全鋼集成式附著升降腳手架沖擊性能研究*

劉紅波，于 磊，陳志華，陳再捷，龐富剛

(1.河北工程大學土木工程學院，河北 邯鄲 056038；2.天津大學建筑工程學院，天津 300350；3.天津市工程機械行業協會，天津 300180；4.天津市鑫同益科技有限公司，天津 300453)

0 引言

臨時支撐結構是當下建筑工程中的必要施工設備，前期多為鐵制品或木質材料，后期多采用門式支撐架和扣件式鋼管支撐架[1-2]。傳統腳手架在超高層建筑施工過程中存在搭設困難、施工效率低、施工成本高等問題，極大地限制了自身發展。隨著施工難度的增加，施工要求也陸續提高，為解決傳統腳手架的施工局限，住房和城鄉建設部明確要求加速對新型腳手架的研發與應用[3]。其中，附著式升降腳手架因其高效、經濟、美觀等優越性被逐步推廣應用。附著式升降腳手架主要包括架體構架、豎向主框架、水平桁架、提升和荷載控制系統、防傾覆和防墜落系統。作為一種附著于建筑主體上的工具式腳手架，可依據結構或裝修施工的具體要求自行升降，在高層及超高層結構施工過程中應用普遍。

超高層施工操作管理難度大，施工現場危險系數高，發生墜落等重大事件造成的后果不堪設想。截至目前，國內已有數起附著式升降腳手架墜落倒塌引發傷亡事故，生命財產損失嚴重。為杜絕墜落事故的發生，對附著式升降腳手架的防墜落性能進行試驗與分析十分必要。目前，關于架體防墜落方面的研究較少，參考網架結構及混凝土構件的沖擊試驗等[4-8]，并按JGJ 202—2010《建筑施工工具式腳手架安全技術規范》[9]的具體規定，以全鋼型集成式附著升降腳手架為試驗對象，研究架體墜落過程中，防墜落裝置對架體制停所產生的動力效應。同時，利用ABAQUS對架體進行數值模擬并與試驗數據進行對比,為附著式升降腳手架制停過程的動力效應分析和沖擊系數的確定提供建議。

1 試驗模型

1.1 模型概況

試驗采用全鋼型集成式附著升降腳手架足尺試件，架體跨度為16m，高13.5m，寬0.6m，步高2.0m(見圖1)。該腳手架由水平桁架、架體構架、豎向主框架、附著支承系統、升降控制系統組成。以電動葫蘆作為提升動力設備對架體進行升降，提升速度為120mm/min。足尺模型與實際建筑工程架體所用材料、規格參數均一致。

圖1 附著式升降腳手架試驗模型

主框架由立桿、導軌、剛性支架等組成。立桿為80mm×40mm×3mm矩形管，以間距10cm均勻打孔；導軌采用[6.3，3根槽鋼呈品字形焊接，槽鋼間等間距設置防墜擋桿；1，2層腳手板間設置水平桁架，與主框架采用螺栓連接；桁架橫桿及豎桿采用80mm×40mm×3mm矩形管，腹桿使用40mm×40mm×3mm矩形管。施工腳手板作用層數為7層，腳手板框架采用60mm×30mm×2mm矩形管，橫桿及腹桿采用20mm×20mm×2mm矩形管，用2.0mm原防滑鋼板鋪面，焊接成整體結構,并通過螺栓與立桿組裝而成。

1.2 試驗方案

按《建筑施工工具式腳手架安全技術規范》規定施加荷載[9]，如表1所示。試驗采用重力加載法，通過沙袋(50kg/袋)堆載可等效為作用在操作層的均布施工活荷載。

表1 加載方案

1.3 試驗測量

試驗包含靜態(殘余)應變、動態應變和豎向加速度3個模塊的數據采集工作。

1.3.1動、靜態應變測點布置

采用DH5922D動態信號測試分析系統對靜態(殘余)應變、動態應變進行采集。該儀器共有32通道，采樣頻率均為2 000Hz，使用電阻值為(120±0.24)Ω的應變片，靈敏度系數為2.05±0.005 74，通過1/4橋方式連接，以差分直流方式(DIF-DC)輸入，測量構件拉壓及彎曲應變。在保持溫度一致的條件下，補償片和工作片貼在相同材料的試件上。由于導線電阻過大，在試驗中測量并輸入導線電阻以減小誤差。采用帶屏蔽層的導線連接應變片，避免磁場干擾測量結果。

根據附著式升降腳手架的荷載傳力路徑布置測點，考慮到制停過程中可能受沖擊影響較大的架體構件，共設置11個應變測點，如圖2所示。按順序分別為橫向水平桿、縱向水平桿、剛性支架、水平桁架橫桿、水平桁架斜桿、主框架外立桿、副框架內立桿、附墻支座、導軌A(附墻支座下方50cm處)、導軌B(附墻支座下方100cm處)、導軌C(附墻支座下方150cm處)。

圖2 應變片測點布置

1.3.2豎向加速度測點布置

試驗采用加速度傳感器測定架體的豎向振動響應，其頻響范圍為0.5～10 000Hz，分辨率達0.5mg，量程為±500g。通過單端直流(SIN-DC)輸入，試驗時傳感器緊緊固定在腳手板與立桿連接處，不會對結構及試驗過程造成影響。為較好地捕捉到架體沖擊過程的加速度變化情況，在A，B導軌間等間距布置4個豎向加速度測點，如圖3所示。

圖3 加速度測點布置

1.4 試驗裝置

在模擬架體制停過程前，需采用手動脫鉤的方式讓架體墜落。手動拉動杠桿時，附著在建筑主體上的扣環脫離，導致一端連接扣環的鋼絲繩松弛，下承重梁失去原有支承，使架體發生墜落。

2 有限元模型驗證及試驗結果分析

2.1 有限元模型的建立

為高效地模擬試驗過程，對附著式升降腳手架進行簡化，架體構件截面尺寸如表2所示。

鋼材具有各向同性和均勻性，當應變較小時，其應力-應變關系呈線性；當鋼材屈服時，應力-應變關系出現非線性特性。考慮動力荷載下材料的應變率效應至關重要[10]。在ABAQUS中同時作用Rate Dependent選項和Plastic選項，以便引入應變率：

表2 架體構件截面參數

(1)

模型為7層框架結構，前3層作為主要結構層，層高2m，導軌間距從左往右依次為6，6，4m，立桿間距為2m，輔助立桿距導軌和外立桿0.5m，內、外立桿相隔0.6m。數值模型與試驗架體保持一致，有限元模型如圖4所示。

圖4 有限元模型

腳手架處于升降階段時，支頂器對架體無約束，架體通過提升動力設備進行升降。由于防傾裝置的存在，限制了導軌在x，z方向的平動和轉動，保證各導軌運動過程中架體不會發生傾覆。墜落時架體在y方向近似為自由落體運動，沖擊高度80mm，架體接觸防墜鋼板時的速度為1.252m/s。對防墜擋板進行完全固定，以保證有效制停架體沖擊過程。

圖5 應力時程對比曲線(工況1)

圖6 應力時間對比曲線(工況2)

2.2 試驗結果及數值模擬對比分析

2.2.1應力對比分析

試驗通過選取各應變測點構件中間截面對應的應力時程曲線，研究桿件的應力響應情況。各測點應力時程曲線試驗值與模擬值的對比如圖5,6所示。由圖5,6可知，有限元響應與試驗雖存在偏差，但各測點應力時程曲線的趨勢基本一致，故擬合結果是可靠的。各工況下動態應力峰值、響應時間、殘余應力試驗值與模擬值的對比如表3所示。SP-8為防墜落支座部分，受力情況較復雜，采用架體整體的有限元研究準確性較差，后續建立精細化有限元模型進行單獨模擬研究，故該部分的試驗結果和有限元結果不列出。

由表3可知，試驗值與模擬值的差率均控制在30%以內，證明使用有限元模型進行架體沖擊響應分析是可行的。峰值應力隨荷載的施加增幅較明顯，說明荷載工況是影響架體應力響應的主要因素；其中，SP-9沖擊應力最大，達到167.688～196.987MPa；試驗沖擊響應時間均大于模擬值，主要原因為試驗制停瞬間存在接觸偏心，模擬中均為對心碰撞。偏心碰撞瞬間，接觸面積較對心碰撞更小，所以產生的應力峰值較對心碰撞更大。對比SP-1，SP-9可發現，SP-1距防墜落裝置更遠，工況2相對于工況1下應力峰值增加13.16%；SP-9離防墜落裝置更近，工況2下應力峰值增加16.87%，證明偏心碰撞對試驗有重要影響。同時，在架體導軌制停過程中，并不是所有防墜落裝置同時發揮制動作用，所以制停存在隨機性，這也在一定程度上影響了沖擊響應時間。設有測點的附墻支座發生損壞，證明所設測點處的附墻支座在防墜落過程中充分發揮了制停作用。

表3 應力峰值、響應時間、殘余應力試驗值與模擬值的對比

2.2.2加速度對比分析

豎向加速度時程曲線模擬值與試驗值對比如圖7，8所示。

圖7 加速度時間對比曲線(工況1)

圖8 加速度時間對比曲線(工況2)

由圖7，8可知，試驗與數值模擬得出的加速度時程曲線趨勢基本相同。加速度峰值的分布從端部導軌A向中間導軌B遞減，且減弱程度明顯。由于架體端部導軌與中間導軌的構件連接方式存在差異，使剛度分配不均衡，端部擋桿接觸到防墜鋼板時產生的加速度峰值較中間檔桿更大。此外，制停過程接觸的復雜性及不確定性均會對加速度響應造成不同程度的影響。加速度峰值、響應時間試驗值和模擬值對比如表4所示。

由表4可知，試驗值和模擬值的差率低于30%，證明有限元與試驗結果能較好地吻合。工況1，2的試驗(模擬)加速度峰值沿端部導軌至中間導軌分別減小49.93%(46.73%)，31.39%(45.36%)，說明豎向振動加速度響應在架體長度方向上分布差異明顯。架體沖擊響應時間穩定在45.0～71.5ms，在實際制停過程中，架體回彈并不是理想狀態下的豎直向上回彈，而是存在一定角度的偏心碰撞。偏心碰撞受各導軌脫鉤速度不同、升降不同步等因素影響較明顯，故在試驗中不可避免，且碰撞角度隨機性較大。同時，沖擊時間極短，回彈方向測量難度很大，單次試驗的重復性也存在差異，且在模擬中(對心碰撞)較難控制。對心碰撞時，架體上各桿件受力均勻，沖擊時能獲得較大的加速度；且構配件抵御沖擊荷載的能力更強，故作用時間較偏心碰撞更少，存在一定的響應時間偏差。

表4 加速度峰值、響應時間對比

2.2.3沖擊系數分析

為反映動力沖擊作用引起結構桿件應力的動態變化程度，往往采用動力放大系數(DAF)表征動力沖擊效應大小，其值為最大動、靜響應的比值[11-13]。沖擊系數(IM)定義為最大動態應變和最大靜態應變之比:

IM=DAF-1

(2)

根據測點所在截面移動荷載試驗時所記錄的應變時間曲線和撓度時間曲線，計算移動荷載的沖擊系數IM:

(3)

式中：Saver為Sdyn與Ssta的平均值，其中，Sdyn為各測點在沖擊過程中的動應變峰值，Ssta為相對應的最小動應變值。

考慮到附著式升降腳手架各類構件的受力性質和截面形式各有不同，分別統計了各測點在不同工況下的沖擊系數(見圖9)。結果發現影響沖擊結果的因素較多，如墜落前相鄰導軌升降不同步、導軌梯桿距防墜擺針的距離等，該類誤差在試驗中無法消除，有待進一步研究。

圖9 附著式升降腳手架各構件沖擊系數

由圖9可知，水平桿為受彎桿件，由于IM與節點約束關系復雜，隨著試驗次數的增加，IM波動幅度較大。總體來看，該類構件的沖擊系數隨施工荷載的施加而增大，且IM最大值為1.831，故水平桿沖擊系數按規范規定取2.0。剛性支架、水平桁架橫桿、水平桁架斜桿在理論上為軸心受力構件，由于此類構件與架體主框架連接方式復雜，構件內部也并非單一桿件，通過螺栓和焊接的方式與架體連接為整體，故下墜時受到制停作用后構件IM會發生劇烈的波動；工況2下的IM值基本大于工況1，此類構件受沖擊影響較大，導致沖擊系數偏大。為滿足構件的正常使用要求，沖擊系數應分別保守取值為8.0，7.0，3.0，同時應結合后續有限元分析進行取值。副框架內立桿與主框架外立桿為壓彎構件，制停過程中IM波動幅度很小，IM應偏安全取值。IM均隨施工荷載而增加，但未超過規范規定，故IM采用2.0作為立桿沖擊系數。

制停過程具有隨機性，因此IM在測點支座處波動較大。該測點是試驗過程中唯一發生損壞的構件，考慮IM取2.0。此外，從導軌上布置的不同測點與其對應IM值可知，IM隨距支座距離的增加而逐漸減小，但下降程度并無明顯規律。考慮沖擊系數時，導軌的IM值采用2.0更可靠。試驗中仍出現部分空載工況下沖擊系數較升降工況大的現象，可能與制停過程的隨機性及多次防墜落試驗后每個防墜落裝置的耐久性能有關。

3 有限元分析

按《建筑施工工具式腳手架安全技術規范》[9]進行全工況模擬分析，加載方案如表5所示。

表5 加載方案

3.1 加速度

各工況峰值加速度對比曲線如圖10所示。

圖10 各工況峰值加速度對比

由圖10可知，荷載作用層數一定時，峰值加速度隨施工活荷載的增加而增大；當施工活荷載保持不變，峰值加速度隨荷載施加層數的增大而減小。說明荷載及其作用層數是影響豎向加速度響應的主要因素。同時，在端部導軌向中間導軌發展過程中，加速度呈遞減規律，架體設計時應按最不利工況進行整體分析，即取工況4端部導軌加速度峰值JSD-1為最不利位置，此時峰值為-19.861g，應保證在該工況下發生墜落時，防墜落裝置能最大限度地發揮制動效果。

3.2 應力

各工況下測點峰值應力對比曲線如圖11所示。

圖11 各工況峰值應力對比曲線

由圖11可知，工況1，2中各構件的峰值應力均在彈性范圍內，最大峰值為175.859MPa；沖擊結束后可恢復到沖擊前的穩定狀態，但桿件內部仍有一定殘余應力。工況4，5中施工荷載增加導致架體受沖擊影響增大，桁架和導軌等主要受力桿件受沖擊進入彈塑性狀態，沖擊過程中桿件易發生變形甚至失效。因此，對桁架和導軌進行設計時，須考慮該類構件受沖擊影響后仍能滿足正常使用的要求。

3.3 沖擊系數

在實際測試中，沖擊端采用不同的施工活荷載進行沖擊試驗，沖擊端及被沖擊端各測點動態沖擊系數如表6所示。

表6 沖擊端及被沖擊端各測點動態沖擊系數

在有限元分析中，模擬不同工況沖擊時，沖擊系數與架體上的施工活荷載有關。由表6可知，隨著施工荷載的增大，IM值逐漸增大，總體呈正相關關系。各測點的IM值存在明顯的差異，體現在主要受力桿件的沖擊系數明顯偏大，考慮IM取值時，出于安全需要對其按最不利工況取值。其中，水平桿(SP-1，SP-2)為受彎桿件，受沖擊影響相對較小，IM值可取2.0；剛性支架(SP-3)和水平桁架(SP-4，SP-5)在制停過程中受沖擊作用較明顯，且作為主要受力構件，對架體安全影響較大，IM取值時應考慮最不利工況將系數調整為4.0，以保證構件滿足正常使用要求；立桿(SP-6，SP-7)作為壓彎桿件在試驗及有限元分析時IM相對穩定，現有規范取值可滿足立桿安全使用要求，IM取2.0；導軌(SP-9～SP-11)在試驗架體構件中受沖擊影響較大，波動幅度較劇烈，且數值模擬的沖擊系數IM也存在超過2.0的情況，故綜合考慮導軌沖擊系數應偏保守估計為3.0。

附墻支座(SP-8)作為被沖擊端，受沖擊影響較沖擊端架體上各構件更大，且IM隨施工荷載的增加而增大。規范按使用工況下承受荷載最大處的支座進行計算，沖擊系數取2.0。顯然，出于安全考慮，附墻支座的沖擊系數按3.0考慮較合理。

4 結語

1)整個沖擊過程架體產生巨大聲響，并伴隨劇烈振動，制停過程中架體出現明顯的豎向位移，出于安全考慮，豎向位移不宜大于80mm。試驗過程中，除需更換發揮制動作用而損壞的附墻支座外，未出現其他失效構件，結構可繼續承載，證明架體在實際工程中具有一定的可重復使用性。

2)制停過程中沖擊響應時間極短，制動瞬間防墜落裝置發揮作用，并反作用在架體上，架體會產生相當大的豎向加速度，對結構產生劇烈的影響。加速度峰值與施工荷載呈正相關關系，隨荷載作用層數增大而減小，且在水平方向上受剛度影響明顯，由端部導軌至中間導軌呈規律性減弱。

3)沖擊荷載是影響沖擊應力響應的關鍵因素之一，應力時程曲線符合荷載傳遞路徑的規律。架體在試驗時制停具有隨機性，即單次防墜落試驗每個導軌至少有1個防墜落裝置參與制停，而其他防墜落裝置未發揮作用。

4)各測點沖擊系數隨施工荷載的增加呈正相關趨勢。水平桿及立桿受沖擊影響較穩定，按IM為2.0取值可滿足正常使用要求，剛性支架、水平桁架、導軌及受沖擊端的IM均超出了規范的取值，出于安全考慮，水平桁架、剛性支架可考慮增大沖擊系數至8.0，7.0，附墻支座和導軌可考慮增大至3.0。