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JGJ102-2013玻璃幕墙工程技术规范含条文说明.pdf

当采用一层封堵且面板为玻璃并置于窗槛墙下端时，玻璃极容易在短时间内烧爆而使火 焰或烟气串上上一层楼面。现有的幕墙设计中，尽管封堵材料可达设计要求，但由于结构支 掌或搭接部位不合理，产生钢板支撑遇火时长生跨塌或失效。防火构造除支撑连接要可靠， 还要有一定的变位能力，方可解决遇火时产生大的拉压荷载将原有构造破坏。 4.4.5作为建筑外围护体系的玻璃幕墙，其金属框架可与建筑本身的防雷设计相结合，与主体 结构防雷系统可靠连接，并符合连接导体间接触面积的规定，保持真实有效的电气通路，比如： 在幕墙立面规定范围之内，玻璃幕墙的铝合金立柱的芯套部位，设置柔性导线连通，铜质导 我截面积不小于25mm，铝质导线截面积不小于30mm。在设有水平均压环的楼层，对应于 设置电气通路立柱的预埋件或固定件可采用圆钢或扁钢与均压环焊接，形成可靠的电气通路。

扁钢截面不宜小于5mm×40mm，圆钢直径不宜小于12mm。焊缝和连线应涂防锈漆。

5mm×40mm，圆钢直径不宜小于12mm。焊缝

4.5.1本条是为避免发生火灾时，相邻防火分区之间因玻璃爆裂而相通，导致火势和高温烟 气迅速扩散和蔓延。 4.5.2隐框幕墙的板块是用结构胶将玻璃面板与背框相黏结而成。设计与制作时，应选用性 能稳定可靠、符合质量规定的结构胶。暴露于大气中的胶料面受风吹雨淋太阳晒，且结构胶 材料自身随时间也会有老化现象。对于高层建筑，尤其是建筑高度超过100米时，一旦有结 构胶发生意外的粘接失效，其脱落产生的危害非常巨大。因此，从提高安全性角度出发，对 离地高度在100m上方的玻璃幕墙不推荐选用隐框构造方式。确有使用需求时，也应从安全使 用出发，增设除硅酮结构胶以外的合理可靠的连接构造措施，作为强化构造安全性的辅助措 施。 司室外倾斜的玻璃幕墙，或者设置于行人头顶上方的倒挂玻璃幕墙，面板脱落会带来更大的 风险，同样不适宜选择隐框方式，鉴于其风险更大，规定不应采用。 4.5.4浮法玻璃由于存在着肉眼不易看见的硫化镍结石，在钢化后这种结石随着时间的推移 会发生晶态变化而可能导致钢化玻璃自爆。为了减少玻璃自爆碎落带来的风险，宜采用夹层 玻璃或对玻璃提出更高的性能要求。采用夹层玻璃后，即使发生钢化玻璃自爆，也不会产生 玻璃碎落伤人的风险。钢化玻璃的性能提开也可通过降低玻璃申的铁含量或对钢化玻璃进行 二次热处理实现。 钢化玻璃二次热处理通常称为引爆处理或均质处理。进行钢化玻璃的二次热处理时，应 分为三个阶段：升温、保温和降温过程。升温阶段为最后一块玻璃的表面温度从室温升至280℃ 的过程；保温阶段为所有玻璃的表面温度均达到290±10℃，且至少保持2小时的过程；降温 阶段是从玻璃完成保温阶段后，温度降至75℃时的过程。整个二次热处理过程应避免炉膛温 度超过320℃、玻璃表面温度超过300℃，否则玻璃的钢化应力会由于过热而松弛，从而影响 其安全性。 降低铁含量的玻璃标准称法为低铁浮法玻璃某游泳馆钢结构网架工程施工方案，其术语定位为：采用浮法工艺生产的，成 分中三氧化二铁含量不大于0.015%，具有高可见光透射比的平板玻璃。国内也常简称为低铁 玻璃或超白玻璃。铁含量的严格控制，使得玻璃自爆概率大幅降低，安全性能得到提升。目 前，低铁浮法玻璃国内已有生产。2007年10月20日，全国建筑用玻璃标准化技术委员会在 秦皇岛市组织召开了《超白浮法玻璃》建材行业标准审查会议，与会专家一致通过了修改后 的标准送审稿。 点支承玻璃幕墙由于点式夹持、或玻璃开孔原因，容易出现应力集中的不利情况，因此 规定应采用均质钢化玻璃及其合成制品，有效保障受力点的强度，减少自爆机率。 夹层玻璃的玻璃可选用浮法玻璃、半钢化玻璃、钢化玻璃、均质钢化玻璃等多种玻璃材 料形式。. 全玻璃幕墙中玻璃肋采用单片钢化玻璃、或单片半钢化玻璃时，二旦受到意外撞击或特

殊荷载作用，钢化玻璃会迅速破碎、并成颗粒状散落，从而使得玻璃肋支承结构的承载能力 丧失为零，进而导致所支承的玻璃面板发生失效，发生大范围玻璃面板跨塌风险。采用夹层 玻璃可以大幅降低钢化玻璃破碎成颗粒状、玻璃面板突然垮塌的风险；而单片浮法玻璃应力 超限时，玻璃会出现裂纹，但出现裂纹的玻璃仍具有一定的残余承载力，降低了所支承面板 立即发生大面积跨塌的风险。因此对于全玻璃幕墙中的玻璃肋，不建议采用单片钢化玻璃或 者单片半钢化玻璃。 由于全玻幕墙玻璃肋粘接时多采用酸性硅酮结构密封胶，若采用夹层玻璃，会对胶片产 生影响，因此在采用夹层玻璃作为玻璃肋时，应进行封边处理。 4.5.5一旦需要消防救援时，应能及时击破各层规定部位的幕墙玻璃板块，快速开辟适合人员 进出幕墙的洞口。在建设过程中，确定为救援单元的板块的识别标志应非常醒目，强化消防 意识。消防救援单元可以选定于幕墙固定板块或者开启扇部位，便于击碎、开启或拆卸。玻 离面板可以选用与大面玻璃同类型玻璃的单层构造形式，既减少影响玻璃幕墙外观效果，又 满足应急击碎的特殊需要。 4.5.7公共场所安装的玻璃幕墙，由于玻璃的透明特性，易发生人员或物体冲撞、挤压事故 造成可能的人员伤害和财产损失。因此，此类部位的玻璃幕墙应采用安全玻璃中的夹层玻璃 并应设置明显的警示标志，有效防止此类事故的发生，降低事故危害，

4.5.7公共场所安装的玻璃幕墙，由于玻璃的透明特性，易发生人员或物体冲撞

造成可能的人员伤害和财产损失。因此，此类部位的玻璃幕墙应采用安全玻璃中 并应设置明显的警示标志，有效防止此类事故的发生，降低事故危害。

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 离与框架之间，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于的比值有关。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4up/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2.0～5.0kN/m²。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0.1~0.8kN/m²，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。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。幕墙设计申，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。当膨胀变形天于预留间隙时，玻璃受到挤压，产生温度挤压应力。实际工程申，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80C 的年温差下，其膨胀量为：

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

考虑温度作用分项系数取为1.2，则温度应力设计值为：

,=1.20k=13.4N/mm²

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。 5.1.6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 患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S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"o，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%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YRE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结构相似的应力表达形式；预理件设计时，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

5.1.7当坡 上扭转形。当术用升 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。

5.2.1目前，国内有关玻璃强度试验的工作不多，强度取值的方法也不统一。玻璃是最有代 表性的脆性材料，其破坏特征是：几乎所有的玻璃都是由于拉应力产生表面裂缝而破碎。 其破坏强度有非常大的离散性。 如图5.1（α）所示，同一批、同尺寸玻璃受弯试件测得的弯曲抗拉强度，其范围为 70~160N/mm²，十分分散。实测的强度值与构件尺寸、试验方法、玻璃的热处理和化学处理方 式、测试条件（加载速度、持荷时间、周围环境等）都有关系，而且变化很大。图5.1（b） 为尺寸改变时玻璃强度的变化情况

图5.1 玻璃强度特性

因此，玻璃的实际强度设计值一般由生产厂家根据试验资料提供给设计人员，作为幕墙 玻璃的设计依据。 日本建筑学会提供的实用设计方法中，给出了玻璃的强度（相当于标准值），如表5.1。 日本是按容许应力方法设计的，荷载、强度均采用标准值，设计安全系数K=2.5~3.0。在国内 缺乏足够试验数据的情况下，可参考日本的玻璃强度取值为基本数据，再根据国内的安全度 要求和多系数表达方法予以调整。 在日本的玻璃承载力设计方法中，总安全系数K=K,K，，见表5.2。其中，K,为作用分 项安全系数，取1.2~1.3：K，为玻璃材料分项系数，可由总安全系数进行换算。

玻璃的强度标准值f（N

表5.2玻璃安全系数K

由此可见，玻璃的安全系数K在2.5~3.0之间。结合我国国情，玻璃的安全系数K取2.5， 由于起主要主导作用的风荷载分项系数采用1.4，经换算可得出玻璃材料分项系数K，=1.785 因此，本规范中，玻璃的强度设计值J。取为标准值J惑除以K，，即玻璃大面上的强度设 计值。 玻璃的侧面经过切割、打磨打工，产生应力集中，强度有所降低。一般情况下，侧面强

5.2.3幕墙中钢材主要用于连接件（如钢板、螺栓等）和支承钢结构，其计算和设计要求应

5.2.3幕墙中钢材主要用于连接件（如钢板、螺栓等）和支承钢结构，其计算和设计要求应 按现行国家标准《钢结构设计规范》GB50017的规定进行

表5.3钢材的强度设计值f（N/mm²）

注：表中厚度是指计算点的钢材厚度：对轴心受力构件是指截面中较厚板件的厚度。

5.2.4不锈钢材料（管材、棒材、型材）主要用于幕墙的连接件和支承结构，其强度设计值 比照钢结构的安全度折算，总安全系数约为1.6 5.2.5本条第2款、第3款与现行行业标准《索结构技术规程》JGJ257相统一。由于钢丝束、 钢绞线和钢丝绳中各钢丝的受力不完全相同，因此“拉索的极限抗拉力标准值”为拉索的最 小破断索力，而不是单根钢丝破断力的总和。 部分不锈钢材料的屈强比详见表5.4。当不锈钢拉杆的抗拉强度设计值应按其屈服强度 准值0.2除以系数1.4采用时，其抗拉强度与不锈钢拉杆设计强度的比值约为2.0~3.1，同样 具有较高的安全储备。

表5.4常见不锈钢材料的屈强比

绞线和钢丝绳是由钢丝加工而成的，其弹性模量与普通钢丝相比会发生一定变化（实际上为 等效变形模量），实际工程中宜通过具体试验确定。

B. = ymsE]

式中少一 非结构构件功能系数，可取1.4； n——非结构构件类别系数，可取0.9； 51——体系或构件的状态系数，可取2.0； 52一一位置系数，可取2.0。 按照（5.3）式计算，幕墙结构地震作用动力放大系数β约为5.0 框支承幕墙中的横梁和立柱、全玻璃幕墙中的玻璃肋、跨度不超过6m的支承结构的结构 刚度良好，也同样为非主体结构构件，采用和玻璃面板同样的地震作用动力放大系数院约为 5.0。 但随着玻璃幕墙发展，幕墙支承结构越来越复杂，跨越多块玻璃面板的支承结构（如索 衍架、平面索网等）由于其刚度较小，涉及的面板数量和质量较大，按非结构构件的地震作 用计算不再合理。本次修订时，提出了支承结构宜采用振型分解反应谱法或时程分析方法确 定水平地震作用标准值的设计要求。但是，由于幕墙支承结构是依附于主体结构上，离地较 高的主体结构会产生地震作用放大效应，因此，在采用反应谱或时程分析方法计算大范围的 幕墙支承结构地震作用时，需要考虑主体结构的地震放大效应影响

5.3.7温度作用取值可按下列方法进行：

1应以结构合拢或形成约束的时间确定其初始温度，所承受的最高（或最低）温度与初 始温度的差值作为温度作用取值： 2因幕墙通常与外界环境直接相邻，幕墙结构温度波动幅度要比主体结构大、温度变化 速度相对主体结构要快。幕墙结构初始温度、所承受的最高（或最低）气温宜由小时平均气 温确定；最高气温计算时尚宜依据结构朝向和表面吸热性质考虑太阳辐射的影响。幕墙结构 最高（最低）温度可在《建筑结构荷载规范》中最高（最低）基本气温的基础上适当增大（降 低）后确定。考虑结构朝向和表面吸热性质后，太阳辐射引起的温度变化情况可按现行国家 标准《建筑结构荷载规范》条文说明的相关内容确定

5.4.1~5.4.3本规程第5.1.3条已规定需考虑重力荷载、风荷载、地震作用。对于隐框幕墙的硅 酮结构密封胶、未采用沿纵向滑动连接构造做法的支承结构尚应考虑温度作用的影响 在重力荷载、风荷载、地震作用、温度作用下，幕墙构件产生的内力（应力）应按基本 组合进行承载力极限状态设计，求得内力（应力）的设计值，以最不利的组合作为设计的依 据。作用效应组合时的分项系数按现行国家标准《建筑结构荷载规范》GB50011和《建筑抗

震设计规范》GB50009的规定采用。 非地震作用时，风荷载、温度荷载均为可变荷载。两种可变作用同时达到最大值的可能 生很小。因此，在进行效应组合时，第一个可变作用的效应应按100%考虑（组合值系数取1.0） 第二个可变作用的效应可进行适当折减（组合值系数小于1.0）。 地震作用时，在现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011中规定，当地震参与组合 时，地震作用的组合值系数取1.0、风荷载起主导作用的建筑风荷载的组合值系数w取0.2。 为保持和《建筑抗震设计规范》GB50011编写的统一性，本规程规定：有地震作用组合且风 荷载参与组合时，风荷载组合值系数取0.2。 结构的自重是经常作用的永久荷载，所有的基本组合工况中都必须包括这一项。当永久 荷载（重力荷载）的效应起主导作用时，其分项系数YG应取1.35，同时所有可变作用均应考 患相应的组合值系数。当永久荷载作用对结构设计有利时，其分项系数G应取不大于1.0。 对于竖向幕墙和与水平面夹角大于75度、小于90度的斜玻璃幕墙，可不考虑竖向地震 作用效应的计算和组合。对于大跨度的玻璃雨篷、通廊、采光顶等结构设计，应符合国家现 行有关标准的规定或进行专门研究，同时应考虑竖向地震作用影响。 按照以上说明，幕墙结构构件承载力设计中，理论上可考虑下列典型组合工况： 无地震作用组合时： （1)1.2G+1.0X1.4W+0.6X1.2T (2)1.0G+1.0×1.4W+0.6×1.2T （3）1.2G+0.6×1.4W+1.0×1.2T （4）1.0G+0.6×1.4W+1.0×1.2T （5）1.35G+0.6×1.0W(风荷载向下)+0.6×1.0T 有地震作用组合时： （11.2G+1.0X1.3E+0.2X1.4W （2）1.0G+1.0×1.3E+0.2×1.4W（风荷载向上、地震荷载向上） 以上组合工况中，G、W、E、T分别代表重力荷载、风荷载、地震作用、温度作用标 准值产生的应力或内力。风荷载、地震、温度作用均可正可负，作用效应组合时，应考虑使 得荷载效应向不利方向发展来确定荷载作用的正负号值。 预应力作用的分项系数取值参照国家行业标准《索结构技术规程》JGJ257的规定采用。 5.4.4根据幕墙构件的受力和变形特征，正常使用状态下，其构件的变形或挠度验算时， 没不考虑不同作用效应的组合。因地震作效应用相对风荷载作用效应较小，不必单独进行地 震作用下结构的变形验算。在风荷载或永久荷载作用下，幕墙构件的度应符合挠度限值要 求，且计算挠度时，作用分项系数应取1.0。

5.5.1幕墙是建筑外围护结构或装饰结构，必须可靠地固定在主体结构上。幕墙与主体结构 通常通过预埋件或后置埋件进行结构性连接。锚固连接破坏通常属于脆性破坏，一旦发生， 会产生十分严重的后果。因此，幕墙与主体结构的锚固连接必须牢固、可靠；连接件与主体

结构的锚固承载力应通过计算或试验确认，并要留有余地，任何情况下不允许发生锚固破坏 支承幕墙的结构连接件、锚固件以及主体结构、结构构件，设计时应当以幕墙传递的荷载、 地震作用为基本依据，避免发生承载力破坏或过大的变形，影响幕墙的质量或安全。 5.5.2幕墙横梁与立柱的连接，立柱与锚固件或主体结构钢梁、钢材的连接，通常通过螺栓、 焊缝或铆钉实现。现行国家标准《钢结构设计规范》GB50017对上述连接均作了规定，应参 照执行。同时受拉、受剪的螺栓应进行螺栓的抗拉、抗剪设计；螺纹连接的公差配合及构造 应符合有关标准的规定。 为防止偶然因素的影响而使连接破坏，每个连接部位的受力螺栓、铆钉等，至少需要布 置2个。

5.5.6框支承幕墙立柱截面较小，处于受压工作状态时受力不利，因此宜将其设计成轴心受 拉或偏心受拉构件。立柱宜采用圆孔铰接接点在上端悬挂，采用长圆孔或椭圆孔与下端连接， 形成吊挂受力状态。

5.5.6框支承幕墙立柱截面较小，处于受压工作状态时受力不利，因此宜将其设

5.5.7幕墙构件与混凝土结构的连接， 预理件的锚固钢筋是错 固作用的主要来源，混凝土对锚固钢筋的粘结力是决定性的。因此预理件必须在混凝土浇灌 前理入，施工时混凝土必须密实振揭。目前实际工程中，往往由于未采取有效措施来固定预 理件，混凝土浇注时使预埋件偏离设计位置，影响与立柱的准确连接，甚至无法使用。因此， 幕墙预埋件的设计和施工应引起足够的重视

所承受的剪力，据此计算其截面面积

Asb ≥1.4 1.25α,A

根据国外有关规范和国内对钢与混凝土组合结构中弯折锚筋的试验研究表明，弯折锚筋 的弯折角度对受剪承载力影响不大。同时，考虑构造等原因，控制弯折角度在15°~45°之间。 当不设置直锚筋或直锚筋仅按构造设置时，在计算中应不予以考虑，取As=0。 这里规定的预埋件基本构造要求，是把满足常用的预埋件作为目标，计算公式也是根据 这些基本构造要求建立的。 在进行锚筋面积A，计算时，假定锚筋充分发挥了作用，应力达到其强度设计值Jy。要使 锚筋应力达到而不滑移、拔出，就要有足够的锚固长度，锚固长度la与钢筋型式、混凝土 强度、钢材品种有关，可按附录（C.0.5）式计算。有时由于a的数值过天，在幕墙预理件年 采用有困难，此时可采用低应力设计方法，即增加锚筋面积、降低锚筋实际应力，从而可减 小锚固长度，但不应小于15倍钢筋直径。 5.5.10当主建施工申未设预理件、预理件漏放、预理件偏离设计位置太远、设计变更、旧建 筑加装幕墙时，往往要使用后锚固螺栓进行连接。采用后锚固螺栓（机械膨胀螺栓或化学螺 栓）时，应采取多种措施，保证连结的可靠性。 5.5.11砌体结构平面外承载能力低，难以直接进行连接，所以宜增设混凝土结构或钢结构连 接构件。轻质隔墙承载力和变形能力低，不应作为幕墙的支承结构考虑，

5.6硅酮结构密封胶设计

5.6.1硅酮结构密封胶承受荷载和作用产生的应力大小，关系到幕墙构件的安全，对结构胶 必须进行承载力验算，而且保证最小的粘结宽度和厚度。 隐框幕墙玻璃板材的结构胶粘结宽度一般应大于其厚度；全玻幕墙结构胶的粘结厚度由 计算确定，有可能大于其宽度。当满足结构计算要求时，允许在全玻幕墙的板缝中填入合格 的发泡垫杆等材料后再进行前、后两面的打胶。 双组份硅酮结构胶的粘结宽度也不宜太宽，一般不宜大于其厚度的2.5倍。 5.6.2硅酮结构密封胶缝应进行受拉和受剪承载能力极限状态验算，习惯上采用应力表达式。 计算应力设计值时，应根据受力状态，考虑作用效应的基本组合。具体的计算方法应符合本 规范的有关规定。 现行国家标准《建筑用硅酮结构密封胶》GB16776申，规定了硅酮结构密封胶的拉伸强 度值不低于0.6N/mm²。在风荷载或地震作用下，套用多系数表达式的概率极限状态设计方法， 风荷载分项系数取1.4，地震作用分项系数取1.3，硅酮结构密封胶的总安全系数取不小于4， 则其强度设计值fi约为0.21N/mm²~0.195N/mm²，本规范取为0.2N/mm²，此时材料分项系数 约为3.0。如果按照容许应力设计方法，本规范的取值相当于0.14N/mm²，与国际上绝大多数 国家标准的取值基本一致。实际上，符合国家标准要求的硅酮结构密封胶的强度标准值均大

于0.6N/mm²，所以实际的设计安全度要大于上述假设。 在永久荷载（重力荷载）作用下，硅酮结构密封胶的强度设计值取为风荷载作用下强 度设计值的1/20，即0.01N/mm²。 5.6.3四边支承的隐框幕墙玻璃在风荷载作用下的受力状态通常相当于承受均布荷载的双向 板（图5.2），面板在支承边缘的最大线均布拉力为αW/2，由结构胶的粘结力承受，即：

Jfic,= cs = aw 2.f.

式中Ji一结构硅酮密封胶在风荷载或地震作用下的强度设计值（N/mm*）；

图5.2玻璃上的荷载传递示意

酮结构胶中受力应比四边打胶时要相对有利。计算时，采用和隐框幕墙四边打胶相同的公式 是安全的。 抗震设计时，上述公式中的W应替换为（qe+0.2w)，qe为作用在计算单元上的地震作 用设计值（kN/m²）。 在重力荷载设计值作用下，竖向玻璃幕墙的硅酮结构胶缝承受长期剪应力，平均剪应力 可表示为：

Acab 2(a + b)c.

剪应力不应超过结构胶在永久荷载作用下的强度设计值J2。 5.6.4倒挂玻璃的风吸力和自重均使胶缝处于受拉工作状态，但是风荷载为可变荷载，自重 内永久荷载。因此，结构胶粘接宽度应分别采用其在风荷载和永久荷载作用下的强度设计值 分别计筒并叠加。

5.6.5经中国建筑科学研究和多家硅酮结构胶生产供应商开展的针对硅配

后，对结构胶的粘结厚度的计算公式作了改进， 改进主要涉及两方面内容： 1）公式形式调整为u./t.≤3，式中8为拉伸粘接性能试验中受拉应力为0.14N/mm²时

的伸长率，亦即0.14N/mm²对应的拉伸应变。公式调整的依据如下

图5.3硅酮结构密封胶和双面胶带的拉伸变形示意

在低应力水平下，硅酮结构胶的拉伸弹性模量E与其剪切模量G之间近似存在着 Gss=E/[2(1+s)]的关系，As为结构胶胶体的泊松比，可按不可压缩的橡胶类材料的参 数0.5进行取值。即Gss=Es/3。因此，在相同的低应力水平状态下，胶体的剪切应变值等 于3倍的胶体拉伸应变。 假定0.14MPa拉伸应力下，胶体轴向拉伸下对应的拉伸应变值为；则0.14MPa剪切应 力下，胶体的剪切应变值=3。。 由图5.3可知，当胶体在主体结构侧移作用下，沿厚度t方向产生剪切变形u，时，胶体 的剪切应变=u，/t，。为保证安全，胶体剪切应变不应超过剪应力允许值下的剪切应变值

则可得到胶体厚度值计算公式t，≥

2）考虑了地震作用下，硅酮结构胶实际发生的剪切位移要小于主体结构层间侧移的实际 情况。经过理论推导和有限元数值模拟分析可知，当主体结构在风或地震作用下发生层间剪 切变形时，由于硅酮结构胶的存在，玻璃面板会产生绕玻璃面板中心点的转动变形。玻璃面 板的同向转动变形，使得硅酮结构胶的剪切位移要小于主体结构的层间位移。利用主体结构 平动变形和玻璃面板转动变形的差值可求出硅酮结构胶的沿胶体纵向和横向剪切变形，进而 确定出胶体剪应力；通过对胶和玻璃面板的隔离体取力的平衡和力偶平衡，即可求解出玻璃 的转动变形和胶体剪切变形值。经理论公式以及有限元算例可知，硅酮结构胶最大剪切位移 与主体结构层间侧移的比值通常位于0.07~0.43之间，因此，规程中偏安全的取0.6。不同玻 璃面板尺寸下的胶体剪切位移与层间位移比值详见附表。 当胶体两侧基材承受不同的温度作用时，也会造成硅酮结构胶沿厚度方向产生剪切变形。但 经过工程试算DB44／T 1232-2013标准下载，对于常规的玻璃面板板块，温度作用引起的结构胶剪切变形值比地震或风荷 载下主体结构侧移引起的硅酮结构胶剪切变形值要小，通常不起控制作用。因此，规范中对 哇酮结构胶在温度作用下的剪切变形不提出验算要求，

表5.5不同面板尺寸下，胶体剪切位移与层间位移比值

5不同面板尺寸下，胶体剪切位移与层间位移比值n(续

注：算例中隐框幕墙的面板高度等于楼层层高！

图5.4硅酮结构胶厚度计算公式差异部分关系曲线对

5.6.6酮结构 明显的变形山西地标12J4-1.pdf，所以长期受力部位应设金属件支承。竖向幕墙玻璃应在玻璃底端设支托。由于 中空玻璃外片与内片依靠中空玻璃二道结构密封胶粘接形成整体，为避免内外片之间的二道 硅酮结构胶长期承受外片的重量，要求托条应托住中空玻璃外片。为实现托条承受玻璃重力 简载。减少硅酮结构胶受力的目的，托条宜在打胶前安设完成。 5.6.7隐框中空玻璃二道密封硅酮结构胶宽度计算时，外侧面板传递的荷载作用主要包括重 力、风荷载、地震作用。其中，重力仅指中空玻璃外侧面板的重量；风荷载标准值宜按本规 程正文第6.2.5条第1款中直接承受风荷载作用的单片玻璃的计算公式确定；地震作用应仅考 虑外侧面板重量按本规程正文第5.3.4计算确定。结构胶有效宽度c。如图5.5所示。

图5.5二道结构硅酮密封胶有效宽度示意

图5.5二道结构硅酮密封胶有效宽度示意 结构硅酮密封胶：2—间隔条：3——玻璃