王 坦,羅 坤,袁志仁,袁 闊,王芙蓉

(長(zhǎng)春工程學(xué)院土木工程學(xué)院,長(zhǎng)春 130012)

0 引言

近年來(lái),不斷有各種形式腳手架安全事故發(fā)生,為保證輪扣式腳手架的安全性,學(xué)者們進(jìn)行了一系列的研究工作。李文[1]對(duì)輪扣式模板支撐架的搭設(shè)、安全措施及特點(diǎn)進(jìn)行了詳細(xì)分析,并提出了加固措施以提高輪扣式模板支撐架的穩(wěn)定性,對(duì)提升輪扣式模板支撐架的安全性具有一定的借鑒作用。楊偉軍等[2]為研究輪扣式鋼管支架節(jié)點(diǎn)在實(shí)際使用過(guò)程中的連接可靠性,介紹了輪扣節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造特點(diǎn),分析了節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化模型在軸力和彎矩作用下插頭的受力情況,并運(yùn)用ANSYS模擬了極限拉應(yīng)力和極限正彎矩作用下插頭的反應(yīng),同時(shí),設(shè)計(jì)試驗(yàn)測(cè)試了4種平面框架在單側(cè)水平荷載作用下和反復(fù)水平荷載作用后插頭的抗拔力。楊偉軍等[3]設(shè)計(jì)了輪扣式鋼管支模架節(jié)點(diǎn)半剛性水平力加載試驗(yàn)。選用3組試件,通過(guò)對(duì)試驗(yàn)現(xiàn)象和所得數(shù)據(jù)的分析及與扣件式鋼管腳手架節(jié)點(diǎn)剛度的對(duì)比分析,得出輪扣式鋼管腳手架節(jié)點(diǎn)具有典型的半剛性連接特性。程勇等[4]為研究輪扣式鋼管腳手架的結(jié)構(gòu)性能,對(duì)兩跨兩步單元架體進(jìn)行足尺試驗(yàn)研究,得到架體的破壞模式、極限承載力和荷載—位移曲線。羅衛(wèi)華[5]針對(duì)高支模體系影響因素繁多的特點(diǎn),采用了全等效初始缺陷法分析了輪扣式高支模架的掃地桿搭設(shè)對(duì)其承載力的影響。通過(guò)有限元數(shù)值模型分析研究發(fā)現(xiàn),掃地桿的搭設(shè)對(duì)輪扣式鋼管支模架的穩(wěn)定承載能力有重要的影響。陳立華等[6]詳細(xì)介紹了直插型輪扣式鋼管腳手架的梁體組成和施工中的注意要點(diǎn),并與扣件式鋼管腳手架做了對(duì)比,得出輪扣式鋼管腳手架具有施工安全系數(shù)高、經(jīng)濟(jì)效益顯著的特點(diǎn)。陳孟等[7]通過(guò)對(duì)輪扣式節(jié)點(diǎn)和扣件式節(jié)點(diǎn)進(jìn)行轉(zhuǎn)角剛度性能試驗(yàn)對(duì)比分析,挖掘輪扣式節(jié)點(diǎn)的優(yōu)缺點(diǎn),并對(duì)其進(jìn)行改進(jìn),提高產(chǎn)品性能,確保施工安全,為更好地推廣應(yīng)用新型輪扣式鋼管支模架提供了技術(shù)支持。王金科等[8]圍繞輪扣式模板支架的施工技術(shù),介紹了其施工工藝原理和流程,并提出了相應(yīng)的工藝控制措施。

現(xiàn)有的研究主要是針對(duì)節(jié)點(diǎn)和單元架體的試驗(yàn),未見(jiàn)足尺腳手架的試驗(yàn)研究。缺少針對(duì)輪扣式腳手架在特殊工況下,如基礎(chǔ)不均勻沉降等的分析研究。本文的研究主要包括幾個(gè)方面:首先通過(guò)輪扣式腳手架足尺架體試驗(yàn),將得到的相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果作參數(shù),以評(píng)價(jià)其承載能力;其次,通過(guò)合理優(yōu)化有限元模型參數(shù),利用有限元分析能夠較好地模擬試驗(yàn)結(jié)果;最后通過(guò)已經(jīng)優(yōu)化的模型參數(shù),分析在特殊工況,如基礎(chǔ)不均勻沉降的情況下,輪扣式腳手架的抗連續(xù)倒塌性能,并提出優(yōu)化構(gòu)造方案。

1 輪扣式腳手架架體試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

根據(jù)GB 51210—2016《建筑施工腳手架安全技術(shù)統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn)》[9]中附錄A(腳手架力學(xué)性能試驗(yàn)方法)的規(guī)定,設(shè)計(jì)多個(gè)架體試驗(yàn),分別為四立桿單元架體試驗(yàn)、九立桿單元架體試驗(yàn)以及足尺架體結(jié)構(gòu)試驗(yàn)。表1為各組試驗(yàn)的數(shù)據(jù)準(zhǔn)備。

表1 試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)

該試驗(yàn)的目的是通過(guò)單元架體試驗(yàn)和足尺試驗(yàn),將單元結(jié)構(gòu)試驗(yàn)結(jié)果與其足尺結(jié)構(gòu)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析,綜合判定輪扣式腳手架結(jié)構(gòu)的承載能力。

四立桿單元架體試驗(yàn):由4根立桿,16根橫桿以及若干斜撐組成的單跨三步單元架體。該試驗(yàn)對(duì)每類(lèi)步距進(jìn)行3組對(duì)照試驗(yàn),對(duì)其進(jìn)行極限承載力破壞試驗(yàn),最終試驗(yàn)結(jié)果為3組試驗(yàn)有效數(shù)據(jù)的平均值。

九立桿單元架體試驗(yàn):由9根立桿,36根橫桿以及若干斜撐組成的兩跨三步單元架體。該試驗(yàn)對(duì)每類(lèi)步距進(jìn)行3組對(duì)照試驗(yàn),最終試驗(yàn)結(jié)果為3組試驗(yàn)有效數(shù)據(jù)的平均值。

足尺結(jié)構(gòu)試驗(yàn)(圖1):由16根立桿,64根橫桿以及若干斜撐組成的三跨三步單元架體。該試驗(yàn)進(jìn)行3組對(duì)照試驗(yàn),取中間立桿的極限承載力平均值作為支撐腳手架足尺結(jié)構(gòu)試驗(yàn)架體的單立桿極限承載力值。并將九立桿單元結(jié)構(gòu)試驗(yàn)結(jié)果與至少1個(gè)支撐腳手架足尺結(jié)構(gòu)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析,判定檢測(cè)結(jié)論。

圖1 足尺加載架體加載系統(tǒng)

為簡(jiǎn)化稱(chēng)呼并與規(guī)范對(duì)應(yīng),將四立桿單元簡(jiǎn)稱(chēng)A單元,九立桿單元簡(jiǎn)稱(chēng)C單元。本文以足尺結(jié)構(gòu)架體試驗(yàn)為例介紹其抗連續(xù)倒塌性能。圖2～3為足尺結(jié)構(gòu)方案設(shè)計(jì)圖。

圖2 足尺加載架體加載系統(tǒng)立面示意圖

圖3 足尺加載架體加載系統(tǒng)剖面示意圖

1.2 架體試驗(yàn)結(jié)果分析

架體試驗(yàn)結(jié)果分析匯總見(jiàn)表2,輪扣式腳手架與扣件式腳手架極限承載力對(duì)比分析匯總見(jiàn)表3。

表2 架體結(jié)構(gòu)力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果分析匯總表 單位:kN

表3 輪扣式腳手架與扣件式腳手架極限承載力[10]對(duì)比分析匯總表

本實(shí)驗(yàn)步距為1.2 m的模型尺寸(步距×縱距×橫距)為1.2 m×2.0 m×1.5 m,與本實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽缦嘟目奂戒摴苤＜芊蔷€性承載力為 49.44 kN,輪扣式鋼管腳手架的承載力為60 kN,比扣件式鋼管支模架的承載力高出近22%。

本實(shí)驗(yàn)步距為1.8 m的模型尺寸(步距×縱距×橫距)為1.8 m×2.0 m×1.5 m,與本實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽缦嘟目奂戒摴苤＜芊蔷€性承載力為 30.60 kN,輪扣式鋼管腳手架的承載力為50 kN,比扣件式鋼管支模架的承載力高出近64%。

2 輪扣式腳手架架體結(jié)構(gòu)有限元分析

2.1 建立架體結(jié)構(gòu)有限元模型

采用SAP2000有限元軟件,建立各架體試件模型,反復(fù)優(yōu)化實(shí)驗(yàn)參數(shù),以能較準(zhǔn)確地模擬試驗(yàn)過(guò)程。試驗(yàn)構(gòu)建參數(shù)見(jiàn)表4,圖4為足尺結(jié)構(gòu)模型。

圖4 足尺結(jié)構(gòu)模型

表4 試驗(yàn)構(gòu)件參數(shù)輸入表

2.2 分析假定

2.2.1 基本假定

將立桿視為一根連續(xù)桿件,即立桿與立桿之間視為無(wú)偏心理想連續(xù)剛接;立桿與基礎(chǔ)為剛接;豎向荷載作用于立桿幾何中心;考慮立桿與橫桿之間節(jié)點(diǎn)的半剛性,根據(jù)文獻(xiàn)[11],節(jié)點(diǎn)連接剛度取35( kN·m)/rad;斜撐與立桿之間的節(jié)點(diǎn)視為鉸接;暫不考慮風(fēng)荷載、地震荷載等水平荷載;本分析只研究線彈性階段,考慮結(jié)構(gòu)幾何非線性,不考慮非線性階段;立桿與橫桿之間的節(jié)點(diǎn)全部剛接,在各縱、橫向水平桿與立桿相交處施加假定的等效水平荷載來(lái)考慮全等效初始缺陷的影響。

2.2.2 架體結(jié)構(gòu)有限元分析結(jié)果

綜合分析表5的數(shù)據(jù)可得,當(dāng)把輪扣式腳手架架體試驗(yàn)的初始缺陷設(shè)定為等效水平荷載為理想狀態(tài)下屈曲極限的1.2%時(shí),與試驗(yàn)結(jié)果最為接近。

表5 架體結(jié)構(gòu)力學(xué)性能有限元結(jié)果分析匯總表

3 輪扣式腳手架抗連續(xù)倒塌性能分析

3.1 不均勻沉降引起架體連續(xù)倒塌的原因

在施工過(guò)程中,由于底層地基土回填不密實(shí)或雨水侵入等,造成局部架體的地基沉降,進(jìn)而使架體結(jié)構(gòu)局部失穩(wěn),引起架體結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌。

3.2 不均勻沉降工況下架體承載能力分析

在足尺結(jié)構(gòu)試驗(yàn)的基礎(chǔ)上,通過(guò)有限元軟件進(jìn)行不均勻沉降的模擬,以釋放Y方向一端支座的方式模擬其工況中出現(xiàn)的地基塌陷。根據(jù)規(guī)范要求,結(jié)合工程實(shí)際的架體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案,在有限元軟件SAP2000中建立一個(gè)三步三跨的足尺模型(圖5～6),跨度和步距均為1 200 mm,足尺模型尺寸為3 600 mm×36 00 mm×4 200 mm(長(zhǎng)×寬×高)(圖7)。

圖5 足尺試驗(yàn)有限元模型釋放Y方向左1排支座示意圖

圖6 足尺試驗(yàn)有限元模型釋放Y方向左2排支座示意圖

圖7 足尺試驗(yàn)有限元模型

3.2.1 線性屈曲分析

該模型在基本假定的情況下,得出分析結(jié)果,如圖8所示。在線性屈曲工況下屈曲極限荷載為75.29 kN。

圖8 各階模態(tài)屈曲因子統(tǒng)計(jì)圖

3.2.2 非線性屈曲分析

根據(jù)2.2.2得到的結(jié)果,取該模型的初始缺陷值為屈曲極限的1.2%,75.29×0.012≈0.9 kN,即在非線性屈曲工況下可得屈曲極限為44.28 kN。因此,本文在此模型的基礎(chǔ)上對(duì)模型釋放部分支座進(jìn)行非線性分析,數(shù)據(jù)匯總見(jiàn)表6～7。圖9為有無(wú)豎向剪刀撐腳手架屈曲荷載對(duì)比圖。

表6 有豎向剪刀撐腳手架有限元分析模型優(yōu)化情況匯總表

表7 無(wú)豎向剪刀撐腳手架有限元分析模型優(yōu)化情況匯總表

圖9 有無(wú)豎向剪刀撐腳手架屈曲荷載對(duì)比圖

通過(guò)對(duì)比兩種工況下的腳手架屈曲極限荷載可以看出,有豎向剪刀撐的腳手架的承載力比無(wú)豎向剪刀撐的腳手架的承載力提高了近170%,因此可以得出,豎向剪刀撐對(duì)實(shí)際工程中腳手架的安全性有著十分重要的作用,必須在具有一定危險(xiǎn)情況的工況下對(duì)腳手架增設(shè)豎向剪刀撐。

4 提升架體抗連續(xù)倒塌能力的構(gòu)造的解決方案

針對(duì)前述不均勻沉降所產(chǎn)生的問(wèn)題,本文提出增加斜撐和水平剪刀撐的解決方式。在前述利用有限元軟件建立的足尺模型的基礎(chǔ)上,假定架體底座延Y方向,有1排或2排支座發(fā)生不均勻沉降,分析其對(duì)結(jié)構(gòu)整體受力情況的影響。對(duì)釋放Y方向左端1排支座和釋放Y方向左端2排支座這兩種情況進(jìn)行模擬。

4.1 增設(shè)水平剪刀撐

由表8可以看出,在釋放Y方向左端1排支座的工況下,通過(guò)在不同步距位置分別施加水平剪刀撐的措施,得到其極限承載力是逐步提高的,故將水平桿增設(shè)在頂層時(shí)其屈曲極限最高,效果最好。屈曲極限最高可提升19.8%,能極大地保障施工的安全。

表8 有剪刀撐腳手架有限元分析模型增設(shè)水平剪刀撐數(shù)據(jù)匯總表

而在釋放Y方向左端2排支座的工況下,通過(guò)一樣的方法增設(shè)水平剪刀撐,可以得出,當(dāng)水平桿增設(shè)于第2步距時(shí),其屈曲極限提高了77.5%,在各步距中提高程度最高。表明在此工況下,將水平剪刀撐增設(shè)于第2層將最大程度地提高腳手架的極限承載力,有利于保障工程的安全。

由表9可以看出,在釋放Y方向左端1排支座的工況下,通過(guò)在不同步距位置疊加增設(shè)水平剪刀撐的措施,得到其極限承載力是逐步提高的,并且可以發(fā)現(xiàn),前3層疊加承載力提高緩慢,當(dāng)疊加到第4層時(shí),其極限承載力呈爆炸式提升。故從此工況可以側(cè)面體現(xiàn)出第4層增設(shè)水平桿對(duì)其屈曲荷載的影響巨大。圖10為水平桿疊加到第4層的工況圖。

圖10 水平桿疊加到第4層的工況圖

表9 有剪刀撐腳手架有限元分析模型疊加增設(shè)水平剪刀撐數(shù)據(jù)匯總表

而在釋放Y方向左端2排支座的工況下,通過(guò)一樣的方法增設(shè)水平剪刀撐,可以得出,隨著水平剪刀撐的增設(shè),該工況下的屈曲荷載穩(wěn)步提高。表明在此工況下,將水平剪刀撐增設(shè)于各層將最大程度地提高腳手架的極限承載力,有利于保障工程的安全。

4.2 水平剪刀撐組合斜撐

基于前述組合工況,在釋放Y方向左端1排支座的工況下,在將水平剪刀撐增設(shè)于第4層的基礎(chǔ)上,再對(duì)該架體布置增設(shè)斜撐。已知對(duì)于腳手架而言,隨著斜撐的增加,其極限承載力也會(huì)相應(yīng)增加。該組合工況中在第2步距圍設(shè)斜撐能夠使其在水平剪刀撐增設(shè)于第4層的基礎(chǔ)上提高5.3%的極限承載力,并且效果最佳。

由表10～11中的數(shù)據(jù)可知,在釋放Y方向左端2排支座的工況下,在將水平剪刀撐增設(shè)于第2層的基礎(chǔ)上,對(duì)該架體布置增設(shè)斜撐。在該組合工況中圍設(shè)斜撐不能使其在水平剪刀撐增設(shè)于第4層的基礎(chǔ)上提高極限承載力,并且有可能大幅度降低其極限承載力。

表10 有剪刀撐腳手架有限元組合分析模型(釋放1排)數(shù)據(jù)匯總表

表11 有剪刀撐腳手架有限元組合分析模型(釋放2排)數(shù)據(jù)匯總表

5 結(jié)論

通過(guò)輪扣式腳手架架體足尺試驗(yàn)及有限元模擬分析,提出了當(dāng)發(fā)生地基不均勻沉降時(shí),提升架體抗連續(xù)倒塌能力的構(gòu)造解決方案并得出結(jié)論:

1)輪扣式腳手架在足尺試驗(yàn)中步距為1 800 mm時(shí),其極限承載力約為50 kN;該足尺結(jié)構(gòu)的極限承載力設(shè)計(jì)值為22.73 kN,遠(yuǎn)大于規(guī)范計(jì)算所得的極限承載力設(shè)計(jì)值14.4 kN,由此可以說(shuō)明,該輪扣式腳手架的承載能力滿足要求。

2)本文試驗(yàn)研究得到的極限承載力值與有限元分析結(jié)果對(duì)比可知,假設(shè)節(jié)點(diǎn)為半剛性連接,節(jié)點(diǎn)剛度取35 (kN·m)/rad,對(duì)有限元模型施加初始缺陷荷載,等效水平荷載取理想狀態(tài)下屈曲極限的1.2%,此時(shí)有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最為接近。

3)在不均勻沉降的特殊工況下,架體的整體穩(wěn)定性受到極大影響,單桿承受的極限荷載顯著降低。采用增加斜撐的布置,隨著斜撐的增加,架體的極限承載力顯著提高。對(duì)于不同程度的地基不均勻沉降,提出相應(yīng)的構(gòu)造解決方案,通過(guò)有限元分析結(jié)果來(lái)看,可以顯著提高架體結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌能力。