地下车库顶板增设临时施工道路的处理措施

2021-08-14曹文慧陈志博

工程质量 2021年6期

曹文慧，陈志博

（1.山东省建筑科学研究院有限公司，山东济南 250031；2.同圆设计集团股份有限公司，山东济南 250101）

0 引言

新建地下车库工程施工过程中，往往在其顶板上设置临时施工道路。因此地下车库顶板的设计除了需要考虑施工期间施工材料的荷载之外，还需要考虑混凝土搅拌车等工程车辆的行驶荷载。当需要增设临时施工道路，或增加车辆行驶荷载时，为防止新增的临时荷载对车库顶板结构造成不良影响，需要对地下车库顶板在施工期间的安全性进行验算，必要时采取处理措施，以确保施工车辆运输荷载能够通过楼板传递至下部支撑结构，而不使车库顶板受力。

1 工程概况及施工需求

某项目地下车库为地下一层框架结构，净高 3.60 m。基础采用柱下独立基础+防水板、筏板，顶板采用密肋楼盖，顶板厚度为 150 mm。

1.1 设计条件

该工程结构设计使用年限为 50 年，建筑结构安全等级为二级，地基基础设计等级为乙级，抗震设防烈度为 7 度，设计地震分组为第三组，设计地震加速度为 0.10g，建筑抗震设防类别为丙类，框架抗震等级为三级。

1.2 设计材料

混凝土强度等级：基础、汽车坡道为 C30，地下室外墙、框架柱、梁板为 C35。

现因施工行车需要在地下车库顶板计划新增临时道路一条，道路宽度约 4 700 mm。临时道路范围内原设计覆土厚度为 1.5 m，临时道路范围内车库顶原设计为普通地面及路面，活荷载标准值取 5.0 kN/m2。新增施工临时荷载标准值为 40 kN/m2。根据以上情况，需对临时施工道路范围及其影响区域内车库顶板进行临时支撑等处理。

2 安全性验算及分析

按照工程的设计图纸、临时地库场地布置图纸及施工临时荷载数据，对施工过程中临时道路影响范围内的车库结构进行结构复核验算。

2.1 荷载取值

为保证结构安全，考虑在地下车库顶板及后浇带浇筑完成且达到设计要求强度后，方可在车库顶板设临时道路。临时道路影响范围内的车库顶板不覆土，活荷载标准值原设计为 5.0 kN/m2，现取 40 kN/m2。

2.2 验算分析

计划临时道路原设计板面均布荷载［1，2］Q=1.3h 1.5h18+1.5h5=42.6 kN/m2。现施工临时板面均布荷载Q’=1.5h40=60.0 kN/m2，大于原设计均布荷载。

2.3 验算结果

经验算，临时道路范围内施工临时板面均布荷载超过原设计板面均布荷载，需对临时道路范围及其影响区域内的车库顶板进行处理，以保证其安全性。

3 处理方案

处理方案思路为在地下车库顶板及后浇带浇筑完成且达到设计要求强度后，在车库顶板临时道路影响范围内满铺钢板分散集中力，在顶板底部地下车库搭设满堂脚手架，使上部施工临时荷载通过车库顶板传递至下部支撑体系，再传递至车库基础筏板。车库顶板只作为受压构件，不作为受弯构件。

设计在临时道路影响范围内（临时道路及两侧外扩各 1.2 m 范围内）路面满铺 30 mm 厚钢板，底部地下一层搭设满堂脚手架。其搭设范围的长度为道路长度，宽度为临时道路两侧分别外扩 1.2 m。脚手架高度为地下车库层高 3.60 m。

脚手架立杆直接落在车库筏板基础上，间距为 900 mmh900 mm。立杆底部垫入通长槽钢，水平杆顶部步距为 200 mm，非顶部步距为 1 200 mm。满堂脚手架架体外侧四周及内部纵、横向每 6～8 m 由底至顶设置连续竖向剪刀撑；扫天杆部位设置水平剪刀撑。顶丝出立杆长度不超过 200 mm，顶丝上采用 50 mmh80 mm 木方作为龙骨通长设置，不设置次龙骨。支撑架体宽度为路宽每边超出约 1 200 mm。具体搭设情况如图 1、图 2 所示。

图1 临时道路下部支撑平面布置图（单位：mm）

图2 支撑侧立面图（单位：mm）

4 支撑结构验算

依据上述处理方案，地下车库搭设的满堂脚手架支撑计算参数如表 1 所示。

表1 支撑详细参数表

经计算得出地下室顶板板面原设计均布荷载Q为42.60 kN/m2，考虑铺设 30 mm 钢板，施工临时道路影响范围内顶板板面临时均布荷载为Q’=1.5 h（40+78h0.03）=63.51 kN/m2，超出原设计均布荷载 20.91 kN/m2。现在顶板底部地下一层设置纵、横向间距均为 900 mm 的 Q235 钢管脚手架支承上部荷载，钢管规格采用 φ48.3 mmh3.6 mm。可得到每根钢管支撑的轴向力设计值，如式（1）所示。

N=（Q’-Q）hlahlb（1）式中：Q为地下室顶板板面原设计均布荷载，取42.60kN/m2；Q’为施工临时道路影响范围内顶板板面临时均布荷载，取 63.51 kN/m2；la为立杆纵向间距，取 0.9 m；lb为立杆横向间距，m，取 0.9 m；N为单根钢管支撑的轴向力设计值，经计算得出N=16.937 kN。

4.1 可调托座承载力验算

经过计算得出单根钢管支撑的轴向力设计值N=16.937 kN，与可调托座承载力容许值［N］=30 kN 相比可知，可调托座能够满足承载力要求。

4.2 长细比验算

依据 JGJ 130－2011《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》［3］（以下简称“JGJ 130－2011”）第 5.4.6 条，如式（2）～（4）所示。

式中：l0为立杆计算长度，mm；k为满堂支撑架立杆计算长度附加系数，当验算立杆允许长细比时，取k=1；μ1、μ2为考虑满堂支撑架整体稳定因素的单杆计算长度系数，查 JGJ 130－2011 附录 C，μ1取 1.719，μ2取 2.292；hd为立杆顶部步距，取 200 mm；a为立杆伸出顶层水平杆中心线至支撑点的长度，取 200 mm；h0为立杆水平杆步距，取 1 200 mm；i为截面回转半径，经计算，φ48.3 mmh3.6 mm 钢管的i取 15.86 mm；λ为长细比。

经过计算得出顶部立杆段的长细比为 65.032，非顶部立杆段的长细比为 173.417。依据 JGJ 130－2011 第 5.1.9 条，满堂脚手架立杆的容许长细比［λ］为 250，顶部立杆段和非顶部立杆段的计算长细比均小于容许长细比，满足要求。

4.3 立杆稳定性验算

依据 JGJ 130－2011 第 5.4.6 条，对于高度 ≤8 m 的满堂支撑架，当验算立杆稳定性时，满堂支撑架立杆计算长度附加系数k取 1.155。经过计算得出顶部立杆段的长细比为 75.111，非顶部立杆段的长细比为 200.297。

依据 JGJ 130－2011 第 5.2.6 条，不考虑组合风荷载时，钢管脚手架立杆的稳定性应符合式（5）的要求：

式中：N为计算立杆段的轴向力设计值，取 16 937 N；φ为轴心受压构件的稳定系数，应根据长细比查 JGJ 130－2011 附录 A 表 A.0.6 取值，比较后取长细比大值λ=200.297，查 JGJ 130－2011 附表 A.0.6，取φ=0.180；A为立杆的截面面积，取 505 mm2；f为钢材的抗压强度设计值，依据 JGJ 130－2011 第 5.1.6 条，Q235 钢抗压强度设计值［f］为 205 N/mm2。

经验算，本例中立杆钢管f=186.326 N/mm2≤［f］=205 N/mm2，稳定性满足要求。