新型鋼管腳手架外掛防護(hù)體系現(xiàn)場試驗(yàn)及承載力分析

王秀麗， 王 康， 靳立佳， 馬永炯

(1.蘭州理工大學(xué)土木工程學(xué)院, 蘭州 730050; 2.蘭州理工大學(xué)西部土木工程防災(zāi)減災(zāi)教育部工程研究中心, 蘭州 730050; 3.甘肅第三建設(shè)集團(tuán)公司, 蘭州 730050)

隨著社會的發(fā)展，高層及超高層建筑比比皆是，在滿足人們物質(zhì)需求的同時也為鋼管腳手架的發(fā)展開辟了廣闊的天地，風(fēng)荷載作為高層及超高層建筑腳手架施工技術(shù)以及施工安全的關(guān)鍵性因素之一，一直備受人們關(guān)注[1-6]。趙飛[7]通過附著升降腳手架在風(fēng)荷載作用下的靜力與動力位移響應(yīng)對比分析以及在不同等級風(fēng)荷載作用下的位移響應(yīng)對施工帶來的影響分析,提出了指導(dǎo)附著升降腳手架施工控制的建議。秦桂娟等[8]研究了不同高度處腳手架大橫桿在風(fēng)荷載作用下的效應(yīng)，得到了大橫桿受力變化規(guī)律，為超高層建筑施工作業(yè)平臺扣件式腳手架安全合理設(shè)計提供依據(jù)。陳強(qiáng)[9]分析比較了在活荷載控制組合與風(fēng)荷載控制組合下附著導(dǎo)軌式升降腳手架的最大位移和應(yīng)力，得出了影響附著導(dǎo)軌式升降腳手架的最不利荷載組合是由風(fēng)荷載控制的組合。胡長明等[10]對模板支架進(jìn)行足尺試驗(yàn)研究，得到其極限承載力和失穩(wěn)模式，發(fā)現(xiàn)模板支架在豎向荷載作用時，由于桿件缺陷和節(jié)點(diǎn)特性，橫桿和剪刀撐仍然承受一定的內(nèi)力，并提出了廣義初始缺陷的概念。與此同時，國外在這方面也做了大量的研究，Godley等[11]通過對比二維模型和三維模型對附著式升降腳手架剛度結(jié)果產(chǎn)生的不同影響，得出在對腳手架進(jìn)行動力特性研究時節(jié)點(diǎn)的半剛性是非常重要的。Beale等[12]在計算腳手架系統(tǒng)時考慮使用了非線性模型并對其進(jìn)行了二階幾何非線性分析。Weesner等[13]對5 m高的承重腳手架做了4種不同狀態(tài)極限承載力試驗(yàn)，得出不同尺寸的腳手架所能承擔(dān)的重量，然后對試驗(yàn)的模型進(jìn)行有限元分析，將結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，得出了幾何非線性分析得到的極限承載力數(shù)值低于特征值屈曲荷載，但與試驗(yàn)值相近的相關(guān)結(jié)論。

目前，腳手架防護(hù)體系主要采用的是密目網(wǎng)，易風(fēng)化，可重復(fù)使用率低[14-17]，為了解決這些問題，提出了新型鋼管腳手架外掛防護(hù)體系。但由于新型外掛防護(hù)體系興起不久，只在小范圍內(nèi)使用，并沒有得到推廣。為此，筆者結(jié)合工程實(shí)例，將風(fēng)荷載簡化為集中力施加在外掛網(wǎng)上進(jìn)行了現(xiàn)場試驗(yàn)，同時利用有限元軟件ANSYS對單片外掛網(wǎng)進(jìn)行模擬，可為高層及超高層建筑施工鋼管腳手架安全合理設(shè)計提供參考。

1 研究內(nèi)容

圖1 新型鋼管腳手架外掛防護(hù)體系Fig.1 External hanging protection system for new steel tube scaffold

2 試驗(yàn)研究

對新型鋼管腳手架外掛防護(hù)體系進(jìn)行現(xiàn)場試驗(yàn)，如圖2所示。通過施加拉力，得到防護(hù)網(wǎng)在正常使用情況下的極限承載力，找到防護(hù)網(wǎng)的變形規(guī)律和應(yīng)力分布規(guī)律。

圖2 現(xiàn)場荷載試驗(yàn)Fig.2 Field load test

2.1 材料屬性

試驗(yàn)所用腳手架架體由圓鋼管組成，外掛防護(hù)網(wǎng)由方鋼管作為骨架，外側(cè)覆蓋沖孔薄鋼板，均采用Q235B結(jié)構(gòu)用鋼。具體材料屬性如表1所示。

表1 材料屬性Table 1 Material properties

2.2 荷載計算

風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值ωk按中國《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)的方法計算，如式(1)所示。試驗(yàn)以B類場地為例，基本風(fēng)壓分別取0.3、0.4、0.5、0.6 kN/m2共4組，取高度為20、50、80、100 m，根據(jù)荷載規(guī)范取高度變化系數(shù)與風(fēng)振系數(shù)，考慮到腳手架屬于圍護(hù)結(jié)構(gòu)取體型系數(shù)為1.0，計算結(jié)果如表2所示。

表2 荷載計算Table 2 Load calculating

ωk=βgzμslμzωo

(1)

式(1)中：μsl為腳手架的風(fēng)荷載體型系數(shù)；μz為風(fēng)壓高度變化系數(shù)，按建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范取值；βgz為腳手架的風(fēng)振系數(shù)，按建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范取值；ωo為基本風(fēng)壓。

2.3 試驗(yàn)加載裝置、測點(diǎn)布置和加載制度

試驗(yàn)共選取12片外掛網(wǎng)進(jìn)行研究，加載裝置采用本課題的發(fā)明專利[18]，如圖3所示，將螺旋千斤頂和事先準(zhǔn)備好的壓力傳感器放在兩鋼板之間，用兩根鋼絲繩連接鋼板，通過手動螺旋千斤頂把力傳到鋼絲繩上，進(jìn)而給外掛網(wǎng)施加拉力，其中拉力的水平分量為設(shè)計風(fēng)荷載，拉力的豎向分量為上部外掛網(wǎng)的重力。試驗(yàn)過程中，通過貼應(yīng)變片測量方鋼管和卡座的應(yīng)力變化情況，通過激光位移計測量外掛網(wǎng)的位移變化情況。具體的測點(diǎn)布置如圖4所示。

圖3 加載裝置Fig.3 Loading device

圖4 外掛網(wǎng)測點(diǎn)布置Fig.4 Layout of measuring points for external hanging network

考慮到給外掛網(wǎng)施加風(fēng)荷載的不易性，試驗(yàn)將風(fēng)荷載等效為集中力施加在外掛網(wǎng)斜撐交叉處。采用分級加載，試驗(yàn)前先進(jìn)行預(yù)加載，卸載后再正式開始試驗(yàn)，利用標(biāo)定好的花蘭螺栓和壓力傳感器來共同控制施加在外掛網(wǎng)上的力，調(diào)整千斤頂，當(dāng)其達(dá)到預(yù)定值，測量并記錄應(yīng)變片的值，加載時每兩級之間的持續(xù)時間應(yīng)穩(wěn)定在60 s，當(dāng)快接近屈服值時密切關(guān)注應(yīng)變片的值，增加持續(xù)時間，觀察試驗(yàn)現(xiàn)象。

對單層外掛網(wǎng)進(jìn)行加載時，將不同等級風(fēng)荷載計算的集中力從小到大統(tǒng)一依次排序，將相近的集中力進(jìn)行合并，先進(jìn)行第1層加載試驗(yàn)，然后依次逐層進(jìn)行試驗(yàn)。3層外掛網(wǎng)同時加載試驗(yàn)主要是研究風(fēng)荷載沿豎向不均勻變化的特性，每層所施加的荷載代表一定高度的風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值，第1層代表高度為20～50 m，取50 m的風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值；第2層代表高度為50～80 m，取80 m的風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值；第3層代表高度為80～100 m，取100 m的風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值，依次改變基本風(fēng)壓進(jìn)行試驗(yàn)，為了解外掛網(wǎng)正常使用情況下的性能，當(dāng)每一層加載至屈服值時，停止加載。

2.4 試驗(yàn)現(xiàn)象分析

試驗(yàn)過程中外掛網(wǎng)和卡座都出現(xiàn)了變形。在加載過程中，隨著荷載的增加，卡座和外掛網(wǎng)的變形逐漸增大，并且外掛網(wǎng)發(fā)出了“咯吱咯吱”的聲音。當(dāng)加載完成時，外掛網(wǎng)出現(xiàn)了較大的變形，與此同時，卡座向加載方向翹起。卸載后，外掛網(wǎng)恢復(fù)到初始位置，而卡座出現(xiàn)了不可恢復(fù)的變形，如圖5所示。

京劇雖是國粹，但也不是人人都喜歡，不過受老陳每日熏陶，我對京劇唱腔也略知一二。老陳耳朵沉，他聽京戲，總是把音量放到最大，這樣幾乎整棟樓的人都跟著他一起聽。剛搬來時，我被吵得睡不著覺，就下樓找老陳。老陳耳朵沉，你說話，他總是指著自己的耳朵，說他聽不見，耳朵有毛病。他一把年紀(jì)了，又不能和他吵，我只好悻悻地回去了。

圖5 試驗(yàn)中卡座變形Fig.5 Clamp deformation in test

2.5 試驗(yàn)結(jié)果分析

在進(jìn)行單層外掛網(wǎng)荷載試驗(yàn)時，觀察到最大應(yīng)力出現(xiàn)在卡座處，最大變形出現(xiàn)在外掛網(wǎng)斜撐交叉處。最大應(yīng)力和最大位移隨荷載的變化如圖6所示。隨著荷載的增加，最大應(yīng)力和最大位移逐漸增加，當(dāng)集中力為3.25 kN時，卡座進(jìn)入了屈服階段，應(yīng)力值為236.7 MPa，此時，外掛網(wǎng)斜撐交叉處的變形量為42 mm。以測點(diǎn)10作為研究對象，觀察不同加載位置時的應(yīng)力，如表3所示，當(dāng)對第1層外掛網(wǎng)施加荷載，應(yīng)力為236.7 MPa，當(dāng)對第2層外掛網(wǎng)施加荷載，應(yīng)力為38.2 MPa，所測得的應(yīng)力只有前者的16.1%，當(dāng)對第3層外掛網(wǎng)施加荷載，應(yīng)力為3.08 MPa，所測得的應(yīng)力只有第1種的1.3%，每片外掛網(wǎng)基本上單獨(dú)工作，互不影響。

圖6 最大應(yīng)力和最大位移隨荷載的變化Fig.6 Variation of maximum stress and maximum displacement with load

表3 測點(diǎn)10不同加載位置的應(yīng)力值Table 3 Stress value of measuring point 10 at different loading positions

對3層外掛網(wǎng)同時做加載試驗(yàn)時，發(fā)現(xiàn)整體可以協(xié)同工作，外掛網(wǎng)始終處于彈性階段，當(dāng)卸載后，均能恢復(fù)到初始位置，但卡座仍是最薄弱的環(huán)節(jié)，最大應(yīng)力出現(xiàn)在卡座處，層與層之間的卡座都出現(xiàn)了不可恢復(fù)變形。

3 有限元分析

利用有限元軟件ANSYS對上述新型鋼管腳手架外掛防護(hù)體系進(jìn)行數(shù)值模擬。試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，每片外掛網(wǎng)基本上是獨(dú)立工作的，所以模擬時只對單片外掛網(wǎng)進(jìn)行分析與研究。

3.1 有限元模型

對單片外掛網(wǎng)和連接件建立實(shí)體模型，連接件與架體的連接節(jié)點(diǎn)視為剛接，選擇8個節(jié)點(diǎn)的Solid185單元作為計算單元，在外掛網(wǎng)和連接件接觸處建立接觸對，并將其附近網(wǎng)格細(xì)化，摩擦系數(shù)取0.15，卡座作為目標(biāo)單元，類型為TARGE170，外掛網(wǎng)作為接觸單元，類型為CONTA174。有限元模型如圖7所示。

圖7 有限元模型Fig.7 Finite element model

3.2 有限元結(jié)果與分析

將風(fēng)荷載按照試驗(yàn)集中力的方式施加在模型上，荷載取值范圍和試驗(yàn)相同，得到了最大應(yīng)力和最大位移隨荷載的變化，如圖8所示，隨著荷載的增加，最大應(yīng)力和最大位移逐漸增加。當(dāng)外掛網(wǎng)承受的集中荷載為3.25 kN時，卡座進(jìn)入屈服階段，應(yīng)力為238.4 MPa，卡座出現(xiàn)了和試驗(yàn)相一致的現(xiàn)象，如圖9所示，向加載方向翹起，外掛網(wǎng)出現(xiàn)了較大的變形，變形量為39.6 mm，位于斜撐交叉處如圖10所示。

圖8 最大應(yīng)力和最大位移隨荷載的變化Fig.8 Variation of maximum stress and maximum displacement with load

圖9 有限元模擬卡座變形Fig.9 Clamp deformation in finite element simulation

圖10 集中力為3.25 kN時外掛網(wǎng)的變形Fig.10 Deformation of external storage network under load of 3.25 kN

將試驗(yàn)和模擬相對比，最大應(yīng)力隨荷載的變化如圖11所示，最大位移隨荷載的變化如圖12所示，最大應(yīng)力和最大位移隨荷載變化的整體趨勢兩者相似，破壞形式兩者相吻合。從圖11可知，模擬所得的最大應(yīng)力在每個荷載對應(yīng)點(diǎn)處都大于試驗(yàn)值的，分析原因：在試驗(yàn)加載過程中，鋼絲繩、花蘭螺栓等消耗了一部分力，導(dǎo)致施加在外掛網(wǎng)上的力達(dá)不到設(shè)計值，所以所得最大應(yīng)力整體偏小于模擬所得值。從圖12可知，在加載初期，模擬所得的位移在每個荷載對應(yīng)點(diǎn)處大于試驗(yàn)值，當(dāng)荷載為1.3 kN時，試驗(yàn)得到的最大位移為10.2 mm，模擬得到的為13.4 mm，但是在加載后期，試驗(yàn)所得的位移在每個荷載對應(yīng)點(diǎn)處大于模擬值，當(dāng)荷載為3.25 kN時，試驗(yàn)得到的最大位移為42 mm，模擬得到的為39.6 mm，分析原因：在加載初期，由于鋼絲繩、花蘭螺栓等消耗了一部分力，導(dǎo)致施加在外掛網(wǎng)上的力達(dá)不到設(shè)計值，所以所得最大值整體偏小于模擬所得值，但在試驗(yàn)加載過程中，由于連接腳手架架體和連接件的扣件發(fā)生了滑移，如圖13所示，導(dǎo)致加載后期的最大位移大于模擬值。

圖11 最大應(yīng)力隨荷載的變化曲線Fig.11 Curve of maximum stress with load

圖12 最大位移隨荷載的變化曲線Fig.12 Curve of maximum displacement with load

圖13 連接扣件滑移Fig.13 Slip of connecting fastener

4 結(jié)論

通過試驗(yàn)研究和有限元分析，對新型鋼管腳手架外掛防護(hù)體系風(fēng)荷載作用下的響應(yīng)進(jìn)行了研究，得到如下結(jié)論。

(1)在簡化風(fēng)荷載作用下，新型鋼管腳手架外掛防護(hù)體系整體性能表現(xiàn)良好，隨著荷載的增加，整體的應(yīng)力和位移逐漸增加，同時，每片外掛網(wǎng)基本上獨(dú)立工作，相互之間影響不大。

(2)通過試驗(yàn)和有限元分析可知，當(dāng)集中荷載為3.25 kN時，卡座剛進(jìn)入屈服階段，此時，外掛網(wǎng)出現(xiàn)較大的彈性變形，新型鋼管腳手架外掛網(wǎng)防護(hù)體系承載力不得超過3.25 kN。

(3)通過試驗(yàn)和有限元分析可知，在風(fēng)荷載作用下，新型鋼管腳手架外掛防護(hù)體系應(yīng)力最大的部位是卡座，變形最大的部位是外掛網(wǎng)斜撐交叉處。為了使兩者更好地協(xié)同工作，在進(jìn)行設(shè)計時，對卡座要從厚度和高度兩方面同時考慮。