随着科学技术的不断发展, 施工技术水平也相应提高, 近年来, 不断涌现出高、大、难、精的工程项目, 而在国内建筑工程一直使用扣件式钢管支模架, 为更好地适应当下建筑结构发展的需要, 对支模架安全性能也提出更高要求。由于传统扣件式钢管支模架在其生产技术、质量和安全性能等方面都很难满足需要, 致使建筑行业事故频发。

据表1所示统计数据分析^[1], 近年来, 起重机械伤害、支模架坍塌事故一直处于较大以上事故的首位, 成为影响建筑施工安全的重大危险源, 特别是支模架坍塌发生必然是群死群伤、死伤惨重、损失巨大, 造成严重社会危害, 也引起各有关方面高度关注。传统扣件式支模架主要存在设计计算不当、原材料不合格、偷工减料严重、施工不规范、管理不到位等方面的原因, 致使支模架坍塌事故频发。传统扣件式支模架施工既耗时又费工且不安全, 难以适应结构发展的需要, 现在许多发达国家已不再将扣件式作为支模架使用。随着新型工具式支模架的推广和运用, 支模架坍塌事故有明显下降趋势。

新型轮扣式钢管支模架是通过横杆插销与立杆轮盘进行连接, 靠构造实现自锁, 4个方向连接的横杆间在同一节点上互不干扰、互不影响, 弥补传统支模架互锁的缺点, 当其中1根横杆松动会造成其他杆件连接松动或破坏。新型轮扣式改变采用扭力拧紧的传统互锁方式, 降低人为因素的影响, 杜绝传统活动锁紧构件造成的安全隐患。此外, 新型轮扣式钢管支模架具有良好的整体性和受力性能, 突显轮扣式具有更加安全的可靠性和良好的经济效益性, 有效解决超高、超大荷载、大跨度结构的施工安全问题。为更好地杜绝此类事故发生, 必须加强对原材料、设计、施工、管理等方面控制的同时, 新型轮扣式具有无法比拟的先进性, 应大力推行对新型工具式支模架的研究与应用。

直角扣件转动刚度试验方法在GB15831—2006《钢管脚手架扣件》^[2]中 (见图1) 规定为:利用直角扣件将长为2 000mm以上的横杆垂直立杆居中连接, 并利用力矩扳手拧至规定的扭矩值40～65N·m。施加荷载P于横杆一端, 距节点中心1 000mm处;设置测点在横杆另一无荷载端, 距节点中心1 000mm处安装固定位移计。利用已标定过的标准砝码进行逐级加载, 并测量记录位移值f。加载方法:先加载20N (预加载, 位移计归0) , 再加载第1级荷载80N, 然后每级加载为100N, 逐级加载至900N为止, 测量记录读数值f。建立关系如式 (1) 所示。

式中:θ为相对转角 (rad) ;f为横杆距节点中心1 000mm无荷载端处测点位移 (mm) ;l为节点中心至无荷载端位移测点的距离 (mm) , 取1 000mm。

直角扣件转动刚度试验在《钢管脚手架扣件》中对位移测点设计在横杆无荷载端距节点中心1 000m处, 测量记录位移值f;位移计设置在无荷载端, 主要是消除横杆自身变形造成的影响, 但立杆两端约束固定后, 在加载外力的作用下, 虽然位移及变形相对较小, 也需考虑影响, 设测点测量位移;由于轮扣式节点是通过横杆插销与立杆轮盘连接, 无法同扣件式相同设置在无荷载端, 只能设测点于加载端, 必须考虑加载横杆杆件自身挠度变形的影响;针对以上情况, 为更好地与轮扣式节点试验形成可比性, 做到轮扣式节点与扣件式节点的试验条件相同, 消除不利条件的影响, 减少试验误差, 确保试验准确性和合理性。分别在立杆上部及横杆上 (扣件式横杆两端) 各设置1个测点, 测点距节点中心150mm, 预加载稳定后卸载, 位移计回0后进行正式逐级加载, 测量记录各测点位移值, 利用公式计算相对转角。

改进后的试验设计方案具体如下:在施工现场随机选取直角扣件9个, 作为试验试件, 分成3组, 每组3个试件, 对每组3个扣件分别拧紧, 扭矩为30, 40, 50N·m, 做转角刚度试验, 逐级加载并记录测点位移值, 根据测量记录数据进行统计分析, 在不同扭力矩对转动刚度的影响下, 找出不同拧紧程度与转动刚度间的关系。具体试验操作为:将长1 600mm的横杆与立杆利用直角扣件进行连接固定 (见图2a) , 确保两杆相互垂直并拧紧达到设计方案要求的扭力矩, 距连接节点的立杆中心上部150mm处a点 (考虑立杆位移、杆件变形因素及试验便于操作读数) 和横杆两端距连接节点立杆中心150mm处的b, c点各安装固定位移计, 在横杆上距立杆中心l 000mm处加荷载P, 测量记录测点a, b, c的位移值f_a, f_b, f_c, 其中f_c主要是进行校核。加载方式为:按总荷载30%～40%进行预加载后卸荷仪表回0, 按规范规定的加载制度进行正式加载, 每级为100N逐级加载直至破坏。试验设计方案如图2b所示。

逐级加载并测量记录各测点a, b的位移值f_a, f_b, 按式 (2) 计算:

式中:θ为测点a, b相对转角 (rad) ;f_a为a测点位移 (mm) ;f_b为b测点位移 (mm) ;l_b为节点中心至无荷载端位移测点的距离 (mm) , 取l_b=150mm。

随着逐级加载, 立杆产生的位移变化较小, 横杆测点位移逐渐增大, 直至破坏, 在同一级荷载作用下, 在不同拧紧程度下横杆上的测点测得的位移值不同, 扣件拧紧程度越高, 位移值越小。在极限荷载作用下产生破坏, 扣件破坏部位主要集中在扣件盖板与基座连接区域范围处, 如图3所示。

由于试件从施工现场随机选取, 必然会存在较大差异, 为更好地消除差异性对试验结果的影响, 则取其平均值作为代表值。测量记录a, b测点的位移值, 利用公式 (2) 求得转角值 (见表2) 。

当扭矩为30N·m时, 其弯矩-转角关系曲线如图4所示。

采用二次函数拟合曲线得到节点试验弯矩-转角关系式:

当扭矩为40N·m时, 同上方法其弯矩-转角关系式为:

当扭矩为50N·m时, 其弯矩-转角关系式为:

当直角扣件螺栓拧紧扭矩为30, 40, 50N·m时, 取各曲线初始切线斜率为扣件转动刚度, 则分别为5.896, 6.195, 9.392kN·m/rad。

轮扣式节点转动刚度试验依照扣件式节点试验设计方案的要求, 按相同方法进行操作^[3]。用横杆一端插销插入轮盘并锁紧后分别在立杆、横杆上距节点中心150mm处 (考虑杆件位移、变形因素) 设置测点a, b并安装固定位移计, 预加载后卸载仪表回0后进行逐级加载, 测量、记录测点位移值, 由于测点b无法设于无荷载端, 因此, 需考虑受力横杆产生的挠度变形对试验结果的影响, 从而确保试验的准确性和合理性。利用公式 (3) 得出两点间的相对转角:

式中:θ为相对转角 (rad) ;f_a为a测点位移 (mm) ;f_b为b测点位移 (mm) ;v_z为b测点处的挠度 (mm) ;l_b为节点中心至b测点距离 (mm) , 取l_b=200mm。

式中:F为距节点中心1 000mm处集中力 (N) ;E为杆件弹性模量, 其值为2.06×10⁵ (N/mm) ;I为杆件截面惯性矩 (cm⁴) ;v_z为测点b处挠度 (mm) ;l为节点中心至集中力的距离 (mm) , 取l=1 000mm;z为集中力加载处至b测点距离 (mm) , 取z=800mm。

试验设计方案如下:根据轮扣式连接节点受力特点将试验设计方案分为2种情况: (1) 方案1横杆一端插销从上向下插入立杆轮盘并锁紧; (2) 方案2横杆一端插销从下向上反插入立杆轮盘并锁紧, 各方案进行1组3次试验, 测量、记录数据并进行统计分析。

1) 节点试验设计方案1 将长为1 152mm的横杆与立杆连接, 即横杆一端的锥形插销从上向下插入立杆轮盘进行连接, 并用0.25kg羊角铁锤以落距为400mm适当力度重击3次, 使插销与轮盘锁紧, 分别在距节点轮盘中心150mm处的立杆、横杆上布设测点a, b, 并在测点处安装、固定位移计, 距轮盘中心1 000mm处横杆上施加荷载P。按相同扣件式优化后的试验方案加载制度进行逐级加载, 待每级荷载稳定后测得并记录测点a, b的位移值f_a, f_b。加载方式为:按总荷载的30%～40%进行预加载后卸荷仪表回0进行正式逐级加载, 每级为100N, 逐级加载直至破坏。试验方案1如图5所示。

2) 节点试验设计方案2 方案2具体试验操作同方案1, 唯一不同的是横杆一端插销是从下向上反插入轮盘节点并锁紧。按方案1中各项试验步骤进行试验。

试验过程中发现, 两方案达到破坏时两者承载力相差很大, 方案1中, 横杆在逐级加载作用下发生转动, 横杆插销贴着立杆表面的上半部分远离立杆表面, 插销发生弯曲变形, 当集中荷载加载至700N时横杆急剧下挂, 插销产生较大弯曲变形或断裂破坏, 受力破坏点主要发生在插销, 位于插销与立杆表面接触中部处。方案2中, 横杆在逐级加载作用下发生转动, 在相同荷载作用下测得b点处位移值相对于方案1较小, 当集中荷载加载至1 450N时, 横杆突然发生较大转动, b测点位移值较大, 且插销与杆件焊接开始出现裂缝, 至1 550N·m时, 杆件与插销焊接处出现脱焊并产生断裂破坏, 而插销完好。

由于试件是从施工现场随机选取, 必然会存在较大差异, 为更好地消除差异性对试验结果的影响, 则取其平均值作为代表值。测量记录a, b测点位移值, 利用公式 (3) 求得转角值 (见表3, 4) 所示。

方案1试验弯矩-转角关系曲线如图6所示。

采用二次函数拟合曲线得到节点试验弯矩-转角关系式:

方案2试验采用如方案1方法得到节点试验弯矩-转角关系式:

根据拟合曲线公式取其曲线的初始切线斜率为节点转动刚度, 则当横杆插销从上向下和从下向上插入轮盘2种情况时, 转动刚度分别为33.75, 104.5kN·m/rad。

进行钢框架结构设计和分析时一般都会理想化, 大量试验结果证明^[4], 钢框架结构中梁对柱的约束刚度 (转动刚度) 大致分为刚性连接、半刚性、铰接3类, 所有连接既非完全刚接也非理想铰接, 而是介于两者之间, 具有有限刚性。

在钢框架结构中, 梁对柱连接节点的轴向、剪切变形相比于转动变形很小, 实际上只需考虑连接节点的转动变形, 可用弯矩-转角关系表达^[4], 如图7所示。由图7可知, 连接节点M-θ关系一般为非线性^[5], 关系曲线均处于两轴之间, 在相同弯矩作用下, 连接节点的柔性越大, 即θ值越大;相同θ值, 柔性大的连接在节点间传递的弯矩要低些。

通过大量试验数据统计, 在无量纲化后的M^*-θ^*关系平面内提出连接的临界线, 即半刚性与铰接的临界线通过原点且与θ^* (x) 轴夹角为15°的直线, 半刚性与刚性临界线是通过原点且与θ^* (x) 轴夹角为75°的直线。M^*=M/M_p, θ^*=θ/ (M_pL_b/EI_b) , M_p为梁全塑性弯矩, EI_b/L_b为梁线刚度^[4]。进而判定连接刚度性质的方法。

运用以上判定理论, 对照节点试验汇总数据绘制曲线如图8所示, 经过无量纲化后, 除轮扣式横杆插销向上插入轮盘试验节点外, 各节点试验曲线均处于2条临界直线之间, 根据上述判定情况, 横杆插销向上插入轮盘试验节点为刚性连接, 其余轮扣式节点和扣件式节点均为半刚性节点连接。

对扣件式钢管支模架体系进行受力分析, 杜荣军^[6]提出采用有侧移钢架计算法^[4,7], 针对扣件式节点同一方向的节点初始转角刚度K_扣=K_R+K_L=2K_R=2K_L (K_R为节点、右侧初始转角刚度, K_L为节点左侧初始转角刚度) , 则上述不同拧紧程度的节点的初始转动刚度分别为11.792, 12.390, 18.784kN·m/rad, 轮扣式节点实际施工时, 连接4个方向的横杆同时从上向下插入轮盘进行连接, 其同一方向的受力情况为方案1与方案2的组合, 则初始转动刚度K_轮=K_R+K_L=33.75+104.50=138.25kN·m/rad, 试验计算结果远大于扣件式。通过扣件或轮扣连接均为支模架杆件的重要连接形式, 其连接刚度性能是影响架体整体稳定性和极限承载力的重要因素之一, 由节点转动刚度试验分析可知, 轮扣式支模架的整体稳定性和极限承载力优于扣件式。施工时, 支模架四周外围处节点不是4个方向同时锁紧, 组合节点受力不同造成刚度差异较大, 因此, 需对外围边节点进行加强处理。

1) 当扣件式连接节点拧紧扭矩分别为30, 40, 50N·m时, 初始转动刚度则为5.896, 6.195, 9.392kN·m/rad。拧紧程度对初始转动刚度影响变化不大, 扣件承载力与扣件材料的强度、质量有关。

2) 轮扣式节点试验方案1与方案2的初始转动刚度分别为33.75, 104.50kN·m/rad。两者转动刚度相差较大, 主要原因是内力臂相差较大。

3) 通过试验数据统计对比分析, 建立弯矩-转角关系曲线, 依据节点刚性判定方法, 判定当横杆插销向上插入轮盘, 轮扣式试验节点为刚性连接, 其余轮扣式节点和扣件式节点均为半刚性节点连接。

4) 轮扣式连接节点方案2的初始转动刚度为104.50kN·m/rad, 轮扣式连接节点方案1初始转动刚度为33.75kN·m/rad, 均远比扣件式大, 但轮扣式节点方案1的承载力远比扣件式的小, 节点存在缺点, 主要是插销断面尺寸及材料强度等原因造成, 因此, 针对插销进行改进, 在提高插销材料强度的同时, 通过增大插销横断面增加内力臂长度, 从而有效提高承载力, 达到改善产品安全性能的目的。

5) 轮扣式节点实际连接施工时, 各横杆插销与立杆轮盘各方向从上向下锁紧, 则同一方向受力情况为轮扣式节点试验的2种方案组合, 则初始转动刚度K_轮=33.75+104.50=138.25kN·m/rad, 可见轮扣式节点初始转动刚度远大于扣件式。在相同条件下, 轮扣式支模架相比于扣件式支模架更具高效性、安全性、稳定性和承载力高等优点。因此, 新型轮扣式钢管支模架值得推广和应用。