横封装置结构设计

❶ 地下室吊横管的方法

地下室吊横管的方法：支、吊架的间距按设计要求进行，每隔3m设支、吊架一个，风管垂直安装时，间距不大于4m ，但每根立管的固定件不少于2个。

地下室吊横管不保温风管支、吊架间距应符合要求。地下室吊横管保温风管支、吊架间距托架与风管间镶以垫木并不得损坏,所有阀门操作装置均设开关指示牌,操作装置露出保温层30 mm～50 mm。

地下室吊横管垂直运输：

地下室吊横管解决基坑内外的垂直运输的效率问题，是多层地下室逆作法成功的关键之一。地下室土石方需要外运，钢筋、模板、钢构件等材料需要运进地下室。

为此，在出土口处安装垂直运输系统，在零米层用龙门吊吊挂特制的吊土桶，用于吊土外运。取下吊土桶后，可用吊钩吊运钢筋、模板、钢构件入地下室。

地下室吊横管出土口的位置根据场地和道路的实际情况及结构施工顺序的需要来选择。在首层梁板施工时在相应的位置预留出土口的孔洞。在预留孔洞的四周留出用于封闭孔洞的钢筋，并在相应的位置预埋铁件，便于安装吊土提升架。工程结束前才能封闭出土口。

❷ 套管结构设计

钻孔结构设计确定之后,需进行套管结构设计,其主要内容是套管的级配、上返水力计算、套管内外扶正与密封、套管座及尾管设置等。套管结构设计是安全钻进的重要保障。

(一)套管的级配

深孔及特深孔钻探一般设计4～6层套管。每层套管的内外径规格及级配关系原则上应符合《地质岩心钻探规程》所对应的口径要求。目前我国地质岩心钻探口径系列及套管级配关系如表3-5所列。

表3-5 地质岩心钻探钻进口径与套管级配推荐表

在实际施工中,根据地层的复杂程度,可将上部套管直径加大,以增加套管预留层数。套管层间级配一般是上一层套管最小内径要比下一层套管串最大外径≥5mm。为了减少扩孔次数,上一级钻进孔径应满足下一级套管下孔要求。若套管下入后需用水泥固井,套管外径与孔壁环状间隙应不小于20mm。套管内径与钻具之间的级配原则是环状间隙不大于10mm(金刚石钻进应在3～5mm之间),以保证钻具回转过程中的稳定性。

(二)钻具与套管、孔壁环状间隙水力计算

设计深孔套管结构时,要根据不同孔深条件下钻具、套管及钻孔的环状间隙核算水力参数,以确定安全钻进的最佳排量。

1.冲洗液流量计算

钻进过程中,冲洗液流量应满足携带岩粉、冷却钻头的需要。根据钻孔结构和钻具级配参数,可按下式计算正循环所需流量:

深部岩心钻探技术与管理

式中:v为冲洗液上返速度;D为钻孔内径;d为钻杆外径。

绳索取心系列口径所需最小流量推荐值见表3-6。

表3-6 绳索取心系列口径所需要的最小流量推荐值

注:表中流量推荐值以冲洗液上返流速分别为:清水1.5m/s,泥浆1m/s计算。

在实际施工中,由于上部套管内径较大,钻孔局部超径、漏失等情况,实际流量要略大于计算值。采用孔底动力时,其流量必须满足钻具正常工作所需要求。

2.冲洗液循环阻力损失计算

钻进过程中,当冲洗液流量一定时,循环阻力损失主要受循环通道总长度、钻孔环状间隙大小、钻具形态、冲洗液密度和流变参数等影响。冲洗液循环阻力损失如公式(3-2)所示:

P=k(P₁+P₂+P₃+P₄)(3-2)

式中:P₁、P₂、P₃、P₄分别为流经钻杆、环状间隙、地面管路、孔底钻具时的阻力损失,k值一般取1.1～1.4。当孔深增加到一定深度后,P₁和P₂占了总阻力损失的绝大部分。

钻杆内冲洗液循环阻力损失可由公式(3-3)计算:

深部岩心钻探技术与管理

式中:P₁为循环压力降;ρ为冲洗液密度;v为冲洗液上返速度;η_e为冲洗液塑性黏度;d为钻杆内径。

钻孔环空间隙中循环压力降可由公式(3-4)计算:

深部岩心钻探技术与管理

式中:P₂为循环压力降;l为钻孔深度;v为上返速度;η_e为冲洗液塑性黏度;D为钻孔内径;d为钻杆外径。

实际施工中影响压力损失因素较多,公式的理论计算值有一定误差。在安徽庐枞科学钻探现场,孔深3000m的N系列口径钻孔,采用无固相冲洗液钻进的循环阻力损失达8MPa左右。可通过加大钻头外径(增加钻孔环状间隙)、降低泥浆黏度等措施来降低冲洗液循环阻力损失。

(三)内套管及活动套管设置

套管与钻孔孔壁接触,以护壁为主要目的称之为外套管。外套管内下入的套管称之为内套管,分为固定式和活动式内套管。固定式内套管一部分置于套管内,其余则延伸至地层中,以分层护壁为目的,一般在终孔前不从钻孔中提出。活动式内套管主要解决套管与钻具合理级配和预留口径问题。

金刚石钻探的钻孔内活动套管设置如图3-5所示。

图3-5 金刚石钻探钻孔内活动套管设置示意图

深孔钻探设计套管串时须预留若干口径,所以多采用下活动式内套管的方法。根据现场钻进口径条件可下入多层或单层活动式内套管。多层活动套管具有稳定性好、减少对外套管敲击、保护外套管等优点,但费用增大,提拔内套管很麻烦,处理层间内套管夹卡事故难度大。单层活动套管可节约套管费用,降低提拔内套管的风险,但内外套管环状间隙较大,稳定性差,对外套管有一定的敲击作用。活动套管下入的次数及规格视钻进口径而定。在实际施工中,一般选择单层活动式内套管,以扶正措施解决内套管稳定性问题。

钻探过程中,若遇到其他措施无法护壁必须下套管的复杂地层,可提出活动套管再扩孔下入下一级套管。

(四)套管固定密封与扶正设计

1.套管固定与密封

深部钻探往往孔内下有多层套管,如套管层间不用水泥固管,就存在套管密封问题。套管密封目的是防止复杂地层孔壁沉渣流入孔内,同时防止钻屑进入内外套管间隙造成套管卡夹事故。套管的密封主要集中在地表套管口和孔内套管底两大部位。

一般孔口套管(亦称导向管)是焊接在一块钢板上并用水泥固牢,作为各层套管的承托。其他各层套管口与法兰盘连接固定,各法兰盘间设置橡胶密封圈(或胶皮垫)作为管口密封(图3-6)。钻进含油气地层时,孔口套管需安装防喷套管头。

图3-6 孔口套管密封装置示意图

1—防护套;2—法兰盘;3—固定螺栓;4—固定销;5—密封垫;6—承托钢板;7—水泥底座;8—套管

套管底部密封常采用特殊设计的套管靴(套管座),套管靴上部连接套管,下部坐落在岩层上,活动套管一般承托在外套管靴上,固定式内套管也常带套管靴,坐落在延伸的下段岩层上。套管底部的固定与密封装置如图3-7所示。

图3-7 套管底部固定与密封装置示意图

(a)外套管靴;(b)活动套管座

套管底部应坐在较完整的硬岩层上,并以斜面锥度作为密封面。施工时,先用小一级口径钻5～10m深的引导孔(亦可作沉渣孔),再用锥形钻头修0.5m深的锥形面,以便外套管靴能吻合坐入。岩石较软或破碎时,需将外套管靴用水泥固定,透孔后再下入内套管。

套管串下孔时,丝扣部位应采用环氧树脂或厌氧胶粘接以增强密封性及连接强度,防止套管脱扣。

2.套管扶正器设计

为了使孔内套管居中,增加其稳定性和刚性,需要在套管柱上安装扶正器。对固孔套管的扶正器而言,除了上述作用外,还有助于克服水泥浆窜槽,减少套管压差卡钻危险,提高水泥固井质量,减少套管与孔壁的摩擦阻力。

套管扶正器主要类型有:弹性扶正器、刚性扶正器、半刚性扶正器等,如图3-8所示。应根据孔深、孔斜、套管外环间隙等参数来选择套管扶正器。要求扶正器的过水断面大,弹性好,强度高,与孔壁接触面积小,并具有上下活动及转动性能。固孔用套管扶正器一般选择弹性扶正器,对于孔斜角较大的钻孔采用半刚性扶正器;地层复杂孔段尽量选用螺旋形扶正器。

图3-8 常用扶正器类型

弹性扶正器:(a)弓形;(b)螺旋形;(c)双弓形;(d)半刚性;刚性扶正器:(e)直形;(f)螺旋形;(g)、(h)扶正圈

活动套管的扶正器与固孔套管扶正器作用有所不同,它没有水泥环固结支撑(根据工程需要可提出孔外),因此,不仅要求扶正器对套管柱有很好的扶正稳定作用,而且要有良好的抗震和减震作用。

施工中一般在承压套管段选择刚性扶正器,受拉套管段选用半刚性扶正器。因小口径金刚石钻探的钻孔与套管、套管与套管之间环空很小,无法使用标准的扶正器产品。小口径钻探的经验表明,采用金属扶正器一旦在孔内或活动套管环空中断裂,便会造成很难处理的事故。我们曾用在套管上焊接金属材料的刚性扶正器,一般钻进2～3天即发生套管折断事故,导致无法正常钻进。针对这一问题,安徽省地矿局313地质队探矿工程技术研究所设计了一种弹塑性套管扶正器(图3-9)。这种扶正器用尼龙棒车制而成(也可压膜成型),兼有弹性和刚性,对套管有良好的抗震、减震作用。由于它不是金属材料,一旦发生套管事故也很容易处理。该扶正器先后在霍邱周集铁矿区深部钻探研究ZK1725试验孔、汶川地震断裂带科学钻探 WFSD-3孔、国家深部钻探项目赣州于都3000m科学钻探NLSD-1孔和安徽庐枞3000m科学钻探LZSD-1孔中使用,没有发生折断、卡夹等套管事故,活动套管起拔自如,应用效果很好。

图3-9 弹塑性套管扶正器

套管扶正器的安装间距也影响着套管柱的稳定性,可参考石油天然气行业SY/T5334—1996标准进行估算。金刚石地质岩心钻探所用套管壁较薄,变形量较大,目前还没有建立这方面的标准,只能凭经验确定套管扶正器间距:外套管(固孔套管)30～40m,活动套管6～9m。基岩段套管与孔壁环状间隙小于30mm固孔时,一般可不设扶正器。

(五)套管引鞋、旋流短节与浮力装置

1.引鞋

引鞋是装在套管柱底部的圆锥形带循环孔的短节,其作用是引导套管入井,防止套管底部插入井壁或刮挤井壁泥饼,并使套管底座居中。套管引鞋一般用铝、生铁、水泥或硬质木料制成,如图3 10所示。

图3-10 引鞋结构示意图

2.旋流短节

旋流短节是接在套管鞋上的一段带有左螺旋排孔的短节(图3-11),一般有8～9个出口方向倾斜向上的孔,孔径25～30mm。其作用是使水泥浆旋流上返,有利于将冲洗液替走,以保证套管鞋附近的注水泥质量。

图3-11 旋流短节结构示意图

3.套管浮力装置

套管浮力装置有浮鞋和浮箍两种形式。在引鞋中装置一个回压阀就成为浮鞋,如图3-12所示。浮箍内部结构与浮鞋基本相同,但没有引导套管下入的圆形凸头(图3-13)。浮鞋与浮箍的主要作用是:阻止冲洗液进入套管并产生浮力减轻升降系统、钻塔及套管连接处的负荷;注水泥结束后阻止水泥浆回流,防止水泥塞上移,保证水泥返高。浮箍上部的球座挡板即为注水泥时胶塞下行的承托环(也称阻流环),下套管时将浮箍装在水泥塞预定位置,在替冲洗液过程中,当胶塞被推到承托环时即遇阻碰压,这时应立即停泵。

图3-12 浮鞋结构图

图3-13 浮箍结构图

浮鞋一般用水泥和铝材料制成,浮箍一般用生铁或铝材料制成。在特殊情况下,浮鞋与浮箍也可同时使用,以保证浮箍不损坏,起到双保险作用,有时为了三保险还加两个浮箍,以满足水泥返高等要求。

地质岩心钻探多采用较为简易的回压凡尔浮箍形式(图3-14),浮箍用生铁制成,其螺纹与套管下部内加厚接箍连接,浮球用胶木或尼龙制成。这种形式结构简单,加工方便成本低。

图3-14 简易回压凡尔式浮箍

(六)尾管设计

尾管是指与主套管(或上层套管)底部相连而口径小1～2级的套管。设置尾管可节约管材(无需从孔底下至孔口),减轻套管重量。

尾管悬挂装置是下尾管的关键器具,它借助液压力或机械力使尾管牢固地连接在上一层套管上,达到护壁和固孔目的。尾管悬挂技术在油气钻井中应用较为广泛,目前主要有封隔式、旋转式、机械式、液压式、膨胀式等尾管悬挂器,如图3-15所示。

在地质岩心钻探中,由于孔径较小,套管间的环状间隙小,尾管悬挂装置横向尺寸受到限制,给悬挂装置设计带来难度。近年来,为了适应深部钻探的需要,部分地勘单位也进行了小口径尾管悬挂技术的尝试与研究。安徽省地矿局313地质队探矿工程技术研究所设计的小口径简易尾管悬挂装置在使用中取得了良好的效果。小直径尾管悬挂装置结构如图3-16所示。小口径尾管悬挂装置主要设计尺寸见表3-7。

图3-15 典型尾管悬挂器

(a)卡瓦封隔式;(b)旋转式;(c)机械式;(d)液压式;(e)膨胀式

图3-16 小直径尾管悬挂装置

(a)悬挂座;(b)反脱接头

表3-7 小口径尾管悬挂装置主要设计尺寸

小口径尾管悬挂装置工作原理示于图3-17,该装置利用上层套管座内锥面和尾管悬挂座外锥面相吻合的机构,实现在重力作用下的嵌入自卡来悬挂尾管。为了增加悬挂锥面间的摩擦阻力,在尾管悬挂装置下到位后,从钻杆内投入分水钢球,并投放1kg左右细颗粒(Ф0.5～Ф1.0mm)钢砂或石英砂,用泵将石英砂通过分水口送至上层套管座和尾管悬挂座间隙中。然后正向回转钻杆将反脱接头回扣提出孔口,尾管便安装结束。若尾管安装后需要水泥固井,应提前在尾管下端钻3～4个直径15mm的返浆孔(为保证尾管强度不要在同一横截面钻孔)。注水泥浆时,将钻杆下入尾管底部进行注浆固孔。

图3-17 小直径尾管悬挂装置工作原理示意图

❸ 横流式冷却塔与逆流冷却塔区别是什么

横流式冷却塔与逆流冷却塔区别是结构形式不同、尺寸不同、淋水密度不同、填料高度不同、设计的灵活性不同。

1、塔体高度

逆流式冷却塔因进风口高度和收水器水平布置等因素，逆流塔总高度较高，体积较大。横流式冷却塔因填料高度接近塔高，收水器不占高度，故横流塔总高度低，体积小。

2、布水系统

逆流塔采用喷嘴布水，对压头要求较高，喷嘴易堵塞。横流塔采用重力自然落下的布水系统，散水孔不易堵塞，而且布水均匀，最大限度地提高了填料性能。

3、检修不同

逆流塔整个塔体为封闭结构，设备检修或进行日常维护时，要停机。横流塔体设有检修门，塔内部留有检修空间，可以在不停机的情况下对设备进行检修和日常维护。

4、风阻不同

横流塔的填料高度理论上可以做无限高，而逆流塔的填料高度有限。横流塔比逆流塔低，进风口高即为填料高，故进风风速低，电机耗功少。

5、噪音不同

逆流塔填料与下部水槽间有较大距离，水从填料落下后，产生哗哗落水声，噪音大。横流塔填料下部小部分没入水中，这样水流经填料表面后，直接落入下部水槽，噪音很低。

逆流式冷却塔的优点：

1、整套设备设计简单，配水系统通畅，整个配水过程不需要特别要求，并且不易堵塞。采用了淋水填料，防止老化和湿气回流。在温度比较低的地方，容易采取抗冻措施。并且可以设计多台冷却塔同时使用。

2、整套设备操作比较简单。整套设备生产成本可以控制，通常会在一些大型的冷却循环水中使用。

以上内容参考网络—横流式冷却塔网络—逆流式冷却塔

❹ 方向盘很重，为什么

就这么设计的，避免在坑洼路段高速行驶时车辆失控，帕杰罗设计的就是为拉力赛而生的，你可以找个连续坑洼路段开着体验一下，速度慢了颠得很，速度快了非常稳

❺ 胀缝、缩缝、伸缩缝有什么区别和联系

伸缩缝包括胀缝和缩缝。胀缝就是伸缝。

伸缝与缩缝的区别

伸缝：防止混凝土垫层在气温升高时在缩缝边缘产生挤碎或拱起而设臵的伸胀缝。

缩缝：防止混凝土垫层在气温降低时产生不规则裂缝而设臵的收缩缝。

混凝土场地由于气候温度和湿度的变化，会使板体产生膨胀和收缩，因此需要在场地砼面上沿纵向和横向隔适当距离设伸缝与缩缝。

伸缝又称胀缝是防止水泥混凝土垫层在气温升高时在缩缝边缘产生挤碎或拱起而设置的伸胀缝，需要用石棉和沥青填充。

路面伸缝是施工时予留的空间缝隙，当混凝土受热膨胀时占领空余位置而不在内部产生压应力。施工时在伸缝位置混凝土板顶部放置压缝板条。混凝土凝固后，伸缝的压缝板及时拔出，然后灌入填缝料。

横向、纵向伸缝每隔10m设置一道，缝宽15~25mm，伸缝板选用沥青预制板制成，其埋入混凝土面的深度不小于砼面厚度的2/3（从底面算起），并在上部填入沥青玛帝脂。

缩缝（假缝）是在整体路面切割一条缝，当混凝土受冷收缩时拉开切割的缝隙而不在内部产生拉应力。为了防止地面不正常开裂缝系，使水泥混凝土板在收缩时不致产生不规则的裂缝。用路面锯缝机所锯的缝当然是缩缝了。

路面缩缝施工时采用切缝法。即在混凝土达到设计强度的50～70%时，用切缝机切割成缝，缝宽3～5mm.每隔4m设置一道，缝宽5~8mm，缩缝中嵌入混凝土面的深度不小于砼面厚度的1/3（从顶面算起）。在混凝土强度达到10Mpa左右用混凝土切缝机切割缩缝。

缩缝和伸缝的间距如设计无要求，应符合下列规定：

一、纵向缩缝的间距，一般为3～6米，施工气温较高时宜采用3米；

二、横向缩缝的间距一般为6～12米，室外地面或高温季节施工时宜采用6米；

三、伸缝的间距一般为30米。

(5)横封装置结构设计扩展阅读：

设计要点

合理选定恰当伸缩量的缝隙极为重要，缝隙越大伸缩装置越容易遭破坏。采用的缝隙过大或过小，以及没有考虑安装时的温度而调整间隙。特别是针对板式橡胶伸缩装置，易造成破坏。即使是连续桥面，在面层铺装上往往也会出现裂纹。

因此，要采取预先切割桥面，设置接缝，或用较软的铺装层来吸收裂缝，或者安设小型的伸缩装置来解决。在较大纵坡的情况下，如不设置考虑适应竖直变位的构造，也容易产生缺陷，引起破坏。伸缩装置沿桥面纵向，即使伸缩量小，也存在挠度差大的问题，因此，在伸缩装置构造上要给予重视。

伸缩装置与梁体结合成等强的整体无疑是提高其使用效能的重要手段。除模数式伸缩装置之外的其他类型的桥梁伸缩装置，与桥面板的固定、结合往往不够充分，效果不甚理想，一般构造尺寸较小、刚度不足，而且对新材料的特征、配合等研究不够深入，所以在选型时应作充分的比较研究。

为防止因雨水而起的漏水现象，虽然在一些钢制伸缩缝装置中，对配合部位采取插入密封橡胶或将排水装置或铺装层面层作为容易清扫的型式，或在整个缝隙中灌注填入防水材料的实用型式。对与桥面的雨水，一般应在伸缩装置附近设集中排水口；对不在日常养护作多次涂漆的构件上，设计上应采用优质耐久的防护材料作有效的处理。

参考资料来源：网络 伸缩缝

❻ 铝合金门窗工程技术规范之5结构设计

5结构设计

5.1一般规定

5.1.1铝合金门窗为建筑物外围结构的重要组成部分，一般情况下属于易于替换的结构构件，承受自重以及直接作用于其上的风荷载、地震作用和温度作用等，不分担主体结构承受的各种荷载和作用。

5.1.2铝合金门窗是建筑外围护结构的组成部分，除必须具备足够的刚度和承载能力外，铝合金门窗自身结构、铝合金门窗与建筑洞口连接之间，须有一定的变形能力，以适应主体结构的变位。当主体结构在外荷载作用下产生的变形时，不应使门窗构件产生过大的内力和不能承受的变形。

5.1.4铝合金门窗的面板玻璃为脆性材料，为了不致由于门窗受力后产生过大挠度导致玻璃破损，同时也避免因杆件变形过大而影响门窗的使用性能——开关困难、水密性能、气密性能降低或玻璃发生严重畸变等，故对铝合金门窗受力杆件，需同时验算其挠度和承载力。

铝合金门窗连接件根据不同受荷情况，需进行抗拉(压)、抗剪和抗承压强度验算。

根据《建筑结构可靠度设计统一标准》GB50068规定，对于承载能力极限状态，应采用下列设计表达式进行设计：

γ0S≤R(2)

式中：R——结构构件抗力的设计值;

S——荷载效应组合的设计值;

γ0——结构重要性系数。

门窗构件的结构重要性系数(γ0)，与门窗的设计使用年限和安全等级有关。考虑门窗为重要的持久性非结构构件，因此，门窗的安全等级一般可定为二级或三级，其结构重要性系数(γ0)可取1.0。因此，本规范设计表达式简化表示为S≤R，本承载力设计表达式具有通用意义，作用效应设计值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。

铝合金门窗玻璃的设计计算方法按现行行业标准《建筑玻璃应用技术规程》JGJ113的规定执行。按此计算方法，门窗玻璃的安全系数K=2.50，此时对应的玻璃失效概率为1‰。

5.1.5铝合金门窗构件在实际使用中，将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。在其所承受的这些荷载和作用中，风荷载时主要的作用，其数值可达(1.0～5.0)kN/㎡。地震荷载方面，根据《建筑抗震设计规范》GB50011规定，非结构构件的地震作用只考虑由自身重力产生的水平方向地震作用和支座间相对位移产生的附加作用，采用等效侧力方法计算。因为门窗自重较轻，即使按最大地震作用系数考虑，门窗的水平地震荷载在各种常用玻璃配置情况下的水平方向地震作用力一般处于(0.04～0.4)kN/㎡的范围内，其相应的组合效应值仅为0.26kN/㎡，远小于风压值。温度作用方面，对于温度变化引起的门窗杆件和玻璃的热胀冷缩，在构造上可以采用相应措施有效解决，避免因门窗构件间挤压产生温度应力造成门窗构件破坏，如门窗框、扇连接装配间隙，玻璃镶嵌预留间隙(本规范第5章第5.3.2条已规定)等。同时，多年的工程设计计算经验也表明，在正常的使用环境下，由玻璃中央部分与边缘部分存在温度差而产生的温度应力亦不致使玻璃发生破损。因此，本规范规定进行铝合金门窗结构设计时仅计算主要作用效应重力荷载和风荷载，地震作用和温度作用效应不作计算，仅要求在设计构造上采取相应措施避免因地震作用和温度作用效应引起门窗构件破坏。

进行铝合金门窗构件的承载力计算时，当重力荷载对铝合金门窗构件的承载能力不利时，重力荷载和风荷载作用的分项系数(γG、γW)应分别取1.2和1.4;当重力荷载对铝合金门窗构件的承载能力有利时(γG、γW)应分别取1.2和1.4。

5.1.7铝合金门窗年温度变化△T应按实际情况确定，当不能取得实际数据时应取80℃。

5.2材料力学性能

5.2.1铝合金型材和抗拉、压强度设计值是根据材料的强度标准值除以材料性能分项系数取得的，本规范按《铝合金结构设计规范》GB50429规定材料性能分项系数(γf)取1.2，所以，相应的铝合金型材抗拉、压强度设计值为：

铝合金型材强度标准(fak)一般取铝合金型材的规定非比例延伸强度Rρ0.2，Rρ0.2可按现行国家标准《铝合金建筑型材》GB5237的规定取用。为便于设计应用，将上式计算得到的数值取5的整数倍，表5.2.1中的铝合金抗拉、压强度设计值即为按照这一要求计算得出的。

因风荷载分项系数γW=1.4，材料性能分项系数γf=1.2，本规范铝合金型材总安全系数为K=γWγf=1.68。

5.2.2铝合金门窗中钢材主要用于连接件(如连接钢板、螺栓等)，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。其常用钢材的强度设计值亦按现行国家标准《钢结构设计规范》GB50017的规定采用。

5.2.4在铝合金门窗的实际使用中，失效概率最大的即为门窗五金件、连接构件其承载力须满足其产品标准的要求，对尚无产品标准的受力五金件、连接件须提供由专业检测机构出去的产品承载力的检测报告。

铝合金门窗五金件、连接构件主要用于门窗窗扇与窗框的连接、锁固和门窗的连接，一旦出现失效，将影响窗扇的正常启闭，甚至导致窗扇的坠落，宜具有较高的安全度。根据目前国内工程的经验，一般情况下，门窗五金件、连接构件的总安全系数可取2.0，故抗力分项系数γR(或材料性能分项系数γf)可取为1.4.所以，当门窗五金件产品标准或检测报告提供了产品承载力标准值(产品正常使用极限状态对应的承载力)时，其承载力设计值可按承载力标准值除以相应的抗力分项系数γR(或材料性能分项系数γf)1.4确定。特殊情况下课按总安全系数不小于2.0的原则通过分析确定相应的承载力设计值。

5.2.5为方便使用，本规范在附录A中收录了门窗常用紧固件和焊缝的强度设计值或承载力设计值。本规范计算门窗常用紧固件材料强度设计值时所取的抗力分项系数γR(或材料性能分项系数γf)分别为：

1不锈钢螺栓、螺钉：总安全系数K=3，抗拉：γf=2.15;抗剪：γR=2.857;

2抽芯铆钉：总安全系数K=1.8，γR=1.286;

3焊缝材料强度设计值按现行国家标准《钢结构设计规范》GB50017的规定采用。

5.4铝合金门窗主要受力杆件计算

5.4.1对于铝合金门窗杆件这类细长构件来说，受荷后起控制作用的旺旺是杆件的挠度，因此进行门窗工程计算时，可先按门窗杆件挠度计算选取合适的杆件，然后进行杆件强度的复核。门窗中横框型材受力形式是双弯杆件，当门窗垂直安装时，中横框型材水平方向承受风荷载作用力，垂直方向承受玻璃的重力。为使中横框型材下面框架内的玻璃镶嵌安装和使用不受影响，本规范要求验算在承受重力荷载作用下中横框型材平行于玻璃平面方向的挠度值。

5.4.2门窗型材细长杆件受弯后其最大弯曲正应力远大于最大弯曲剪应力，所以在对门窗杆件进行强度复核时可仅进行最大弯曲正应力的验算。同时，因铝合金门窗自重较轻，其在竖框杆件中产生的轴力通常情况下都很小，可忽略不计。

在进行受理杆件截面抗弯承载力验算时，铝型材的抗弯强度设计值(f)可按本规范5.2.1条的规定采用(fa);当铝型材中加有钢芯时，其钢芯的抗弯强度设计值f可按本规范5.2.2条的规定采用(fb)

按《铝合金结构设计规范》GB50429规定，铝合金型材截面塑性发展系数(γ)，当采用强硬化(T4、T5状态)型材时取1.00;当采用弱硬化(T6状态)型材时根据不同的截面形状分别可取1.00或1.05，而对于铝合金门窗常用截面形状，大部分都取γ=1.00。为方便实际计算应用，本规范规定在进行铝合金门窗受力杆件截面抗弯承载力验算时统一取γ=1.00。

5.4.3铝合金门窗框、扇主要受力杆件的力学模型，应根据门窗的立面分格情况、开启形式、框扇连接锁固方式等，按照《建筑结构静力学计算手册》计算方法，分别简化为承受各类分布荷载或集中荷载的简支梁和悬臂梁等来进行计算。为方便使用，本规范在附录B中，规定了门窗杆件挠度、弯矩的简化计算方法，可参照执行。

5.5连接设计

5.5.1铝合金门窗构件的端部连接节点、窗扇连接铰链、合页和锁紧装置等门窗五金件和连接件的连接点，在门窗结构受力体系体系中相当于受力杆件简支梁和悬臂梁的支座，应有足够的连接强度和承载力，以保证门窗结构体系的受力和传力。在我国多年的铝合金门窗实际工程经验中，实际使用中损坏和在风压作用下发生的损毁，很多情况都是由于五金件和连接体本身承载力不足或链接螺钉、铆钉拉脱而导致链接失效而引起。因此，在铝合金门窗工程设计中，应高度注意门窗五金件和连接件承受力校核和连接可靠性设计，应按荷载和作用的分布和传递，正确设计、计算门窗连接节点，根据连接形式和承载情况，进行五金件、连接件及紧固件的抗拉(压)、抗剪切和抗挤压等强度校核计算。

5.5.2在进行铝合金门窗五金件和连接件强度计算时，根据不同连接件情况，可分别采用应力表达式：σ≤f或承载力表达式：S≤R进行计算。

通常情况下，进行连接件强度计算时，一般可采用应力表达式进行计算;而门窗五金件产品标准或产品检测报告所提供的一般为产品承载力，在此情况下，采用承载力表达式进行计算将较为直观、简单。

5.5.8不同金属相互接触处，容易产生双金属腐蚀，所以要求设置绝缘垫片或采取其他防腐措施。在正常条件下，铝合金与不锈钢材料接触不易发生双金属腐蚀，一般可不设置绝缘垫片。

5.5.9连接螺栓、螺钉或铆钉的中心距和中心至构件边缘的距离，应按《铝合金结构设计规范》GB50429规定执行，同时应满足构件受剪面进行验算。同事，当螺钉直接通过型材孔壁螺纹受力连接时，应验算螺纹承载力。必要时，应采取相应的补强措施，如采用加衬板等，或改变连接方式。

5.6隐框窗硅酮结构密封胶设计

5.6.1硅酮结构密封胶在施工前，应进行与玻璃、型材的剥离试验，以及相接触的有机材料的相容性试验，合格后方能使用。如果硅酮结构密封与接触材料不相容，会导致结构胶粘结力下降或丧失。

5.6.2硅酮结构密封胶的粘结宽度、厚度的设计计算，《玻璃幕墙工程技术规范》JGJ102均作了详细规定。在进行隐框窗结构胶粘接宽度、厚度的设计计算时，应考虑风荷载效应和玻璃自重效应，按照非抗震设计计算公式进行设计计算。