轮扣式钢管脚手架稳定承载力的试验研究

时间：2024-12-27

闫晓，宋沙沙，陈驹

（1.东方电气集团东方锅炉股份有限公司，成都 611731；2.浙江大学建筑工程学院，杭州 310058）

0 引言

脚手架是建筑施工过程中必不可少的建造辅助构体，其随着建筑结构难度的增加也得到了显著的发展，而且为适应于各类建筑结构的施工，不同形式的新型脚手架不断涌出，如扣件式、碗扣式、门式和插盘式等钢管脚手架在工程中得到了广泛的运用［1-6］。

近些年来，脚手架频频发生工程事故，使得建筑施工过程中存在较大的安全隐患［7］，因此国内外建筑行业对脚手架的安全问题愈发重视，也有较多的学者针对其力学性能做了大量的理论研究。20世纪70年代英国学者开展了一系列脚手架的理论研究，并最先制定了脚手架的技术标准［8］；1984年美国学者Ayyub［9］研究发现脚手架底部地基不均匀沉降对脚手架整体失稳倒塌破坏有较大影响。Hindson［10］对7个足尺的脚手架模型进行承载力分析的试验研究。Prabha⁃karan和Beale等［11］对脚手架的节点力学性能进行了研究，并得到了节点的弯矩-转角曲线。Weesner和Jones［12］对4种门式脚手架开展了试验与数值模拟研究，并对比分析了不同方法对脚手架的极限荷载预测情况。姜旭［13］对改进后的圆盘式钢管脚手架进行了力学试验和有限元分析，通过对比不同连接盘的脚手架模型，得到其承载力和施工效率的差异。刘静［14］研究了轮扣式钢管脚手架的半刚性节点，并建立了脚手架模型的分析方法。杨曙［15］进行了节点连接刚度试验，绘制了θ曲线，分析了包括脚手架节点抗弯刚度值、步距和横距的大小、扫地杆和斜杆的设置和立杆端头的伸出长度等参数对稳定承载力的影响。陈志华［16］对直角扣件的刚度进行了研究分析，提出将节点弯矩-转角曲线分区法作为节点刚度判定的准则。以上研究均为工程运用奠定了相关的理论基础。重庆市和广东省地方规范制定了轮扣式钢管脚手架安全技术规程［17，18］，其主要参数的确定与国家行业标准JGJ/T 231-2021《建筑施工承插型盘扣式钢管脚手架安全技术标准》［19］较为相似。

浙江省还未制定轮扣式脚手架相关安全技术规程，随着轮扣式脚手架大量的运用，迫切需要制定一套适用于浙江省的轮扣式脚手架规范，给浙江省各单位提供使用依据。鉴于此，文中针对浙江省当地一些已使用型号的轮扣式脚手架，进行了单元架体的力学性能研究。

1 试验基本概况

1.1 试验构件

轮扣式钢管脚手架根据跨数分为3个试验组，如图1所示。3个试验组的脚手架尺寸如表1所示，“S600-2”表示脚手架的纵向跨数为单跨，跨距l为600mm，立杆上下两节钢管长度分别为1200mm和1900mm，如图2所示。脚手架钢管均为Q235空心卷边钢管，钢管的直径为48mm，厚度为4mm，钢管的力学性能如表2所示。

图1 试件几何尺寸

表1 试件的几何尺和材料

图2 试件S600-1与S600-2立体图

表2 钢材力学性能

1.2 试验装置及加载方式

试验加载装置为门式液压加载设备，如图3（a）所示。为观测脚手架在加载过程中竖向变形情况，在脚手架对角的两立杆附近分别设置一个位移计，如图3（b）所示，脚手架的竖向位移取两者读数的均值。立杆各步距的中部均贴有一个应变片，用于读取立杆该位置处应变值，3个测试组的应变片布置情况如图4所示，整个加载过程的控制速度为0.2mm/min。

图3 加载装置

图4 脚手架的应变片位置

2 试验结果分析

2.1 失效模式

由图5可以看出，当脚手架达到稳定承载力时，各脚手架的立杆均发生了一定程度的弯曲变形，随着跨距的增加，弯曲变形的现象越明显。除S900-1脚手架有一横杆的插销发生断裂以外，所有脚手架中，始终没有出现杆件截面的脆断破坏，且横杆在加载过程中变形很小，可见各试验脚手架均属于脚手架的整体失稳破坏。

图5 整体破坏

如图6所示，S900-1脚手架中横杆的插销断裂破坏发生在插销与杆件圆管钢材的焊接位置附近，该位置处由于焊接过程产生的残余应力较大，因此该处极易产生应力集中的现象，所以该处的插销出现断裂破坏应归结插销处焊缝质量的问题。

图6 局部破坏

2.2 立杆形式的影响

2.2.1 竖向变形

各架体荷载-位移曲线如图7所示，图中位移为脚手架的整体竖向位移。由图7（a）和图7（b）可以看出，在同跨距的情况下，当脚手架处于弹性加载阶段时，除脚手架D600-1外，拼接立杆与整长立杆的脚手架竖向变形基本一致，随着脚手架的竖向荷载的增加，拼接立杆的脚手架竖向变形逐渐大于整长立杆的构件，直至脚手架达到极限承载力时，拼接立杆脚手架最终的竖向位移均大于整长立杆脚手架的竖向位移，如图8所示。脚手架D600-1在加载初期出现与D600-2脚手架不同的变形情况可能是D600-1脚手架在试验开始时，有一位移计没有顶紧测试点，导致该位移计加载初期没有得到读数，因此出现图7（b）的现象。

图7 位移-荷载曲线

图8 脚手架竖向变形

2.2.2 应变分布

试验脚手架中立杆的纵向应变情况如图9所示，图中应变值规定以压应变为正值，拉应变为负值。对于接长杆而言，上步间套管接合处发生很小的转动，这同样使得上步间立杆弯曲变形大于下步间立杆。由图9（b）～图9（c）可以看出，在同一脚手架中，边杆的应变最大，角杆次之，最后是中杆，这是因为边立杆只有一根横向钢管与之连接并进行约束，而角杆和中杆分别有两根和四根横向钢管进行约束。

同时，由图9（a）可知，在立杆同一位置处，单跨脚手架中接长立杆的应变大于整长杆，而在双跨脚手架中接长立杆的应变均小于整长立杆，如图9（b）～图9（c）所示。由此说明单跨脚手架中接长杆连接处套筒与钢管之间连接较好，并没有发生较大的转动，因此单跨脚手架中接长立杆的应变基本为立杆的弯曲变形产生的。但在双跨脚手架中，接长杆由于套筒处发生了较大的转动，因此接长杆的大部分变形均由套筒处的转动产生，杆件本身的弯曲变形较小，由此产生的纵向应变也相对较小。

图9 立杆纵向应变

2.2.3 承载力

各脚手架失稳破坏时的稳定承载力如表3所示，接长立杆的脚手架在加载后期均出现金属变形的脆响，且除脚手架D300-2外，整长立杆的脚手架稳定承载力均大于接长立杆的脚手架，如图10所示。在加载后期接长立杆构件之所以出现金属的脆响声应该是由于拼接处套管与钢管之间发生转动产生的。

表3 试件的稳定承载力与失效模式 kN

图10 跨距对稳定承载力的影响

3 无剪力撑钢管支撑架设计

3.1 规范设计强度

3.1.1 重庆市地标

重庆市DBJ 50/T-216-2015《建筑施工轮盘插销式钢管模板支撑架安全技术规范》提出的轮盘插销式钢管支撑架立杆整体稳定性公式：

式中，A为钢管截面积；fy为钢材屈服强度；φc为该规范中钢管轴心受压稳定系数，根据规范DBJ 50/T-216-2015附表F确定。

3.1.2 广东省地标

广东省DB 44/T1876-2016《轮扣式钢管脚手架安全技术规程》规范验算脚手架中立杆整体稳定性公式：

式中，φg为钢管轴心受压稳定系数，根据行业标准JGJ 300-2016《建筑施工临时支撑结构技术规范》［20］中附表A-1可得。

3.1.3 浙江省地标

浙江省地标DB 33/T1035-2018《建筑施工扣件式钢管模板支架技术规程》［21］针对支撑架结构立杆整体稳定性承载力提出的计算公式：

式中，φz为该规范中钢管轴心受压的稳定系数，根据GB 50018-2016《冷弯薄壁型钢结构技术规范》［22］中附表A.1.1-1可得；KH为支撑架高度调整系数，当支撑架总高度H不超过4m时，取1.0。

3.1.4 行业标准

2021年新推出的钢管脚手架技术标准JGJ/T 231-2021《建筑施工承插型盘扣式钢管脚手架安全技术标准》针对脚手架提出了相应的计算公式如下：

式中，φh为钢管轴心受压稳定系数，根据标准JGJ/T 231-2021中附表D-1可得。

3.2 文中设计

根据地标及行标可知，跨距与步距均与立杆的计算长度有关，因此分别利用系数kh和k1在计算长度中考虑步距和跨距对其的影响，因此文中在行标的基础上，提出了脚手架立杆的整体稳定性如下：

式中，φn为钢管轴心受压稳定系数，根据钢管长细比λn查GB 50018-2016《冷弯薄壁型钢结构技术规范》中附表A.1.1-1可得ln为钢管计算长度；Kh为与步距有关的计算长度附加系数，当脚手架总高度小于8m时，Kh取值为1；根据2.3节参数分析的结果，引入了与跨距有关的计算长度系数公式K1，其计算公式：

式中，步距h不宜超过1200mm的范围，否则步距的增加对立杆稳定承载力的影响较大，导致式（8）不再适用。