按《鋁合金結構設計規范》設計直立鎖邊鋁合金屋面
按《鋁合金結構設計規范》設計直立鎖邊鋁合金屋面
張芹
直立鎖邊金屬（鋁合金）屋面在我國使用已有十多年時間，2007年《鋁合金結構設計規范》發布前，由于沒有規范作依據，全由供貨單位參照某些國外“權威機構”的資料做設計，不能形成系統、完整，正確的設計，因此有些工程出現了問題，個別工程發生中大工程事故�！朵X合金結構設計規范》發布后，由于部分單位對《鋁合金結構設計規范》缺少全面、準確的理解，在設計中往往套錯公式、選錯參數，不能做出正確的設計。為了使直立鎖邊金屬（鋁合金）屋面工程步入規范化設計軌道，就要宣傳、貫徹《鋁合金結構設計規范》，現就按《鋁合金結構設計規范》設計直立鎖邊鋁合金屋面的有關問題提出來和大家討論。
1.全面、準確掌握《鋁合金結構設計規范》
《鋁合金結構設計規范》對鋁合金結構設計作了全面規定（材料選用、設計原則、設計指標、板件有效截面等）。其中對板件的彈性臨界屈曲應力的計算是難點，需結合應力圖來理解。
5.2.4受壓加勁板件、非加勁板件的彈性臨界屈曲應力應按下式計算：
σc r =kπ2E/ 12（1-υ2）·（b/t）2 （5.2.4）
式中 k —— 受壓板件局部穩定系數，應按第5.2.5條計算;
υ ——鋁合金材料的泊松比, υ=0.3;
b ——板件凈寬,應按圖5.2 .2采用;
t ——板件厚度.
5.2.5受壓板件局部穩定系數可按下列公式計算:
1.加勁板件（雙側有腹板的翼板）：
當1≥ψ＞0時；（圖5.2.5a、圖5.2.5b） k=8.2/(ψ+1.05) (5.2.5-1)
當0＞ψ≥-1時； k= 7.81-6.29ψ+9.78ψ2 (5.2.5-2) 腹板 受彎（圖5.2.5c）、壓彎（圖5.2.5d）
當ψ＜-1時; k=5.98 (1-ψ)2 (5.2.5-3) 腹板 拉彎（圖5.2.5e）
（GB50018 注：當ψ＜-1時，以上各式的k值按ψ=-1的值采用。）
式中： ψ ——壓應力分布不均勻系數，ψ=σm i n /σm a X ；
σm a X——受壓板件邊緣最大壓應力（N/mm2），取正值；
σm i n——受壓板件另一邊緣的應力（N/mm2），取壓應力為正，拉應力為負。
2.非加勁板件（一側自由挑出的翼板）：
1）最大壓應力作用于支承邊：
當1≥ψ＞0時：（圖5.2.5f、 圖5.2.5g）
0.578
k= ———— （5.2.5-4）
ψ+0.34
當0≥ψ＞-1時：（圖5.2.5h） k=1.7-5ψ+17.1ψ2 （5.2.5-5）
1） 最大壓應力作用于自由邊：
當1＞ψ≥-1（1≥ψ≥-1）時：（圖5.2.5i、 圖5.2.5j） k=0.425 （5.2.5-6）
（GB50018 注：當ψ＜-1時，以上各式的k值按ψ=-1的值采用。）
條文說明5.2.4、5.2.5受壓板件局部穩定系數計算公式參考了《冷彎薄壁型鋼結構技術規范》GB50018和《歐洲鋼結構設計規范》EC3。需要指出的是：涉及到如何考慮應力梯度對不均勻受壓板件有效厚度的影響時，本規范與歐規及英規的處理方法略有差異。本規范采用以壓應力分布不均勻系數ψ計算屈曲系數κ的方法；而在歐規及英規中采用以壓應力分布不均勻系數ψ計算換算寬厚比的方法，兩種方法只是在公式表達上有所不同，本質上仍是一致的。
5.2.6 均勻受壓的邊緣加勁（肋）板件、中間加勁（肋）板件的彈性臨界應力應按下式計算：
ηk0π2E
σcr= ———————— (5.2.6-1)
12（1-υ2）（b/t）2
式中 k0 ——均勻受壓板件局部穩定系數；對于邊緣加頸板件，k0=0.425；對于中間加勁板件k0=4；
η ——加勁肋修正系數，用于考慮加勁肋對被加勁板件抵抗局部屈曲（或畸變彎曲）的有 利影響，應按下式計算：
1 對于邊緣加勁（肋）板件：
η=1+0.1（c/t-1）2 （5.2.6-2）
2 對于有一個等間距中間加勁肋的中間加勁板件：
（c/t-1）2
η=1+2.5———— （5.2.6-3）
b/t
3 對于有兩個等間距中間加勁肋的中間加勁板件：
（c/t-1）2
η=1+4.5———— （5.2.6-4）
b/t
式中 t —— 加勁肋所在板件的厚度，也即加勁肋的等效厚度；
c ——加勁肋等效高度；等效的原則是：加勁肋對其所在板件中平面的截面慣性距與等效后的 截面慣性距相等，如圖5.2.6所示，虛線表示等效加勁肋。
4 對于有兩道以上中間加勁肋的中間加勁板件，宜保留最外側兩道加勁肋，并忽略其余加勁肋的加勁作用，按有兩道加勁肋的情況計算。
5對于其它帶不規則加勁肋的復雜加勁板件：
σ cr 0.8
η=﴾——﴿ (5.2.6-5)
σ cr0
式中 σ cr ——假定加勁邊簡支情況下，該復雜加勁板件的臨界屈曲應力；宜按有限元法或有限條法計算。
σ cr0 ——假定加勁邊簡支情況下，不考慮加勁肋作用，同樣尺寸的加勁板件的臨界屈曲應力�？砂垂剑�5.2.6-1）計算，并取η=1.0。
5.2.7 不均勻受壓的邊緣加勁板件、中間加勁板件及其他帶不規則加勁肋的復雜加勁板件，其臨界屈曲應力σ cr0宜按有限元法計算，計算中可不考慮相鄰板件的約束作用，按加勁邊簡支情況處理，如圖5.2.7所示。當缺乏計算依據時，可忽略加勁肋的加勁作用，按不均勻受壓板件由第5.2.4條和5.2.5條計算其臨界屈曲應力σ cr，再由第5.2.3條計算板件的有效厚度，但截面中加勁部分的有效厚度應取板件的有效厚度和對加勁部分按非加勁板件單獨計算的有效厚度中的較小值。
條文說明5.2.6、5.2.7加勁肋修正系數η用于計算加勁肋對受壓板件局部屈曲承載力的提高作用。第5.2.6條給出了常見三種加勁形式η的計算公式，該公式來自于η=σc r / σc ro=κ/κO，其中σc r為帶加勁肋單板的彈性屈曲應力理解，κ為屈曲系數。以邊緣加勁板件為例，圖4繪出了加勁肋厚度與板件厚度相同時板件寬度比β=15和β=30兩種情況下，屈曲系數κ與加勁肋高厚比C/t的關系。由圖可見，屈曲系數與板件屈曲波長有關。當屈曲半波較長時，增大加勁肋的高厚比，不能顯著地提高邊緣加勁板件的屈曲系數，也即不能顯著提高板件的臨界屈曲應力。然而，考慮到實際構件中板件屈曲的相關性，其屈曲半波長度一般不超過7倍板寬，通�？梢匀∏氩ㄩL度與寬度的比值l/b=7來確定邊緣加勁板件的屈曲系數κ。圖5是板件屈曲波長度等于7倍板寬時，板件寬厚比等于10、20、30、40四種情況下，邊緣加勁板件的屈曲系數與加勁肋高厚比的關系。由圖可見，式（5.2.6）給出了相對保守的計算結果。
《鋁合金結構設計規范》第11章對鋁合金面板作了專章規定。
11.1 一般規定
11.1.1本章鋁合金面板的計算和構造規定適用于直立鎖邊板、波紋板、梯形板沖壓成形的屋面板或墻面板（圖11.1.1）。
當腹板為曲面時，腹板凈長h為腹板起弧點間的直線長度；腹板傾角θ為腹板起弧點連線和底面的夾角。
條文說明11.1.1 本規范僅考慮起結構作用的面板，不考慮僅起建筑裝飾作用的板材。
11.1.2直立鎖邊鋁合金面板可采用T形支托(圖11.1.2)作為連接支座。
11.1.3 鋁合金面板受壓翼緣的有效厚度計算應按下列規定采用：
1. 兩縱邊均與腹板相連且中間沒有加勁的受壓翼緣(圖11.1.1c)，可按加勁板件(圖5.1.4b) 由本規范第5.2.3條確定其有效厚度。
2. 兩縱邊均與腹板相連且中間有加勁的受壓翼緣(圖11.1.1a)，可按中間加勁板件(圖5.1.4d)由本規范第5.2.3條確定其有效厚度。當加勁肋多于兩個時，可忽略中間部分加勁肋的有利作用(圖11.1.3)。
3. 一縱邊與腹板相連且有邊緣加勁的受壓翼緣(圖11.1.1c)，可按邊緣加勁板件(5.1.4c) 由本規范第5.2.3條確定其有效厚度。
4. 一縱邊與腹板相連且沒有邊緣加勁的受壓翼緣(圖11.1.1c)，可按非加勁板件(5.1.4a) 由本規范第5.2.3條確定其有效厚度。
11.1.4 一縱邊與腹板相連的弧形受壓翼緣(圖11.1.1b)，應根據試驗確定其有效厚度。
11.1.5 鋁合金面板中腹板的有效厚度應按本規范第5.2節的規定進行計算。
11.1.6 鋁合金面板的撓度應符合表4.4.1的規定。
條文說明11.1.6 近年來，出現了不少新的鋁合金面板板型，對特殊異形的鋁合金面板，建議通過實驗確定其承載力和撓度。
11.2 強 度
11.2.1 在鋁合金面板的一個波距的板面上作用集中荷載F時(圖11.2.1a)，可按下式將集中荷載F折算成沿板寬方向的均布線荷載q re(圖11.2.1b)，并按q re進行單個波距的有效載面的彎曲計算。
q re =η(F/B) (11.2.1)
式中 F——集中荷載；
B——波距；
η——折算系數，由試驗確定；無試驗依據時，可取η=0.5。
條文說明11.2.1 集中荷載F作用下的鋁合金面板計算與板型，尺寸等有關，目前尚無精確的計算方法，一般根據試驗結果確定。規范給出的將集中荷載F沿板寬方向折算成均布線荷載qre [式（11.2.1）]是一個近似的簡化公式，該式取自國外文獻和《冷彎薄壁型鋼材結構技術規范》GB50018，式中折算系數η由試驗確定，若無試驗資料，可取η=0.5 ，即近似假定集中荷載F由兩個槽口承受，這對于多數板型是偏于安全的。
鋁合金屋面板上的集中荷載主要是施工或使用期間的檢修荷載。按我國荷載規范規定，屋面板施工或檢修荷載F=1.0KN ；驗算時，荷載F不乘以荷載分項系數，除自重外，不與其他荷載組合。但如果集中荷載超過1.0KN ，則應按實際情況取用。
11.2.2 鋁合金面板的強度可取一個波距的有效截面，作為彎構件按下列規定計算。檁條或T形支托作為連續梁的支座。
M/M u≤1 (11.2.2-1)
M u=Wef (11.2.2-2)
式中 M——截面所承受的最大彎距，可按圖11.2.2的面板計算模型求得；
M u——截面的彎曲承載力設計值；
We——有效截面模量，應按第5.4節的規定計算。
11.2.3 鋁合金面板T形支托的強度應按下式計算：
σ=(R/Aen)≤f (11.2.3-1)
Aen=t1Ls (11.2.3-2)
式中 σ——正應力；
f——支托材料的抗拉和抗壓強度設計值；
R——支座反力；
Aen——有效凈截面面積
t1——支托腹板最小厚度；
Ls——支托長度。
11.2.4 鋁合金面板和T形支托的受壓和受拉連接強度應進行驗算，必要時可按試驗確定。
條文說明11.2.4 T形支托和面板的連接強度受材料性質及連接構造等許多因素影響，目前尚無精確的計算理論，需根據試驗分別確定面板在受面外拉力和壓力作用下的連接強度。
11.3 穩 定
11.3.1 鋁合金面板中腹板的剪切屈曲應按下列公式
當h/t≤875/√f0.2 時 , τ≤τc r=320/(h/t)√f0.2
τ≤fv (11.3.1-1)
當h/t≤875/√f0.2 時, τ≤τc r=280000/(h/t)2 (11.3.1-2)
式中 τ——腹板平均剪應力（N/mm2）；
τc r——腹板的剪切屈曲臨界應力；
fv——抗剪強度設計值，應按表4.3.4取用；
f0.2——名義屈服強度，應按附錄表A-1、A-2取用；
h/t——腹板高厚比。
條文說明11.3.1 式（11.3.1-1）和（11.3.1-2）分別為腹板彈塑性和彈性剪切屈曲臨界應力設計值。
1 腹板彈性剪切屈曲應力。
根據彈性屈曲理論，腹板彈性剪切屈曲應力公式如下：
τc r=ηk sπ2E/12（1-υ2）×（h/t）2 （17）
式中 h/t——腹板的高厚比；
k s——四邊簡支板的屈曲系數，按如下取值：
當a/h＜1時， k s=4+5.34/（a/h）2 （18）
當a/h＞1時， k s=5.34+4/（a/h）2 （19）
當腹板無橫向加勁肋時，板的長寬比將是很大的，屈曲系數可取k s=5.34，代入公式（17）并考慮抗力分項系數γR=1.2，可得：
τc r=28000/（h/t）2 （20）
2 腹板塑性剪切屈曲應力。
根據結構穩定理論，彈塑性屈曲應力可按下式計算：
τc r/=（τpτc r）1/2 （21）
式中 τp——剪切比例極限，取0.8τy；
τy——取f0.2/31/2。
將式（17）代入式（21），同時取k s=5.34 ，并考慮抗力分項系數γR=1.2 ，可得：
τc r/≈320[f0.21/2/（h/t）] （21）
11.3.2 鋁合金面板支座處腹板的局部受壓承載力，應按下式驗算：
R/Rw≤1 (11.3.2-1)
Rw=αt2 (√f E)[0.5+(√(0.02l c/t)][2.4+(θ/90)2] (11.3.2-2)
式中 R——支座反力；
Rw——一塊腹板的局部受壓承載力設計值；
α——系數，中間支座取0.12;端部支座取0.06；
t——腹板厚度；
l c——支座處的支承長度，10mm＜l c＜200mm，端部支座可取10mm；
θ——腹板傾角(450≤θ≤900)；
f——鋁合金面板材料的抗壓強度設計值。
條文說明11.3.2 腹板局部承壓涉及因素較多，很難精確分析。RW的計算式（11.3.2）是取r=5t代入歐規公式得出的。
11.3.3 鋁合金面板T形支托的穩定性可簡化為等截面柱模型(圖11.3.3b)，簡化模型應按下式計算：
R/(φA) ≤f (11.3.3)
式中 R——支座反力；
φ ——軸心受壓構件的穩定系數，應根據構件的長細比、鋁合金材料的強度標準值f0。2按附錄B取用；
A——毛截面面積，A=Tls；
t——T形支托等效厚度，按（t1+ t2）/2取值；
t1——支托腹板最小厚度；
t2——支托腹板最大厚度。
11.3.4 計算鋁合金面板T形支托的穩定系數時，其計算長度應按下式計算：
L0=μH (11.3.4)
式中 μ——支托計算長度系數，可取1.0或由試驗確定；
L0——支托計算長度。
條文說明11.3.3、11.3.4 鋁合金面板T形支托的穩定性可按等截面模型進行簡化計算。支托端部受到板面的側向支撐，根據面板側向支撐情況，支托的計算長度系數μ的理論值范圍為0.7~2.0 。同濟大學進行的0.9mm厚、65mm高、400mm寬的鋁合金面板（圖11.1.1a）實驗中，量測了T形支托破壞時的支座反力值，表16為按本規范公式（11.3.3）計算得到的承載力標準值（取μ為1.0、f為f0.2 ）和試驗值�？紤]到實驗得到的支托破壞數據有限，而板厚板型對支托側向支撐的影響又比較復雜，本規范建議根據實驗確定計算長度值。
表16 T形支托承載力標準值和試驗值比較（KN）
|
|
承載力標準值
μ取1.0 |
試驗值
1 |
試驗值
2 |
試驗值
3 |
試驗值
4 |
試驗值
5 |
試驗值
6 |
|
承載力 |
6.38 |
6.585 |
5.813 |
6.154 |
6.341 |
5.15 |
5.29 |
|
狀態 |
- |
破壞 |
未破壞 |
未破壞 |
未破壞 |
未破壞 |
未破壞 |
11.4 組 合 作 用
11.4.1 鋁合金面板同時承受彎距M和支座反力R的截面，應滿足下列要求：
M/M u≤1
R/R w≤1 (11.4.1)
0.94(M/M u)2+( R/R w)2≤1
式中: M u——截面的彎曲承載力設計值，M u =W ef；
W e——有效截面模量，應按第5.4節規定計算；
R w——腹板的局部受壓承載力設計值，應按公式(11.3.2)計算。
條文說明11.4.1 支座反力處同時作用有彎矩的驗算相關公式取自歐規。
11.4.2 鋁合金面板同時承受彎距M和剪力V的截面，應滿足下列要求：
(M/M u)2+( V/V u)2≤1 (11.4.2)
式中 V u——腹板的抗剪承載力設計值，取(ht·sinθ)τc r和(ht·sinθ)fv中較小值, τc r應按公式(11.3.1)計算。
11.5 構 造 要 求
11.5.1 鋁合金屋面板和墻面板的厚度宜取0.6~3.0mm。鋁合金面板宜采用長尺寸板材，以減少板長方向的搭接。
條文說明11.5.1 鋁合金屋面板和墻面板的基本構造如圖20。
鋁合金擠壓板件的厚度一般為0.6—1.2mm，而非擠壓板件的厚度目前可以達到3.0mm。因此，本規范規定鋁合金屋面板和墻面板的厚度宜取0.6--3.0mm.。
為了避免出現焊接搭接，鋁合金面板應盡量通長布置。若面板確需焊接搭接，為了避免火災隱患，焊接部位下的墊塊應滿足一定耐火等級的要求。
鋁合金屋面板可通過自身的強度承受豎向荷載，也可通過屋面板下滿鋪的附加面支撐承受荷載。屋面板宜根據受力、防水、立面裝飾等方面的要求，采用不同的承載方式。對于擠壓成形的鋁合金屋面板，當波高較小、板寬較大時，為保證施工及使用階段的受力要求和屋面板的平整性，建議采用附加面支撐受力體系。
11.5.2 鋁合金面板長度方向的搭接端必須與檁條、支座、墻梁等支承構件有可靠的連接（圖11.5.2），搭接部位應設置防水堵頭，搭接處可采用焊接或泛水板，搭接部分長度方向中心宜與支承構件形心對齊，搭接長度α不宜小于下列限值：
波高不小于70mm的高波屋面鋁合金板：350mm；
波高小于70mm的屋面鋁合金板：屋面波度小于1/10時，取250mm； 屋面波度不小于1/10時，取200mm；墻面鋁合金板：120mm。
11.5.3 鋁合金屋面板側向可采用搭接、扣合或咬合等方式進行連接。當側向采用搭接式連接時，連接件宜采用帶有防水密封膠墊的自攻螺釘。宜搭接一波，特殊要求時可搭接兩波。搭接處應用連接件緊固，連接件應設置在波峰上。對于高波鋁合金板，連接件間距宜為700~800mm；對于低波鋁合金板，連接件間中宜為300~400m。采用扣合式或咬合式連接時，應在檁條上設置與鋁合金板波形板相配套的專門固定支座，固定支座和檁條用自攻螺釘或射釘連接，鋁合金板應擱置在固定支座上（圖11.5.3）。兩片鋁合金板的側邊應確保在風吸力等因素作用下的扣合或咬合連接可靠。
11.5.4 鋁合金墻面板之間的側向連接宜采用搭接連接，宜搭接一個波峰，板與板的連接件可設在波峰，亦可設在波谷。連接件宜采用帶有防水密封膠的自攻螺釘。
條文說明11.2.2~11.5.4 這些條文均是關于鋁合金屋面、墻面的構造要求規定。條文中增加了近年來在實際工程中采用的鋁合金板扣合式和咬合式連接方式，這兩種連接方法均隱藏在鋁合金板下面，可避免滲漏現象。對于使用自攻螺栓和射釘的連接，必須帶有較好的防水密封膠墊材料，以防連接處滲漏。
2. 直立鎖邊鋁合金面板
翼板寬 b=366mm
腹板高 27mm
板厚 0.9mm
最大壓應力作用于腹板自由邊
等效中間加勁肋高度 c1=23(19.5)mm
腹板 強硬化 非加勁肋板件（邊緣帶加勁肋）
受彎構件 ψ= -1 按（式5.2.5-6） k=0.425
k0=0.425 k/= k/ k0 =0.425/0.425=1 ε=（240/190）1/2=1.12 （表5.2.1-1）
按（5.2.6-4）η=1+0.1（c/t-1）2=1+0.1[23(19.5)/0.9-1]2=1+0.1×603(427)=61.3(43.7)
構件寬厚比b0/t=27/0.9=30＜有效最大寬厚比=5（240/190）1/2×（ηk/）1/2=5×1.12×[61.3(43.7)×1]1/2
=5×1.12×7.83(6.61)=43.8(37)，板件截面全部有效，即不要進行板件的有效厚度計算。
Ix=238746mm4
Wx1=238746/14=17053 mm3
Wx2=238746/51=4681 mm3
最大壓應力作用于腹板支承邊
等效中間加勁肋高度 c1=10.6mm
翼板 強硬化 加勁板件（中間帶加勁肋）：受彎構件 ψ= -1 k=8.2/（1+1.05）=4 （式5.2.5-1）
表5.2.1-1 k0=4 k/= k/ k0 =4/4=1 f0.2 =190N/mm2 ε=（240/190）1/2=1.12
按（5.2.6-4）η=1+4.5 [（c/t-1）2/（b/t）]=1+4.5[（10.6/0.9-1）2/（366/0.9）]=1+4.5×0.286=2.287
構件寬厚比b0/t =366/0.9=407＜有效最大寬厚比=17（240/190）1/2×（ηk/）1/2
=17×1.12×（2.287×1）1/2=17×1.12×1.512=28.8
要進行板件的有效厚度計算。
按（式5.2.6-1）
σcr=ηk0π2E/12（1-υ2）×（b/t）2
=2.287×4×π2×0.7×105/[12（1-0.32）×（366/0.9）2]=3.5N/mm2
按（式5.2.3-1）
λ=（f0.2/σcr）1/2=（190/3.5）1/2 =7.37
te/t=α1 ×1/λ-α2×0.22/λ2=0.9×1/7.37 -0.9×0.22/7.37 2=0.122-0.0036=0.1184＜1 OK
te =0.1184t=0.1184×0.9=0.11 mm
Ix=122159mm4
Wx1=122159/34=3593 mm3
Wx2=122159/31=3941 mm3
3. 例題
一直立鎖邊鋁合金屋面工程，用3004H16（H26）直立鎖邊鋁合金面板。
W0=0.4KN/m2 B類 H=36m μs1=+0.2 μs2=-2.2 μf=0.5×（Z/10）-0.16=0.4073
βg z=0.89（1+2μf）=0.89×（1+2×0.4073）=1.165
Wk1=1.165×1.506×0.2×0.4=0.14KN/m2
Wk2=1.165×1.506×-2.2×0.4=-1.54KN/m2
S0.=0.35 KN/m2
μr=1.0
Ss=1×0.35= 0.35KN/m2
活荷載 0.5 KN/m2
自重G線=0.6×0.0009×28 =0.015KN/m
自重G面=0.015/0.4=0.0375KN/m2
屋面與水平的夾角 4.25 0
校核屋面板強度、穩定。
解：
組合一 自重+ W2
自重化成背向屋面沿斜長分布 G線=0.015cos 4.25 0=0.015×0.99725=0.015KN/m
W2線=-1.54×0.4=-0.616 KN/m2
標準值 q1=1.0×0.015-1.0×0.616=-0.601 KN/m
設計值 q1=1.0×0.015-1.0×1.4×0.616=-0.8474 KN/m
組合二 自重+ W2+活 （活荷載大于雪荷載取活荷載）
自重化成沿斜長分布 G線=0.015cos 4.25 0=0.015×0.99725=0.015KN/m
W2線=-1.54×0.4=-0.616 KN/m
活荷載面荷載化成沿斜長分布 活面=0.5cos 4.25 0=0.5×0.99725=0.4986KN/m2
活荷載線荷載沿斜長分布 活線=0.4×0.4986=0.1995KN/m
自+活化成指向屋面沿斜長分布
標準值 q2-1=（1.0×0.015+1.0×0.1995）cos 4.25 0=0.214 KN/m
q 2-2=0.14×0.4 =0.056 KN/m
q2=0.056+0.214=0.27KN/m
設計值 q2-1=（1.2×0.015+1.4×0.1995）cos 4.25 0=0.296 KN/m
q 2-2=1.4×0.056 =0.0784KN/m
q2=0.296+0.0784=0.374KN/m
采用2×5=10m 五跨連續梁
m1=0.100
mb=0.119
Rb=1.128
Vb=0.62
f1=0.15635/24≈1/154≈2.5/384
背向屋面
M1=0.1×0.8474×22=0.3390 KN-m=339000N-mm
Mb=0.119×0.8474×22=0.4034KN-m=403400N-mm
σ1=339000/3593=94.46 N/mm2
σb=403400/17053=23.66N/mm2
第一跨跨中
Mu=3593×160=574880 N
M/ Mu=339000/547880=0.59＜1
B支座
Mu=17053×160=2728240 N
M/ Mu=403400/2728240 =0.15＜1
h/t=27/0.9=30＜875/（f0.2）=63.5
Rb=1.128×0.8474×2=1.912 KN
Rw=0.12×0.9×（1600×70000）1/2×[0.5+（0.02/0.9）1/2] ×（2.4+1）
=0.12×0.81×3347×1.635×3.4=1809 N
Rb / Rw 1912/1809=1.06＞1
0.94（M/ Mu）2-（Rb / Rw）2=0.94×0.152+1.062=1.15＞1
(1-0.94×0.152）1/2=0.99 需修改跨度
跨度控制最大值 0.99×1809=1791N
跨度采用1.85m Rb=1.128×0.8474×1.85=1.768 KN
Rb / Rw 1768/1809=0.977＜1 滿足要求，按1.85m修改跨度。
改為 1.85×5=9.25 五跨連續梁
m1=0.100
mb=0.119
Rb=1.128
Vb=0.62
f1=0.15635/24≈1/154≈2.5/384
M1=0.1×0.8474×1.852=0.290 KN-m=290000N-mm
Mb=0.119×0.8474×1.852=0345KN-m=345000N-mm
σ1=290000/3593=80.71 N/mm2
σb=345000/17053=20.23N/mm2
第一跨跨中
Mu=3593×160=574880 N
M/ Mu=290000/547880=0.53＜1
B支座
Mu=17053×160=2728240 N
M/ Mu=345000/2728240 =0.13＜1
h/t=27/0.9=30＜875/（f0.2）=63.5
Rb=1.128×0.8474×1.85=1.768 KN
Rw=0.12×0.9×（1600×70000）1/2×[0.5+（0.02/0.9）1/2] ×（2.4+1）
=0.12×0.81×3347×1.635×3.4=1809 N
Rb / Rw 1768/1809=0.98＜1
0.94（M/ Mu）2-（Rb / Rw）2=0.94×0.152+0.982=0.98＜1
Vb=0.62×0.8474×1.85=0.972 KN
A=27×0.9=24.3 mm2
τ=1786/24.3=76.32 N/mm2
τcr=320/30（190）1/2=147 N/mm2 fv=95 N/mm2
Vv=27×0.9×sin90×95=2309 N
Vb / Vv=972/2309=0.42＜1
（M/ Mu）2+（Vb / Vv）2=0.152+0.422=0.20＜1
指向屋面
M1=0.1×0.374×1.852=0.128 KN-m=128000N-mm
Mb=0.119×0.374×1.852=0.152 KN-m=152000N-mm
σ1=128000/17053=7.31 N/mm2
σb=152000/3593=42.30N/mm2
第一跨跨中
Mu=17053×160=2728480 N
M/ Mu=128000/2728480=0.05＜1
B支座
Mu=3593×160=574880 N
M/ Mu=152000/574880 =0.26＜1
h/t=27/0.9=30＜875/（f0.2）=63.5
τcr=320/30（190）1/2=147 fv=95
Rb=1.128×0.374×1.85=0.780 KN
Rw=0.12×0.9×（1600×70000）1/2×[0.5+（0.02/0.9）1/2] ×（2.04+1）
=0.12×0.81×3347×1.635×3.4=1809 N
Rb / Rw =780/1809=0.43＜1
0.94（M/ Mu）2 +（Rb / Rw）2=0.94×0.26 2+0.43 2=0.25＜1
Vb=0.62×0.374×1.85=0.429 KN
A=27×0.9=24.3 mm2
τ=780/24.3=33.33N/mm2
τcr=320/30（190）1/2=147 N/mm2 fv=95 N/mm2
Vv=27×0.9×sin90×95=2309 N
Vb / Vv=429/2309=0.19＜1
（M/ Mu）2+（Vb / Vv）2=0.262+0.192=0.10＜1