重型承插型盤扣式鋼管腳手架連接節點抗彎性能研究*

劉 哲,劉戰偉,張兆龍,李 陽,邱 睿,趙中偉

(1.陜西華山路橋集團有限公司,陜西 西安 710000;2.遼寧工程技術大學土木工程學院,遼寧 阜新 123000)

0 引言

隨著我國經濟與科技發展,各種大跨度高層建筑及橋梁層出不窮,其安全性要求也越來越受重視,而腳手架作為建造上述建筑所必需的臨時作業工具,用于工人完成空中作業。因此,近年來適用于大跨度高層建筑及橋梁腳手架的種類也越來越多,進而對腳手架穩定性要求也越來越高。重型承插型盤扣式鋼管腳手架因具有拆裝方便、適用范圍廣、承載能力強、整體穩定性好等特點[1],被越來越多的國家應用于大跨度建筑物建造中。但因施工現場技術人員缺乏對腳手架穩定性方面的理論認識,導致腳手架垮塌事故頻發[2],如圖1所示。由一些學者們的研究可知,腳手架整體穩定性能受節點穩定性能的影響很大[3-4]。

圖1 腳手架垮塌實例Fig.1 Examples of scaffold collapse accidents

圖2 本構模型Fig.2 The constitutive model

目前,對于承插型盤扣式鋼管腳手架連接節點的研究是在節點半剛性理論[5]基礎上,通過有限元分析結果與節點抗彎試驗進行對比得出結論。陳東等[6]通過隨機缺陷法與試驗進行對比,分析了扣件式鋼管腳手架在不同荷載、各種缺陷隨機耦合情況下的失穩形態規律,發現架體立桿、水平桿及斜桿應力呈階梯狀分布;架體在非均勻荷載作用下,立桿呈波浪形失穩形態。董金鳳[7]通過對輪扣式腳手架進行試驗及有限元分析驗證了節點半剛性理論,并發現正向破壞模式與插銷插入輪盤深度有關,負向破壞模式與插銷插入輪盤深度和立桿屈曲密切相關。陳志華等[8]在考慮節點半剛性的基礎上,采用有側移3層柱的框架模型推導出側移半剛性連接鋼框架柱的計算長度系數方程,并將這一方法引入無支撐扣件式支模架穩定承載力計算中。陸征然等[9]通過對不同搭設參數下滿堂支撐體系考慮初始缺陷及直角扣件半剛性的有限元分析,分析了步距、立桿間距、最小搭設跨數、立桿伸出頂層水平桿長度、剪刀撐設置方式等因素對滿堂支撐體系承載力的影響。Zhao等[10]通過對承插型輪扣式腳手架節點抗彎性能研究,發現腳手架連接節點對腳手架整體屈曲性能存在顯著影響,并且節點負向抗彎承載力遠大于正向。Zheng等[11]通過彎矩-轉角試驗,證明了盤扣式腳手架和杯托式腳手架連接節點都是半剛性節點,并發現杯托式節點的平均承載力和連接剛度分別為盤扣式節點的1.8,2.9倍。

目前,對于重型承插型盤扣式鋼管腳手架的研究眾多,學者們通過試驗與模擬方法進行對比,證明了腳手架節點半剛性理論,且研究了腳手架節點所存在的幾何缺陷對節點抗彎性能及穩定性能的影響程度,但用確定性的影響因素分析實際工程中產生的由于節點材料及幾何隨機缺陷對腳手架整體穩定性所造成的影響無說服性,所以采用隨機缺陷法模擬各幾何或材料缺陷對節點抗彎承載力及抗彎剛度的影響更貼近于實際工程,具有說服性。因此,本文通過將已有承插型盤扣式鋼管腳手架連接節點抗彎性能試驗[12]與ANSYS有限元分析結果進行對比,驗證有限元模擬的可靠性,然后基于ANSYS隨機有限元法對節點抗彎承載力、抗彎剛度及初始抗彎剛度的各種單一影響因素進行分析并總結規律,為后續研究多種缺陷共同隨機耦合作用對節點穩定性的影響奠定基礎。

1 有限元模型

1.1 材料本構模型

基于GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》[13]分別對水平桿、立桿、斜桿及插銷進行拉伸試驗,測出4種構件本構模型,如圖 2所示。其中插銷材料本構的離散性較大,本文將其作為影響節點穩定性的材料隨機缺陷,具體研究插銷材料本構對節點抗彎承載力及抗彎剛度的影響。

1.2 有限元模型建立

1.2.1節點尺寸

重型盤扣式鋼管腳手架節點構造如圖3所示。盤扣式鋼管腳手架節點包括焊接在水平桿上的扣接頭、焊接在立桿上的連接盤及連接扣接頭與連接盤的插銷。連接盤和插銷采用Q235B材質鋼,扣接頭采用ZG230-450材質鋼,水平桿采用Q235A材質鋼,立桿采用Q345A材質鋼。

圖3 重型盤扣式鋼管腳手架節點示意Fig.3 Joint of heavy-type disc lock steel tubular scaffold

節點詳圖如圖4所示,其中水平桿和立桿外徑均為48mm,前者壁厚2.5mm,后者壁厚3.2mm。插銷尺寸如圖4a所示,由于插銷厚度在生產或工地使用中造成了磨損,具有離散性,故取5.5～6.5mm,后續將其作為隨機缺陷進行詳細研究。扣接頭上部插孔尺寸為6.2mm×25mm,下部插孔尺寸為13.8mm×25mm,如圖4b所示。連接盤尺寸如圖4c所示,外徑為66.2mm,內徑為24mm,插孔長度為17.5mm。

圖4 連接節點幾何尺寸Fig.4 Geometrical size of the connection joints

1.2.2節點材料及接觸屬性

采用ANSYS有限元建模軟件建立重型盤扣式鋼管腳手架三維模型。水平桿和立桿密度為 7 850kg/m3, 彈性模量為2.06×105N/mm2。將插銷及連接盤法向剛度設為1.0,泊松比設為0.3,摩擦系數設為0.2,彈性模量設為1.95×105N/mm2。然后對各實體進行網格劃分,水平桿、立桿、插銷及其他構件每條單元邊長均取0.004,最后自動生成網格。

插銷與連接節點數值模型如圖5a所示,插銷采用CONTA174單元,如圖5b所示,而連接盤則采用TARGE170單元,如圖5c所示。

圖5 節點精細化數值模型Fig.5 Fine numerical model of the connection joints

模型邊界條件設定如圖6所示。首先在水平桿中間部分采用CERIG剛性單元建立剛性面,然后將加載點與水平桿端截面上的各節點綁定成一體,由此,對節點加載時,可將原本加載在水平桿端的位移約束直接設置在加載點處,且水平桿末端y方向平動自由度設置為0,即被固定住。在對節點加載時,在水平桿末端的加載點處設置距離為D的z向位移,以表示對水平桿末端施加彎矩。

有限元模型建立完成且作業完成后,進入后處理階段。圖 7a,7b顯示了節點破壞形態云圖,彎矩-轉角曲線通過時間后處理器POST26查看,如圖 7c所示,將模擬所得到的彎矩-轉角曲線與已有承插型盤扣式鋼管腳手架連接節點抗彎性能試驗[13]所得到的彎矩-轉角曲線加以對比(見圖8),以驗證ANSYSY有限元模擬的準確性。

圖8 試驗與有限元結果對比分析Fig.8 Comparative analysis of experiment and finite element results

2 有限元模型驗證

2.1 彎矩-轉角曲線對比

由圖8a,8b可知,ANSYS有限元分析結果與試驗結果總體上相差不大,而有限元分析結果的極限抗彎承載力略大于試驗結果,平均誤差率<8%。而對比圖8c,8d可知,在負向位移加載下,有限元分析結果與試驗結果在節點抗彎剛度上存在偏差,但對總體結果并無影響。

綜上所述,有限元模擬能準確預測節點正、負向抗彎承載力,而抗彎剛度預測不準確的原因可能是由于插銷插入連接盤的初始位置無法確定。

2.2 破壞模式對比

將有限元分析的破壞模式與試驗試件破壞模式進行對比,如圖9所示,進一步驗證了有限元分析的準確性及可靠性。

圖9 破壞模式對比分析Fig.9 Comparative analysis of failure modes

3 基于有限元隨機缺陷法的影響因素參數化分析

在驗證模型準確性的基礎上,對重型盤扣式腳手架節點抗彎剛度及抗彎承載力進行研究。基于隨機缺陷法對影響因素進行參數化分析(見圖10),揭示插銷材料本構模型、插銷插入連接盤深度、插銷厚度和連接盤厚度對節點抗彎承載力及抗彎剛度的影響規律。

圖10 隨機缺陷下的影響因素示意及取值區間Fig.10 Schematic and value range of influencing factors under random defects

采用極差R方法,即取各影響因素下彎矩-轉角曲線中彎矩最大值Mmax與最小值Mmin差值Rm、轉角最大值θmax與最小值θmin差值Rz進行比較,通過對比各差值的絕對值以發現各因素對節點抗彎承載力及抗彎剛度的影響程度。在插銷厚度及連接盤厚度彎矩-轉角圖中,通過對比節點初加載時曲線斜率的最大值K2、最小值K1的差值Rk的絕對值,得出連接盤厚度及插銷厚度對節點初始抗彎剛度的影響程度。

3.1 插銷材料本構模型影響

插銷初始位置居中,插銷材料本構模型如圖11所示。研究插入深度L2、連接盤厚度tp、插銷厚度b對節點抗彎剛度及抗彎承載力的影響。

圖12 插銷材料本構對節點抗彎承載力的影響Fig.12 Influence of pin materials constitutive on bending capacity of joints

圖13 插銷厚度對節點抗彎承載力的影響Fig.13 Influence of pin thickness on bending capacity of joints

圖14 插入深度對節點抗彎承載力的影響Fig.14 Influence of insertion depth on bending capacity of joints

圖15 連接盤厚度對節點抗彎承載力的影響Fig.15 Influence of connecting plate thickness on the bending capacity of joints

插銷材料本構屈曲應力在350～550MPa隨機變化,其對節點正、負向抗彎承載力及抗彎剛度的影響如圖 12所示。通過計算得出負向|Rm1|=585.74N·m,|Rz1|=0.092rad;正向|Rm2|=361.42N·m,|Rz2|=0.035rad。

對比可知,插銷材料本構在負向加載作用下對節點抗彎承載力及抗彎剛度的影響程度要大于正向。但相對于其他影響因素,插銷材料本構對節點抗彎剛度及抗彎承載力的影響可忽略。

3.2 插銷厚度影響

插銷初始位置居中,插銷材料本構不變,連接盤厚度tp=10mm,插入深度=41mm,研究插銷厚度b在4～8mm隨機變換情況下對節點抗彎承載力及抗彎剛度的影響。

模擬結果如圖 13所示,由于正向加載作用下數據的離散性過大,故不考慮在正向加載作用下插銷厚度對節點初始抗彎剛度的影響。通過計算得出負向|Rm3|=1 064.13N·m, |Rz3|=0.15rad,|Rk3|=15 493.24; 正向|Rm4|=612.64N·m,|Rz4|=0.19rad。

對比可知,無論節點在正向加載還是負向加載作用下,插銷厚度對節點抗彎承載力和抗彎剛度的影響均遠大于插銷材料本構對節點的影響。負向加載作用下插銷厚度對節點抗彎承載力的影響程度大于正向,但在抗彎剛度方面,節點在正向加載狀態下更易受到影響。并且,在負向加載作用下節點初始抗彎剛度受插銷厚度的影響也很明顯。

3.3 插銷插入連接盤深度影響

插銷初始位置居中,使插銷材料本構不變,連接盤厚度tp=10mm,插銷厚度b=5.67mm,而插入深度分為插入及拔出,如圖 10所示,插銷插入連接盤時為“-”,插銷從連接盤中拔出時為“+”,由此令插入深度L2=-11～+9mm。

插入深度對節點抗彎承載力及抗彎剛度影響的模擬結果如圖 14所示。在插銷插入深度影響下,彎矩極差與轉角極差為：負向|Rm5|=525.43N·m, |Rz5|=0.17rad;正向|Rm6|=617.68N·m,|Rz6|=0.16rad。分析可知,插入深度對在正向加載時節點的抗彎承載力的影響大于負向,而抗彎剛度則相反。通過對比,發現插入深度對節點抗彎承載力及正向抗彎剛度的影響介于插銷材料本構及插銷厚度之間,而在負向加載作用下,插入深度對節點抗彎剛度的影響較插銷材料本構及插銷厚度更明顯。

3.4 連接盤厚度影響

插銷初始位置居中,節點插入深度L2=41mm,插銷厚度=5.67mm,連接盤厚度tp為5～10mm,此時連接盤厚度對節點抗彎承載力及抗彎剛度影響的模擬結果如圖 15所示。在連接盤厚度影響下,彎矩極差與轉角極差為：負向|Rm7|=1 863.53N·m,|Rz7|=0.19rad,|Rk7|=32 510.9;正向|Rm8|=2 266.14N·m, |Rz8|=0.21rad,|Rk8|=25 852.03。

由分析可知,連接盤厚度在正向加載時對節點抗彎承載力及抗彎剛度的影響程度相較于負向加載時均很大,但其對節點初始抗彎剛度的影響相反。無論在何種加載狀態下,連接盤厚度對節點抗彎剛度、抗彎承載力及初始抗彎剛度的影響相較于前三種因素均很明顯。

綜上分析可以發現,影響節點抗彎承載力、抗彎剛度及初始抗彎剛度的決定性因素為連接盤厚度。因此,在實際工程中搭設和使用重型承插型盤扣式鋼管腳手架時,首先要保證連接盤厚度達到規范要求,但也不能忽視插銷厚度在負向加載時對節點抗彎承載力及插銷插入深度對節點抗彎剛度的影響。

4 結語

本文對重型承插型盤扣式鋼管腳手架連接節點的幾何缺陷及材料屬性作為影響因素進行隨機有限元研究。首先驗證了節點半剛性連接的可靠性;其次通過有限元模型的彎矩-轉角曲線與已有試驗的彎矩-轉角曲線進行對比,驗證了有限元分析對于節點抗彎行為預測的準確性;最后應用精細化數值模型對影響節點的各類因素進行了隨機有限元分析,總結出4種因素對節點抗彎性能的影響規律如下。

1)插銷材料本構在負向加載作用下對節點抗彎承載力的影響程度大于正向,而對節點抗彎剛度的影響小至可以忽略。

2)在負向加載狀態時,插銷厚度對節點抗彎承載力的影響程度大于正向,但插銷厚度在正向加載時對節點抗彎剛度的影響大于負向,并且在負向加載時節點初始抗彎剛度受插銷厚度的影響也很明顯。因此,要重視插銷厚度對節點抗彎剛度、抗彎承載力及初始抗彎剛度的影響。

3)節點插入深度在正向加載時對節點抗彎承載力的影響大于負向,而對抗彎剛度的影響則相反。

4)連接盤厚度對節點抗彎承載力、抗彎剛度及初始抗彎剛度的影響起決定性作用。連接盤厚度對節點抗彎承載力及抗彎剛度的影響大于前述3種因素對節點的影響,并且正向加載時其對節點抗彎剛度及抗彎承載力的影響均大于負向,而對節點初始抗彎剛度的影響卻相反。

5)在實際工程中,重型承插型盤扣式鋼管腳手架在搭建及使用時,考慮節點承載力對高大腳手架承載力的影響,首先要保證連接盤厚度及插銷厚度達到規范要求。