閆曉， 宋沙沙， 陳駒

（1.東方電氣集團東方鍋爐股份有限公司，成都 611731；2.浙江大學(xué)建筑工程學(xué)院，杭州 310058）

0 引言

腳手架是建筑施工過程中必不可少的建造輔助構(gòu)體，其隨著建筑結(jié)構(gòu)難度的增加也得到了顯著的發(fā)展，而且為適應(yīng)于各類建筑結(jié)構(gòu)的施工，不同形式的新型腳手架不斷涌出，如扣件式、碗扣式、門式和插盤式等鋼管腳手架在工程中得到了廣泛的運用［1-6］。

近些年來，腳手架頻頻發(fā)生工程事故，使得建筑施工過程中存在較大的安全隱患［7］，因此國內(nèi)外建筑行業(yè)對腳手架的安全問題愈發(fā)重視，也有較多的學(xué)者針對其力學(xué)性能做了大量的理論研究。20世紀70年代英國學(xué)者開展了一系列腳手架的理論研究，并最先制定了腳手架的技術(shù)標準［8］；1984年美國學(xué)者Ayyub［9］研究發(fā)現(xiàn)腳手架底部地基不均勻沉降對腳手架整體失穩(wěn)倒塌破壞有較大影響。Hindson［10］對7個足尺的腳手架模型進行承載力分析的試驗研究。Prabha?karan和Beale等［11］對腳手架的節(jié)點力學(xué)性能進行了研究，并得到了節(jié)點的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線。Weesner和Jones［12］對4種門式腳手架開展了試驗與數(shù)值模擬研究，并對比分析了不同方法對腳手架的極限荷載預(yù)測情況。姜旭［13］對改進后的圓盤式鋼管腳手架進行了力學(xué)試驗和有限元分析，通過對比不同連接盤的腳手架模型，得到其承載力和施工效率的差異。劉靜［14］研究了輪扣式鋼管腳手架的半剛性節(jié)點，并建立了腳手架模型的分析方法。楊曙［15］進行了節(jié)點連接剛度試驗，繪制了θ曲線，分析了包括腳手架節(jié)點抗彎剛度值、步距和橫距的大小、掃地桿和斜桿的設(shè)置和立桿端頭的伸出長度等參數(shù)對穩(wěn)定承載力的影響。陳志華［16］對直角扣件的剛度進行了研究分析，提出將節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角曲線分區(qū)法作為節(jié)點剛度判定的準則。以上研究均為工程運用奠定了相關(guān)的理論基礎(chǔ)。重慶市和廣東省地方規(guī)范制定了輪扣式鋼管腳手架安全技術(shù)規(guī)程［17，18］，其主要參數(shù)的確定與國家行業(yè)標準JGJ/T 231-2021《建筑施工承插型盤扣式鋼管腳手架安全技術(shù)標準》［19］較為相似。

浙江省還未制定輪扣式腳手架相關(guān)安全技術(shù)規(guī)程，隨著輪扣式腳手架大量的運用，迫切需要制定一套適用于浙江省的輪扣式腳手架規(guī)范，給浙江省各單位提供使用依據(jù)。鑒于此，文中針對浙江省當?shù)匾恍┮咽褂眯吞柕妮喛凼侥_手架，進行了單元架體的力學(xué)性能研究。

1 試驗基本概況

1.1 試驗構(gòu)件

輪扣式鋼管腳手架根據(jù)跨數(shù)分為3個試驗組，如圖1所示。3個試驗組的腳手架尺寸如表1所示，“S600-2”表示腳手架的縱向跨數(shù)為單跨，跨距l(xiāng)為600mm，立桿上下兩節(jié)鋼管長度分別為1200mm和1900mm，如圖2所示。腳手架鋼管均為Q235空心卷邊鋼管，鋼管的直徑為48mm，厚度為4mm，鋼管的力學(xué)性能如表2所示。

圖1 試件幾何尺寸

表1 試件的幾何尺和材料

圖2 試件S600-1與S600-2立體圖

表2 鋼材力學(xué)性能

1.2 試驗裝置及加載方式

試驗加載裝置為門式液壓加載設(shè)備，如圖3（a）所示。為觀測腳手架在加載過程中豎向變形情況，在腳手架對角的兩立桿附近分別設(shè)置一個位移計，如圖3（b）所示，腳手架的豎向位移取兩者讀數(shù)的均值。立桿各步距的中部均貼有一個應(yīng)變片，用于讀取立桿該位置處應(yīng)變值，3個測試組的應(yīng)變片布置情況如圖4所示，整個加載過程的控制速度為0.2mm/min。

圖3 加載裝置

圖4 腳手架的應(yīng)變片位置

2 試驗結(jié)果分析

2.1 失效模式

由圖5可以看出，當腳手架達到穩(wěn)定承載力時，各腳手架的立桿均發(fā)生了一定程度的彎曲變形，隨著跨距的增加，彎曲變形的現(xiàn)象越明顯。除S900-1腳手架有一橫桿的插銷發(fā)生斷裂以外，所有腳手架中，始終沒有出現(xiàn)桿件截面的脆斷破壞，且橫桿在加載過程中變形很小，可見各試驗?zāi)_手架均屬于腳手架的整體失穩(wěn)破壞。

圖5 整體破壞

如圖6所示，S900-1腳手架中橫桿的插銷斷裂破壞發(fā)生在插銷與桿件圓管鋼材的焊接位置附近，該位置處由于焊接過程產(chǎn)生的殘余應(yīng)力較大，因此該處極易產(chǎn)生應(yīng)力集中的現(xiàn)象，所以該處的插銷出現(xiàn)斷裂破壞應(yīng)歸結(jié)插銷處焊縫質(zhì)量的問題。

圖6 局部破壞

2.2 立桿形式的影響

2.2.1 豎向變形

各架體荷載-位移曲線如圖7所示，圖中位移為腳手架的整體豎向位移。由圖7（a）和圖7（b）可以看出，在同跨距的情況下，當腳手架處于彈性加載階段時，除腳手架D600-1外，拼接立桿與整長立桿的腳手架豎向變形基本一致，隨著腳手架的豎向荷載的增加，拼接立桿的腳手架豎向變形逐漸大于整長立桿的構(gòu)件，直至腳手架達到極限承載力時，拼接立桿腳手架最終的豎向位移均大于整長立桿腳手架的豎向位移，如圖8所示。腳手架D600-1在加載初期出現(xiàn)與D600-2腳手架不同的變形情況可能是D600-1腳手架在試驗開始時，有一位移計沒有頂緊測試點，導(dǎo)致該位移計加載初期沒有得到讀數(shù)，因此出現(xiàn)圖7（b）的現(xiàn)象。

圖7 位移-荷載曲線

圖8 腳手架豎向變形

2.2.2 應(yīng)變分布

試驗?zāi)_手架中立桿的縱向應(yīng)變情況如圖9所示，圖中應(yīng)變值規(guī)定以壓應(yīng)變?yōu)檎?，拉?yīng)變?yōu)樨撝怠τ诮娱L桿而言，上步間套管接合處發(fā)生很小的轉(zhuǎn)動，這同樣使得上步間立桿彎曲變形大于下步間立桿。由圖9（b）～圖9（c）可以看出，在同一腳手架中，邊桿的應(yīng)變最大，角桿次之，最后是中桿，這是因為邊立桿只有一根橫向鋼管與之連接并進行約束，而角桿和中桿分別有兩根和四根橫向鋼管進行約束。

同時，由圖9（a）可知，在立桿同一位置處，單跨腳手架中接長立桿的應(yīng)變大于整長桿，而在雙跨腳手架中接長立桿的應(yīng)變均小于整長立桿，如圖9（b）～圖9（c）所示。由此說明單跨腳手架中接長桿連接處套筒與鋼管之間連接較好，并沒有發(fā)生較大的轉(zhuǎn)動，因此單跨腳手架中接長立桿的應(yīng)變基本為立桿的彎曲變形產(chǎn)生的。但在雙跨腳手架中，接長桿由于套筒處發(fā)生了較大的轉(zhuǎn)動，因此接長桿的大部分變形均由套筒處的轉(zhuǎn)動產(chǎn)生，桿件本身的彎曲變形較小，由此產(chǎn)生的縱向應(yīng)變也相對較小。

圖9 立桿縱向應(yīng)變

2.2.3 承載力

各腳手架失穩(wěn)破壞時的穩(wěn)定承載力如表3所示，接長立桿的腳手架在加載后期均出現(xiàn)金屬變形的脆響，且除腳手架D300-2外，整長立桿的腳手架穩(wěn)定承載力均大于接長立桿的腳手架，如圖10所示。在加載后期接長立桿構(gòu)件之所以出現(xiàn)金屬的脆響聲應(yīng)該是由于拼接處套管與鋼管之間發(fā)生轉(zhuǎn)動產(chǎn)生的。

表3 試件的穩(wěn)定承載力與失效模式 kN

圖10 跨距對穩(wěn)定承載力的影響

3 無剪力撐鋼管支撐架設(shè)計

3.1 規(guī)范設(shè)計強度

3.1.1 重慶市地標

重慶市DBJ 50/T-216-2015《建筑施工輪盤插銷式鋼管模板支撐架安全技術(shù)規(guī)范》提出的輪盤插銷式鋼管支撐架立桿整體穩(wěn)定性公式：

式中，A為鋼管截面積；fy為鋼材屈服強度；φc為該規(guī)范中鋼管軸心受壓穩(wěn)定系數(shù)，根據(jù)規(guī)范DBJ 50/T-216-2015附表F確定。

3.1.2 廣東省地標

廣東省DB 44/T1876-2016《輪扣式鋼管腳手架安全技術(shù)規(guī)程》規(guī)范驗算腳手架中立桿整體穩(wěn)定性公式：

式中，φg為鋼管軸心受壓穩(wěn)定系數(shù)，根據(jù)行業(yè)標準JGJ 300-2016《建筑施工臨時支撐結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》［20］中附表A-1可得。

3.1.3 浙江省地標

浙江省地標DB 33/T1035-2018《建筑施工扣件式鋼管模板支架技術(shù)規(guī)程》［21］針對支撐架結(jié)構(gòu)立桿整體穩(wěn)定性承載力提出的計算公式：

式中，φz為該規(guī)范中鋼管軸心受壓的穩(wěn)定系數(shù)，根據(jù)GB 50018-2016《冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》［22］中附表A.1.1-1可得；KH為支撐架高度調(diào)整系數(shù)，當支撐架總高度H不超過4m時，取1.0。

3.1.4 行業(yè)標準

2021年新推出的鋼管腳手架技術(shù)標準JGJ/T 231-2021《建筑施工承插型盤扣式鋼管腳手架安全技術(shù)標準》針對腳手架提出了相應(yīng)的計算公式如下：

式中，φh為鋼管軸心受壓穩(wěn)定系數(shù)，根據(jù)標準JGJ/T 231-2021中附表D-1可得。

3.2 文中設(shè)計

根據(jù)地標及行標可知，跨距與步距均與立桿的計算長度有關(guān)，因此分別利用系數(shù)kh和k1在計算長度中考慮步距和跨距對其的影響，因此文中在行標的基礎(chǔ)上，提出了腳手架立桿的整體穩(wěn)定性如下：

式中，φn為鋼管軸心受壓穩(wěn)定系數(shù)，根據(jù)鋼管長細比λn查GB 50018-2016《冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》中附表A.1.1-1可得ln為鋼管計算長度；Kh為與步距有關(guān)的計算長度附加系數(shù)，當腳手架總高度小于8m時，Kh取值為1；根據(jù)2.3節(jié)參數(shù)分析的結(jié)果，引入了與跨距有關(guān)的計算長度系數(shù)公式K1，其計算公式：

式中，步距h不宜超過1200mm的范圍，否則步距的增加對立桿穩(wěn)定承載力的影響較大，導(dǎo)致式（8）不再適用。

3.3 對比分析

表4為規(guī)范提出公式及文中提出公式與試驗結(jié)果對比情況，行標預(yù)測值與試驗值之比的均值為0.89，相較于地標而言與試驗結(jié)果更為相近。文中提出公式的計算值與試驗值之比的均值為0.98，說明文中提出的公式可以很好的預(yù)測立桿的穩(wěn)定承載力。

表4 規(guī)范計算值與試驗結(jié)果對比

4 結(jié)語

文中通過試驗方法對輪扣式鋼管腳手架整體穩(wěn)定承載力進行分析，并在得到以下幾點結(jié)論：

（1） 腳手架的破壞模式均為立桿的整體失穩(wěn)破壞，穩(wěn)定承載力的大小與跨距有關(guān)，隨著跨距增大而減小。

（2） 橫桿在承載的過程中變形很小，但需要注意插銷頭與橫桿接頭處的焊縫質(zhì)量，防止接頭處發(fā)生斷裂破壞。

（3） 整長立桿較接長立桿的力學(xué)性能更好，當腳手架失效破壞時，前者產(chǎn)生的變形更小，承載力更大。

（4） 當腳手架必須使用接長桿時，要嚴格控制套管與鋼管之間的空隙，避免套管處發(fā)生過大的變形，影響腳手架實際的穩(wěn)定承載能力。同一腳手架中不同立桿之間存在較大的受力差別，邊桿的縱向應(yīng)變最大，角桿其次，中桿最小，且立桿上步距應(yīng)變大于下步距的應(yīng)變。

（5） 按重慶、浙江和廣東的地標驗算立桿穩(wěn)定承載力偏于保守；根據(jù)行標驗算立桿穩(wěn)定承載力相對更為合理；文中在行標的基礎(chǔ)上，新提出的計算公式可以很好的預(yù)測試驗立桿的穩(wěn)定承載力。