新型鋼管腳手架外掛防護體系現場試驗及承載力分析

王秀麗， 王 康， 靳立佳， 馬永炯

(1.蘭州理工大學土木工程學院, 蘭州 730050; 2.蘭州理工大學西部土木工程防災減災教育部工程研究中心, 蘭州 730050; 3.甘肅第三建設集團公司, 蘭州 730050)

隨著社會的發展，高層及超高層建筑比比皆是，在滿足人們物質需求的同時也為鋼管腳手架的發展開辟了廣闊的天地，風荷載作為高層及超高層建筑腳手架施工技術以及施工安全的關鍵性因素之一，一直備受人們關注[1-6]。趙飛[7]通過附著升降腳手架在風荷載作用下的靜力與動力位移響應對比分析以及在不同等級風荷載作用下的位移響應對施工帶來的影響分析,提出了指導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荷載作用下的效應，得到了大橫桿受力變化規律，為超高層建筑施工作業平臺扣件式腳手架安全合理設計提供依據。陳強[9]分析比較了在活荷載控制組合與風荷載控制組合下附著導軌式升降腳手架的最大位移和應力，得出了影響附著導軌式升降腳手架的最不利荷載組合是由風荷載控制的組合。胡長明等[10]對模板支架進行足尺試驗研究，得到其極限承載力和失穩模式，發現模板支架在豎向荷載作用時，由于桿件缺陷和節點特性，橫桿和剪刀撐仍然承受一定的內力，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果產生的不同影響，得出在對腳手架進行動力特性研究時節點的半剛性是非常重要的。Beale等[12]在計算腳手架系統時考慮使用了非線性模型并對其進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種不同狀態極限承載力試驗，得出不同尺寸的腳手架所能承擔的重量，然后對試驗的模型進行有限元分析，將結果和試驗結果進行對比，得出了幾何非線性分析得到的極限承載力數值低于特征值屈曲荷載，但與試驗值相近的相關結論。

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

1 研究內容

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

2 試驗研究

對新型鋼管腳手架外掛防護體系進行現場試驗，如圖2所示。通過施加拉力，得到防護網在正常使用情況下的極限承載力，找到防護網的變形規律和應力分布規律。

圖2 現場荷載試驗Fig.2 Field load test

2.1 材料屬性

試驗所用腳手架架體由圓鋼管組成，外掛防護網由方鋼管作為骨架，外側覆蓋沖孔薄鋼板，均采用Q235B結構用鋼。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

風荷載標準值ωk按中國《建筑結構荷載規范》(GB 50009—2012)的方法計算，如式(1)所示。試驗以B類場地為例，基本風壓分別取0.3、0.4、0.5、0.6 kN/m2共4組，取高度為20、50、80、100 m，根據荷載規范取高度變化系數與風振系數，考慮到腳手架屬于圍護結構取體型系數為1.0，計算結果如表2所示。

表2 荷載計算Table 2 Load calculating

ωk=βgzμslμzωo

(1)

式(1)中：μsl為腳手架的風荷載體型系數；μz為風壓高度變化系數，按建筑結構荷載規范取值；βgz為腳手架的風振系數，按建筑結構荷載規范取值；ωo為基本風壓。

2.3 試驗加載裝置、測點布置和加載制度

試驗共選取12片外掛網進行研究，加載裝置采用本課題的發明專利[18]，如圖3所示，將螺旋千斤頂和事先準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，進而給外掛網施加拉力，其中拉力的水平分量為設計風荷載，拉力的豎向分量為上部外掛網的重力。試驗過程中，通過貼應變片測量方鋼管和卡座的應力變化情況，通過激光位移計測量外掛網的位移變化情況。具體的測點布置如圖4所示。

圖3 加載裝置Fig.3 Loading device

圖4 外掛網測點布置Fig.4 Layout of measuring points for external hanging network

考慮到給外掛網施加風荷載的不易性，試驗將風荷載等效為集中力施加在外掛網斜撐交叉處。采用分級加載，試驗前先進行預加載，卸載后再正式開始試驗，利用標定好的花蘭螺栓和壓力傳感器來共同控制施加在外掛網上的力，調整千斤頂，當其達到預定值，測量并記錄應變片的值，加載時每兩級之間的持續時間應穩定在60 s，當快接近屈服值時密切關注應變片的值，增加持續時間，觀察試驗現象。

對單層外掛網進行加載時，將不同等級風荷載計算的集中力從小到大統一依次排序，將相近的集中力進行合并，先進行第1層加載試驗，然后依次逐層進行試驗。3層外掛網同時加載試驗主要是研究風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荷載標準值，第1層代表高度為20～50 m，取50 m的風荷載標準值；第2層代表高度為50～80 m，取80 m的風荷載標準值；第3層代表高度為80～100 m，取100 m的風荷載標準值，依次改變基本風壓進行試驗，為了解外掛網正常使用情況下的性能，當每一層加載至屈服值時，停止加載。

2.4 試驗現象分析

試驗過程中外掛網和卡座都出現了變形。在加載過程中，隨著荷載的增加，卡座和外掛網的變形逐漸增大，并且外掛網發出了“咯吱咯吱”的聲音。當加載完成時，外掛網出現了較大的變形，與此同時，卡座向加載方向翹起。卸載后，外掛網恢復到初始位置，而卡座出現了不可恢復的變形，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。他一把年紀了，又不能和他吵，我只好悻悻地回去了。

圖5 試驗中卡座變形Fig.5 Clamp deformation in test

2.5 試驗結果分析

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

圖6 最大應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10不同加載位置的應力值Table 3 Stress value of measuring point 10 at different loading positions

對3層外掛網同時做加載試驗時，發現整體可以協同工作，外掛網始終處于彈性階段，當卸載后，均能恢復到初始位置，但卡座仍是最薄弱的環節，最大應力出現在卡座處，層與層之間的卡座都出現了不可恢復變形。

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體系進行數值模擬。試驗結果發現，每片外掛網基本上是獨立工作的，所以模擬時只對單片外掛網進行分析與研究。

3.1 有限元模型

對單片外掛網和連接件建立實體模型，連接件與架體的連接節點視為剛接，選擇8個節點的Solid185單元作為計算單元，在外掛網和連接件接觸處建立接觸對，并將其附近網格細化，摩擦系數取0.15，卡座作為目標單元，類型為TARGE170，外掛網作為接觸單元，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 有限元結果與分析

將風荷載按照試驗集中力的方式施加在模型上，荷載取值范圍和試驗相同，得到了最大應力和最大位移隨荷載的變化，如圖8所示，隨著荷載的增加，最大應力和最大位移逐漸增加。當外掛網承受的集中荷載為3.25 kN時，卡座進入屈服階段，應力為238.4 MPa，卡座出現了和試驗相一致的現象，如圖9所示，向加載方向翹起，外掛網出現了較大的變形，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時外掛網的變形Fig.10 Deformation of external storage network under load of 3.25 kN

將試驗和模擬相對比，最大應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，模擬所得的最大應力在每個荷載對應點處都大于試驗值的，分析原因：在試驗加載過程中，鋼絲繩、花蘭螺栓等消耗了一部分力，導致施加在外掛網上的力達不到設計值，所以所得最大應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點處大于試驗值，當荷載為1.3 kN時，試驗得到的最大位移為10.2 mm，模擬得到的為13.4 mm，但是在加載后期，試驗所得的位移在每個荷載對應點處大于模擬值，當荷載為3.25 kN時，試驗得到的最大位移為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，導致施加在外掛網上的力達不到設計值，所以所得最大值整體偏小于模擬所得值，但在試驗加載過程中，由于連接腳手架架體和連接件的扣件發生了滑移，如圖13所示，導致加載后期的最大位移大于模擬值。

圖11 最大應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 結論

通過試驗研究和有限元分析，對新型鋼管腳手架外掛防護體系風荷載作用下的響應進行了研究，得到如下結論。

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

(2)通過試驗和有限元分析可知，當集中荷載為3.25 kN時，卡座剛進入屈服階段，此時，外掛網出現較大的彈性變形，新型鋼管腳手架外掛網防護體系承載力不得超過3.25 kN。

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