T／CECS 634-2019 标准规范下载简介
T／CECS 634-2019 铝合金空间网格结构技术规程(完整正版、清晰无水印).pdf3.1.1本条提出的在设计文件中应注明的内容，是与保证工程 质量密切相关的。其中铝合金材料的牌号应与有关铝合金材料的 国家现行标准相符；对铝合金材料性能的要求，凡我国铝合金材 料标准中各牌号能基本保证的项目可不再列出，只提附加保证和 协议要求的项目，而采用其他尚未形成技术标准的铝合金材料或 国外铝合金材料时，需要详细列出有关铝合金材料性能的各项要 求。铝合金结构的安全等级和设计使用年限规定参照现行国家标 准《钢结构设计标准》GB50017
铝合金桁架结构主要有椎栓结点铝合金平面架结构和植板 式体结点铝合金空间桁架结构。 铝合金空间网格结构优先用于双层或多层网格结构和以承受 薄膜内力为主的单层网格结构中。
3.2.3铝合金空间网架结构在进行结构选型时T／CAGHP 011-2018标准下载，网架高度、网
2.3铝合金空间网架结构在进行结构选型时，网架高度 尺寸、网架高跨比、网格数量的选取可参照现行行业标准 I网格结构技术规程》JGJ7中的有关规定，
2.4边长比是指长边与短边之
论证确保结构的安全性与可行性后方可使用。
3.3.2铝合金空间网格结构工程中除主要应用铝合金型
时有部分铝合金板带材、管材和棒材的使用，故保留铝合金 、管、棒材的材料要求。
3. 3. 5 表 3. 3. 5 中的材
值除以抗力分项系数得到的，为便于设计应用，将得到的数 5的整数倍。
强度螺栓的钢材应保证其抗拉强度、屈服强度与率透性能满足设 计技术条件的要求。结合目前国内钢材的供应情况和实际使用效 果，推荐采用40Cr钢、35CrMo钢，同时根据多年使用和厂家 习惯用材，对于M12～M24的高强度螺栓还可采用20MnTiB 钢，M27～M36的高强度螺栓还可采用35VB钢。为防止钢铝材 料接触产生电化学腐蚀情况发生，要求高强螺栓表面必须进行镀 锌处理。紧固螺钉也宜选用不锈钢材料
架制作增加麻烦，故一般网架可以不起拱。起拱值小于或等于网 架短向跨度（立体桁架跨度）的1/300时，设计时可按不起拱计 算。当仅为改善外观要求时，最大挠度可取恒荷载与活荷载标准 值作用下的挠度值减去起拱值。
1.2承载能力极限状态可理解为结构或构件发挥充许的最 载功能的状态。正常使用极限状态可理解为结构或构件达到 功能上允许的某个限值的状态。
4.1.3荷载效应的组合原则是根据现行国家标准《建筑
靠性设计统一标准》GB50068的有关规定，结合铝合金空间网 洛结构的特点提出的。对荷载效应的偶然组合，统一标准只作出 原则性的规定，具体的设计表达式及各种系数应符合现行国家相 关标准的规定。对于正常使用极限状态，铝合金空间网格结构 股只计算荷载效应的标准组合，当有可靠依据和实践经验时，亦 可计算荷载效应的频遇组合，当计人长期效应的影响时，可采用 准永久组合
采用螺栓连接的情况较多。计算模型可采用刚接、半刚性连接、 铰接等计算模拟方法，
4.1.5铝合金材料具有优良的负温工作性能，在低温条
强度及延性有所提高，所以不必规定铝合金空间网格结构的负温 临界工作温度。但铝合金耐高温性能差，温度150℃以上时迅速 丧失强度，这也是可以通过挤压工艺产生型材的主要原因。根据 相关试验数据，当温度达到100℃时，铝合金的屈服强度、极限 强度、弹性模量大约折减95%、91%、96%；当环境温度在 90℃以内时，铝合金的力学参数基本保持与室温相同。因此，本 条对铝合金空间网格结构的正常使用环境温度进行了控制。
杆件只承受轴向力；分析铝合金桁架时，当杆件的节间长度与截 面高度（或直径）之比不小于12（主管）和24（支管）时，也 可假定节点为铰接；分析单层铝合金空间网格结构时，应假定节 点为刚接，杆件除承受轴向力外，还承受弯矩、扭矩、剪力等。 铝合金空间网格结构分析时，应计人上部网格结构与下部支承结 构的相互影响
4.1.8铝合金空间网格结构主要应对使用阶段的外荷载
架结构主要为竖向荷载，网壳结构则包括竖向和水平向荷载）、 地震、温度变化产生的内力、位移进行计算，对单层网壳通常要 进行稳定性计算，并据此进行杆件截面设计。此外，对支座沉降 及施工安装荷载应根据具体情况进行内力、位移计算。荷载作用 标准组合为1.0倍恒荷载十1.0倍活荷载。由于在大跨度结构中 风荷载往往非常关键，本条特别强调风荷载作用下的计算
4.1.9作用在铝合金空间网格结构杆件上的局部荷载在
先按静力等效原则换算成节点荷载进行整体计算，然后计入局部 弯曲内力的影响
4.1.10铝合金空间网格结构进行防连续倒塌的概念设计
①采取减小偶然作用效应的措施； ②采取使重要构件及关键节点避免直接遭受偶然作用的 措施； ③在结构容易遭受偶然作用影响的区域增加穴余约束布 置备用传力路径； ④增强重要构件及关键节点的承载力和变形性能； ③通过合理分区并加强边缘构件，控制可能发生连续倒塌 的范围。 重要结构的防连续倒塌计算一般采用下列方法： ①局部加强法：对可能遭受偶然作用而发生局部破坏的重 要构件和关键节点，可提高结构的安全储备：也可直接计算偶然
4.2.1有限元法是将网格结构的每根杆件作为一个
4.2.1有限元法是将网格结构的每根杆件作为一个单元，采用 矩阵位移法进行计算。网架结构和双层网壳以杆件节点的三个线 立移为未知数，单层网壳以节点的三个线位移和三个角位移为未 知数。无论是理论分析还是模型试验乃至工程实践均表明，这种 杆系的有限元法是迄今为止分析网格结构最为有效、适用范围最 为广泛且相对而言精度最高的方法。目前这种方法在国内外已被 普遍应用于网格结构的设计计算中，因此本规程将其列为分析网 格结构的主要方法 有限元法可以用来分析不同类型、具有任意平面和几何外 形、具有不同的支承方式及不同的边界条件、承受不同类型外荷 载的网格结构。有限元法不仅可用于网壳结构的静力分析，还可 用于动力分析、抗震分析以及稳定分析。这种方法适合于在计算 机上进行运算，目前我国相关单位已编制了一些网格结构分析与 没计的计算机软件以供使用。由于杆系和梁系有限元法在不少书 本中已有详尽的论述，本规程仅列出了基本方程。 值得指出，对于空间梁单元，尚有计入弯曲、剪切、扭转、 翘曲和轴向变形耦合影响的、更为精确的单元。每个节点除了通 常的三个线位移和三个角位移，还计入了截面翘曲的影响，即增 加了表征截面翘曲变形的翘曲角自由度，因此每个节点有七个自 由度。目前的大多数分析程序只包含了一般的空间梁单元，可满 足大多数实际工程的计算精度要求；对于杆件束扭转影响十分 显著的情况，可采用七个自由度的空间梁单元。
的重分析次数一般为3次～4次。铝合金空间网格结构设计后， 若由于备料困难等原因必须进行杆件替换时，应根据杆件截面面 积及刚度等效的原则进行，被替换的杆件应不是结构的主要受力 杆件且数量不宜过多（通常不超过全部杆件的5%），否则应重 新复核。
系阻碍结构变形而产生，支承平面的弦杆受影响最大。支承平面 弦杆的布置情况，可归纳为正交正放、正交斜放、三向等三类。
4.3.1单层和双层网壳结构均存在整体失稳的可能性；设计某 些单层网壳时，稳定性还可能起控制作用，因而对这些网壳应进 行稳定性计算
4.3.2铝合金网壳结构
缺陷包括节点位置的安装偏差、杆件的初弯曲、杆件对节点的偏 心等，后面两项是与杆件计算有关的缺陷。我们在分析网壳稳定 生时有一个前提，即在强度设计阶段网壳所有杆件都已经经过强 度和杆件稳定性验算。这样，与杆件有关的缺陷对网壳总体稳定 性（包括局部壳面失稳问题）的影响就自然地被限制在一定范围 内，而且在相当程度上可以由关于网壳初始几何缺陷（节点位置 偏差）的讨论来覆盖。 节点安装位置偏差沿壳面的分布是随机的。通过实例进行的 研究表明：当初始几何缺陷按最低阶屈曲模态分布时，求得的稳 定性承载力是可能的最不利值。这也就是本规程推荐采用的方 法。至于缺陷的最大值，按理应采用施工中的容许最大安装偏 差；但大量算例表明，当缺陷达到跨度的1/300左右时，缺陷的 影响往往才充分展现；从偏于安全角度，本条规定了“按网壳最 小跨度的1/300”作为理论计算的取值。
系数建议取值大于3.0。确定安全系数K时计入下列因素的影 响：（1）荷载等外部作用和结构抗力的不确定性可能带来的不利 影响；（2）复杂结构稳定性分析中可能的不精确性和结构工作条 件中的其他不利因素。对形状复杂网壳和一些大型或特大型网 壳，宜进行弹塑性全过程分析
4.3.5节点刚度可通过精细化数值分析模型得到，亦可
4.3.5节点刚度可通过精细化数值分析模型得到，亦可通过试 验得到。网壳结构节点的刚度是影响网壳整体稳定性的重要因素 之一，因而需通过精细化数值分析模型或试验研究得到节点 刚度。
4.4.1空间网格屋盖结构的跨度划分为：大跨度为60m以上； 中跨度为30m～60m；小跨度为30m以下。
《建筑结构可靠性设计统一标准》GB50068中，对建筑结构安全 的三个等级划分之一。 采用时程分析法计算空间铝合金空间网格结构地震效应时： 动力平衡方程为：
式中: M 结构质量矩阵； C 结构阻尼矩阵； K 结构刚度矩阵； U、U、U 结构节点相对加速度向量、相对速度向量和相对位 移向量； 地面运动加速度向量。 采用振型分解反应谱法进行单维地震效应分析时，空间网格 结构i振型、i节点的水平或竖向地震作用标准值应按下式确定：
[FExji = α;Y,X,G FEyji = αjY,Y,G Fezi = αiYZ,G;
FExi、FEyji、FEzji j振型，i节点分别沿、y、之方向的 地震作用标准值： αj 相应于；振型自振周期的水平地震影 响系数，按现行国家标准《建筑抗 震设计规范》GB50011的规定确定； 当仅承受之方向竖向地震作用时，竖 向地震影响系数取0.65αj； Xji、Yi、Zii 分别为i振型，i节点的、、方向 的相对位移； G; 铝合金空间网格结构第节点的重力 荷载代表值，恒载取结构自重标准 值；可变荷载取屋面雪荷载或积灰
（5）确定。 当仅承受方向水平地震作用时，i振型参与系数按下式 计算：
Yi (X+Y+ Z)G
当仅承受y方向水平地震作用时，i振型参与系数按下式 计算：
ZY,G; Z(X +Y + Z)G)
当仅承受之方向竖向地震作用时，振型参与系数按下式 计算：
ZZ,G; Y= Z(X+ Y +Z)G
： 4.4.5采用振型分解反应谱法进行结构地震效应分析时应确定 合理的振型数。按振型分解反应谱法进行在多遇地震作用下单维 地震作用效应分析时，铝合金网架结构杆件地震作用效应可按下 式确定：
结构杆件地震作用效可按下列
式中：SEk 杆件地震作用标准值的效应； S;、Sk j、k振型地震作用标准值的效应； ik j振型与k振型的耦联系数； Si、Sk i、k振型的阻尼比； 入T k振型与i振型的自振周期比 m 计算的振型数
SEk = 1 8S(1 +A):5
4.4.7铝合金空间网格结构阻尼比值取0.02，是根
.4.7铝合金空间网格结构阻尼比值取0.02，是根据试验数 寻出的。
4.4.8多维地震效应为水平双向和竖向地震效应
。风荷载对结构的作用表现为平均风压的静力作用和脉动风 为动力作用
4.5.2影响屋盖结构风压分布的因素很多，也很复杂，如曲面
的几何形状、曲率、风向，等等。因此条文规定体型复杂的铝合 金空间网格结构的风荷载体型系数宜通过风洞试验确定，也可通 过数值风洞等方法分析确定体型系数 4.5.3铝合金空间网格结构基本周期为网格结构竖向振动的第 周期。对于本条列出的情况，应对风动力效应进行较为细致地 分析。当采用风振时程分析方法或随机振动理论分析时，输入的 风益我时积功兹逆宝相据风洞减哈确宝
几何形状、曲率、风向，等等。因此条文规定体型复杂的铝 空间网格结构的风荷载体型系数宜通过风洞试验确定，也可 数值风洞等方法分析确定体型系数
4.5.3铝合金空间网格结构基本周期为网格结构竖向振
周期。对于本条列出的情况，应对风动力效应进行较为细致 析。当采用风振时程分析方法或随机振动理论分析时，输入 荷载时程或功率谱宜根据风洞试验确定
5.1.2铝合金平板网架和曲面网架是指采用铰接节点的网格结
5.1.2铝合金平板网架和曲面网架是指采用铰接节点的网格结 构，铝合金单层网壳是指采用刚接节点的网格结构
构，铝合金单层网壳是指采用刚接节点的网格结构。 5.1.3本条规定是参照国家现行标准《钢结构设计标准》GB 50017和《空间网格结构技术规程》JGJ7中有关内容，从严控 制进行编写的
杆件按满应力设计，将会造成沿受力方向相杆件规格过于悬 殊，而造成杆件截面刚度的突变，故根据构造要求，受力方向相 连续的杆件截面面积之比不宜超过1.8，对于多点支承网架，虽 然其反弯点处杆件内力很小，也应结合杆件刚度连续原则，对反 弯点处的上下弦杆按构造要求加大截面
5.1.5大量的空间网格结构实际工程中，小规格的低应
经常会出现弯曲变形，主要原因是此类杆件受制作、安装及活荷 载分布影响时，小拉力杆转化为压杆而导致杆件弯曲，故对于低 应力的小规格拉杆宜按压杆来控制长细比 一发 险
5.1.6本条规定提醒设计人员应注意细部构造设计，避免给施 工和维护造成困难
5.1.6本条规定提醒设计人员应注意细部构造设计，避免给施
5.2.3板式节点常用于单层网壳结构中。 5.2.4铝合金空间网格结构围护连接构造节点由铝合金杆件、 铝合金压条、不锈钢螺栓、面板、防水橡胶条等零件组成，连接 构造具有一体化连接特点（图1）。
图1一体化铝板围护连接构造节点示意1一杆件上翼缘；2一铝合金压条；3一不锈钢螺栓；4一面板；5一防水橡胶5.2.12铝合金板式节点弯曲刚度可采用四折线模型（图2）。M失效阶段M.孔壁承压阶段螺栓滑移阶段MMAK螺栓嵌固阶段PrPs图2铝合金板式节点弯曲刚度四折线模型5.3螺栓球节点5.3.1圆管与螺栓球采用螺栓连接而成的螺栓球节点，在构造上接近于铰接计算模型，因此适用于双层以及两层以上空间网格结构中圆管杆件的节点连接。目前螺栓球节点多用于小直径铝管，一般采用封板连接：大直径铝管尚无实际工程经验，暂不补充采用锥头连接的节点形式。5.3.2螺栓拧入球体长度与螺栓直径的比值取1.5，是根据试验数据分析得出的。.89:
5.3.3高强度螺栓经热处理后的抗拉强度设计值为4
由于本规程中已计入了螺栓直径对性能等级的影响，因此在计算 高强度螺栓抗拉设计承载力时，不必再乘以螺栓直径对承载力的 影响系数。 高强度螺栓表面应作镀锌处理，高强度螺栓的最高性能等级 采用10.9级，即经过热处理后的钢材极限抗拉强度f.达 (1040～1240)N/mm²，且不低于1000N/mm²，屈服强度与抗拉 强度之比为0.9，以防止高强度螺栓发生延迟断裂。 5.3.4选用高强度螺栓的直径由杆件内力确定，高强度螺栓的 受拉承载力设计值NP按下式计算：
Nh= Aer fh
代中： 高强度螺栓经热处理后的抗拉强度设计值，对 10.9级，取430N/mm； Aeff 高强度螺栓的有效截面积，可按表1选取。当螺栓 上钻有键槽或钻孔时，Aef值取螺纹处或键槽、钻 孔处二者中的较小值
常用高强螺栓在螺纹处的有效截面
根据螺栓球节点连接受力特点可知，杆件的轴向压力主要是 通过套筒端面承压来传递的，螺栓主要起连接作用。因此对于受 玉杆件的连接螺栓可不作验算。但根据构造要求，连接螺栓直径 不宜太小，设计时可按该杆件内力绝对值求得螺栓直径后适当减 小。减少螺栓直径后的套筒应根据传递的压力值验算其承压面 积，以满足实际受力要求，此时套筒可能有别于一般套筒，施工 安装时应予以注意
要组成部分。对于端部焊接的铝合金受拉杆件，实际上是杆件的 焊接强度控制着该杆件的设计强度。杆件焊接后产生的主要问题 是靠近焊接区域的铝管材料的热软化及封板（锥头）材料的热软 化。封板（锥头）材料的热软化会造成封板（锥头）的焊接热变 形及受力变形大的问题，虽然可以采取焊接时端部冷却的方式来 部分解决这个问题，但是铝合金杆件经焊接处理后其杆件的极限 抗拉强度损失较大，而且在焊接区域表面氧化膜被损坏，若想重 新获得较高的强度、优良的耐腐蚀性能及理想的外观，须对焊接 成形后的铝网架杆件重新进行热处理及表面阳极化处理。 一般封板用于连接直径小于60mm的管件，锥头用于连接 直径大于或等于60mm的管件。封板与锥头的计算可计入塑性 的影响，底板厚度都不应太薄，否则在较小的荷载作用下即可能 更塑性区在底板处贯通，从而降低承载力。 锥头底板厚度和锥壁厚度变化应与内力变化相协调，锥壁与 锥头底板及钢管交接处应和缓变化，以减少应力集中。
5.3.7封板机械连接所对应的破坏形式（保证螺栓不拉
①当封板厚度较小时，发生铝管环压部位拉剪组合破坏， ②当封板厚度较大时，发生铝管环压部位与未环压部位抗 拉破坏。
5.4毂式节点5.4.1毂式节点利用柱状体上通过挤压成型的嵌入槽，将节点与杆件端部冲压成型的凸肋状嵌人件机械连接在一起。与毂式节点相连的杆件可以采用圆管和矩形管，杆件端部的凸肋状嵌入件是利用特定的加工设备，通过直接冲压杆件的端部成型。5.4.2每一种铝合金槽匹配特定厚度范围的压制杆件。5.4.3杆件端部压扁倾角α过大，会造成压制杆件的凸肋过长，端部过尖，超出常规设备的加工能力。因此，杆件端部压扁倾角α不应过大（图3）。图3杆件端部压扁倾角α示意5.4.4《冲压工艺学》给出了钢材冷作硬化规律接近幂函数=Ke"，为真实应力，ε为其真实应变，K为材料系数，n为其硬化性能。根据该公式计算得到的极限抗拉强度与原极限抗拉强度的比值均大于1.2，因此本规程也适当计人对冷作硬化的有利影响。5.4.5对于此类毂式节点，压制后喉口（图4）的平均厚度减少到原有厚度的72%（最低为54%，最高为81%，取决于槽的规格和管材厚度）。:92:
图4喉口位置示意1一喉口位置5.4.6杆件和铝合金柱体通过连接处的咬合来传递拉力，杆件拉力作用下铝合金齿承受剪力，因此需要对铝合金齿的抗剪承载力进行验算。铝合金齿抗剪截面换算系数根据杆件端部肋和铝合金齿的抗剪面获得，不同规格的槽，抗剪截面换算系数不同，常用规格的铝合金齿的抗剪截面换算系数为：当 TT>1.15TR 时：ras = 2. 7(10)当 TT≤1.15TR时：ras = 2. 7 × 1. 15 X TR(11)TT式中：TT一杆件钢管壁厚;TR—杆件压扁处喉口位置壁厚。5.4.7杆件端部压扁后，在轴力作用下存在局部屈曲失稳的破坏模式，本条给出了局部屈曲验算的公式，根据受压试验，屈曲强度折减系数随着杆件的径厚比的增加而减小。:93:
5.4.8杆件与节点的连接处承受拉力、压力、剪力和弯矩等作用，因此宜对连接处的抗拉、抗剪和抗弯等承载力进行验算。5.4.9节点所连接的杆件端部均进行过压扁处理，杆件端部面外刚度较小，因此，对于节点，存在扭转破坏的可能性，需要进行抗扭验算（图5）。节点抗扭图5节点扭转示意5.4.10螺栓和盖板将杆件端部限制在铝合金柱体槽内，螺栓、盖板会受到杆件的作用力，需要进行验算。5.4.11设置弹簧垫圈，有助于控制螺栓的紧固程度和安装质量。但是弹簧垫圈的防松能力较低，在高可靠性结构中须谨慎使用。5.5支座节点5.5.1空间网格结构支座节点的构造应与结构分析所取的边界条件相符，否则将使结构的实际内力、变形与计算内力、变形出现较大差异，并可能由此危及空间网格结构的整体安全。一个合理的支座节点必须是受力明确、传力简捷、安全可靠的。同时还:94:
应做到构造简单合理、制作拼装方便，并具有较好的经济性。5.5.3相较于钢材，目前国内的铝合金材料强度偏低，节点及相连构件受力较大，采用铝合金有一定的局限性；并且由于铝合金可焊性较差，制作加工及节点形式受限。为方便支座节点的设计，支座可采用钢结构。由于钢材和铝合金会发生电化学反应，节点构造时应保证钢材和铝板分离，通常在铝板和钢材之间增设不锈钢垫板。研究表明采用不锈钢垫板能在全设计使用周期保证铝板和钢材之间不发生电化学反应。5.5.4对于单向受力的铰接支座，板式支座节点是工程中较为成熟的支座节点形式。若支座节点及与支座相连的杆件均采用钢结构，如图6所示，则可选的支座形式更加灵活。全钢结构支座及与支座相连的钢构件可以采用焊接、铸钢节点或其他成熟的节点形式，在支座节点外沿一个节点钢构件与铝合金网格构件相连。图6支座节点连接示意1一支座；2一钢构件；3一铝合金构件·95·
5.5.5支座节点可能存在一定的水平反力，为减少
的附加弯矩，应尽量减少支座球节点中心至支座底板的距离。 对于上弦支承空间网格结构，设计时应使边缘斜腹杆与支座 节点竖向中心线间具有适当夹角，以防止斜腹杆与支座柱边相 碰，在支座设计时应进行放样验算。 支座底板与支座竖板厚度应根据支座反力进行验算，确保支 座节点强度与稳定性要求。 当支座节点中的水平剪力大于竖向压力的40%时，不宜利 用锚栓抗剪。此时宜通过抗剪键传递水平剪力。
6.1.3工程中可能存在个别不锈钢螺栓或镀锌高强度螺栓拧紧 不够，即所谓的“假拧”现象，本条强调要设专人对所有不锈钢 螺栓或镀锌高强度螺栓拧紧情况进行逐个检查。 6.1.4由于铝合金强度比较低，构件表面容易刻痕、划伤等， 因此在加工、运输、安装等各个环节都要采取措施保护好构件表 面，确保表面质量。
6.2.2铝合金空间网格结构的杆件如不够长需要接长时，一般 可采用焊缝、螺纹等方式进行连接，但无论采用哪种连接方式， 均难达到等强连接的要求。因此，当铝合金杆件长度不够时，要 求重新下料
6.2.6嵌入式毂节点几何尺寸计算方法及构造要求可参考《空
杆端嵌入件的构造比较复杂，嵌入椎的倾角也各不相同，采 用普通机械加工工艺难以实现，铸铝文不能满足强度和精度要 求，故要求采用数控机床加工嵌入件。 毂体是嵌入式毂节点的主体部件，毛坏可采用铝棒经机械加 工而成。为保证交汇于毂体的杆件可靠地连接在一起，毂体宜有 足够的刚度和强度，嵌入椎的尺寸精度宜保证各嵌入件能顺利嵌 人并良好吻合。
6.2.8预拼装一般是针对长距离国外工程，单元预拼装
但结构对称的网格结构，整体结构预拼装一般是针对单元不同结 构不对称的网格结构
6.4.5本条对铝合金空间网格
①高空散装法是指网格结构的杆件和节点或事先拼成的小 拼单元直接在设计位置进行总拼，拼装时需要搭设支承架。 ②分条分块安装法是将整个空间网格结构的平面分割成若 干条状或块状单元，吊装就位后再在高空拼成整体。分条一般是 在网格结构的跨度方向上分割。条状或块状单元的大小需要根据 起重机起重能力和结构单元刚度确定。 ③滑移法是将网格结构的条状单元向一个方向滑移的施工 方法。网格结构的滑移方向可以水平、向上、向下或沿曲线方 向。它比分条安装法具有网格结构安装与室内土建施工平行作业 的优点，可缩短工期，节约拼装支架，起重设备也容易解决。 ④整体吊装法吊装中小型空间网格结构时，一般采用多台 吊车抬吊或拔杆起吊，大型空间网格结构由于重量较大及起吊高 度较高，则建议采用多根拔杆吊装，在高空作移动或转动就位
安装。 5整体提升或整体顶升方法只能作垂直起升，不能作水平 移动。提升与顶升的区别是：当空间网格结构在起重设备的下面 称为提升；当空间网格结构在起重设备的上面称为顶升。由于空 间网格结构的重心和提（顶）升力作用点的相对位置不同，提升 与顶升的施工特点也有所不同。当采用顶升法时，需要特别注意 由于顶升的不同步，顶升设备作用力的垂直度等原因而引起的偏 移问题，应采取措施尽量减少偏移，而对提升法来说，偏移则不 是主要问题。因此，对起升、下降的同步控制，顶升法要求更 严格。 ③对于跨度超过20m的使用螺栓球节点的铝合金空间网格 结构、跨度超过60m的使用板式节点的铝合金空间网格结构、 跨度超过30m的使用毂式节点的铝合金空间网格结构以及使用 其他节点的铝合金空间网格结构，在结构安装前需对安装方案进 行专家论证确保结构安全性
6.5.1在碱性介质中，铝合金氧化膜会不断溶解，发生目
6.5.2铝合金材料同其他非不锈钢和镀锌构件金属材料或含酸
性、含碱性的非金属材料接触时，容易发生电偶腐蚀。在铝合金 材料与其他材料之间采用的隔离材料有油漆、橡胶或聚四氟乙 烯等。
6.6.2铝合金空间网格结构防火措施通常采用水喷淋系统等， 防火喷涂料对铝合金材料影响较大，容易与其他材料发生电化腐
6.6.2铝合金空间网格结构防
在对铝合金空间网格结构进行分析时，结构杆件内力和 形都是根据支座节点在一定约束条件下进行计算的。而支 的种类、规格、摆放位置和朝向的改变，都会对铝合金空 结构支座节点的约束条件产生直接的影响
7.2.3在对铝合金空间网格结构进行分析时GB∕T 17468-2019标准下载，结构
7.3总拼和安装允许偏差
7.3.3铝合金空间网格结构理论计算挠度与安装后的实际挠度
7.3.3铝合金空间网格结构理论计算挠度与安装后的实际挠度 有一定的出入，这除了铝合金空间网格结构的计算模型与实际的 情况存在差异之外，还与铝合金空间网格结构的连接节点实际零 件的加工精度、安装精度等有关。 7.3.6螺栓球节点的高强度螺栓应确保拧紧，工程中总存在个 别高强度螺栓拧紧不够的所谓“假拧”情况，因此本条文强调要 对高强度螺栓拧紧情况逐个检查。
7.4.5铝合金空间网格结构若十控制点的挠度是对设计和施工 质量的综合反映，挠度测量点的位置一般由设计单位确定。当设 计无要求时，对小跨度，设在下弦中央一点；对大、中跨度，可 设五点：下弦中央一点，两向下弦跨度四分点处各设两点；对三 向网架宜测量每向跨度三个四等分点处的挠度
GB/T 42203-2022标准下载统一书号：15112·35499定价：42.00元1511235499