满堂支撑架计算规范

满堂支撑架计算规范

根据JGJ 130-2011

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5．4 满堂支撑架计算

5．4．1 满堂支撑架顶部施工层荷载应通过可调托撑传递给立杆。

5．4．2 满堂支撑架根据剪刀撑的设置不同分为普通型构造与加强型构造，其构造设置应符合本规范第6．9．3条规定，两种类型满堂支撑架立杆的计算长度应符合本规范第 5．4．6条规定。

5．4．3 立杆的稳定性应按本规范式（5．2．6-1）、式（5．2．6-2）计算。 不组合风荷载时: N/φA≦f （5.2.6-1） 组合风荷载时: N/φA+Mw/W≦f （5.2.6-2） 式中：N——计算立杆的轴向力设计值（N），

不组合风荷载时

N=1.2（NG1k+NG2k）+1.4ΣNQk （5.2.7－1） 组合风荷载时

N=1.2（NG1k+NG2k）+0.85×1.4ΣNQk （5.2.7－2）

式中：NG1k——脚手架结构自重产生的轴向力标准值；

NG2k——构配件自重产生的轴向力标准值； ΣNQk——施工荷载产生的轴向力标准值总和，内、外立杆各按一纵距内

施工荷载总和的1/2取值。

φ——轴心受压构件的稳定系数,应根据长细比λ由本规范附录A表

A.0.6取值;

表A.0.6 轴心受压构件的稳定系数φ(Q23511钢)

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注：当λ＞250时，φ=7320/λ2

λ——长细比, λ=l0/i ； l0——计算长度（mm），应按本规范式第5.4.6条的规定计算; i——截面回转半径，可按本规范附录B表B.0.1采用;

表B.0.1 钢管截面几何特性 外径 Φ，d 壁厚t 截面积 惯性矩 截面模量 回转半径 A I W i 每米长质量mm (cm2) (cm4) (cm3) (cm) (kg/m) 48.3 3.6 5.06 12.71 5.26 1.59 3.97 A——立杆截面面积（mm2），可按本规范附录B表B.0.1采用; Mw——计算立杆段由风荷载设计值产生的弯矩（N·mm），可按下式计算：

M=0.9×1.4M2

wwk=0.9×1.4ωklah/10 （5.2.9） 式中：Mwk——风荷载产生的弯矩标准值（N·mm）；

ww——风荷载标准值（kN/m2），应按本规范式（4.2.5）式计算；la——立杆纵距（m）。

f——钢材的抗压强度设计值（N/mm2），应按本规范表5.1.6 用 。

表5.1.6 钢材的强度设计值与弹性模量（N/mm2）

5．4．4 计算立杆段的轴向力设计值N，应按下列公式计算： 不组合风荷载时

N=1.2∑NGk+1.4ΣNQk （5.4.4－1） 组合风荷载时

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N=1.2∑NGk+0.9×1.4ΣNQk （5.4.4－2）

式中：∑NGk——永久荷载对立杆产生的轴向力标准值总和（kN）；

ΣNQk——可变荷载对立杆产生的轴向力标准值总和（kN）。

5．4．5 立杆稳定性计算部位的确定应符合下列规定：

1 当满堂支撑架采用相同的步距、立杆纵距、立杆横距时，应计算底层与顶层立杆段； 2 当架体的步距、立杆纵距、立杆横距有变化时，除计算底层立杆段外，还必须对出现最大步距、最大立杆纵距、立杆横距等部位的立杆段进行验算；

3 当架体上有集中荷载作用时,尚应计算荷载售后服务范围内受力最大的立杆段.

5．4．6 满堂支撑架立杆的计算长度应按下式计算，取整体稳定计算结果最不利值: 顶部立杆段： l (5．4．6-1) k(h2a)01非顶部立杆段： l0kh (5．4．6-2) 2式中:k——满堂支撑架立杆计算长度附加系数，应按表5．4．6采用；

h——步距；

a——立杆伸出顶层水平杆中心线至支撑点的长度；应不大于0.5m。当0.2m＜a＜

0.5m时，承载力可按线性插入值；

μ1、μ2——考虑满堂支撑架整体稳定因素的单什计算长度系数，普通型构造应按本

规范附录C表C-2、表C-4采用；加强型构造应按本规范附录C表C-3、表C-5采用。

表5．4．6 满堂支撑架立杆计算长度附加系数 高度H（m） H≤8 8＜H≤10 10＜H≤20 20＜H≤30 k 1.155 1.185 1.217 1.291 注:当验算立杆允许长细比时,取k=1。

5．4．7 当满堂支撑架小于4跨时，宜设置连墙件将架体与建筑结构刚性连接。当架体未设置连墙件与建筑结构刚性连接，立杆计算长度系数μ按本规范附录C表C-2~表C-5采用时，应符合下列规定：

1 支撑架高度不应超过一个建筑楼层高度，且不应超过5.2m；

2 架体上永久与可变荷载（不含风荷载）总和标准值不应7.5Kn/m2；

3 架体上永久荷载与可变荷载（不含风荷载）总和的均布线荷载标准值不应大于7kN/m。

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条文说明：

5.4 满堂支撑架计算

5.4.1~5.4.6 考虑工地现场实际工况条件，规范所给满堂支撑架整体稳定性的计算方法力求简 单、正确、可靠。同单、双排脚手架立杆稳定计算一样，满堂支撑架的立杆稳定性计算公式， 虽然在表达形式上是对单根立杆的稳定计算，但实质上是对满堂支撑架结构的整体稳定计算。 因为公式 5.4.6-1、5.4.6-2 中的 µ1、µ2 值 （附录 C 表 C-2～C-5）是根据脚手架的整体稳定试 验结果确定的。本节所提满堂支撑架是指顶部荷载是通过轴心传力构件（可调托撑）传递给 立杆的，立杆轴心受力情况；可用于钢结构工程施工安装、混凝土结构施工及其它同类工程 施工的承重支架。

现就有关问题说明如下：

1 满堂支撑架的整体稳定 满堂支撑架有两种可能的失稳形式：整体失稳和局部失稳。 整体失稳破坏时，满堂支撑架呈现出纵横立杆与纵横水平杆组成的空间框架，沿刚度较弱 方向大波鼓曲现象，无剪刀撑的支架，支架达到临界荷载时，整架大波鼓曲。有剪刀撑的支 架，支架达到临界荷载时，以上下竖向剪刀撑交点（或剪刀撑与水平杆有较多交点）水平面 为分界面，上部大波鼓曲（图 8），下部变形小于上部变形。所以波长均与剪刀撑设置、水平约束间距有关；

图 8满堂支撑架整体失稳

1、水平剪刀撑2、竖向剪刀撑3、失稳方向

一般情况下，整体失稳是满堂支撑架的主要破坏形式。 局部失稳破坏时，立杆在步距之

间发生小波鼓曲，波长与步距相近，变形方向与支架整体变形可能一致，也可能不一致。

当满堂支撑架以相等步距、立杆间距搭设，在均布荷载作用下，立杆局部稳定的临界荷载

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高于整体稳定的临界荷载，满堂支撑架破坏形式为整体失稳。当满堂支撑架以不等步距、立 杆横距搭设，或立杆负荷不均匀时，两种形式的失稳破坏均有可能。

由于整体失稳是满堂脚支撑架的主要破坏形式，故本条规定了对整体稳定按公式 (5.2.6-1)、(5.2.6-2)计算。为了防止局部立杆段失稳，本规范除对步距外，尚在本规 范第 5.4.5 条中规定对可能出现的薄弱的立杆段进行稳定性计算。

2 关于满堂支撑架整体稳定性计算公式中的计算长度系数 μ 的说明 影响满堂支撑架整体稳定因素主要有竖向剪刀撑、水平剪刀撑、水平约束（连墙件）、支架高度、高宽比、立杆间距、步距、扣件紧固扭矩、立杆上传力构件、立杆伸出顶层水平杆 中心线长度（a）等。

满堂支撑架整体稳定试验结论，以上各因素对临界荷载的影响都不同，所以，必须给出不同工况条件下的支架临界荷载（或不同工况条件下的计算长度系数μ 值），才能保证施工 现场安全搭设满堂支撑架。才能满足施工现场的需要。

2008 年由中国建筑科学研究院主持负责，江苏南通二建集团有限公司参加及大力支援， 天津大学参加，并在天津大学土木工程检测中心完成了 15 项真型满堂扣件式钢管脚手架与满 堂支撑架（高支撑）试验。13 项满堂支撑架主要传力构件“可调托撑”破坏试验，多组扣件 节点半刚性试验，得出了满堂支撑架在不同工况下的临界荷载。

通过对满堂支撑架整体稳定实验与理论分析，采用实验确定的节点刚性（半刚性），建立 了满堂扣件式钢管支撑架的有限元计算模型；进行大量有限元分析计算，得出各类不同工况 情况下临界荷载，结合工程实际，给出工程常用搭设满堂支撑架结构的临界荷载，进而µ1、µ2 。试验支架根据 临界荷载确定：考虑满堂支撑架整体稳定因素的单杆计算长度系数

搭设是按施工现场条件搭设，并考虑可能出现的最不利情况，规范给出的 µ1、µ2 值，能综合 实验证明剪刀撑设置不同，临界荷载不同，所反应了影响满堂支撑架整体失稳的各种因素。以给出普通型与加强型构造的满堂支撑架。

3 满堂支撑架立杆计算长度附加系数 k 的确定

见条文说明 5.2.6~5.2.9 条第三款关于“脚手架立杆计算长度附加系数 k”解释。 根据满堂支撑架整体稳定试验分析，随着满堂支撑架高度增加，支撑体系临界荷载下降， 参考国内外同类标准，引入高度调整系数调降强度设计值，给出满堂支撑架计算长度附系数取值表 5.4.6。可保证安全系数不小于 2.0。

4 满堂脚手架与满堂支撑架扣件节点半刚性论证

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扣件节点属半刚性，但半刚性到什么程度，半刚性节点满堂脚手架和满堂支撑架承载力 与纯刚性满堂脚手架和满堂支撑架承载力差多少？要准确回答这个问题，必须通过真型满堂脚手架与满堂支撑架实验与理论分析。 直角扣件转动刚度试验与有限元分析，得出如下结论：

1）通过无量纲化后的 M * θ * 关系曲线分区判断梁柱连接节点刚度性质的方法。试验中得到的 直角扣件的弯矩—转角曲线，处于半刚性节点的区域之中，说明直角扣件属于半刚性连接。

2）扣件的拧紧程度对扣件转动刚度有很大影响。拧紧程度高，承载能力加强，而且在相同力 矩作用下，转角位移相对较小，即刚性越大。

3）扣件的拧紧力矩为 40N·m， 50N·m 时，直角扣件节点与刚性节点刚度比值为 21.86%、33.21%

真型试验中直角扣件刚度试验：

在 7 组整体满堂脚手架与满堂支撑架的真型试验中，对直角扣件的半刚性进行了测量， 取多次测量结果的平均值，得到直角扣件的刚度为刚性节点刚度的 20.43%。

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半刚性节点整体模型与刚性节点整体模型的比较分析：

按照所作的 15 个真形试验的搭设参数，在有限元软件中，分别建立了半刚性节点整体模 型及刚性节点整体模型，得出两种模型的承载力。由于直角扣件的半刚性，其承载能力比刚 性节点的整体模型承载力降低很多，在不同工况条件下，满堂脚手架与满堂支撑架刚性节点 整体模型的承载力为相应半刚性节点整体模型承载力的 1.35 倍以上。15 个整架实验方案的 理论计算结果与实验值相比最大误差为 8.05% 。

所以，扣件式满堂脚手架与满堂支撑架不能盲目使用刚性节点整体模型（刚性节点支架） 临界荷载推论所得参数。

5 满堂支撑架高宽比=计算架高÷计算架宽，计算架高：立杆垫板下皮至顶部可调托撑 支托板下皮垂直距离。计算架宽：满堂支撑架横向两侧立杆轴线水平距离。

6 公式(5.4.4-1)、 (5.4.4-2)ΣNGK 包括满堂支撑架结构自重、构配件自重等；ΣNQK 包 括作业层上的人员及设备均布活荷载、结构构件自重等。可按每一个纵距、横距为计算单元。 7 公式（5.4.6-1），用于计算顶部，支撑架自重较小时，整体稳定计算结果可能最不利，公式（5.4.6-2）用于底部、或最大步距部位计算，支撑架自重荷载较大时，计算结果可能最不利。

5.4.7 满堂支撑架整体稳定试验证明，在一定条件下，宽度方向跨数减小，影响支架临界荷 载。所以要求对于小于 4 跨的满堂支撑架要求设置了连墙件（设置连墙可提高承载力），如果 不设置连墙件就应该对支撑架进行荷载、高度，保证支撑架整体稳定。

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满 13 堂 施工现场，少于 4 跨的支撑架多用于受荷较小部位。高度控制可有效减小支架高宽比，

荷载可保证支架稳定。

永久荷载与可变荷载（不含风荷载）总和标准值 7.5kN/m2，相当于 150 ㎜厚的混凝土楼 板。计算如下：

楼板模板自重标准值为 0.3kN/m2，钢筋自重标准值，每立方砼 1.1 kN，砼自重标准值24 kN/m3 ;施工人员及施工设备荷载标准值为 1.5kN/m2。振捣混凝土时产生的荷载标准值 2.0 kN/m2

永久荷载与可变荷载（不含风荷载）总和标准值：0.3＋1.5＋2＋25.1×0.15=7.6 kN/m2

均布线荷载大于 7kN/m 相当于 400×500（高）的混凝土梁。计算如下： 钢筋自重标准值，每立方砼 1.5 kN，砼自重标准值 24 kN/m3 ; 均布线荷载标准值为：0.3（2×0.5＋0.4）＋0.4（2＋1.5）＋25.5×0.4×0.5=6.92 kN/m

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