煤塔工程高大模板支撑系统承载机理研究

方 斌 于海丰 马 康 赵 洋 叶锡豪 郭 勇

（1.河北省建设工程标准编制研究中心，石家庄050051；2.河北科技大学建筑工程学院，石家庄050018；3.河北省第四建筑工程有限公司，石家庄050051）

0 引 言

《危险性较大的分部分项工程安全管理规定》住建部【2018】37 号文［1］规定，架体搭设高度大于等于8 m或搭设跨度大于等于18 m或施工总荷载超过15 kN/m2或集中线荷载超过20 kN/m 的混凝土模板支撑系统即为高大模板支撑系统。目前常用的高大模板支撑架有扣件式钢管模板支撑架、门式钢管支架、碗扣式钢管支架三种，其中以扣件式钢管模板支撑架居多［2］。有许多学者对高大模板支撑系统进行过研究，在试验方面，Homes 和Hindson［3］对7个足尺架体模型进行了试验研究与理论分析，并对支撑架的水平与竖向极限承载力进行了深入系统的分析；刘洪波［4］对无X 支撑的钢管和耦合支架的稳定性能进行了试验及分析，确定了其单向加载时的强度简化模型和公式，此外，陆征然等［5］、杨建民［6］也分别对满堂扣件式钢管支撑架、榫卯式钢管支撑架进行了试验研究。在有限元理论方面，Prabhakaran［7］提出了一种加载和卸载行为的模型，结合有限元法给出了比较可靠的分析方法，为高大模板支撑体系的设计提供了可行性方法。庄金平［8］基于ABAQUS软件，对扣件式钢管高大模板支撑系统的整体受力性能开展了研究，提出了计算长度修正系数的简化设计公式。在施工方面，李维［9］论证了高大模板支撑系统实时监测的必要性；陈鲁［10］介绍了济南大剧院大跨度楼面施工过程中搭设的高支脚手架及模板体系的工程特点。在煤塔工程的高大模板支撑架方面，余华海［11］给出了一些模板支撑架的设计建议。

上述研究均未涉及煤塔工程中的剪力墙自承载能力引起的模板支撑架轴力变化规律。本文以山西新石煤焦化项目的煤塔工程为依托，监测了施工过程中煤塔剪力墙底的模板支撑架立杆轴压力分布规律及煤塔剪力墙侧面应变分布规律；建立了数值模型，对监测结果进行了验证和分析；基于数值模型，并对拆除模板支撑架进行施工步骤模拟分析，得到了模板支撑架的理论拆除时间。相关结论可为类似工程提供参考。

1 工程概况

山西新石煤焦化项目的煤塔工程建筑高度50 m、长31 m、宽10 m，为框架剪力墙结构形式。剪力墙厚度为600 mm，从标高26 m 处开始浇筑，高度为19 m，如图1所示。偏于安全估计，假设其为跨度31 m、截面为600h的简支梁，依据混凝土结构设计规范［12］进行了承载力、挠度、裂缝宽度复核，当混凝土浇筑至h=4.5 m 高时其依靠自身承载力可以支撑起上部荷载，以此为依据，对模板支撑体系进行了设计。模板采用15 mm厚双面覆膜木胶合板，纵肋采用50×80 木方，间距100 mm。梁托顶部采用Φ48×2.8钢管做横楞，间距600 mm。下部按满堂支撑脚手架设计，立杆支撑采用Φ48×2.8钢管脚手架，剪力墙下立杆沿纵向间距700 mm，梁底及两侧立杆共4 道，间距400 mm，横杆步距750 mm，高度为26 m，离地面150 mm 处设扫地杆，支撑体系如图2 所示。施工时严格按照设计施工，并符合《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》［13］（JGJ 130—2011）相关规定。

图1 煤塔工程Fig.1 Coal tower project

图2 煤塔工程支撑体系Fig.2 Coal tower project support system

2 监测方案

本次监测对象选择为31 m 跨剪力墙以及与之相连的10 m 跨斜剪力墙，浇筑集中在6～7 月份，天气温度在15 ℃～20 ℃，每次混凝土浇筑时天气情况良好。剪力墙的施工方案为先浇筑0.5 m后，之后每4 m 浇筑一次。经初步估计，31 m 跨和10 m 跨墙跨中附近处的挠度最大，因此在靠近跨中位置处支撑架立杆顶部布置压力传感器，用以测试支撑架立杆顶部轴力，共计4 个，布置位置如图3所示，布置详图如图4所示。以第二个施工过程为例，在此处已浇筑并硬化墙体底部和顶部分别取向上、向下0.3 m 处布置应变片，具体位置如图5 所示。其余施工过程均应变片布置位置处理方法同第二个施工过程。

图3 压力传感器布置位置Fig.3 Location of pressure sensors

图4 压力传感器Fig.4 Pressure sensor

图5 第二个施工过程的应变片布置位置Fig.5 Location of strain gauges for the second construction process

监测过程为从混凝土开始浇筑至浇筑完成、混凝土初凝时停止，持续时间一般在15 个小时以上。

3 施工模拟

为与监测结果进行对比，本文采用大型通用有限元软件ABAQUS，建立了精细的三维实体有限元模型，模拟墙体浇筑过程。模型共模拟了三施工浇筑过程，分别是混凝土剪力墙从26.5 m 浇筑至30.5 m（第一个施工过程），30.5 m 浇筑至34.5 m（第二个施工过程），34.5 m 浇筑至38.5 m的过程（第三个施工过程）。根据各个构件的实际尺寸和约束条件，对底部混凝土墙体、柱地面进行固接处理，模板支撑架底部与地面铰接。为考虑实际情况，模板支撑架各杆件采用B31梁单元，剪力墙均采用实体单元C3D10、C3D8R（形状复杂的部位）。根据工程实际情况，材料参数设定见表1，混凝土的本构模型采用损伤塑性模型，相关参数设定见文献［14］，而因模板支撑并未进入属性，分析时仅按弹性考虑。

表1 材料参数Table 1 Material parameter

在浇筑时新浇筑混凝土处于流态，因此该部分混凝土以荷载的形式施加于剪力墙墙上，荷载按3 种工况考虑，即工况一Gk、工况二Gk+Qk、工况三1.35Gk+1.4×0.7Qk（本文中是恒载起控制作用，故未考虑1.2Gk+1.4Qk的组合），Gk为恒荷载，Qk为施工活荷载，按3 kN/m2计算。因压力传感器测量的仅是新浇筑混凝土在立杆产生的附加压力，之前模板重量、已硬化墙体重量在立杆中产生的轴力是无法测量的，因此模拟时，对于模板、已硬化墙体不考虑自重，这样处理后计算出来的立杆轴力和测量值是对应的。有限元模型如图6所示。

图6 有限元模型（第二个施工过程）Fig.6 Finite element model for the second construction process

4 监测及数值结果分析

4.1 轴力

如图7所示，以第3次浇筑3号、4号压力传感器实测轴力为例，可见在浇筑至压力传感器区域时，荷载迅速增加，后期由于混凝土硬化以及荷载分布因素等（当浇筑压力传感器外区域时，由于模板的协调作用等，会使得压力传感器区趋模板呈现向上变形趋势）影响，呈现逐渐降低趋势。三个施工过程支撑架立杆最大轴力统计结果如表2 所示。图8 给出了不同施工过程中，立杆分担的竖向荷载百分比，其百分比按立杆轴力实测平均值、数值计算值（工况三）与按工况三计算的假想理论效应之比计算，假想理论效应按新浇筑混凝土产生的恒载、活载全部由立杆按对应面积原则承担，而剪力墙本身按不承担竖向荷载计算。10 m 跨斜剪力墙的立杆轴力分配示意图见图9。可见：①整体上看，第一个施工过程中，立杆顶部轴力实测值与按工况三计算的立杆轴力值较为接近，说明立杆基本承担了所有的竖向荷载且相关规范［11］的荷载分项系数取值是合理的。②第二（剪力墙高4.5 m）、三（剪力墙高8.5 m）施工过程中，31 m 跨剪力墙下基于立杆轴力实测平均值计算的竖向荷载分担率分别为72.7%、14.08%，10 m 跨剪力墙下立杆竖向荷载分担率分别为32.84%、40.08%，立杆承受的荷载明显小于假想理论效应，且总体上第三个施工过程小于第二个施工过程的，这表明当墙体高度达到4.5 m 后，墙体能承受较大的荷载，且墙体越高，分担给立杆的轴力越小，墙体本身承受的荷载越大。③数值模拟结果与实测值吻合程度较好，变化趋势也基本一致。

表2 各施工过程后立杆最大轴力Table 2 The maximum axial force of vertical bars for different construction processes

4.2 应变

以第二个施工过程中31 m 剪力墙为例，其跨中应变结果如表3 所示。可见，实测受拉的微应变远大于数值计算值，受压情况下的实测值和计算值吻合较好。原因在于实际施工过程中，可能混凝土已开裂，受拉裂缝的产生随机性较强，一旦裂缝出现，应变片基本就失效了，因此受拉侧应变模拟效果较差，而受压侧相对较好，但这也表明了用应变来衡量其剪力墙的力学特征是比较困难的。因此本文后续主要研究的是立杆轴力。

4.3 应力云图

图7 第三次浇筑时实测轴力图Fig.7 Axial force diagram for the third construction processes

图8 立杆分担的竖向荷载百分比Fig.8 Percentage of vertical load shared by of upright stanchion

第一、二、三个施工过程模型的应力云图（工况一）见图10，可见，最大的应力基本集中在31 m跨剪力墙以及10 m 跨斜墙跨中部位的模板支撑架立杆上，这表明本次施工过程监测选择的位置是正确的，随着浇筑进度的进行，立杆上的应力由最大时的118 MPa 降低至9.5 MPa 左右，这和试验时立杆轴力的变化规律是一致的。

图9 10 m跨斜墙荷载效应值的计算简图Fig.9 Calculation diagram of load effect value of 10 m span inclined shear wall

表3 施工过程二时31m跨剪力墙的微应变值Table 3 Microstrain values of the 31m span shear wall for the second construction processes

图10 应力云图Fig.10 Stress contour

5 模板支撑架拆除施工步骤模拟

假设在四个时间节点拆除脚手架，即已硬化墙体高度分别为0.5 m、4.5 m、6.5 m、8.5 m 时。表4 给出了基于上述四个时间节点拆除模板后，后续浇筑混凝土施工过程中剪力墙跨中最大挠度值（基于工况三），表中挠度限值根据《混凝土结构设计规范》［12］7.2.1 条进行计算，可见，在第一个施工过程中，当已硬化墙体高度达到0.5 m、4.5 m 时拆除模板支撑架，在下一个施工过程中剪力墙坍塌；当已硬化墙体高度达到6.5 m时拆除模板支撑架，31 m、10 m跨墙体最大挠度为11.98 mm、11.49 mm，远远小于规范限值，且后续随着施工的持续进行，墙体越来越高，因混凝土浇筑产生的附加变形越来越小，故在第三个施工过程中，当已硬化墙体高度达到8.5 m 时拆除模板支撑架，31 m、10 m 跨墙体最大挠度仅为13.35 mm、12.88 mm，满足规范要求。上述结果表明，在第一个施工过程中，当已硬化墙体高度达到6.5 m时，整体结构已能独立承担因混凝土浇筑而产生的荷载，拆除模板支撑架不会对结构造成较大的影响，是可行的。

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

6 结 论

（1）第一个施工过程中，立杆顶部轴力实测值与按工况三计算的立杆轴力值较为接近，说明立杆基本承担了所有的竖向荷载且相关规范的荷载分项系数取值是合理的；而0.5 m高的剪力墙基本不承受因混凝土浇筑产生的附加荷载。

（2）第二、三个施工过程时，因变形协调的原因，立杆承担的轴力呈递减趋势，第三个施工过程时，31 m 跨、10 m 跨剪力墙下立杆基于实测轴力平均值计算的竖向荷载分担率分别为14.08%、40.08%。

（3）数值模拟结果与实测值吻合程度较好，变化趋势也基本一致。

（4）根据该煤塔工程实际情况，对于31 m 跨的剪力墙，初估当墙体高度超过4.5 m时可依靠自身承载力支撑起上部荷载。基于数值模型分析了模板支撑架最早拆除时间，结果表明，在第二个施工过程中，当剪力墙混凝土浇筑了6.5 m高并硬化后，理论上模板支撑架就可以拆除。