎薄壁型鋼結構技術規范》 GB取1.00；對于熱軋型鋼龍骨，按 JGJ133或JGJ102規范,取1.05；對于鋁合金龍骨，按最新《鋁合金結構設計規范》 GB均取1.00；f a：型材抗彎強度設計值 對6063-T5取按下面公式計算：W x=x/γxfa=109318.306/1.00/90=1214.648mm 3W y=y/γyfa3=291230.666/1.00/903=3235.896mm橫梁慣性矩預選：df1,lim：按規范要求，橫梁在水平力標準值作用下的撓度限值(mm)；df2,lim：按規范要求，橫梁在自重力標準值作用下的撓度限值(mm)；B ：橫梁跨度按相關規范，鋼材橫梁的相對撓度不應大于 L/250，鋁材橫梁的相對撓度不應大于 L/180；《建筑幕墻》GB/T21086-2007還有如下規定：按[5.1.1.2] ，對于構件式玻璃幕墻或單元幕墻（其它形式幕墻或外維護結構無絕對撓度制當跨距≤時，絕對撓度不應該大于 當跨距＞時，絕對撓度不應該大于 按[5.1.9 ，]，自重標準值作用下撓度不應超過其跨度的 0，并且不應大于 B/180=1367/180=7.594mmB/500=1367/500=2.734mm對本例取：d f1,lim=7.594mmd f2,lim=2.734mmq k：風荷載作用線荷載集度標準值 E ：型材的彈性模量 (MPa，對5取I ymin：繞Y軸最小慣性矩；B ：橫梁跨度4d f1,lim4I 4

2 4

4)/240EIymin(受風荷載與地震作用的撓度計算 )ymin(25/8-5(H/2B) +2(H/2B) )/240Edf1,lim4 2 4=1.05 ×1367(25/8-5(1050/2/1367)=69867.221mm 4xminG k：橫梁自重線荷載標準值 I ：繞X軸最小慣性矩(m)；xmin4

+2(1050/2/1367)

)/240/70000/7.5944d f2,lim=5kB/384EIxmin (自重作用下產生的撓度計算 )4I xmin=5B/384Edf2,lim=5 ×0.39×13674/384/70000/2.734=92657.568mm 4選用橫梁型材的截面特性按照上面的預選結果選取型材：選用型材號：140橫龍骨型材抗彎強度設計值：90MPa44型材抗剪強度設計值：型材彈性模量：E=70000MPa繞X軸慣性矩：Ix=400460mm繞Y軸慣性矩：Iy=162390mm443繞X軸凈截面抵抗矩：=11442mm3繞X軸凈截面抵抗矩：=11442mm3332繞Y軸凈截面抵抗矩：繞Y軸凈截面抵抗矩：型材凈截面面積：332型材線密度：γg=0.016759N/mm橫梁與立柱連接時角片與橫梁連接處橫梁壁厚： t=3mm橫梁截面垂直于 X軸腹板的截面總寬度： tx=6mm橫梁截面垂直于 Y軸腹板的截面總寬度： ty=6mm33型材受力面對中性軸的面積矩繞X軸型材受力面對中性軸的面積矩繞Y軸塑性發展系數：γx=γy=1.0033幕墻橫梁的抗彎強度計算按橫梁強度計算公式，應滿足：M x/γx+/γyy≤fa 上式中：M x：橫梁繞X軸方向幕墻平面內方向(N·m)3M y：橫梁繞Y軸方向(垂直于幕墻平面方向 )的彎矩設計值(N·m)3W nx：橫梁繞X軸方向幕墻平面內方向的凈截面抵抗矩；W 3ny：橫梁繞Y軸方向(垂直于幕墻平面方向 )的凈截面抵抗矩；γx、γy：對于冷彎薄壁型鋼龍骨，按《冷彎薄壁型鋼結構技術規范》 GB取1.00；對于熱軋型鋼龍骨，按 JGJ133或JGJ102規范,取1.05；對于鋁合金龍骨，按最新《鋁合金結構設計規范》 GB均取1.00；f ：型材的抗彎強度設計值，取 。++0.5SE組合，則：M x/γx+/γyy=109318.306/1.00/11442+291230.666/1.00/8077=45.611MPa ≤90MPa橫梁抗彎強度滿足要求。橫梁的撓度計算因為慣性矩預選是根據撓度限值計算的，所以只要選擇的橫梁慣性矩大于預選值，撓度就滿足要求：4實際選用的型材慣性矩為：4I x=400460mmyI =162390m4y預選值為：4I xmin=92657.568mm4I ymin=69867.221mm4橫梁撓度的實際計算值如下：4d f14

+2(H/2B)

)/240EIy24=1.05 ×13674(25/8-5(1050/2/1367) 2+2(1050/2/1367) 4)/240/70000/162390244=3.267mm4d f2=5B/384EIx4=5 ×0.39×1367/384/70000/4004604=0.633mmd f1,lim=7.594mmd f2,lim=2.734mm所以，橫梁撓度滿足規范要求。橫梁的抗剪計算校核依據：τma≤τ=55MPa型材的抗剪強度設計值 (1)V風荷載作用下剪力標準值 (N)；V =1.05 ×1367(1-1050/2/1367)/2=442.05NV風荷載作用下剪力設計值 (N)V =1.4 ×442.05=618.87NV地震作用下剪力標準值 (N)V =0.126 ×1367(1-1050/2/1367)/2=53.046NV地震作用下剪力設計值 (N)V =1.3 ×53.046=68.96NV：水平總剪力(N)采用組合V =+0.5VE=618.87+0.5 ×68.96=653.35NV垂直總剪力(N)：V y=1.2×3×B1/2=1.2 ×0.0003×1367×1300/2=319.878N橫梁剪應力校核：τx：橫梁水平方向剪應力 V x：橫梁水平總剪力(N)；34S y：橫梁型材受力面對中性軸的面積矩 繞Y軸)；4I y：橫梁型材截面慣性矩 ；t y：橫梁截面垂直于 Y軸腹板的截面總寬度 yty 6.2.5[JGJ102-2003]=653.35 ×4719/162390/6=3.164MPa3.164MPa ≤55MPaτy：橫梁垂直方向剪應力 (N)；V y：橫梁垂直總剪力(N)；34S x：橫梁型材受力面對中性軸的面積矩 繞X軸)I x：橫梁型材截面慣性矩 ；34t x：橫梁截面垂直于 X軸腹板的截面總寬度 xtx 6.2.5[JGJ102-2003]=319.878 ×7083/400460/6=0.943MPa0.943MPa ≤55MPa橫梁抗剪強度能滿足 !66玻璃板塊的選用與校核基本參數：123：計算點標高：42.45m；：玻璃板尺寸：寬×高=×m；：玻璃配置：單片玻璃，鋼化玻璃 ；模型簡圖為：玻璃板塊荷載計算玻璃板塊自重：3G 玻璃板塊單位面積自重 (僅指玻璃)(MPa)t ：玻璃板塊厚度3γg：玻璃的體積密度 (N/mm)；G =0.0000256 ×6=0.000154MPa垂直于板塊平面的分布水平地震作用：q 垂直于板塊平面的分布水平地震作用 動力放大系數，取 5.0；αma：水平地震影響系數最大值，取 8；G 玻璃單位面積自重 q EAβαmaAk=5.0 ×0.08×0.000154=0.000062MPa作用在玻璃上的風荷載及地震作用荷載組合：用于強度計算時，采用 設計值組合： 5.4.1[JGJ102-2003]q=1.4w k+0.5×1.3qEAk=1.4 ×0.00102+0.5×1.3×0.000062=0.001468MPa標準值組合為q k=k+0.5×EAk=0.00102+0.5 ×0.000062=0.001051MPa用于撓度計算時，采用 標準值： w k=0.00102MPa玻璃的強度計算校核依據：σ≤[fθηq 作用在玻璃上的荷載組合標準值 a ：分格短邊長度E ：玻璃的彈性模量 t ：玻璃厚度44θ=qka/Et444

6.1.2-3[JGJ102-2003]4=0.001051 ×1300/72000/6=32.169按系數θ，查表6.1.2-2[JGJ102-2003] ，η=0.871；σ：玻璃在組合荷載作用下的板中最大應力設計值q：作用在板塊玻璃上的荷載組合設計值a：玻璃短邊邊長b：玻璃長邊邊長t：玻璃厚度m ：玻璃彎矩系數， 按邊長比a/b查表6.1.2-1[JGJ102-2003] 得22σ=6mqaη/t22

6.1.2[JGJ102-2003]2 2=6 ×0.0482×0.001468×1300×0.871/6=17.359MPaa≤f=84MPa鋼化玻璃)玻璃的強度滿足要求 !玻璃最大撓度校核4校核依據：4d fημka/D≤f,lim 上面公式中：d f：玻璃板撓度計算值 4 4η：玻璃撓度的折減系數，按 θ=ka/Et 查表，為5；μ：玻璃撓度系數，按邊長比 a/b查表6.1.3[JGJ102-2003] 得μ=0.00448；w k：風荷載標準值(MPa)a ：玻璃板塊短邊尺寸 D ：玻璃的彎曲剛度 (N·m)32d f,lim：許用撓度，取短邊長的 1/60，為其中：32D=Et上式中：

/(12(1-

)) 6.1.3-1[JGJ102-2003]E ：玻璃的彈性模量 t ：玻璃的厚度υ：玻璃材料泊松比，為 0.2；32D=Et /(12(1- υ))32=72000 ××(1-0.2 2))=1350000N ·mm4d fημka/D4=0.875 ×0.00448×0.00102×13004/1350000=8.459mm8.459mm≤df,lim=21.667mm(鋼化玻璃)玻璃的撓度能滿足要求 !連接件計算基本參數：1 ：計算點標高：：立柱計算間距： =1367m；：橫梁計算分格尺寸：寬×高 =×m；：幕墻立柱跨度： ；：板塊配置：單片玻璃；6 ：龍骨材質：立柱為： 6063-T5；橫梁為：6063-T5；：立柱與主體連接鋼角碼壁厚： ；：立柱與主體連接螺栓公稱直徑： ；：立柱與橫梁連接處鋁角碼厚度： ；：橫梁與角碼連接螺栓公稱直徑： ；：立柱與角碼連接螺栓公稱直徑： ；：立柱受力模型：單跨簡支；：連接形式：螺栓連接；因為B>H，所以本處幕墻橫梁按梯形荷載模型進行設計計算：橫梁與角碼間連接風荷載作用下橫梁剪力設計值 (按梯形分布)V =1.4 ×0.001×(1-1050/2/1367)/2=618.87N地震作用下橫梁剪力標準值 (按梯形分布)V Eβαmak/A×=5.0 ×0.08×0.0003×1050×1367×(1-1050/2/1367)/2=53.046N地震作用下橫梁剪力設計值：V E=1.3VEk=1.3 ×53.046=68.96N連接部位總剪力 1采用組合：N =+0.5VE=618.87+0.5 ×68.96=653.35Nb連接螺栓計算：bN v1：螺栓受剪承載能力設計值 (N)n v1：剪切面數：取 d ：螺栓桿直徑：；bf v1：螺栓連接的抗剪強度設計值，對奧氏體不銹鋼（ A5）取；bb 2 b2N v1=nv1πdfv1/42=1 ×3.14×5×190/4=3728.75NbN bN =/Nv1=653.35/3728.75=0.175 個 實際取2個連接部位橫梁型材壁抗承壓能力計算：N c1：連接部位幕墻橫梁型材壁抗承壓能力設計值 (N)N 橫梁與角碼連接螺栓數量： 2個；d ：螺栓公稱直徑： ；t ：連接部位橫梁壁厚： ；f c1：型材抗壓強度設計值，對 5取；N c1=tfc1=2 ×185=5550N5550N≥653.35N強度可以滿足!角碼與立柱連接自重荷載計算：N 2k：自重荷載標準值 (N)B ：橫梁寬度H g：橫梁受自重荷載分格高 N k=0.0003××/2=0.0003 ×1300/2=266.565NN 2：自重荷載(N)N =1.2×=1.2 ×266.565=319.878N連接處組合荷載 采用++0.5SEN=(N

20.51+2)=(653.35 2+319.8782)0.5=727.453N連接處螺栓強度計算：bN v2：螺栓受剪承載能力設計值 (N)；bn v2：剪切面數：取 d ：螺栓桿直徑：bf v2：螺栓連接的抗剪強度設計值，對奧氏體不銹鋼（ A5）取；bb 2 bN v2=nv2πdfv2/4=1 ×3.14×52×190/4=3728.75NN bN =727.453/3728.75=0.195 個 實際取2個連接部位立柱型材壁抗承壓能力計算：N c2：連接部位幕墻立柱型材壁抗承壓能力設計值 (N)t ：連接部位立柱壁厚： ；f c2：型材的承壓強度設計值，對 5取；d ：螺栓公稱直徑： ；N N c2=tfc2=2 ×185=11100N11100N≥727.453N強度可以滿足!連接部位鋁角碼壁抗承壓能力計算：N c3：連接部位鋁角碼壁抗承壓能力設計值 (N)N 連接處螺栓個數；d ：螺栓公稱直徑： ；t ；f c3：型材的承壓強度設計值，對 5取；N c3=tfc3=2 ×185=9250N9250N≥727.453N強度可以滿足!立柱與主結構連接連接處風荷載設計值計算：N 連接處風荷載標準值 (N)B 1：立柱計算間距L ：立柱跨度N =k1L=0.001 ×1367×3350=4579.45NN 連接處風荷載設計值 (N)N =1.4 ×4579.45=6411.23N連接處地震作用設計值：N 連接處地震作用標準值 (N)B 1：立柱計算間距L ：立柱跨度N Eβαmak/A×L=5 ×0.08×0.0004×1367×3350=732.712NN 連接處地震作用設計值 (N)N =1.3 ×732.712=952.526N連接處水平剪切總力：N 1：連接處水平總力(N)采用組合N =+0.5NE=6411.23+0.5 ×952.526=6887.493N連接處重力總力：NGk：連接處自重總值標準值(N)；B1：立柱計算間距(mm)；L：立柱跨度(mm)；N=0.0004 ×1367×3350=1831.78NN 連接處自重總值設計值 (N)N =1.2 ×1831.78=2198.136N連接處總剪力：N ：連接處總合力(N)：N=(N

2+N2)0.51 G2 20.5=(6887.493 +2198.136)=7229.755N螺栓承載力計算：v3N 螺栓受剪承載能力設計值 (N)n v3：剪切面數：取 v3bd ：螺栓桿直徑：；bf v3：螺栓連接的抗剪強度設計值，對奧氏體不銹鋼（ A5）取；2N πdf 2v3 v3 v32=2 ×3.14×12×175/4=39564NN N =N/v3b=7229.755/39564=0.183 個 實際取2個立柱型材壁抗承壓能力計算：N c4：立柱型材壁抗承壓能力 (N)n v3：剪切面數：取 N d ：螺栓公稱直徑： ；t ：連接部位立柱壁厚： ；f c4：型材的承壓強度設計值，對 5取；N c4=v3×tfc4=2 ×12×6×185=53280N53280N≥7229.755N強度可以滿足要求 !鋼角碼型材壁抗承壓能力計算：N c5：鋼角碼型材壁抗承壓能力 (N)n v4：剪切面數：取 N d ：連接螺栓公稱直徑 t ：幕墻鋼角碼壁厚： ；f c5：鋼角碼的抗壓強度設計值，對 Q23取N c5=v4×tfc5=2 ×12×8×305=117120N117120N≥7229.755N強度可以滿足要求 !幕墻埋件計算 (后錨固結構 )基本參數：1 ：計算點標高：2 ：立柱計算間距： 3 ：立柱長度：；：立柱力學模型：單跨梁；：埋件位置：側埋；：板塊配置：單片玻璃；：選用錨栓：慧魚 -化學錨栓FHB-A 12×80/165；荷載值計算垂直于幕墻平面的分布水平地震作用：q Eβαmak/A=5.0 ×0.08×0.0004=0.00016MPa幕墻受水平荷載設計值組合：采用組合： 5.4.1[JGJ102-2003]q=1.4w k+0.5×1.3qEk=1.4 ×0.001+0.5×1.3×0.00016=0.001504MPa立柱單元自重荷載標準值：G k=0.0004×BL=0.0004 ×1367×3350=1831.78N校核處埋件受力分析：V (N)；N ：軸向拉力(N)；e 0：剪力作用點到埋件距離，即立柱螺栓連接處到埋件面距離 V=1.2Gk=1.2 ×1831.78=2198.136NN=qBL=0.001504 ×3350=6887.493NM=e =83 ×2198.136=182445.288N ·mm錨栓群中承受拉力最大錨栓的拉力計算按 5.2.2[JGJ145-2004] 規定，在軸心拉力和彎矩共同作用下 (下圖所示)，進行彈性分時，受力最大錨栓的拉力設計值應按下列規定計算：

/Σy2≥0時：iNΣy2isd 1 i22：當N/n-My1/Σyi<0時：Nh / /2sd/Σyi在上面公式中：hhsd：群錨中受拉力最大錨栓的拉力設計值；y1，yi：錨栓1及i 至群錨形心軸的垂直距離y1/，yi/：錨栓1及i 至受壓一側最外排錨栓的垂直距離；L：軸力N作用點至受壓一側最外排錨栓的垂直距離；在本例中：2N/n-My1/Σyi2=6887.493/4-182445.288 ×75/22500=1113.722因為：1113.722 ≥0所以：N Σy2=2330.024Nsd 1 ih按JGJ102-2003的5.5.7 中第七條規定，這里的 2當N/n-My1/Σyi0時：2

再乘以2就是現場實際拉拔應該達到的值。螺栓群中的所有錨栓在組合外力作用下都承受拉力，中性軸在錨栓群形心位置，這種情況下群錨受拉區總拉力為：g2gN sd=N+Σyi/Σyi=N2而當N/n-My1/Σyi＜0時：2最下排的錨栓底部埋板部分為結構受壓區，螺栓群的中性軸取最下一排錨栓位置，這種情況下群錨受拉區總拉力為：gN sdΣyg本例中，因為：1113.722 ≥0g所以：g

//Σyi/22N sd=N+Σyi/Σyi=N=6887.493N2群錨受剪內力計算f按5.3.1[JGJ145-2004] 規定，當邊距 c≥10heff

時，所有錨栓均勻分攤剪切荷載；f其中：fhe：錨栓的有效錨固深度；

當邊距c<10he

時，部分錨栓分攤剪切荷載；c：錨栓與混凝土基材之間的距離；本例中：fc=350mm<1=800mmfh所以部分螺栓受剪，承受剪力最大錨栓所受剪力設計值為： =V/m=1099.068N錨栓或植筋鋼材破壞時的受拉承載力計算s=ks/γN s=fstk 上面公式中：ssk ：地震作用下錨固承載力降低系數，按表 7.0.5[JGJ145-2004] 選取；As：錨栓或植筋應力截面面積；fstk：錨栓或植筋極限抗拉強度標準值；s=fstk=84.3 ×500=42150Nstk/fyk≥1.4 表4.2.6[JGJ145-2004]fykstk/fyk=1.2 ×500/400=1.5γRS,N=1.5N Rd,s/γRS,N=1 ×42150/1.5h=28100N≥sd=2330.024Nh錨栓或植筋鋼材受拉破壞承載力滿足設計要求！混凝土錐體受拉破壞承載力計算因錨固點位于結構受拉面，而該結構為普通混凝土結構，故錨固區基材應判定為開裂混土。混凝土錐體受拉破壞時的受拉承載力設計值 應按下列公式計算：N Rd,c/γRc,N0 c=c×c,N/Ac,N×ψs,Nψre,NψNψ0 在上面公式中：cck ：地震作用下錨固承載力降低系數，按表 7.0.5[JGJ145-2004] 選取；γRc,N：混凝土錐體破壞時的受拉承載力分項系數，按表 4.2.6[JGJ145-2004] 采用，取02.15；00N Rk,c：開裂混凝土單錨栓受拉，理想混凝土錐體破壞時的受拉承載力標準值；0N N

=7.0×f0

0.50.5

×hef

1.5

(膨脹及擴孔型錨栓 ) 6.1.4[JGJ145-2004]1.5Rk,c其中：

=3.0×f

×(hef-30)

(化學錨栓) 6.1.4 條文說明[JGJ145-2004]0f cu,k：混凝土立方體抗壓強度標準值，當其在 間時，應乘以降低系數 0.95h ef：錨栓有效錨固深度；0N

=3.0×f

0.5

×(hef

1.5=5809.475N：混凝土破壞錐體投影面面積，按 6.1.5[JGJ145-2004] 取；s s cr,N：混凝土錐體破壞情況下，無間距效應和邊緣效應，確保每根錨栓受拉承載力標準值的臨界間矩。s cr,N=3 ×80=240mmc,N=sA02cr,N=2402=57600mm26.1.6[JGJ145-2004] 取：1nC2=(c1+s1+0.5×scr,N)×(c2×scr,N)其中：c 1、c2：方向1及2的邊矩；s 1、s2：方向1及2的間距；c cr,N：混凝土錐體破壞時的臨界邊矩，取 ccr,N=1.5hf=1.5×；c 1≤ccr,Nc 2≤ccr,Ns 1≤scr,Ns 2≤scr,N1×scr,N)×(c2+s2+0.5×scr,N)=(80+150+0.5 ×240)×(120+240+0.5×240)2=168000mmψs,N：邊矩c對受拉承載力的降低影響系數，按 6.1.7[JGJ145-2004] 采用ψs,N=0.7+0.3×c/ccr,N≤1( 膨脹及擴孔型錨栓 )6.1.7[JGJ145-2004]ψs,N=1 ( 化學錨栓) 6.1.7 條文說明[JGJ145-2004]其中 c 為邊矩，當為多個邊矩時，取最小值，且需滿足 cmin≤c≤ccr,N，按 6.1.11[JGJ145-2004]：對于膨脹型錨栓(雙錐體)對于膨脹型錨栓 cc對于擴孔型錨栓 cψs,N=0.7+0.3×c/ccr,N≤1min=hef=0.7+0.3 ×120/120=1所以，ψs,N取1。ψre,N：表層混凝土因為密集配筋的玻璃作用對受拉承載力的降低影響系數，按6.1.8[JGJ145-2004] 采用，當錨固區鋼筋間距 s≥或鋼筋直徑 且s≥時，取1.0；ψre,N=0.5+hef/200≤1=0.5+80/200=0.9所以，ψre,N取0.9。ψec,N：荷載偏心 eN對受拉承載力的降低影響系數，按 6.1.9[JGJ145-2004] 采用ψec,N=1/(1+2ecr,N)=1ψucr,N：未裂混凝土對受拉承載力的提高系數，按規范對于非化學錨栓取 1.4，對化學錨栓取2.44；00把上面所得到的各項代入，得：00c

/A

×ψs,Nψre,Nψec,Nψucr,N=5809.475 ×168000/57600×1×0.9×1×1=15249.872NN Rd,c/γRc,N=1 ×15249.872/2.15g=7092.964N ≥sd=6887.493Ng所以，群錨混凝土錐體受拉破壞承載力滿足設計要求！錨栓或植筋鋼材受剪破壞承載力計算V /γRs,V6.2.2-1[JGJ145-2004]其中：V Rd,s：鋼材或植筋破壞時的受剪承載力設計值；V Rk,s：鋼材或植筋破壞時的受剪承載力標準值；k ：地震作用下錨固承載力降低系數，按表 7.0.5[JGJ145-2004] 選取；γRs,V：鋼材或植筋破壞時的受剪承載力分項系數，按表 4.2.6[JGJ145-2004] 選用γRs,V=1.2fstk/fyk 表4.2.6[JGJ145-2004]按規范，該系數要求不小于 5、fstk≤、fyk/fstk≤8；對本例，γRs,V=1.2fstk/fyk 表4.2.6[JGJ145-2004]=1.2×500/400=1.5實際選取γRs,V=1.5；V Rk,s=0.5Asfstk 6.2.2-2[JGJ145-2004]=0.5 ×84.3×500=21075NV Rd,s/γRs,V=1 ×21075/1.5=14050N ≥=1099.068N所以，錨栓或植筋鋼材受剪破壞承載力滿足設計要求！混凝土楔形體受剪破壞承載力計算V Rd,c/γRc,V 6.2.3-1[JGJ145-2004]0 /Ac,V×ψs,Vψh,Vψec,Vψucr,V0 在上面公式中：V Rd,c：構件邊緣混凝土破壞時的受剪承載力設計值；：構件邊緣混凝土破壞時的受剪承載力標準值；k ：地震作用下錨固承載力降低系數，按表 7.0.5[JGJ145-2004] 選取；γRc,V：構件邊緣混凝土破壞時的受剪承載力分項系數，按表 4.2.6[JGJ145-2004] 采用，01.8；00V 0A c,V用；

：混凝土理想楔形體破壞時的受剪承載力標準值，按 6.2.4[JGJ145-2004] 采用；：單錨受剪，混凝土理想楔形體破壞時在側向的投影面積，按 6.2.5[JGJ145-2004] 采A c,V：群錨受剪，混凝土理想楔形體破壞時在側向的投影面積，按 6.2.6[JGJ145-2004] 用；ψs,V：邊距比c2/c1對受剪承載力的影響系數，按6.2.7[JGJ145-2004]采用；ψh,V：邊厚比c1/h對受剪承載力的影響系數，按6.2.8[JGJ145-2004]采用；ψa,V：剪切角度對受剪承載力的影響系數，按6.2.9[JGJ145-2004]采用；ψec,V：偏心荷載對群錨受剪承載力的降低影響系數，按 6.2.10[JGJ145-2004] 采用；f ucr,V：未裂混凝土級錨區配筋對受剪承載力的提高影響系數，按 6.2.11[JGJ145-2004] 用；下面依次對上面提到的各參數計算：c1=80mmc2=120mmψs,V=0.7+0.3×c2/1.5c1 6.2.7[JGJ145-2004]=0.7+0.3 ×120/1.5/80=1 ≥1取：ψs,V=10

0.5

0.2

0.5

1.5=0.45×(d其中：

(lf/dnom)

(fcu,k) c1

6.2.4[JGJ145-2004]dnom：錨栓外徑(mm)；) ) lf：剪切荷載下錨栓有效長度，取 lf≤f，且lf≤，本處取) ) V

×

0.5nom

f/d

0.2nom

cu,k

)0.5

1.510.5 0.2 0.5 =0.45 ×(12) (80/12) (30) ×0.5 0.2 0.5 =8928.541NAc,V

=4.5c

6.2.5[JGJ145-2004]220=4.5 ×220=28800mm=(1.5c1×h 6.2.6-3[JGJ145-2004]=(1.5 ×80+240+120)×240=115200ψh,V=(1.5c

1/3

≥1 6.2.8[JGJ145-2004]=(1.5 ×80/240)1/3=0.794<1取：ψh,V=1ψa,V=1.0ψec,V=1/(1+2eV/3c1)≤1=1/(1+2 ×0/3/80)=1=1取ψec,V=1按規范6.2.11[JGJ145-2004] 要求，根據錨固區混凝土和配筋情況， ψucr,V=1.2把上面各結果代入，得到群錨砼楔形體破壞時的受剪承載能力標準值為：VRk,c

×/A

×ψs,Vψh,Vψa,Vψec,Vψucr,V00=8928.541 ×115200/28800×1×1×1×1×1.200=42856.997NV /γRc,V=1 ×42856.997/1.8=23809.443N ≥Vg=2198.136Nsd所以，群錨砼楔形體破壞時的受剪承載能力滿足計算要求！混凝土剪撬破壞承載能力計算Vp=Kp/γp 6.2.12-2[JGJ145-2004]在上面公式中：V Rd,cp：混凝土剪撬破壞時的受剪承載力設計值；V Rk,cp：混凝土剪撬破壞時的受剪承載力標準值；γRc,p：混凝土剪撬破壞時的受剪承載力分項系數，按表 4.2.6[JGJ145-2004] 取1.8k ：錨固深度 hef對的影響系數，當 hef時取1.0，否則取2.0。V Rk,cp=2 ×15249.872=30499.744NV p=Kp/γg=1 ×30499.744/1.8g=16944.302N =2198.136N所以，混凝土剪撬破壞承載能力滿足計算要求！拉剪復合受力承載力計算h2鋼材破壞時要求：h2h(N Sd/NRd,sh

2+(VSd/VRd,s)

≤1 6.3.1[JGJ145-2004]gg混凝土破壞時要求：gg(N Sd/NRd,c

1.5

+(VSd/VRd,c)

1.5

≤16.3.2[JGJ145-2004]h分別代入上面計算得到的參數計算如下：hh(N Sd/NRd,sh

2+(VSd/VRd,s)22 2 =0.013 ≤1.0g+(V /V g+(V /V (N Sd/NRd,c

1.5

gSd

1.5=(6887.493/7092.964) 1.5+(2198.136/23809.443) 1.5=0.985 ≤1.0所以，該處計算滿足設計要求！幕墻轉接件強度計算基本參數：：轉接件斷面面積： A=1376m；：轉接件斷面抵抗矩： W=20625m受力分析轉接件的受力情況根據前面埋件的計算結果，有：V (N)N ：軸向拉力(N)M ：彎矩(N·mm)V=2198.136NN=6887.493NM=182445.288N ·轉接件的強度計算校核依據：σ=N/A/2+M/γW/2≤f上式中：σ：轉接件的抗彎強度 f ：轉接件抗彎強度設計值，為 N ：轉接件所受軸向拉力 (N)；：轉接件所受彎矩 (N·m)γ：塑性發展系數，取 1.05W ：轉接件斷面抵抗矩 (m)；σ=N/A/2+M/γW/2=6887.493/1376/2+182445.288/1.05/20625/2=6.715MPa ≤f=215MPa轉接件強度可以滿足要求。幕墻焊縫計算基本參數：：焊縫形式：L型角焊；：其它參數同埋件部分；受力分析焊縫實際受力情況同轉接件計算部分：V (N)：軸向拉力(N)M ：彎矩(