橫封裝置結構設計

❶ 地下室吊橫管的方法

地下室吊橫管的方法：支、吊架的間距按設計要求進行，每隔3m設支、吊架一個，風管垂直安裝時，間距不大於4m ，但每根立管的固定件不少於2個。

地下室吊橫管不保溫風管支、吊架間距應符合要求。地下室吊橫管保溫風管支、吊架間距托架與風管間鑲以墊木並不得損壞,所有閥門操作裝置均設開關指示牌,操作裝置露出保溫層30 mm～50 mm。

地下室吊橫管垂直運輸：

地下室吊橫管解決基坑內外的垂直運輸的效率問題，是多層地下室逆作法成功的關鍵之一。地下室土石方需要外運，鋼筋、模板、鋼構件等材料需要運進地下室。

為此，在出土口處安裝垂直運輸系統，在零米層用龍門吊吊掛特製的吊土桶，用於吊土外運。取下吊土桶後，可用吊鉤吊運鋼筋、模板、鋼構件入地下室。

地下室吊橫管出土口的位置根據場地和道路的實際情況及結構施工順序的需要來選擇。在首層梁板施工時在相應的位置預留出土口的孔洞。在預留孔洞的四周留出用於封閉孔洞的鋼筋，並在相應的位置預埋鐵件，便於安裝吊土提升架。工程結束前才能封閉出土口。

❷ 套管結構設計

鑽孔結構設計確定之後,需進行套管結構設計,其主要內容是套管的級配、上返水力計算、套管內外扶正與密封、套管座及尾管設置等。套管結構設計是安全鑽進的重要保障。

(一)套管的級配

深孔及特深孔鑽探一般設計4～6層套管。每層套管的內外徑規格及級配關系原則上應符合《地質岩心鑽探規程》所對應的口徑要求。目前我國地質岩心鑽探口徑系列及套管級配關系如表3-5所列。

表3-5 地質岩心鑽探鑽進口徑與套管級配推薦表

在實際施工中,根據地層的復雜程度,可將上部套管直徑加大,以增加套管預留層數。套管層間級配一般是上一層套管最小內徑要比下一層套管串最大外徑≥5mm。為了減少擴孔次數,上一級鑽進孔徑應滿足下一級套管下孔要求。若套管下入後需用水泥固井,套管外徑與孔壁環狀間隙應不小於20mm。套管內徑與鑽具之間的級配原則是環狀間隙不大於10mm(金剛石鑽進應在3～5mm之間),以保證鑽具回轉過程中的穩定性。

(二)鑽具與套管、孔壁環狀間隙水力計算

設計深孔套管結構時,要根據不同孔深條件下鑽具、套管及鑽孔的環狀間隙核算水力參數,以確定安全鑽進的最佳排量。

1.沖洗液流量計算

鑽進過程中,沖洗液流量應滿足攜帶岩粉、冷卻鑽頭的需要。根據鑽孔結構和鑽具級配參數,可按下式計算正循環所需流量:

深部岩心鑽探技術與管理

式中:v為沖洗液上返速度;D為鑽孔內徑;d為鑽桿外徑。

繩索取心系列口徑所需最小流量推薦值見表3-6。

表3-6 繩索取心系列口徑所需要的最小流量推薦值

注:表中流量推薦值以沖洗液上返流速分別為:清水1.5m/s,泥漿1m/s計算。

在實際施工中,由於上部套管內徑較大,鑽孔局部超徑、漏失等情況,實際流量要略大於計算值。採用孔底動力時,其流量必須滿足鑽具正常工作所需要求。

2.沖洗液循環阻力損失計算

鑽進過程中,當沖洗液流量一定時,循環阻力損失主要受循環通道總長度、鑽孔環狀間隙大小、鑽具形態、沖洗液密度和流變參數等影響。沖洗液循環阻力損失如公式(3-2)所示:

P=k(P₁+P₂+P₃+P₄)(3-2)

式中:P₁、P₂、P₃、P₄分別為流經鑽桿、環狀間隙、地面管路、孔底鑽具時的阻力損失,k值一般取1.1～1.4。當孔深增加到一定深度後,P₁和P₂佔了總阻力損失的絕大部分。

鑽桿內沖洗液循環阻力損失可由公式(3-3)計算:

深部岩心鑽探技術與管理

式中:P₁為循環壓力降;ρ為沖洗液密度;v為沖洗液上返速度;η_e為沖洗液塑性黏度;d為鑽桿內徑。

鑽孔環空間隙中循環壓力降可由公式(3-4)計算:

深部岩心鑽探技術與管理

式中:P₂為循環壓力降;l為鑽孔深度;v為上返速度;η_e為沖洗液塑性黏度;D為鑽孔內徑;d為鑽桿外徑。

實際施工中影響壓力損失因素較多,公式的理論計算值有一定誤差。在安徽廬樅科學鑽探現場,孔深3000m的N系列口徑鑽孔,採用無固相沖洗液鑽進的循環阻力損失達8MPa左右。可通過加大鑽頭外徑(增加鑽孔環狀間隙)、降低泥漿黏度等措施來降低沖洗液循環阻力損失。

(三)內套管及活動套管設置

套管與鑽孔孔壁接觸,以護壁為主要目的稱之為外套管。外套管內下入的套管稱之為內套管,分為固定式和活動式內套管。固定式內套管一部分置於套管內,其餘則延伸至地層中,以分層護壁為目的,一般在終孔前不從鑽孔中提出。活動式內套管主要解決套管與鑽具合理級配和預留口徑問題。

金剛石鑽探的鑽孔內活動套管設置如圖3-5所示。

圖3-5 金剛石鑽探鑽孔內活動套管設置示意圖

深孔鑽探設計套管串時須預留若干口徑,所以多採用下活動式內套管的方法。根據現場鑽進口徑條件可下入多層或單層活動式內套管。多層活動套管具有穩定性好、減少對外套管敲擊、保護外套管等優點,但費用增大,提拔內套管很麻煩,處理層間內套管夾卡事故難度大。單層活動套管可節約套管費用,降低提拔內套管的風險,但內外套管環狀間隙較大,穩定性差,對外套管有一定的敲擊作用。活動套管下入的次數及規格視鑽進口徑而定。在實際施工中,一般選擇單層活動式內套管,以扶正措施解決內套管穩定性問題。

鑽探過程中,若遇到其他措施無法護壁必須下套管的復雜地層,可提出活動套管再擴孔下入下一級套管。

(四)套管固定密封與扶正設計

1.套管固定與密封

深部鑽探往往孔內下有多層套管,如套管層間不用水泥固管,就存在套管密封問題。套管密封目的是防止復雜地層孔壁沉渣流入孔內,同時防止鑽屑進入內外套管間隙造成套管卡夾事故。套管的密封主要集中在地表套管口和孔內套管底兩大部位。

一般孔口套管(亦稱導向管)是焊接在一塊鋼板上並用水泥固牢,作為各層套管的承托。其他各層套管口與法蘭盤連接固定,各法蘭盤間設置橡膠密封圈(或膠皮墊)作為管口密封(圖3-6)。鑽進含油氣地層時,孔口套管需安裝防噴套管頭。

圖3-6 孔口套管密封裝置示意圖

1—防護套;2—法蘭盤;3—固定螺栓;4—固定銷;5—密封墊;6—承托鋼板;7—水泥底座;8—套管

套管底部密封常採用特殊設計的套管靴(套管座),套管靴上部連接套管,下部坐落在岩層上,活動套管一般承托在外套管靴上,固定式內套管也常帶套管靴,坐落在延伸的下段岩層上。套管底部的固定與密封裝置如圖3-7所示。

圖3-7 套管底部固定與密封裝置示意圖

(a)外套管靴;(b)活動套管座

套管底部應坐在較完整的硬岩層上,並以斜面錐度作為密封面。施工時,先用小一級口徑鑽5～10m深的引導孔(亦可作沉渣孔),再用錐形鑽頭修0.5m深的錐形面,以便外套管靴能吻合坐入。岩石較軟或破碎時,需將外套管靴用水泥固定,透孔後再下入內套管。

套管串下孔時,絲扣部位應採用環氧樹脂或厭氧膠粘接以增強密封性及連接強度,防止套管脫扣。

2.套管扶正器設計

為了使孔內套管居中,增加其穩定性和剛性,需要在套管柱上安裝扶正器。對固孔套管的扶正器而言,除了上述作用外,還有助於克服水泥漿竄槽,減少套管壓差卡鑽危險,提高水泥固井質量,減少套管與孔壁的摩擦阻力。

套管扶正器主要類型有:彈性扶正器、剛性扶正器、半剛性扶正器等,如圖3-8所示。應根據孔深、孔斜、套管外環間隙等參數來選擇套管扶正器。要求扶正器的過水斷面大,彈性好,強度高,與孔壁接觸面積小,並具有上下活動及轉動性能。固孔用套管扶正器一般選擇彈性扶正器,對於孔斜角較大的鑽孔採用半剛性扶正器;地層復雜孔段盡量選用螺旋形扶正器。

圖3-8 常用扶正器類型

彈性扶正器:(a)弓形;(b)螺旋形;(c)雙弓形;(d)半剛性;剛性扶正器:(e)直形;(f)螺旋形;(g)、(h)扶正圈

活動套管的扶正器與固孔套管扶正器作用有所不同,它沒有水泥環固結支撐(根據工程需要可提出孔外),因此,不僅要求扶正器對套管柱有很好的扶正穩定作用,而且要有良好的抗震和減震作用。

施工中一般在承壓套管段選擇剛性扶正器,受拉套管段選用半剛性扶正器。因小口徑金剛石鑽探的鑽孔與套管、套管與套管之間環空很小,無法使用標準的扶正器產品。小口徑鑽探的經驗表明,採用金屬扶正器一旦在孔內或活動套管環空中斷裂,便會造成很難處理的事故。我們曾用在套管上焊接金屬材料的剛性扶正器,一般鑽進2～3天即發生套管折斷事故,導致無法正常鑽進。針對這一問題,安徽省地礦局313地質隊探礦工程技術研究所設計了一種彈塑性套管扶正器(圖3-9)。這種扶正器用尼龍棒車制而成(也可壓膜成型),兼有彈性和剛性,對套管有良好的抗震、減震作用。由於它不是金屬材料,一旦發生套管事故也很容易處理。該扶正器先後在霍邱周集鐵礦區深部鑽探研究ZK1725試驗孔、汶川地震斷裂帶科學鑽探 WFSD-3孔、國家深部鑽探項目贛州於都3000m科學鑽探NLSD-1孔和安徽廬樅3000m科學鑽探LZSD-1孔中使用,沒有發生折斷、卡夾等套管事故,活動套管起拔自如,應用效果很好。

圖3-9 彈塑性套管扶正器

套管扶正器的安裝間距也影響著套管柱的穩定性,可參考石油天然氣行業SY/T5334—1996標准進行估算。金剛石地質岩心鑽探所用套管壁較薄,變形量較大,目前還沒有建立這方面的標准,只能憑經驗確定套管扶正器間距:外套管(固孔套管)30～40m,活動套管6～9m。基岩段套管與孔壁環狀間隙小於30mm固孔時,一般可不設扶正器。

(五)套管引鞋、旋流短節與浮力裝置

1.引鞋

引鞋是裝在套管柱底部的圓錐形帶循環孔的短節,其作用是引導套管入井,防止套管底部插入井壁或刮擠井壁泥餅,並使套管底座居中。套管引鞋一般用鋁、生鐵、水泥或硬質木料製成,如圖3 10所示。

圖3-10 引鞋結構示意圖

2.旋流短節

旋流短節是接在套管鞋上的一段帶有左螺旋排孔的短節(圖3-11),一般有8～9個出口方向傾斜向上的孔,孔徑25～30mm。其作用是使水泥漿旋流上返,有利於將沖洗液替走,以保證套管鞋附近的注水泥質量。

圖3-11 旋流短節結構示意圖

3.套管浮力裝置

套管浮力裝置有浮鞋和浮箍兩種形式。在引鞋中裝置一個回壓閥就成為浮鞋,如圖3-12所示。浮箍內部結構與浮鞋基本相同,但沒有引導套管下入的圓形凸頭(圖3-13)。浮鞋與浮箍的主要作用是:阻止沖洗液進入套管並產生浮力減輕升降系統、鑽塔及套管連接處的負荷;注水泥結束後阻止水泥漿迴流,防止水泥塞上移,保證水泥返高。浮箍上部的球座擋板即為注水泥時膠塞下行的承托環(也稱阻流環),下套管時將浮箍裝在水泥塞預定位置,在替沖洗液過程中,當膠塞被推到承托環時即遇阻碰壓,這時應立即停泵。

圖3-12 浮鞋結構圖

圖3-13 浮箍結構圖

浮鞋一般用水泥和鋁材料製成,浮箍一般用生鐵或鋁材料製成。在特殊情況下,浮鞋與浮箍也可同時使用,以保證浮箍不損壞,起到雙保險作用,有時為了三保險還加兩個浮箍,以滿足水泥返高等要求。

地質岩心鑽探多採用較為簡易的回壓凡爾浮箍形式(圖3-14),浮箍用生鐵製成,其螺紋與套管下部內加厚接箍連接,浮球用膠木或尼龍製成。這種形式結構簡單,加工方便成本低。

圖3-14 簡易回壓凡爾式浮箍

(六)尾管設計

尾管是指與主套管(或上層套管)底部相連而口徑小1～2級的套管。設置尾管可節約管材(無需從孔底下至孔口),減輕套管重量。

尾管懸掛裝置是下尾管的關鍵器具,它藉助液壓力或機械力使尾管牢固地連接在上一層套管上,達到護壁和固孔目的。尾管懸掛技術在油氣鑽井中應用較為廣泛,目前主要有封隔式、旋轉式、機械式、液壓式、膨脹式等尾管懸掛器,如圖3-15所示。

在地質岩心鑽探中,由於孔徑較小,套管間的環狀間隙小,尾管懸掛裝置橫向尺寸受到限制,給懸掛裝置設計帶來難度。近年來,為了適應深部鑽探的需要,部分地勘單位也進行了小口徑尾管懸掛技術的嘗試與研究。安徽省地礦局313地質隊探礦工程技術研究所設計的小口徑簡易尾管懸掛裝置在使用中取得了良好的效果。小直徑尾管懸掛裝置結構如圖3-16所示。小口徑尾管懸掛裝置主要設計尺寸見表3-7。

圖3-15 典型尾管懸掛器

(a)卡瓦封隔式;(b)旋轉式;(c)機械式;(d)液壓式;(e)膨脹式

圖3-16 小直徑尾管懸掛裝置

(a)懸掛座;(b)反脫接頭

表3-7 小口徑尾管懸掛裝置主要設計尺寸

小口徑尾管懸掛裝置工作原理示於圖3-17,該裝置利用上層套管座內錐面和尾管懸掛座外錐面相吻合的機構,實現在重力作用下的嵌入自卡來懸掛尾管。為了增加懸掛錐面間的摩擦阻力,在尾管懸掛裝置下到位後,從鑽桿內投入分水鋼球,並投放1kg左右細顆粒(Ф0.5～Ф1.0mm)鋼砂或石英砂,用泵將石英砂通過分水口送至上層套管座和尾管懸掛座間隙中。然後正向回轉鑽桿將反脫接頭回扣提出孔口,尾管便安裝結束。若尾管安裝後需要水泥固井,應提前在尾管下端鑽3～4個直徑15mm的返漿孔(為保證尾管強度不要在同一橫截面鑽孔)。注水泥漿時,將鑽桿下入尾管底部進行注漿固孔。

圖3-17 小直徑尾管懸掛裝置工作原理示意圖

❸ 橫流式冷卻塔與逆流冷卻塔區別是什麼

橫流式冷卻塔與逆流冷卻塔區別是結構形式不同、尺寸不同、淋水密度不同、填料高度不同、設計的靈活性不同。

1、塔體高度

逆流式冷卻塔因進風口高度和收水器水平布置等因素，逆流塔總高度較高，體積較大。橫流式冷卻塔因填料高度接近塔高，收水器不佔高度，故橫流塔總高度低，體積小。

2、布水系統

逆流塔採用噴嘴布水，對壓頭要求較高，噴嘴易堵塞。橫流塔採用重力自然落下的布水系統，散水孔不易堵塞，而且布水均勻，最大限度地提高了填料性能。

3、檢修不同

逆流塔整個塔體為封閉結構，設備檢修或進行日常維護時，要停機。橫流塔體設有檢修門，塔內部留有檢修空間，可以在不停機的情況下對設備進行檢修和日常維護。

4、風阻不同

橫流塔的填料高度理論上可以做無限高，而逆流塔的填料高度有限。橫流塔比逆流塔低，進風口高即為填料高，故進風風速低，電機耗功少。

5、噪音不同

逆流塔填料與下部水槽間有較大距離，水從填料落下後，產生嘩嘩落水聲，噪音大。橫流塔填料下部小部分沒入水中，這樣水流經填料表面後，直接落入下部水槽，噪音很低。

逆流式冷卻塔的優點：

1、整套設備設計簡單，配水系統通暢，整個配水過程不需要特別要求，並且不易堵塞。採用了淋水填料，防止老化和濕氣迴流。在溫度比較低的地方，容易採取抗凍措施。並且可以設計多台冷卻塔同時使用。

2、整套設備操作比較簡單。整套設備生產成本可以控制，通常會在一些大型的冷卻循環水中使用。

以上內容參考網路—橫流式冷卻塔網路—逆流式冷卻塔

❹ 方向盤很重，為什麼

就這么設計的，避免在坑窪路段高速行駛時車輛失控，帕傑羅設計的就是為拉力賽而生的，你可以找個連續坑窪路段開著體驗一下，速度慢了顛得很，速度快了非常穩

❺ 脹縫、縮縫、伸縮縫有什麼區別和聯系

伸縮縫包括脹縫和縮縫。脹縫就是伸縫。

伸縫與縮縫的區別

伸縫：防止混凝土墊層在氣溫升高時在縮縫邊緣產生擠碎或拱起而設臵的伸脹縫。

縮縫：防止混凝土墊層在氣溫降低時產生不規則裂縫而設臵的收縮縫。

混凝土場地由於氣候溫度和濕度的變化，會使板體產生膨脹和收縮，因此需要在場地砼面上沿縱向和橫向隔適當距離設伸縫與縮縫。

伸縫又稱脹縫是防止水泥混凝土墊層在氣溫升高時在縮縫邊緣產生擠碎或拱起而設置的伸脹縫，需要用石棉和瀝青填充。

路面伸縫是施工時予留的空間縫隙，當混凝土受熱膨脹時佔領空餘位置而不在內部產生壓應力。施工時在伸縫位置混凝土板頂部放置壓縫板條。混凝土凝固後，伸縫的壓縫板及時拔出，然後灌入填縫料。

橫向、縱向伸縫每隔10m設置一道，縫寬15~25mm，伸縫板選用瀝青預制板製成，其埋入混凝土面的深度不小於砼面厚度的2/3（從底面算起），並在上部填入瀝青瑪帝脂。

縮縫（假縫）是在整體路面切割一條縫，當混凝土受冷收縮時拉開切割的縫隙而不在內部產生拉應力。為了防止地面不正常開裂縫系，使水泥混凝土板在收縮時不致產生不規則的裂縫。用路面鋸縫機所鋸的縫當然是縮縫了。

路面縮縫施工時採用切縫法。即在混凝土達到設計強度的50～70%時，用切縫機切割成縫，縫寬3～5mm.每隔4m設置一道，縫寬5~8mm，縮縫中嵌入混凝土面的深度不小於砼面厚度的1/3（從頂面算起）。在混凝土強度達到10Mpa左右用混凝土切縫機切割縮縫。

縮縫和伸縫的間距如設計無要求，應符合下列規定：

一、縱向縮縫的間距，一般為3～6米，施工氣溫較高時宜採用3米；

二、橫向縮縫的間距一般為6～12米，室外地面或高溫季節施工時宜採用6米；

三、伸縫的間距一般為30米。

(5)橫封裝置結構設計擴展閱讀：

設計要點

合理選定恰當伸縮量的縫隙極為重要，縫隙越大伸縮裝置越容易遭破壞。採用的縫隙過大或過小，以及沒有考慮安裝時的溫度而調整間隙。特別是針對板式橡膠伸縮裝置，易造成破壞。即使是連續橋面，在面層鋪裝上往往也會出現裂紋。

因此，要採取預先切割橋面，設置接縫，或用較軟的鋪裝層來吸收裂縫，或者安設小型的伸縮裝置來解決。在較大縱坡的情況下，如不設置考慮適應豎直變位的構造，也容易產生缺陷，引起破壞。伸縮裝置沿橋面縱向，即使伸縮量小，也存在撓度差大的問題，因此，在伸縮裝置構造上要給予重視。

伸縮裝置與梁體結合成等強的整體無疑是提高其使用效能的重要手段。除模數式伸縮裝置之外的其他類型的橋梁伸縮裝置，與橋面板的固定、結合往往不夠充分，效果不甚理想，一般構造尺寸較小、剛度不足，而且對新材料的特徵、配合等研究不夠深入，所以在選型時應作充分的比較研究。

為防止因雨水而起的漏水現象，雖然在一些鋼制伸縮縫裝置中，對配合部位採取插入密封橡膠或將排水裝置或鋪裝層面層作為容易清掃的型式，或在整個縫隙中灌注填入防水材料的實用型式。對與橋面的雨水，一般應在伸縮裝置附近設集中排水口；對不在日常養護作多次塗漆的構件上，設計上應採用優質耐久的防護材料作有效的處理。

參考資料來源：網路 伸縮縫

❻ 鋁合金門窗工程技術規范之5結構設計

5結構設計

5.1一般規定

5.1.1鋁合金門窗為建築物外圍結構的重要組成部分，一般情況下屬於易於替換的結構構件，承受自重以及直接作用於其上的風荷載、地震作用和溫度作用等，不分擔主體結構承受的各種荷載和作用。

5.1.2鋁合金門窗是建築外圍護結構的組成部分，除必須具備足夠的剛度和承載能力外，鋁合金門窗自身結構、鋁合金門窗與建築洞口連接之間，須有一定的變形能力，以適應主體結構的變位。當主體結構在外荷載作用下產生的變形時，不應使門窗構件產生過大的內力和不能承受的變形。

5.1.4鋁合金門窗的面板玻璃為脆性材料，為了不致由於門窗受力後產生過大撓度導致玻璃破損，同時也避免因桿件變形過大而影響門窗的使用性能——開關困難、水密性能、氣密性能降低或玻璃發生嚴重畸變等，故對鋁合金門窗受力桿件，需同時驗算其撓度和承載力。

鋁合金門窗連接件根據不同受荷情況，需進行抗拉(壓)、抗剪和抗承壓強度驗算。

根據《建築結構可靠度設計統一標准》GB50068規定，對於承載能力極限狀態，應採用下列設計表達式進行設計：

γ0S≤R(2)

式中：R——結構構件抗力的設計值;

S——荷載效應組合的設計值;

γ0——結構重要性系數。

門窗構件的結構重要性系數(γ0)，與門窗的設計使用年限和安全等級有關。考慮門窗為重要的持久性非結構構件，因此，門窗的安全等級一般可定為二級或三級，其結構重要性系數(γ0)可取1.0。因此，本規范設計表達式簡化表示為S≤R，本承載力設計表達式具有通用意義，作用效應設計值S可以是內力或應力，抗力設計值R可以是構件的承載力設計值或材料強度設計值。

鋁合金門窗玻璃的設計計算方法按現行行業標准《建築玻璃應用技術規程》JGJ113的規定執行。按此計算方法，門窗玻璃的安全系數K=2.50，此時對應的玻璃失效概率為1‰。

5.1.5鋁合金門窗構件在實際使用中，將承受自重以及直接作用於其上的風荷載、地震作用、溫度作用等。在其所承受的這些荷載和作用中，風荷載時主要的作用，其數值可達(1.0～5.0)kN/㎡。地震荷載方面，根據《建築抗震設計規范》GB50011規定，非結構構件的地震作用只考慮由自身重力產生的水平方向地震作用和支座間相對位移產生的附加作用，採用等效側力方法計算。因為門窗自重較輕，即使按最大地震作用系數考慮，門窗的水平地震荷載在各種常用玻璃配置情況下的水平方向地震作用力一般處於(0.04～0.4)kN/㎡的范圍內，其相應的組合效應值僅為0.26kN/㎡，遠小於風壓值。溫度作用方面，對於溫度變化引起的門窗桿件和玻璃的熱脹冷縮，在構造上可以採用相應措施有效解決，避免因門窗構件間擠壓產生溫度應力造成門窗構件破壞，如門窗框、扇連接裝配間隙，玻璃鑲嵌預留間隙(本規范第5章第5.3.2條已規定)等。同時，多年的工程設計計算經驗也表明，在正常的使用環境下，由玻璃中央部分與邊緣部分存在溫度差而產生的溫度應力亦不致使玻璃發生破損。因此，本規范規定進行鋁合金門窗結構設計時僅計算主要作用效應重力荷載和風荷載，地震作用和溫度作用效應不作計算，僅要求在設計構造上採取相應措施避免因地震作用和溫度作用效應引起門窗構件破壞。

進行鋁合金門窗構件的承載力計算時，當重力荷載對鋁合金門窗構件的承載能力不利時，重力荷載和風荷載作用的分項系數(γG、γW)應分別取1.2和1.4;當重力荷載對鋁合金門窗構件的承載能力有利時(γG、γW)應分別取1.2和1.4。

5.1.7鋁合金門窗年溫度變化△T應按實際情況確定，當不能取得實際數據時應取80℃。

5.2材料力學性能

5.2.1鋁合金型材和抗拉、壓強度設計值是根據材料的強度標准值除以材料性能分項系數取得的，本規范按《鋁合金結構設計規范》GB50429規定材料性能分項系數(γf)取1.2，所以，相應的鋁合金型材抗拉、壓強度設計值為：

鋁合金型材強度標准(fak)一般取鋁合金型材的規定非比例延伸強度Rρ0.2，Rρ0.2可按現行國家標准《鋁合金建築型材》GB5237的規定取用。為便於設計應用，將上式計算得到的數值取5的整數倍，表5.2.1中的鋁合金抗拉、壓強度設計值即為按照這一要求計算得出的。

因風荷載分項系數γW=1.4，材料性能分項系數γf=1.2，本規范鋁合金型材總安全系數為K=γWγf=1.68。

5.2.2鋁合金門窗中鋼材主要用於連接件(如連接鋼板、螺栓等)，其計算和設計要求應按現行國家標准《鋼結構設計規范》GB50017的規定進行。其常用鋼材的強度設計值亦按現行國家標准《鋼結構設計規范》GB50017的規定採用。

5.2.4在鋁合金門窗的實際使用中，失效概率最大的即為門窗五金件、連接構件其承載力須滿足其產品標準的要求，對尚無產品標準的受力五金件、連接件須提供由專業檢測機構出去的產品承載力的檢測報告。

鋁合金門窗五金件、連接構件主要用於門窗窗扇與窗框的連接、鎖固和門窗的連接，一旦出現失效，將影響窗扇的正常啟閉，甚至導致窗扇的墜落，宜具有較高的安全度。根據目前國內工程的經驗，一般情況下，門窗五金件、連接構件的總安全系數可取2.0，故抗力分項系數γR(或材料性能分項系數γf)可取為1.4.所以，當門窗五金件產品標准或檢測報告提供了產品承載力標准值(產品正常使用極限狀態對應的承載力)時，其承載力設計值可按承載力標准值除以相應的抗力分項系數γR(或材料性能分項系數γf)1.4確定。特殊情況下課按總安全系數不小於2.0的原則通過分析確定相應的承載力設計值。

5.2.5為方便使用，本規范在附錄A中收錄了門窗常用緊固件和焊縫的強度設計值或承載力設計值。本規范計算門窗常用緊固件材料強度設計值時所取的抗力分項系數γR(或材料性能分項系數γf)分別為：

1不銹鋼螺栓、螺釘：總安全系數K=3，抗拉：γf=2.15;抗剪：γR=2.857;

2抽芯鉚釘：總安全系數K=1.8，γR=1.286;

3焊縫材料強度設計值按現行國家標准《鋼結構設計規范》GB50017的規定採用。

5.4鋁合金門窗主要受力桿件計算

5.4.1對於鋁合金門窗桿件這類細長構件來說，受荷後起控製作用的旺旺是桿件的撓度，因此進行門窗工程計算時，可先按門窗桿件撓度計算選取合適的桿件，然後進行桿件強度的復核。門窗中橫框型材受力形式是雙彎桿件，當門窗垂直安裝時，中橫框型材水平方向承受風荷載作用力，垂直方向承受玻璃的重力。為使中橫框型材下面框架內的玻璃鑲嵌安裝和使用不受影響，本規范要求驗算在承受重力荷載作用下中橫框型材平行於玻璃平面方向的撓度值。

5.4.2門窗型材細長桿件受彎後其最大彎曲正應力遠大於最大彎曲剪應力，所以在對門窗桿件進行強度復核時可僅進行最大彎曲正應力的驗算。同時，因鋁合金門窗自重較輕，其在豎框桿件中產生的軸力通常情況下都很小，可忽略不計。

在進行受理桿件截面抗彎承載力驗算時，鋁型材的抗彎強度設計值(f)可按本規范5.2.1條的規定採用(fa);當鋁型材中加有鋼芯時，其鋼芯的抗彎強度設計值f可按本規范5.2.2條的規定採用(fb)

按《鋁合金結構設計規范》GB50429規定，鋁合金型材截麵塑性發展系數(γ)，當採用強硬化(T4、T5狀態)型材時取1.00;當採用弱硬化(T6狀態)型材時根據不同的截面形狀分別可取1.00或1.05，而對於鋁合金門窗常用截面形狀，大部分都取γ=1.00。為方便實際計算應用，本規范規定在進行鋁合金門窗受力桿件截面抗彎承載力驗算時統一取γ=1.00。

5.4.3鋁合金門窗框、扇主要受力桿件的力學模型，應根據門窗的立面分格情況、開啟形式、框扇連接鎖固方式等，按照《建築結構靜力學計算手冊》計算方法，分別簡化為承受各類分布荷載或集中荷載的簡支梁和懸臂梁等來進行計算。為方便使用，本規范在附錄B中，規定了門窗桿件撓度、彎矩的簡化計算方法，可參照執行。

5.5連接設計

5.5.1鋁合金門窗構件的端部連接節點、窗扇連接鉸鏈、合頁和鎖緊裝置等門窗五金件和連接件的連接點，在門窗結構受力體系體系中相當於受力桿件簡支梁和懸臂梁的支座，應有足夠的連接強度和承載力，以保證門窗結構體系的受力和傳力。在我國多年的鋁合金門窗實際工程經驗中，實際使用中損壞和在風壓作用下發生的損毀，很多情況都是由於五金件和連接體本身承載力不足或鏈接螺釘、鉚釘拉脫而導致鏈接失效而引起。因此，在鋁合金門窗工程設計中，應高度注意門窗五金件和連接件承受力校核和連接可靠性設計，應按荷載和作用的分布和傳遞，正確設計、計算門窗連接節點，根據連接形式和承載情況，進行五金件、連接件及緊固件的抗拉(壓)、抗剪切和抗擠壓等強度校核計算。

5.5.2在進行鋁合金門窗五金件和連接件強度計算時，根據不同連接件情況，可分別採用應力表達式：σ≤f或承載力表達式：S≤R進行計算。

通常情況下，進行連接件強度計算時，一般可採用應力表達式進行計算;而門窗五金件產品標准或產品檢測報告所提供的一般為產品承載力，在此情況下，採用承載力表達式進行計算將較為直觀、簡單。

5.5.8不同金屬相互接觸處，容易產生雙金屬腐蝕，所以要求設置絕緣墊片或採取其他防腐措施。在正常條件下，鋁合金與不銹鋼材料接觸不易發生雙金屬腐蝕，一般可不設置絕緣墊片。

5.5.9連接螺栓、螺釘或鉚釘的中心距和中心至構件邊緣的距離，應按《鋁合金結構設計規范》GB50429規定執行，同時應滿足構件受剪面進行驗算。同事，當螺釘直接通過型材孔壁螺紋受力連接時，應驗算螺紋承載力。必要時，應採取相應的補強措施，如採用加襯板等，或改變連接方式。

5.6隱框窗硅酮結構密封膠設計

5.6.1硅酮結構密封膠在施工前，應進行與玻璃、型材的剝離試驗，以及相接觸的有機材料的相容性試驗，合格後方能使用。如果硅酮結構密封與接觸材料不相容，會導致結構膠粘結力下降或喪失。

5.6.2硅酮結構密封膠的粘結寬度、厚度的設計計算，《玻璃幕牆工程技術規范》JGJ102均作了詳細規定。在進行隱框窗結構膠粘接寬度、厚度的設計計算時，應考慮風荷載效應和玻璃自重效應，按照非抗震設計計算公式進行設計計算。