煤塔工程高大模板支撐系統(tǒng)承載機理研究

方 斌 于海豐 馬 康 趙 洋 葉錫豪 郭 勇

（1.河北省建設工程標準編制研究中心，石家莊050051；2.河北科技大學建筑工程學院，石家莊050018；3.河北省第四建筑工程有限公司，石家莊050051）

0 引 言

《危險性較大的分部分項工程安全管理規(guī)定》住建部【2018】37 號文［1］規(guī)定，架體搭設高度大于等于8 m或搭設跨度大于等于18 m或施工總荷載超過15 kN/m2或集中線荷載超過20 kN/m 的混凝土模板支撐系統(tǒng)即為高大模板支撐系統(tǒng)。目前常用的高大模板支撐架有扣件式鋼管模板支撐架、門式鋼管支架、碗扣式鋼管支架三種，其中以扣件式鋼管模板支撐架居多［2］。有許多學者對高大模板支撐系統(tǒng)進行過研究，在試驗方面，Homes 和Hindson［3］對7個足尺架體模型進行了試驗研究與理論分析，并對支撐架的水平與豎向極限承載力進行了深入系統(tǒng)的分析；劉洪波［4］對無X 支撐的鋼管和耦合支架的穩(wěn)定性能進行了試驗及分析，確定了其單向加載時的強度簡化模型和公式，此外，陸征然等［5］、楊建民［6］也分別對滿堂扣件式鋼管支撐架、榫卯式鋼管支撐架進行了試驗研究。在有限元理論方面，Prabhakaran［7］提出了一種加載和卸載行為的模型，結合有限元法給出了比較可靠的分析方法，為高大模板支撐體系的設計提供了可行性方法。莊金平［8］基于ABAQUS軟件，對扣件式鋼管高大模板支撐系統(tǒng)的整體受力性能開展了研究，提出了計算長度修正系數(shù)的簡化設計公式。在施工方面，李維［9］論證了高大模板支撐系統(tǒng)實時監(jiān)測的必要性；陳魯［10］介紹了濟南大劇院大跨度樓面施工過程中搭設的高支腳手架及模板體系的工程特點。在煤塔工程的高大模板支撐架方面，余華海［11］給出了一些模板支撐架的設計建議。

上述研究均未涉及煤塔工程中的剪力墻自承載能力引起的模板支撐架軸力變化規(guī)律。本文以山西新石煤焦化項目的煤塔工程為依托，監(jiān)測了施工過程中煤塔剪力墻底的模板支撐架立桿軸壓力分布規(guī)律及煤塔剪力墻側面應變分布規(guī)律；建立了數(shù)值模型，對監(jiān)測結果進行了驗證和分析；基于數(shù)值模型，并對拆除模板支撐架進行施工步驟模擬分析，得到了模板支撐架的理論拆除時間。相關結論可為類似工程提供參考。

1 工程概況

山西新石煤焦化項目的煤塔工程建筑高度50 m、長31 m、寬10 m，為框架剪力墻結構形式。剪力墻厚度為600 mm，從標高26 m 處開始澆筑，高度為19 m，如圖1所示。偏于安全估計，假設其為跨度31 m、截面為600h的簡支梁，依據(jù)混凝土結構設計規(guī)范［12］進行了承載力、撓度、裂縫寬度復核，當混凝土澆筑至h=4.5 m 高時其依靠自身承載力可以支撐起上部荷載，以此為依據(jù)，對模板支撐體系進行了設計。模板采用15 mm厚雙面覆膜木膠合板，縱肋采用50×80 木方，間距100 mm。梁托頂部采用Φ48×2.8鋼管做橫楞，間距600 mm。下部按滿堂支撐腳手架設計，立桿支撐采用Φ48×2.8鋼管腳手架，剪力墻下立桿沿縱向間距700 mm，梁底及兩側立桿共4 道，間距400 mm，橫桿步距750 mm，高度為26 m，離地面150 mm 處設掃地桿，支撐體系如圖2 所示。施工時嚴格按照設計施工，并符合《建筑施工扣件式鋼管腳手架安全技術規(guī)范》［13］（JGJ 130—2011）相關規(guī)定。

圖1 煤塔工程Fig.1 Coal tower project

圖2 煤塔工程支撐體系Fig.2 Coal tower project support system

2 監(jiān)測方案

本次監(jiān)測對象選擇為31 m 跨剪力墻以及與之相連的10 m 跨斜剪力墻，澆筑集中在6～7 月份，天氣溫度在15 ℃～20 ℃，每次混凝土澆筑時天氣情況良好。剪力墻的施工方案為先澆筑0.5 m后，之后每4 m 澆筑一次。經(jīng)初步估計，31 m 跨和10 m 跨墻跨中附近處的撓度最大，因此在靠近跨中位置處支撐架立桿頂部布置壓力傳感器，用以測試支撐架立桿頂部軸力，共計4 個，布置位置如圖3所示，布置詳圖如圖4所示。以第二個施工過程為例，在此處已澆筑并硬化墻體底部和頂部分別取向上、向下0.3 m 處布置應變片，具體位置如圖5 所示。其余施工過程均應變片布置位置處理方法同第二個施工過程。

圖3 壓力傳感器布置位置Fig.3 Location of pressure sensors

圖4 壓力傳感器Fig.4 Pressure sensor

圖5 第二個施工過程的應變片布置位置Fig.5 Location of strain gauges for the second construction process

監(jiān)測過程為從混凝土開始澆筑至澆筑完成、混凝土初凝時停止，持續(xù)時間一般在15 個小時以上。

3 施工模擬

為與監(jiān)測結果進行對比，本文采用大型通用有限元軟件ABAQUS，建立了精細的三維實體有限元模型，模擬墻體澆筑過程。模型共模擬了三施工澆筑過程，分別是混凝土剪力墻從26.5 m 澆筑至30.5 m（第一個施工過程），30.5 m 澆筑至34.5 m（第二個施工過程），34.5 m 澆筑至38.5 m的過程（第三個施工過程）。根據(jù)各個構件的實際尺寸和約束條件，對底部混凝土墻體、柱地面進行固接處理，模板支撐架底部與地面鉸接。為考慮實際情況，模板支撐架各桿件采用B31梁單元，剪力墻均采用實體單元C3D10、C3D8R（形狀復雜的部位）。根據(jù)工程實際情況，材料參數(shù)設定見表1，混凝土的本構模型采用損傷塑性模型，相關參數(shù)設定見文獻［14］，而因模板支撐并未進入屬性，分析時僅按彈性考慮。

表1 材料參數(shù)Table 1 Material parameter

在澆筑時新澆筑混凝土處于流態(tài)，因此該部分混凝土以荷載的形式施加于剪力墻墻上，荷載按3 種工況考慮，即工況一Gk、工況二Gk+Qk、工況三1.35Gk+1.4×0.7Qk（本文中是恒載起控制作用，故未考慮1.2Gk+1.4Qk的組合），Gk為恒荷載，Qk為施工活荷載，按3 kN/m2計算。因壓力傳感器測量的僅是新澆筑混凝土在立桿產(chǎn)生的附加壓力，之前模板重量、已硬化墻體重量在立桿中產(chǎn)生的軸力是無法測量的，因此模擬時，對于模板、已硬化墻體不考慮自重，這樣處理后計算出來的立桿軸力和測量值是對應的。有限元模型如圖6所示。

圖6 有限元模型（第二個施工過程）Fig.6 Finite element model for the second construction process

4 監(jiān)測及數(shù)值結果分析

4.1 軸力

如圖7所示，以第3次澆筑3號、4號壓力傳感器實測軸力為例，可見在澆筑至壓力傳感器區(qū)域時，荷載迅速增加，后期由于混凝土硬化以及荷載分布因素等（當澆筑壓力傳感器外區(qū)域時，由于模板的協(xié)調作用等，會使得壓力傳感器區(qū)趨模板呈現(xiàn)向上變形趨勢）影響，呈現(xiàn)逐漸降低趨勢。三個施工過程支撐架立桿最大軸力統(tǒng)計結果如表2 所示。圖8 給出了不同施工過程中，立桿分擔的豎向荷載百分比，其百分比按立桿軸力實測平均值、數(shù)值計算值（工況三）與按工況三計算的假想理論效應之比計算，假想理論效應按新澆筑混凝土產(chǎn)生的恒載、活載全部由立桿按對應面積原則承擔，而剪力墻本身按不承擔豎向荷載計算。10 m 跨斜剪力墻的立桿軸力分配示意圖見圖9。可見：①整體上看，第一個施工過程中，立桿頂部軸力實測值與按工況三計算的立桿軸力值較為接近，說明立桿基本承擔了所有的豎向荷載且相關規(guī)范［11］的荷載分項系數(shù)取值是合理的。②第二（剪力墻高4.5 m）、三（剪力墻高8.5 m）施工過程中，31 m 跨剪力墻下基于立桿軸力實測平均值計算的豎向荷載分擔率分別為72.7%、14.08%，10 m 跨剪力墻下立桿豎向荷載分擔率分別為32.84%、40.08%，立桿承受的荷載明顯小于假想理論效應，且總體上第三個施工過程小于第二個施工過程的，這表明當墻體高度達到4.5 m 后，墻體能承受較大的荷載，且墻體越高，分擔給立桿的軸力越小，墻體本身承受的荷載越大。③數(shù)值模擬結果與實測值吻合程度較好，變化趨勢也基本一致。

表2 各施工過程后立桿最大軸力Table 2 The maximum axial force of vertical bars for different construction processes

4.2 應變

以第二個施工過程中31 m 剪力墻為例，其跨中應變結果如表3 所示。可見，實測受拉的微應變遠大于數(shù)值計算值，受壓情況下的實測值和計算值吻合較好。原因在于實際施工過程中，可能混凝土已開裂，受拉裂縫的產(chǎn)生隨機性較強，一旦裂縫出現(xiàn)，應變片基本就失效了，因此受拉側應變模擬效果較差，而受壓側相對較好，但這也表明了用應變來衡量其剪力墻的力學特征是比較困難的。因此本文后續(xù)主要研究的是立桿軸力。

4.3 應力云圖

圖7 第三次澆筑時實測軸力圖Fig.7 Axial force diagram for the third construction processes

圖8 立桿分擔的豎向荷載百分比Fig.8 Percentage of vertical load shared by of upright stanchion

第一、二、三個施工過程模型的應力云圖（工況一）見圖10，可見，最大的應力基本集中在31 m跨剪力墻以及10 m 跨斜墻跨中部位的模板支撐架立桿上，這表明本次施工過程監(jiān)測選擇的位置是正確的，隨著澆筑進度的進行，立桿上的應力由最大時的118 MPa 降低至9.5 MPa 左右，這和試驗時立桿軸力的變化規(guī)律是一致的。

圖9 10 m跨斜墻荷載效應值的計算簡圖Fig.9 Calculation diagram of load effect value of 10 m span inclined shear wall

表3 施工過程二時31m跨剪力墻的微應變值Table 3 Microstrain values of the 31m span shear wall for the second construction processes

圖10 應力云圖Fig.10 Stress contour

5 模板支撐架拆除施工步驟模擬

假設在四個時間節(jié)點拆除腳手架，即已硬化墻體高度分別為0.5 m、4.5 m、6.5 m、8.5 m 時。表4 給出了基于上述四個時間節(jié)點拆除模板后，后續(xù)澆筑混凝土施工過程中剪力墻跨中最大撓度值（基于工況三），表中撓度限值根據(jù)《混凝土結構設計規(guī)范》［12］7.2.1 條進行計算，可見，在第一個施工過程中，當已硬化墻體高度達到0.5 m、4.5 m 時拆除模板支撐架，在下一個施工過程中剪力墻坍塌；當已硬化墻體高度達到6.5 m時拆除模板支撐架，31 m、10 m跨墻體最大撓度為11.98 mm、11.49 mm，遠遠小于規(guī)范限值，且后續(xù)隨著施工的持續(xù)進行，墻體越來越高，因混凝土澆筑產(chǎn)生的附加變形越來越小，故在第三個施工過程中，當已硬化墻體高度達到8.5 m 時拆除模板支撐架，31 m、10 m 跨墻體最大撓度僅為13.35 mm、12.88 mm，滿足規(guī)范要求。上述結果表明，在第一個施工過程中，當已硬化墻體高度達到6.5 m時，整體結構已能獨立承擔因混凝土澆筑而產(chǎn)生的荷載，拆除模板支撐架不會對結構造成較大的影響，是可行的。

表4 有限元模板支撐架拆除分析Table 4 Analysis of removal of support frame of finite element formwork

6 結 論

（1）第一個施工過程中，立桿頂部軸力實測值與按工況三計算的立桿軸力值較為接近，說明立桿基本承擔了所有的豎向荷載且相關規(guī)范的荷載分項系數(shù)取值是合理的；而0.5 m高的剪力墻基本不承受因混凝土澆筑產(chǎn)生的附加荷載。

（2）第二、三個施工過程時，因變形協(xié)調的原因，立桿承擔的軸力呈遞減趨勢，第三個施工過程時，31 m 跨、10 m 跨剪力墻下立桿基于實測軸力平均值計算的豎向荷載分擔率分別為14.08%、40.08%。

（3）數(shù)值模擬結果與實測值吻合程度較好，變化趨勢也基本一致。

（4）根據(jù)該煤塔工程實際情況，對于31 m 跨的剪力墻，初估當墻體高度超過4.5 m時可依靠自身承載力支撐起上部荷載。基于數(shù)值模型分析了模板支撐架最早拆除時間，結果表明，在第二個施工過程中，當剪力墻混凝土澆筑了6.5 m高并硬化后，理論上模板支撐架就可以拆除。