新型免落地式鋼筋桁架樓承板臨時支撐設計及布置優化*

周海軍，楊 磊

(1.中鐵二十局集團有限公司，陜西 西安 710016；2.中鐵二十局第六工程有限公司，陜西 西安 710032)

0 引言

鋼筋桁架樓承板通過將鋼筋加工成鋼筋桁架，將鍍鋅鋼板壓制成帶2mm肋高的壓型鋼板，然后采用電阻電焊工藝將鋼筋桁架與壓型鋼板焊接成一體[1]，具有剛度大、板底平整、可雙向受力、鋼板利用率高等特點。其可實現機械化生產，有利于鋼筋排列間距均勻、混凝土保護層厚度一致，提高樓板的施工質量和施工速度。

現階段對鋼筋桁架樓承板的研究多集中于樓承板本身的性能、設計及施工技術。例如，吳智等[2]提出了簡支轉連續超高大跨非標鋼筋桁架樓承板施工技術；李智斌等[3]介紹了可拆卸鋼筋桁架樓承板的構造及應用；陳永娥等[4]從組成、施工準備、施工方法、保障措施等方面對可拆底模鋼筋桁架樓承板施工技術進行了詳細介紹；李勇[5]介紹了無支撐鋼筋桁架樓承板施工技術。還有對鋼筋桁架樓承板受力性能的研究，王金波等[6]以實際工程為依托，對混凝土硬化階段弦桿鋼筋及混凝土進行應變監測；焦淵[7]研究了閉口式壓型鋼板-鋼筋桁架組合樓承板在施工階段和適用階段的受力性能；車建萍[8]利用有限元軟件對施工階段和使用階段的鋼筋桁架樓承板進行優化設計分析；Jeong[9]提出一種鋼-混凝土組合樓板局部相互作用的簡化模型,這一模型能有效預測組合構件部分結構的相互作用。Mariukaitis等[10]分析了壓型鋼板疊合樓板在極限彎矩下的撓曲變形，研究表明疊合樓板的撓度直接取決于型鋼薄板與混凝土間連接的剪切剛度，并提出了疊合樓板撓度計算方法。

施工過程中的臨時支撐對于施工質量、施工安全等至關重要，但相關研究較少，無法為實際施工設計與優化提供參考或指導。傳統的滿堂式腳手架設計也越來越難以滿足快速施工的要求。因此，本文從施工實踐的角度提出2種新型鋼筋桁架樓承板臨時支撐結構，其構造簡單、施工方便，適用于超高層建筑快速施工；并利用ABAQUS有限元軟件進行數值模擬，完成方案優化設計，提出相應的施工措施建議。

1 鋼筋桁架樓承板免落地支撐設計

1.1 傳統支撐存在的問題

鋼筋桁架樓承板通過將鋼筋加工成鋼筋桁架，剛度較大，在一定跨度范圍內可承受自重及施工荷載。當跨度較大時不可避免地在跨中位置出現較大撓度，為確保樓承板整體的強度、剛度和穩定性，在樓承板安裝后混凝土澆筑前，需在樓承板下設置臨時支撐，臨時支撐與樓承板作為整體共同承受構件自重及施工荷載。傳統的臨時支撐多采用滿堂鋼管支撐的形式，這種做法耗材多，安裝和拆卸工序復雜，周轉周期長，占用大量的施工空間，綜合成本較高；且這種做法須在下層混凝土澆筑并養護完成達到一定強度后才能在其上面支設，整個施工過程只能自下而上進行，嚴重降低施工效率，對施工工期產生不利影響，難以滿足超高層建筑快速施工的要求。綜上所述，亟需設計一種安裝、拆卸方便，占用空間較小，不依賴于下層混凝土施工，從而可提升施工效率的臨時支撐裝置。

1.2 設計方案

西安某項目中的2棟超高層建筑采用矩形鋼管混凝土框架+鋼筋混凝土核心筒結構體系，地下2層，地上36層，建筑高度160m，核心筒為鋼筋混凝土結構，外框架由矩形鋼管混凝土框架柱、H 型鋼梁及桁架樓承板組成。鋼筋桁架樓承板直接搭在H 型鋼梁上，通過鋼梁傳力給矩形鋼管混凝土框架柱。在施工過程中為防止樓承板跨度過大引起大變形，同時也為了提高施工效率，選擇在樓承板下方、鋼梁下翼緣板上設置臨時支撐結構，如圖1所示。

圖1 鋼筋桁架樓承板臨時支撐結構

針對臨時支撐的結構形式，本文提出采用型鋼作為施工荷載的承受載體，沿樓承板長、短邊方向雙向布置，將荷載傳遞給結構。具體設計方案如下。

1)方案1 臨時支撐的主、次龍骨直接接觸，先布設沿長邊方向的型鋼，型鋼上表面與樓承鋼板直接接觸，兩端端部與結構主梁腹板接觸，為確保型鋼端部的穩定，用木方將端部支撐在主梁下翼緣上。然后布設沿短邊方向的型鋼，與沿長邊方向布置的型鋼直接接觸，端部也與主梁腹板直接接觸，為確保穩定性，端部需通過螺栓與主梁加勁肋連接。方案1立面如圖2所示。

圖2 方案1立面

2)方案2 臨時支撐的主、次龍骨不直接接觸，用支撐構件連接，該支撐構件主體為實心圓鋼，上部焊接矩形鋼墊塊用于支撐上部次龍骨，下部與主支架接觸處對應于主龍骨的位置焊接有空心圓柱套筒，支撐構件下部穿過空心圓柱套筒，在空心套筒上部用卡箍將支撐構件固定在主支架上。主龍骨端部延伸到鋼梁腹部，并直接搭設在主梁下翼緣上，無需其他加固措施。方案2立面如圖3所示。

圖3 方案2立面

對于型鋼的選擇，需先通過荷載承載力驗算，并結合實際供應情況選取合適的材料及截面尺寸，確保構件的強度、剛度和穩定性。型鋼的長度根據樓承板尺寸進行設計，對于適用于不同樓層的型鋼要分別編號，并分別放置。

1.3 技術特點

1)采用上述形式作為鋼筋桁架樓承板的臨時支撐，可保證二者作為一個整體共同受力，能提升樓承板的強度、剛度和穩定性。

2)臨時支撐直接搭在結構主梁上，相較于滿堂鋼管支撐，其所占施工空間小，且不受其他樓層施工進度的影響，實現多樓層平行施工，可有效提高施工效率，縮短施工工期，降低施工成本。

3)這種臨時支撐體系耗材較少，且取材方便，可做到循環利用，操作方便，對工人的操作能力要求較低。

4)上述2種方案的區別主要在于臨時支撐結構的固定方式，方案1中的臨時支撐結構不與結構梁下翼緣板接觸，須通過特殊措施固定臨時結構端部；方案2中的臨時結構主龍骨直接搭在結構下翼緣板上，無需其他加固措施，主、次龍骨間設有傳力構件，用于傳力和固定主、次龍骨。2種結構形式均可用于超高層建筑施工，鋼筋桁架樓承板上混凝土完全凝結硬化前的臨時支撐，其構件長度根據結構的實際跨度選取。

2 臨時支撐布置方案優化

2.1 幾何模型

實際工程中，鋼筋桁架樓承板由幾個單榀鋼筋桁架樓承板組合而成，本文主要研究一塊布設有臨時支撐的整體鋼筋桁架樓承板在自重及施工活荷載作用下的受力性能，以實際工程為例，但不影響研究結論的一般性。

本文選取的鋼筋桁架樓承板的型號為TD6-80，其上弦鋼筋直徑12mm，下弦鋼筋直徑10mm，腹桿鋼筋直徑4.5mm，均采用HRB400E級鋼筋，單元立面如圖4所示。

2.2 有限元建模

2.2.1模型概述

由于本文主要研究臨時支撐對鋼筋桁架樓承板受力性能的影響，建立有限元模型時，考慮只建立底部壓型鋼板和下部臨時支撐，鋼筋桁架樓承板自重、混凝土自重及施工活荷載以力的形式加在鋼板上。對底部壓型鋼板建模時，忽略閉口式壓型鋼板復雜造型，對突出部分的用鋼量進行換算，并根據其對應尺寸位置添加到對應結構桿件中[11]。

2.2.2模型尺寸

為簡化比較過程，在建模分析過程中保持壓型鋼板面積及其上部受荷大小相同，主要比較不同布置方案下的鋼板撓度大小。本文選取的壓型鋼板跨度為5m，沿梁方向布置16個相同規格的壓型鋼板，長9.216m。臨時支撐的主、次龍骨均選取H125×125×6.5×9，設計方案2中的傳力構件選用φ50圓鋼管，上、下兩端有10mm厚墊片。2種方案有限元模型如圖 5所示。

圖5 有限元模型

2.2.3模型單元

有限元模型中，底部壓型鋼板采用4結點減縮積分格式的S4R殼單元來模擬，殼單元厚度方向采用9個積分點的Simpson積分方法，型鋼支撐采用8結點減縮積分格式的C3D8R三維實體單元。

2.2.4接觸與邊界條件

壓型鋼板和底部臨時支撐的相互作用采用表面與表面接觸，定義接觸屬性時，法線方向的接觸采用“硬”接觸，切線方向摩擦公式定義為“罰”，摩擦系數為0.1。力的加載方式為在壓型鋼板上部施加均布荷載。在壓型板四周和臨時支撐端部板施加三向位移約束和三向轉角約束。

2.2.5荷載施加

根據JGJ 138—2016《組合結構設計規范》中的規定，在施工階段鋼筋桁架樓承板所承受的荷載由永久荷載和可變荷載組成，永久荷載主要考慮壓型鋼板、鋼筋和混凝土自重；可變荷載主要考慮施工荷載和附加荷載，據此在模型中樓承板上表面施加等效均布荷載。

2.3 方案優化與施工參數分析

依據上文提到的2種臨時支撐連接方式建立3組對比試驗，共13個模型。其中第1組試驗共設置3個模型，各模型中均只設置1根次龍骨，通過改變主龍骨數量及臨時支撐的連接方式進行對比分析；第2組試驗共設置5個模型，各模型中次龍骨數量均為2根，通過改變次龍骨間距、主龍骨數量和構件連接方式進行對比分析；第3組試驗同樣設置5個模型，各模型中次龍骨數量增加為3根，其余變量與第2組相同。

典型變形云圖如圖6所示。

圖6 典型變形云圖(單位：mm)

2.3.1第1組試驗

本組共設置3個模型進行對比，模型a依據第1個布置方案，先沿板長邊反方向在中間位置布置1根次龍骨，再沿短邊方向間隔2m布置5根主龍骨；模型b也依據第1個布置方案，先沿板長邊反方向在中間位置布置1根次龍骨，再沿短邊方向間隔1m布置9根主龍骨；模型c依據第2個布置方案先沿板長邊反方向在中間位置布置1根次龍骨，再沿短邊方向間隔1m布置9根主龍骨，主、次龍骨間布置5個傳力構件，模型信息如表1所示。

表1 第1組模型信息

經有限元計算不同模型在相同荷載作用下壓型鋼板最大撓度值可得，有次龍骨作用的壓型鋼板被一分為二，最大撓度均位于板跨中位置處，模型a,b,c的最大撓度分別為50.6，45.9，44.0mm，模型b相較于模型a，最大撓度減小了9.3%，說明對于方案1來說，增加主龍骨數量可減小撓度變化；而模型c相較于模型b，最大撓度減小了4.1%，說明主、次龍骨布置方式相同時，采用方案2的效果更好。增加主龍骨可改善結構變形，但次龍骨數量較少，對結構變形的改善不顯著。

2.3.2第2組試驗

本組設置5個模型進行對比，對照第1組，模型d在模型a的基礎上沿長邊設置2根次龍骨，間距為2m；模型e在模型d的基礎上改變次龍骨間距為1m，模型f在模型d的基礎上改變主龍骨間距為1m，主龍骨數量為9根；模型g在模型e的基礎上改變主龍骨間距為1m，主龍骨數量為9根；模型h在模型g的基礎上依照方案2在主次龍骨間設置傳力構件，模型信息如表2所示。

表2 第2組模型信息

模型d，e，f，g，h的最大撓度分別為44.5，41，38.8，37，33mm。相對于第1組，第2組增加了1根次龍骨，模型d相較于模型a，最大撓度減少了12%，模型e相較于模型d，最大撓度減少了7.9%，相較于模型a減小了19%，說明增加次龍骨比只增加主龍骨對于結構變形的改善更明顯；模型f相較于模型a，最大撓度減小了23.3%，模型g相較于模型a減小了26.9%，說明在次龍骨數量增加的基礎上，增加主龍骨對于結構變形的改善比只增加主龍骨數量的情況要好，同時當主龍骨數量增加時，改變次龍骨的間距對結構變形改善的影響不大；而模型h相較于模型g，最大撓度減小了10.8%，相較于模型a減小了34.8%，在主、次龍骨布置情況相同的情況下，方案2的效果更明顯。

2.3.3第3組試驗

在第2組模型的基礎上，繼續增加次龍骨數量，沿壓型鋼板長邊布設3根次龍骨，模型i，j的主龍骨均為5根，次龍骨間距分別為1.5，1m；模型k，l主龍骨均為9根，次龍骨間距分別為1.5，1m，模型m在模型l的基礎上設傳力構件，模型信息如表3所示。

表3 第3組模型信息

模型i，j，k，l，m的最大撓度分別為33，29，27，26，23mm。模型i相較于模型d，最大撓度減小了25.8%，相較于模型a減小了34.8%，說明增加次龍骨對撓度控制效果明顯。模型j較于模型e，最大撓度減小了29.3%，相較于模型a減小了42.7%，說明增加次龍骨時，減小次龍骨間距有利于改善結構變形。模型k相較于模型a，最大撓度減小了46.7%，模型l相較于模型a，最大撓度減小了48.6%，說明增加主龍骨對撓度控制效果明顯，當主龍骨數量達到一定程度時，減小次龍骨的間距對撓度控制效果不明顯。模型m相較于模型l，最大撓度減小了11.5%，相較于模型a減小了54.5%，說明按方案2布置臨時支撐的受力效果更明顯，在材料供應充足的情況下，可采取方案2并增加主、次龍骨數量進行布置。

通過對比3組試驗可發現，次龍骨的布置對于改善結構變形效果較明顯，隨著次龍骨數量的增加，結構變形逐漸減小，通過增加主龍骨或減小次龍骨間距對于結構撓度控制效果更顯著；但當主龍骨布置數量較多時，通過減小次龍骨間距來改善結構變形的效果不顯著；在主、次龍骨布置方式相同的情況下，方案2的效果明顯優于方案1。

3 結語

1)本文主要介紹2種新型免落地式鋼筋桁架樓承板臨時支撐設計方案，第1種方案臨時支撐主、次龍骨直接接觸，主龍骨無法直接搭設在主梁下翼緣上，端部需通過螺栓與主梁加勁肋連接；第2種方案主、次龍骨不直接接觸，之間設有傳力構件進行傳力，主龍骨端部可直接搭設在主梁下翼緣上，無需加固措施，施工較方便，但需使用更多材料。

2)通過有限元建模分析2種方案不同參數下的變形特性，發現通過增加臨時支撐主、次龍骨數量、減小次龍骨間距等措施可減小結構變形；在主、次龍骨間增設傳力構件，可更好地改善鋼筋桁架樓承板的受力情況。