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    附著全鋼升降腳手架不同步升降性能研究

    2022-08-01 07:49:20
    工業(yè)建筑 2022年3期
    關(guān)鍵詞:架體機(jī)位端部

    楊 偉

    (中鐵十八局集團(tuán)建筑安裝工程有限公司, 天津 300308)

    附著升降腳手架因綜合了挑、吊、掛式腳手架的優(yōu)點(diǎn),具有受建筑高度限制小、裝拆效率高、施工成本低、美觀環(huán)保等多個(gè)優(yōu)勢,現(xiàn)被廣泛應(yīng)用于高層及超高層建筑施工過程中[1-2]。

    附著升降腳手架通常采用電動(dòng)葫蘆進(jìn)行升降,由于電機(jī)轉(zhuǎn)速差異、提升點(diǎn)重量不同、電路故障等原因,各機(jī)位會(huì)形成升降高差,導(dǎo)致某些提升點(diǎn)失載或超載,易發(fā)生安全隱患[3-6]。

    岳峰等對附著升降腳手架的基本設(shè)計(jì)計(jì)算規(guī)定和具體設(shè)計(jì)計(jì)算方法作了系統(tǒng)討論,給出了主要承重結(jié)構(gòu)按概率理論為基礎(chǔ)的極限狀態(tài)設(shè)計(jì)方法的基本表達(dá)式[7]。楊光祥等基于測量電動(dòng)葫蘆電機(jī)轉(zhuǎn)數(shù)的同步控制方法,利用微動(dòng)開關(guān)對電機(jī)的轉(zhuǎn)速測量,間接計(jì)算腳手架升降的高度差,從而實(shí)現(xiàn)各個(gè)機(jī)位的同步運(yùn)行[8]。目前,對附著升降腳手架的構(gòu)造研究較多,而對其力學(xué)性能與設(shè)計(jì)方法研究較少,尤其是升降不同步效應(yīng)及其考慮不同步效應(yīng)的設(shè)計(jì)方法尚無涉及。

    本文通過對附著式升降腳手架的足尺試驗(yàn)和大量的參數(shù)化數(shù)值模擬,研究了不同步效應(yīng),提出了考慮不同步效應(yīng)的設(shè)計(jì)方法,可為附著式升降腳手架的標(biāo)準(zhǔn)編制提供技術(shù)支撐。

    1 試驗(yàn)研究

    1.1 試驗(yàn)?zāi)P蛥?shù)

    試驗(yàn)?zāi)P腿鐖D1、圖2所示。架體長16.0 m,高13.5 m,層高2 m,相鄰立桿縱向跨度2 m,內(nèi)外立桿跨度0.6 m,搭設(shè)7步。架體采用電動(dòng)葫蘆中心提升機(jī),功率為500 W,額定荷載為75 kN,提升速度為120 mm/min。

    圖1 附著升降腳手架試驗(yàn)?zāi)P蛯?shí)物Fig.1 The attached lifting scaffold for experiments

    圖2 附著升降腳手架試驗(yàn)?zāi)P驼旻ig.2 The facade of the attached lifting scaffold for experiments

    1.2 測點(diǎn)布置

    在架體內(nèi)側(cè)從左至右依次設(shè)置A、B、C、D四個(gè)機(jī)位,AB、BC、CD機(jī)位之間跨度分別為6 m、6 m、4 m,如圖3所示。設(shè)置8個(gè)應(yīng)變測點(diǎn),按順序分別為:橫向水平桿SC-1、縱向水平桿SC-2、剛性支架SC-3、水平桁架橫桿SC-4、水平桁架斜桿SC-5、主框架立桿SC-6、副框架立桿SC-7、導(dǎo)軌SC-8。各架體構(gòu)件材料參數(shù)見表1。

    圖3 應(yīng)變測點(diǎn)布置 mmFig.3 Arrangements of the strain measuring points

    表1 架體構(gòu)件材料參數(shù)Table 1 Material parameters of the frame structure mm

    1.3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

    試驗(yàn)之前,將各機(jī)位進(jìn)行調(diào)平,使其處于同一水平高度。當(dāng)提升此架體1 000 mm后,發(fā)現(xiàn)僅端部機(jī)位A不同步,其超升了5 mm。隨著架體逐漸被提升,8個(gè)測點(diǎn)所在的主要受力構(gòu)件的應(yīng)力發(fā)生起伏變化;提升完畢后,機(jī)位A附近構(gòu)件的應(yīng)力最大增加3.5 MPa,機(jī)位B附近構(gòu)件的應(yīng)力最大增加4.0 MPa,如圖5所示。

    a—機(jī)位A附近構(gòu)件; b—機(jī)位B附近構(gòu)件。圖5 上升階段應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.5 Stress time-history curves in the lifting phase

    對各機(jī)位進(jìn)行調(diào)平。當(dāng)下降此架體1 000 mm后,發(fā)現(xiàn)機(jī)位A、D不同步,兩者都滯后了6 mm。如圖6所示,隨著架體逐漸被下降,8個(gè)測點(diǎn)所在的主要受力構(gòu)件的應(yīng)力也將發(fā)生起伏變化。下降完畢后,機(jī)位A附近構(gòu)件的應(yīng)力最大增加到4.5 MPa,機(jī)位B附近構(gòu)件的應(yīng)力最大增加到5.0 MPa。

    a—A機(jī)位附近構(gòu)件; b—B機(jī)位附近構(gòu)件。圖6 下降階段應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.6 Stress time-history curves in the falling phase

    在此試驗(yàn)中,認(rèn)為提升機(jī)是勻速運(yùn)動(dòng)的。根據(jù)位移變化量(最高機(jī)位與最低機(jī)位之間的高度差)和運(yùn)動(dòng)時(shí)間的線性關(guān)系,結(jié)合試驗(yàn)過程中相應(yīng)的應(yīng)力-運(yùn)動(dòng)時(shí)間曲線,繪制應(yīng)力-位移變化量曲線,如圖7所示,以便于驗(yàn)證數(shù)值模型。

    a—機(jī)位A超升; b—機(jī)位A、D滯后。圖7 升降階段應(yīng)力-位移變化量曲線Fig.7 Stress-displacement curves during operation

    2 數(shù)值模擬分析

    2.1 建立數(shù)值模型

    本文采用ABAQUS軟件建立數(shù)值模型。架體桿件、導(dǎo)軌圓鋼采用B31單元,腳手板和導(dǎo)軌其他部分采用S4R單元。材性試驗(yàn)測得彈性模量E=209 GPa,屈服強(qiáng)度fy=270.1 MPa,抗拉強(qiáng)度fu=431.5 MPa,泊松比μ=0.28。腳手架處于升降階段時(shí),支頂器對架體無約束,架體通過提升動(dòng)力設(shè)備進(jìn)行升降。由于防傾裝置的存在,限制了導(dǎo)軌在x、z方向的平動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng),保證各機(jī)位運(yùn)動(dòng)過程中架體不會(huì)發(fā)生傾覆。數(shù)值模型如圖8所示。

    圖8 有限元模型Fig.8 The finite element model

    2.2 數(shù)值模型驗(yàn)證

    在單機(jī)位A超升5 mm的模擬試驗(yàn)中,將其他機(jī)位進(jìn)行固定,給予機(jī)位A向上的荷載,直至位移達(dá)到5 mm。同理,設(shè)計(jì)雙機(jī)位A、D滯后6 mm的模擬。

    通過數(shù)值分析,得到上述兩組模擬試驗(yàn)在各測點(diǎn)位置處的應(yīng)力變化值。如表2所示,各測點(diǎn)處的應(yīng)力變化量模擬值和試驗(yàn)值的誤差在20%以內(nèi),試驗(yàn)和數(shù)值模擬得到的結(jié)果吻合較好,證明采用數(shù)值模擬能夠較為合理地反映實(shí)際升降不同步響應(yīng)的結(jié)果。

    表2 模擬值與試驗(yàn)值對比Table 2 Comparisons between the simulated values and the experimental values

    3 參數(shù)化分析

    在實(shí)際施工時(shí),附著升降腳手架的機(jī)位可能會(huì)出現(xiàn)超前或滯后的運(yùn)動(dòng)情況。在JGJ 202—2010《建筑施工工具式腳手架安全技術(shù)規(guī)范》中第4.7.3條規(guī)定:各相鄰提升點(diǎn)間的高差不得大于30 mm,整體架最大升降差不得大于80 mm。

    為觀察不同機(jī)位間位移差值引起機(jī)位荷載的變化,需充分考慮整個(gè)架體受到各工況的影響。模擬中可將各機(jī)位運(yùn)動(dòng)工況分為:單機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)、雙機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)和三機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng),共計(jì)32個(gè)工況。

    3.1 單機(jī)位不同步升降工況

    表3列出了單機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)工況的基本方式,共4種工況。在工況1模擬試驗(yàn)中,固定B、C、D機(jī)位,給予機(jī)位A向上的位移,直至位移變化量達(dá)到80 mm。同理,設(shè)計(jì)工況2~4的模擬試驗(yàn)。

    表3 單機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)工況Table 3 The asynchronous motion of the single-lifting mechanism

    如圖9a所示:隨著位移變化量的增大,機(jī)位A承擔(dān)的荷載增加,機(jī)位C、D承擔(dān)的荷載值略有提高;當(dāng)機(jī)位位移變化量達(dá)到36 mm時(shí),機(jī)位B失載,此時(shí)機(jī)位A承擔(dān)的荷載由30 kN增加到52.93 kN左右,提高了75%左右。如圖9b所示:隨著位移變化量逐漸增大到39.91 mm,機(jī)位B承擔(dān)的荷載從40 kN增加至額定荷載80 kN,提升了1倍左右,機(jī)位C、D承擔(dān)的荷載值略有下降。故端部機(jī)位超升或滯后會(huì)造成相鄰機(jī)位失載或超載而后停機(jī)。

    a—工況1; b—工況2; c—工況3; d—工況4?!狝機(jī)位; —B機(jī)位; —C機(jī)位; —D機(jī)位。圖9 單機(jī)位不同步工況Fig.9 The asynchronous motion of the single-lifting mechanism

    如圖9c所示,當(dāng)機(jī)位位移變化20 mm時(shí),機(jī)位B承擔(dān)的荷載從30 kN增長至60 kN左右;當(dāng)位移差值達(dá)到29.46 mm時(shí),機(jī)位B超載。A、C機(jī)位承擔(dān)的荷載逐漸減少,D機(jī)位承擔(dān)的荷載幾乎保持不變。如圖9d所示:當(dāng)機(jī)位位移變化30 mm時(shí),機(jī)位A、C承擔(dān)的荷載從30 kN增長至60 kN左右;而當(dāng)機(jī)位位移差值達(dá)到21.11 mm以上時(shí),機(jī)位B失載。故跨中機(jī)位的不同步升降,會(huì)造成機(jī)位本身發(fā)生失載或超載現(xiàn)象。

    以上說明,當(dāng)單個(gè)機(jī)位出現(xiàn)不同步運(yùn)動(dòng)的情況時(shí),跨中機(jī)位受到的影響總是大于端部機(jī)位。同時(shí),跨中機(jī)位往往要承擔(dān)相鄰機(jī)位的荷載,導(dǎo)致超載引起架體故障或過早失載而導(dǎo)致自身機(jī)位停機(jī)。

    3.2 雙機(jī)位不同步升降工況

    表4列出了雙機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)工況的基本方式,共計(jì)16個(gè)工況,其中包含相鄰機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)、相隔機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)、端部機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)以及跨中機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)。

    表4 雙機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)工況Table 4 The asynchronous motion of the double-lifting mechanisms

    在工況5的模擬試驗(yàn)中,固定C、D機(jī)位,同時(shí)給予機(jī)位A、B向上的位移。在工況6的模擬試驗(yàn)中,固定C、D機(jī)位,給予機(jī)位A向上的位移,給予機(jī)位B向下的位移。使兩者的實(shí)時(shí)位移變化是相同的,直至兩者的位移變化量都達(dá)到40 mm。同理,設(shè)計(jì)工況7~20的模擬試驗(yàn)。

    由圖10可知:在工況5中,當(dāng)機(jī)位位移變化量達(dá)到44.66 mm時(shí),機(jī)位C失載;在工況6中,當(dāng)機(jī)位位移變化量達(dá)到23.03 mm時(shí),機(jī)位B失載;在工況7中,機(jī)位B相對于A超升30.80 mm時(shí),機(jī)位B達(dá)到75 kN額定荷載;在工況8中,當(dāng)機(jī)位位移差值達(dá)到73.83 mm時(shí),機(jī)位D承擔(dān)的荷載逐漸減少至失載。

    a—工況5; b—工況6; c—工況7; d—工況8。—A機(jī)位; —B機(jī)位; —C機(jī)位; —D機(jī)位。圖10 端部相鄰機(jī)位不同步工況Fig.10 The asynchronous motion of the adjacent-lifting mechanisms at the end

    通過對比圖9和圖10可知:端部相鄰機(jī)位發(fā)生不同步運(yùn)動(dòng)情況時(shí),各機(jī)位荷載的增加和減少的幅度沒有單機(jī)位不同步升降工況顯著,但出現(xiàn)超載和失載時(shí)的位移差值比單機(jī)位升降時(shí)更大。故單機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)工況相較于相鄰雙機(jī)位不同步工況更為不利,容易引發(fā)事故危險(xiǎn)。

    由圖11可知:在工況9中,當(dāng)機(jī)位位移差值達(dá)到21.23 mm,機(jī)位B達(dá)到額定荷載,同時(shí),若繼續(xù)增大位移差值,四機(jī)位將相繼發(fā)生超載或失載的現(xiàn)象,在施工中較為不利;在工況10中,當(dāng)機(jī)位位移差值達(dá)到24.36 mm以上時(shí),機(jī)位C失載,當(dāng)跨中機(jī)位C承擔(dān)荷載減小時(shí),端部機(jī)位D承擔(dān)的荷載要比相鄰跨中機(jī)位B承擔(dān)的荷載更多;在工況12中,機(jī)位位移差達(dá)到20.01 mm時(shí),機(jī)位C失載。結(jié)合工況9可知,相隔機(jī)位同時(shí)發(fā)生同向運(yùn)動(dòng)時(shí),跨中機(jī)位往往比端部機(jī)位響應(yīng)更加劇烈。

    a—工況9; b—工況10; c—工況11; d—工況12。—A機(jī)位; —B機(jī)位; —C機(jī)位; —D機(jī)位。圖11 相隔機(jī)位不同步工況Fig.11 The asynchronous motion of the separated-lifting mechanisms

    如圖12所示:在工況13中,當(dāng)機(jī)位位移變化量達(dá)到23.09 mm時(shí),提升點(diǎn)C荷載減少至0 kN,機(jī)位A、B、D對應(yīng)的超載或失載的位移差值為56.62,51.64,38.80 mm,說明初始荷載較小的機(jī)位對不同步運(yùn)動(dòng)反應(yīng)程度更明顯;在工況14中,當(dāng)機(jī)位位移變化量達(dá)到48.46 mm時(shí),機(jī)位C達(dá)到75 kN額定荷載后超載;在工況16中,隨著位移變化量的增加,機(jī)位B、C承擔(dān)機(jī)位A、D的荷載而迅速上升,其中,機(jī)位C承擔(dān)荷載量明顯大于機(jī)位B,機(jī)位D減小幅度明顯大于機(jī)位A,當(dāng)不同步差值達(dá)到18.90 mm時(shí),D機(jī)位失載。

    a—工況13; b—工況14; c—工況15; d—工況16。—A機(jī)位; —B機(jī)位; —C機(jī)位; —D機(jī)位。圖12 雙端部機(jī)位不同步工況Fig.12 The asynchronous motion of the double-lifting mechanisms at the both ends

    如圖13所示:在工況17中,當(dāng)機(jī)位位移差值達(dá)到18.90 mm時(shí),提升點(diǎn)C失載;在工況18中,當(dāng)機(jī)位位移變化量達(dá)到19.85 mm時(shí),機(jī)位C失載;在工況19中,機(jī)位B、C相繼發(fā)生失載和超載,所對應(yīng)的位移差值為20.327 mm和20.393 mm,證明不同步響應(yīng)受到初始機(jī)位荷載的影響較大;在工況20中,當(dāng)機(jī)位位移變化量在46.16 mm時(shí),機(jī)位C出現(xiàn)失載,圖中斜率可明顯觀察出初始機(jī)位荷載對不同步運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響程度。

    a—工況17; b—工況18; c—工況19; d—工況20?!狝機(jī)位; —B機(jī)位; —C機(jī)位; —D機(jī)位。圖13 跨中雙機(jī)位不同步工況Fig.13 The asynchronous motion of the double-lifting mechanisms at the center

    通過對雙機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)的16個(gè)工況進(jìn)行分析,可以明顯發(fā)現(xiàn):單機(jī)位運(yùn)動(dòng)時(shí)荷載增減關(guān)系單一,雙機(jī)位運(yùn)動(dòng)時(shí)需要考慮初始機(jī)位荷載對不同步響應(yīng)的影響:初始機(jī)位荷載越小,對應(yīng)的機(jī)位對架體不同步運(yùn)動(dòng)響應(yīng)越明顯,機(jī)位荷載變化量越大,也更容易發(fā)生超載或失載的現(xiàn)象。同時(shí),由于雙機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)在實(shí)際升降過程中最多且工況更加復(fù)雜,故也會(huì)出現(xiàn)端部機(jī)位失載導(dǎo)致架體故障的情況。

    3.3 三機(jī)位不同步升降工況

    三機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)在實(shí)際升降過程中也較為普遍,但是已有文獻(xiàn)中沒有對此類工況進(jìn)行研究分析。本文結(jié)合試驗(yàn)統(tǒng)計(jì),將三機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)情況分為如下兩類,即A、B、C機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)和A、B、D機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng),共計(jì)12個(gè)工況,如表5所示。

    表5 三機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)工況Table 5 The asynchronous motion of the triple-lifting mechanisms

    由圖14可知:在工況21中,當(dāng)機(jī)位位移差值達(dá)到15.88 mm時(shí),機(jī)位B失載。在相同位移變化量下,初始機(jī)位荷載相對較多的機(jī)位B的荷載變化量大于機(jī)位C;在工況22中,當(dāng)機(jī)位位移差值達(dá)到42.56 mm時(shí),機(jī)位B失載。端部固定機(jī)位荷載變化量大于端部超升機(jī)位,說明機(jī)位跨度對不同步響應(yīng)存在影響,即機(jī)位跨度越小,則受不同步運(yùn)動(dòng)響應(yīng)影響越明顯;在工況23中,當(dāng)機(jī)位位移差值達(dá)到19.76 mm時(shí),機(jī)位C失載。其中,機(jī)位A承擔(dān)的荷載出現(xiàn)下降的現(xiàn)象,說明提升和下降不是使得機(jī)位荷載變化的決定性因素,而初始機(jī)位荷載和機(jī)位跨度是影響不同步升降響應(yīng)的主要因素;在工況24中,機(jī)位B、C因超升承擔(dān)端部機(jī)位減少的荷載,端部機(jī)位最終失載;在工況25中,當(dāng)機(jī)位位移變化量為14.43 mm時(shí),機(jī)位C失載,機(jī)位B接近達(dá)到75 kN的額定限值;在工況26中,機(jī)位C超載時(shí)所對應(yīng)的位移變化量為21.45 mm。同時(shí),作為下降機(jī)位的A、B響應(yīng)情況存在明顯差別,機(jī)位B分擔(dān)機(jī)位C傳遞的荷載量小于因自身滯后傳出的荷載量,提升點(diǎn)B荷載減少,機(jī)位A滯后傳出的荷載量小于提升點(diǎn)C傳遞的荷載量,故A機(jī)位荷載增加。由此可見,三機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)時(shí),相同跨度下跨中機(jī)位對端部機(jī)位的影響要大于端部機(jī)位對跨中機(jī)位的影響。

    a—工況21; b—工況22; c—工況23; d—工況24; e—工況25; f—工況26?!狝機(jī)位; —B機(jī)位; —C機(jī)位; —D機(jī)位。圖14 機(jī)位A、B、C不同步工況Fig.14 The asynchronous motion of the lifting mechanisms A, B and C

    機(jī)位A、B、D不同步工況時(shí)應(yīng)對機(jī)位C進(jìn)行固定。由圖15a可知:在工況27中,機(jī)位A承擔(dān)自身荷載及機(jī)位B滯后而傳遞來的荷載,故增幅最大;機(jī)位C在接受機(jī)位B滯后而傳遞來的荷載時(shí),并將荷載傳出至超前機(jī)位D,由于B、D位移變化量相同,產(chǎn)生差異是機(jī)位布置位置、初始機(jī)位荷載以及距機(jī)位C的跨度。由此可見,因機(jī)位布置位置產(chǎn)生的不同步運(yùn)動(dòng)響應(yīng)中機(jī)位A大于機(jī)位B、D。

    a—工況27; b—工況28; c—工況29; d—工況30; e—工況31; f—工況32?!狝機(jī)位; —B機(jī)位; —C機(jī)位; —D機(jī)位。圖15 機(jī)位A、B、D不同步工況Fig.15 The asynchronous motion of the lifting mechanisms A, B and D

    由圖15b、c可知:在工況28中,當(dāng)機(jī)位位移變化量達(dá)到12.23 mm,提升點(diǎn)B荷載減少至0 kN,提升點(diǎn)C相繼超載;工況29表現(xiàn)為跨中機(jī)位荷載迅速上升,端部機(jī)位荷載迅速下降。其中,機(jī)位B提升程度更多,故機(jī)位A相對滯后。

    由圖15d~f可知:在工況30中,當(dāng)機(jī)位位移變化量為19.57 mm時(shí),機(jī)位C失載;在工況31中,機(jī)位A、D因滯后失載,機(jī)位B達(dá)到額定荷載而后超載,機(jī)位C受機(jī)位B、D影響荷載變化基本恒定,證明機(jī)位位置是影響不同步運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的主要因素,而初始機(jī)位荷載及機(jī)位跨度為次要因素;在工況32中,機(jī)位B荷載由機(jī)位A、C承擔(dān),機(jī)位D超升,承擔(dān)自身及機(jī)位C荷載。

    4 設(shè)計(jì)建議

    JGJ 202—2010規(guī)定,當(dāng)相鄰機(jī)位位移差超過30 mm、機(jī)位超載和機(jī)位失載時(shí),均需停機(jī)調(diào)整或檢查。為此,基于32種工況分析結(jié)果,統(tǒng)計(jì)了相鄰機(jī)位位移差超過30 mm、機(jī)位超載和機(jī)位失載任何一種工況發(fā)生時(shí)機(jī)位的不同步系數(shù),其最大值為2.33,最小值為1.16,平均值為1.82。目前JGJ 202—2010中規(guī)定的荷載不均勻系數(shù)為2.0,基于本文的分析,建議提高荷載不均勻系數(shù)至2.35或者降低允許的機(jī)位位移差,以保證升降腳手架的安全使用。

    5 結(jié)束語

    對全鋼型集成式附著升降腳手架進(jìn)行不同步運(yùn)動(dòng)性能試驗(yàn)研究,并建立有限元模型進(jìn)行參數(shù)化分析,對單機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)工況、雙機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)工況、三機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)工況下各機(jī)位承載性能的影響進(jìn)行了研究,得到以下結(jié)論:

    1)根據(jù)荷載傳遞路徑,在試驗(yàn)中測得不同步運(yùn)動(dòng)過程中各測點(diǎn)的應(yīng)力時(shí)程曲線。采用ABAQUS進(jìn)行有限元分析,得到應(yīng)力-位移曲線并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比,各工況中測點(diǎn)的應(yīng)力變化量誤差在20%以內(nèi),證明采用有限元能夠較為合理地反映實(shí)際升降不同步響應(yīng)結(jié)果。

    2)對有限元模型進(jìn)行參數(shù)化研究,分析32個(gè)工況對于機(jī)位的承載性能的影響。研究表明:當(dāng)單機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)時(shí),中間機(jī)位受到的影響總是大于端部機(jī)位;當(dāng)雙機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)時(shí),初始機(jī)位荷載越小,對應(yīng)的機(jī)位響應(yīng)越明顯,機(jī)位荷載變化量越大,更容易發(fā)生超載或失載的現(xiàn)象;三機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng),證明了機(jī)位位置是影響不同步運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的主要因素,初始機(jī)位荷載和機(jī)位跨度為次要因素。

    3)相鄰機(jī)位位移差超過30 mm、機(jī)位超載和機(jī)位失載任何一種工況發(fā)生時(shí)機(jī)位的不同步系數(shù),其最大值為2.33,最小值為1.16,平均值為1.82。目前JGJ 202—2010中規(guī)定的荷載不均勻系數(shù)為2.0,基于本文的分析,建議提高荷載不均勻系數(shù)至2.35或者降低允許的機(jī)位位移差,以保證升降腳手架的安全使用。

    論文得到了天津大學(xué)劉紅波教授的指導(dǎo),天津大學(xué)碩士生于磊協(xié)助完成了試驗(yàn),在此表示衷心的感謝。

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