武漢泛悅城項目附著式升降腳手架安全性能分析

柯 賢 孝

(中國水利水電第七工程局有限公司，四川 成都 610213)

1 概 述

附著式升降腳手架(簡稱爬架)適用于剪力墻、框架、框剪、筒體等各種不同結構形式的高層、超高層建筑結構與外墻裝修的施工。爬架的主要施工特點為：使用鋼材數量少、節約資源、爬升速度快、拆裝方便、安全可靠、設有防墜、防傾裝置及操作人員少。在爬架的應用過程中，不可避免地會出現不利工況，繼而對爬架結構的安全性造成影響，一旦失穩，不但會造成人員傷亡，還會引起十分慘重的財產損失[1～4]。盡管爬架生產商在交付產品時提供了爬架計算書，對爬架的安全性進行了相應的驗算，但在計算過程中其多將爬架結構進行了一定的簡化，因而難以反映爬架的真實受力狀況。從現有的研究成果[5～9]看，有限元法可以較為準確地得出爬架的內力，是一種可靠的爬架結構驗算方法。

筆者以武漢泛悅城項目15#樓所采用的爬架為研究對象，根據爬架的實際構造及使用情況建立了有限元模型，分析了其在最不利因素影響下爬架在使用及爬升過程中的結構安全性能；同時針對架體多個機位控制的導軌發生不同步運動問題，分析了導軌不同步運動對結構內力和位移造成的影響。

武漢泛悅城二期一標段15#樓項目建筑高度為191.4 m，標準層單層層高2.9 m，建筑結構形式為剪力墻結構。該項目采用 DM300 防火型全防護智能升降爬架，爬架沿建筑周邊共設置了42個控制機位，爬架高13.5 m，步高1.9 m，共7步，覆蓋4.5個樓層，架體寬度為0.6 m，最大直線支承跨度為5 m，爬架分段提升。

2 爬架使用工況數值模擬靜力分析

2.1 有限元模型的建立

采用MIDAS/Civil有限元軟件進行爬架模擬，計算寬度取3榀(15 m)，高13.5 m，架體設置4個提升裝置。縱、橫向桿件采用梁單元，考慮爬架縱、橫桿在節點處連接的偏心，爬架底部水平支撐桁架與豎桿之間采用鉸接，其他部位為剛接。模型共劃分為1 007個節點，1 366個單元。有限元模型見圖1。

圖1 爬架有限元模型圖

2.1.1 材 料

各構件均采用Q235鋼材加工而成， 彈性模量取206 GPa， 泊松比取0.3，鋼材密度為7 850 kg/m3。

2.1.2 截面特性

梁單元截面特性根據實際幾何尺寸由軟件自動計算，桿件幾何尺寸由爬架廠商提供，具體尺寸見表1。

表1 模型主要構件尺寸表 /mm

2.1.3 邊界條件

爬架按使用狀態的不同可以分為使用和爬升兩個階段，兩個階段具有不同的邊界條件。如圖2所示，使用工況下，豎向有三個支座共同受力，根據爬架防墜器構造，豎向支座模擬為僅受壓支(即該支座僅能承受豎直向下的力)。升降工況下，豎向僅有一個支座約束，其余為豎向活動。

2.1.4 荷載取值

爬架所受的荷載及驗算采用的荷載組合為現行的《建筑施工工具式腳手架安全技術規范》，JGJ202-2010[10]及《建筑結構荷載規范》，GB50009-2012[11]。

(a)使用工況 (b)升降工況圖2 爬架邊界條件模擬示意圖

(1)永久荷載。永久荷載包括架體結構，圍護設施、作業層設施以及固定于架體結構上的升降機構和其他設備，裝置的自重均按實際計算。除了架體主框架根據各桿件的截面尺寸由軟件自動計算其自重外，其余構件以集中力或均布荷載的形式施加于結構的相應位置。模型中未包含的構件自重標準值取值如下：

沖壓鋼龍骨板：0.3 kN/m2；

沖孔網：0.005 kN/m2；

電葫蘆：單個重72 kg(即0.72 kN)。

(2)可變荷載。

①施工活荷載。施工活荷載的取值見表2，施工活荷載折算為爬架橫龍骨(橫桿)上的均布荷載。

表2 施工活荷載標準值表

②風荷載。建筑高度H=191.4 m，按C類查風壓高度系數μz=2。使用狀況下，基本風壓取0.35 kN/m2，升降及墜落狀況取為0.25 kN/m2。爬架采用密目式安全防護網，密目式安全立網的擋風系數φ按0.8計算，沖孔網對密目網的倍數為0.6，經軟件計算得知使用狀況：風荷載為0.44 kN/m2，升降狀況為0.31 kN/m2，取大值0.44 kN/m2。

2.1.5 荷載組合

爬架按最不利荷載組合進行計算，該項目考慮到使用工況有以下兩種荷載組合：

Case1：1.2×恒載+1.4×施工活載

Case2：1.2×恒載+0.9×(1.4×施工活載+1.4×風荷載)

2.2 數值分析結果

為便于說明，筆者對爬架模型四處爬升機位及支座位置進行了編號(圖3)，機位編號為A-D，支承位編號為1-4，其中4號支座僅在提升階段激活，施工荷載作用在龍骨板的位置為1～7層。

圖3 爬架支撐位置編號圖

2.2.1 支座反力

按上述使用工況Case1計算，可分別得出結構施工和裝修施工時豎向反力最大時的組合(表3、4)。

表3 結構施工時最大支反力表 /kN

表4 裝修施工時最大支反力表 /kN

從以上計算結果可以看出：

(1)在水平方向4個機位中，中間支座的支反力較大，在豎直方向三個支座位中，上、下兩個支座的支反力較大。

(2)施工荷載越臨近某一層支座，其相應支座的支反力就越大。

(3)結構施工時，當第一、二層腳手板同時進行施工活動時，B1號支座豎向反力最大，其值為34.86 kN。裝修施工時，當第一、二、三層腳手板同時進行施工活動時，B1號支座豎向反力最大，其值為34.58 kN。因此，在進行附墻支座驗算時，可取結構施工時的最不利結果，此時各支座的反力如下：B1支座的豎向反力為34.86 kN，水平反力為-2.8 kN。

2.2.2 外墻局部受壓承載力驗算

計算附墻支座時，應按使用工況進行，選取其中承受荷載最大處的支座進行計算，其設計荷載值應乘以沖擊系數2。穿墻螺栓孔處的混凝土承載能力應符合下式要求[10]：

Nv≤1.35βbβlfcbd

其上層需安裝附著支承鋼梁墻體結構的混凝土強度必須達到或超過20 MPa方可提升。經計算得出：支座處混凝土外墻的最小厚度為120 mm。

2.2.3 縱、橫向水平桿應力驗算

縱、橫向水平桿驗算時，僅考慮“永久荷載+施工活荷載”組合。計算結果表明：最不利工況下，桿件最大的壓應力為109.1 MPa，最大拉應力為99.3 MPa，最大應力出現在豎桿與橫桿的交叉點附近，桿件的拉、壓均小于容許應力，滿足要求(Q235鋼材，厚度小于16 mm，抗拉、抗壓和抗彎強度設計值f=215 N/mm2)。

2.2.4 豎向主框架強度

在進行豎向主框架構件的強度和穩定性驗算時，取“永久荷載+施工活荷載”，并考慮有風荷載和無風荷載的組合，取二者最不利情形進行驗算。

計算結果表明：豎向主框架最大拉應力為121.8 MPa，最大壓應力為-188.2 MPa，最大應力處位于豎向懸臂構件最頂層的節點處。進一步分析可知：由于豎向構件在第七層腳手板上為懸臂構件，在水平風荷載作用下產生了較大的彎矩，導致懸臂根部應力較大，但未超過容許應力。

2.2.5 變形計算

使用工況下，變形計算采用標準組合。縱、橫向水平桿撓度限值為L/150和10 mm (L為受彎桿件跨度)，懸臂受彎桿件撓度限值為L/400。

風荷載不參與組合時，在結構施工活荷載作用下，水平縱向桿件最大豎向撓度為4.6 mm

風荷載參與組合時，僅對架體結構水平位移產生影響，計算結果如圖4所示。第七層腳手板處的水平位移為55 mm，而懸挑豎桿端部水平位移達101 mm，均超過規范要求。為減少風荷載作用下頂部懸臂豎桿的變形，筆者建議：在頂部增加斜撐(圖5)，以減少豎桿的懸臂長度，同時將風荷載產生的水平力分攤至架體。

圖4 風荷載參與組合時的變形圖

圖5 爬架頂部斜撐施加示意圖

3 架體不同步爬升時結構的響應分析

由于架體結構本身會出現不同程度的變形，如橫桿變形、立桿彎曲、吊鏈損傷等，或由于建筑物跨度較大導致架體結構機位布置過多，又或者是系統誤差較大而導致不同機位電動葫蘆齒輪轉速存在差異，這一系列的因素都有可能會導致架體多個機位控制的導軌發生不同步運動，最終導致其導軌的支撐點處的內力會發生增大或減小現象[4，5]。本研究擬通過數值計算分析不同的導軌運動位移差值對結構的支反力及桿件應力的影響，為其施工安全提供理論指導和技術支持，預防事故的發生，具有重要的理論和現實意義。

3.1 導軌不同步爬升模擬方法

導軌不同步運動本質上是支座之間存在強迫位移，可通過在Midas/Civil軟件中設置支座沉降工況來模擬導軌的不同步運動。《建筑施工工具式腳手架安全技術規范》JGJ202-2010[10]規定，附著式升降腳手架升降時，必須配備有限制荷載或水平高差的同步控制系統，當水平支承桁架兩端高差達到30 mm時，水平高差同步控制系統應能自動停機，即爬升工況下，相鄰導軌不同步運動時的最大位移差為30 mm，因此，取Δs=0、5、10、15、…、30 mm共7個不同步位移差分別計算，以觀察不同位移差下架體受力的變化。

3.2 計算結果

導軌不同步運動時的數值計算結果見表5。表中結果為“恒荷載+升降過程施工活載+不同步爬升支座位移差”組合下各個支座的最大反力值及最大應力值。程序自動對導軌不同步運動時的內力值進行組合，一般來說，支座隔跨不同步運動時為最不利，例如A、C支座位或B、D支座位同時產生Δs。

表5 導軌不同步運動時架體受力結果表

由表5可見，隨著Δs的增大，由不同步爬升引起的支反力、架體桿件應力及水平支撐桁架桿件應力都隨之增大，當Δs=10 mm時，水平支撐桁架桿件已達到屈服應力，桿件進入塑性狀態。

分析其原因可知：水平支承桁架雖然增加了架體結構的整體性，增加了結構剛度，減少了架體在使用過程中的變形，但同時當支座產生不同步位移差時，在架體及水平支撐桁架內部亦產生了較大的內力(架體要適應不同步爬升引起的強迫位移，就必須克服水平支承桁架對桿件的約束，從而使水平支撐桁架的內力大幅增大)。

為便于比較，筆者在取消水平支撐桁架的前提下計算了導軌不同步運動對支座反力及架體桿件應力的影響。計算結果見表6。

表6 取消水平支撐桁架后計算結果表

由表6可見，當導軌不同步位移達到30 mm時，架體框架各部位的應力值仍處于良好的工作狀態，架體結構抵抗導軌不同步位移的能力增強。同時注意到，當Δs=30 mm時，最大支座反力為35.7 kN；Δs=0 mm(即不考慮導軌不同步運動)時，最大支座反力為18.8 kN，兩者之比約為2。《建筑施工工具式腳手架安全技術規范》JGJ202-2010中規定，在升降工況時，其設計荷載值應乘以附加荷載不均勻系數γ2=2，間接說明了規范中不均勻系數取值基本符合工程實際。

4 結 語

筆者通過對泛悅城項目15#樓爬架的數值模擬，得出以下結論：

(1)爬架在使用階段和升降階段，縱、橫向水平桿應力及豎向主框架強度均能滿足規范要求。爬架結構具有較好的安全性能。

(2)為保證附墻支座處建筑墻體具有足夠的承載能力，筆者建議：附墻支座處墻體結構的厚度應不小于120 mm。

(3)超高層建筑施工時，由于懸臂結構對風荷載較為敏感，筆者建議：爬架處的懸臂豎桿應增設斜撐，以減少爬架豎桿的變形。

(4)水平支撐桁架增強了架體結構的整體性及結構剛度，減少了架體在使用過程中的變形。但當導軌發生不同步運動時，水平支撐桁架承受了較大的內力，水平支撐桁架桿件在Δs=10 mm時已達到屈服應力，桿件進入塑性狀態；而架體結構本身在Δs=30 mm時仍處于良好的工作狀態。筆者建議：爬架升降過程中應采用智能化設備嚴控導軌不同步運動差值，或者進一步優化水平支撐桁架的設計，以保證結構安全。