【正文】 軸心受壓柱的整體穩(wěn)定系數(shù) λ 鋼型材 鋁型材 Q235 Q345 6063T5 6061T4 6063T6 6063AT5 6063AT6 6061T6 20 40 60 80 90 100 110 120 130 140 150 立挺抗剪驗算采用 SW+ . 剪力設計值 V=VW+ （ 520a） 風荷載產生的剪力設計值 VW=qWL/2 （ 520b） 水平地震作用產生的剪力設計值 VE=qEL/2 （ 520c） 或 剪力設計值 V=(qW+)L/2 （ 520d） 材料截面設計最大剪應力 τ =VSS/It≤ fV （ 521） 式中： V—剪力設計值（ N）； VW—風荷載產生的剪力設計值（ N）； VE—水平地震作用產生的剪力設計值（ N）； τ —材料截面設計最大剪應力（ N/mm）； SS—驗算截面形心軸以上面積對形心軸面積矩（ mm3）； fV—材料抗剪強度設計值（ N/mm2）； t —驗算截面材料厚度 (mm)； 例 51．南京市一建筑，層高 ，建筑幕墻高 ， 抗震 7 度設防，設計基本地震加速度 ，分格寬 1m，選用墻角區(qū)立柱截面。 解：高度變化系數(shù) μ ZC= ()= 脈動系數(shù) μ fC= ()= 陣風系數(shù) β gz= (1+2 )= 風荷載標準值 WK= 2 400=3000 N/m2 風荷載設計值 W== 3000=4200N/m2 風荷載線荷載設計值 qW=B W=1 4200=4200N/m= 風荷載產生的彎距 MW=qW L2/8= 32020/8=5376000Nmm 自重標準值 GAK=400 N/m2 1 =1280N 自重設計值 N= NK= 1280=1536N 地震作用標準值 qEK=Β Eα max GAK=5 400=160 N/m2 地震作用設計值 qE 面 = qEK = 160=208 N/m2 地震作用線荷載設計值 qE 線 =B qE 面 =1 208=208 N/m= N/mm 水平地震作用產生的彎距 ME= qE 線 L2/8= 32020/8=266240 Nmm 彎距組合值 M=MW+=5376000+ 266240=5509120 Nmm 型材最小截面抵抗矩 W=M/()=5509120/（ )=61366mm3 型材最小慣矩 I=5qWL3 /[384E(1/180)] = 5 3 32020/[384 105 (1/180)]=3291429mm4 型材最小慣矩 I=5 qWL4 /(384E 20) =5 3 32020/(384 105 20)=2925714mm4 要選用 W≥ 61366mm I≥ 3291429mm4的型材。 例 52．北京市中心一幕墻立柱高 ，層高 ， 8 度設防，設計基本地震加速度 .，立柱： A=1800mm2， A0=1600mm2， IX=4202000mm4， WX1=54000mm3， WX2=49000mm3， SS=35000mm3，t=4mm，立柱左側分格寬 1500mm，右側分格寬 1200mm，采取自下而上安裝程序布置桿件，驗算強度、撓度、抗剪強度。 解：高度變化系數(shù) μ ZD= ()= 脈動系數(shù) μ fD= ()= 陣風系數(shù) β gz=.080 (1+2 )= 風荷載標準值 WK= 450=1500N/m2 風荷載設計值 W==1500=2100N/m2 風荷載線荷載設計值 qW= W (B1+B2)/2=2100(+)/2=2835N/m= 地震作用標準值 qEK=β Eα maxG AK =5400=320N/m2 地震作用設計值 qE 面 = qEK =320=416N/m2 地震作用線荷載設計值 qE 線 = qE 面 (B1+B2)/2=416(+)/2=風荷載產生的彎距 MW= qWL 2/8=33002/8=3859144 Nmm 水平地震作用產生的彎距 ME= qE 線 L 2/8=33002/8=764478 Nmm 先進行 SW+ 彎距組合值 M=MW+=3859144+764478=4241383 Nmm 自重標準值 NK= GAK (B1+B2)/2L=400(+)/2=1782N 自重設計值 N= NK= 1782=2138N 采用 SG+SW+ 型材截面設計最大正應力值 σ =N/A0+M/()=2138/1500+4241383/(49000) =＜ N/mm2 風荷載線荷載標準值 qWK= WK (B1+B2)/2=5500(+)/2=2025N/m=撓度驗算采用 SW 撓度 u=5qwkL4/384EI=533004/3841054202000 =＜ 20mm 相對撓度 u/L=＜ 1/180 抗剪驗算采用 SW+ 風荷載產生的剪力 VW= qWL/2= 2385水平地震作用產生的剪力 VE= qE 線 L/2=剪力組合值 V=VW + = 4678+927=5142N 型材截面設計最大剪應力值 τ = VSS/It=514235000/42020004=＜ N/mm2 例 53． 上例改為自上而下安裝順序布置桿件，按壓彎構件驗算。 迥轉半徑 i=（ 4202000/1800） 1/2= 構件的長細比λ =L/i=3300/=68 整體穩(wěn)定系數(shù) φ = 型材截面設計最大正應力值 σ =N/Φ A0+M/γ W() =2138/(1500) +4241383/49000[2138/( 1051500/682)] =＜ N/mm2 單元式幕墻由于豎框為組合框，對插的兩豎框不可能同時伸縮驗算時要分別驗算，即取每根豎框承受單元組件一半的荷載（作用）計算，其中 W 值小者起控制作用。 B． 雙跨梁 (L=L1+L2， L1＜ L2）（圖 53） 幕墻立柱每層有兩處連接件與主體結構連接，每層立柱在樓層處連接點向上懸挑一段，上一跨立柱下端用插芯連接支承此懸挑端上，計算時取雙跨梁計算簡圖是對結構作了簡化，假定立柱是以樓層處連接點為端支座， 梁底連接點為中間支座的雙跨梁，共三個支座，實際上每層只有兩個支座 (上一跨的 C支座與 A支座共用一個連接點 )。雙跨梁中間 (B)支座有負彎距，兩跨各有跨中彎距，其中中間 (B)支座負彎距起控制作用，三個支座均有剪力，其中 B 以座 +()剪力中有一個最大，起控制作用，由于 B 支座同時有剪力和彎距，除分別驗算彎曲效應和剪切效應外，還需驗算彎距與剪力同時作用下的折算應力。在對立柱與主柱結構連接驗算時， B支座反力起控制作用。由于實際上 A支座與 C支座的反力都是通過 A支座傳給主體結構的，如果用 A支座水平作用進行連接驗算，水平作用應 取 A支座與 C支座反力之和。 圖 53 雙跨梁計算： B 支座彎距 Mb = [q（ L13+L23） /8L] （ 522a） or Mb = {q L22 /8[（ n2n+1） /n2] } （ 522b） 長跨跨中彎距 M2 =qL22/2（ 1/2+Mb/ qL22） 2 （ 523） A支座反力 Ra= qL1/2+Mb/ L1 （ 524a） B 支座反力 Rb= qL1/2Mb/ L1 +qL2/2Mb/ L2= qL/2Mb/ L1Mb/ L2 （ 524b） C 支座反力 Rc=qL2/2+Mb/ L2 （ 524c） B 支座剪力 Vb 左 = （ qL1/2Mb/L1） （ 525a） Vb 右 =（ qL2/2Mb/L2） （ 525b） 型材截面設計最大正應力值 σ b=N/A0+Mb/() ≤ fa(fS) （ 526a） 型材截面設計最大剪應力值 τ b= VbS S/It≤ fV （ 526b） 折算應力 σ zs=（σ b2+3τ b2） 1/2≤ (fS) （ 526c） 長跨撓度 u2=μ qwkL24/EI （ 527a） 撓度計算系數(shù) α =4Mb/qL22 （ 527b） 撓度系數(shù) 表 53 α μ α μ α μ α μ 0 驗算立柱連接時，水平作用產生的拉力取 B 支座反力 ( Rb )或 A支座反力 ( Ra )與 C 支座反力 ( Rc )之和。 C． 鉸接多跨梁 a． 單支點鉸接多跨梁（多跨靜定梁）（圖 54）（其支承條件和圖 52 一樣，只是取不同計算簡圖） 圖 54 幕墻立柱每層用一處連接件與主體結構連接，每層立柱在連接處向上懸挑一段，上一層立柱下端用插芯連接支承在此懸挑端上，實際上是一段段帶懸挑的簡支梁用鉸連接成多跨梁，這種多跨靜定梁計算簡圖要比取單跨簡支梁與實際支承情況更為接近。由 于上一跨梁 B 端以下一跨懸挑端 (C 點 )作支座，上一跨 B 支座反力就是作用在下一跨 C點的集中力，每層梁除作用有均布荷載外，除第一跨起始梁外，懸挑端 (C點 )還作用一集中力，這樣在進行內力分析時，要從起始梁 (第一跨 )開始，才能逐步順暢計算。第一跨梁 A支座有由懸挑端均布荷載產生支座彎矩，簡支段的正彎矩最大值不在彎中，第二跨開始還有 C端第一跨 B 支座反力產生 A支座負彎矩，由于第一跨 B支座反力比其它跨 (等跨時 )大，這樣第二跨 A支座負彎矩比其它跨 (等跨時