楊 偉

(中鐵十八局集團建筑安裝工程有限公司， 天津 300308)

附著升降腳手架因綜合了挑、吊、掛式腳手架的優(yōu)點，具有受建筑高度限制小、裝拆效率高、施工成本低、美觀環(huán)保等多個優(yōu)勢，現(xiàn)被廣泛應(yīng)用于高層及超高層建筑施工過程中[1-2]。

附著升降腳手架通常采用電動葫蘆進行升降，由于電機轉(zhuǎn)速差異、提升點重量不同、電路故障等原因，各機位會形成升降高差，導(dǎo)致某些提升點失載或超載，易發(fā)生安全隱患[3-6]。

岳峰等對附著升降腳手架的基本設(shè)計計算規(guī)定和具體設(shè)計計算方法作了系統(tǒng)討論，給出了主要承重結(jié)構(gòu)按概率理論為基礎(chǔ)的極限狀態(tài)設(shè)計方法的基本表達式[7]。楊光祥等基于測量電動葫蘆電機轉(zhuǎn)數(shù)的同步控制方法，利用微動開關(guān)對電機的轉(zhuǎn)速測量，間接計算腳手架升降的高度差，從而實現(xiàn)各個機位的同步運行[8]。目前，對附著升降腳手架的構(gòu)造研究較多，而對其力學(xué)性能與設(shè)計方法研究較少，尤其是升降不同步效應(yīng)及其考慮不同步效應(yīng)的設(shè)計方法尚無涉及。

本文通過對附著式升降腳手架的足尺試驗和大量的參數(shù)化數(shù)值模擬，研究了不同步效應(yīng)，提出了考慮不同步效應(yīng)的設(shè)計方法，可為附著式升降腳手架的標(biāo)準(zhǔn)編制提供技術(shù)支撐。

1 試驗研究

1.1 試驗?zāi)Ｐ蛥?shù)

試驗?zāi)Ｐ腿鐖D1、圖2所示。架體長16.0 m，高13.5 m，層高2 m，相鄰立桿縱向跨度2 m，內(nèi)外立桿跨度0.6 m，搭設(shè)7步。架體采用電動葫蘆中心提升機，功率為500 W，額定荷載為75 kN，提升速度為120 mm/min。

圖1 附著升降腳手架試驗?zāi)Ｐ蛯嵨颋ig.1 The attached lifting scaffold for experiments

圖2 附著升降腳手架試驗?zāi)Ｐ驼旻ig.2 The facade of the attached lifting scaffold for experiments

1.2 測點布置

在架體內(nèi)側(cè)從左至右依次設(shè)置A、B、C、D四個機位，AB、BC、CD機位之間跨度分別為6 m、6 m、4 m，如圖3所示。設(shè)置8個應(yīng)變測點，按順序分別為：橫向水平桿SC-1、縱向水平桿SC-2、剛性支架SC-3、水平桁架橫桿SC-4、水平桁架斜桿SC-5、主框架立桿SC-6、副框架立桿SC-7、導(dǎo)軌SC-8。各架體構(gòu)件材料參數(shù)見表1。

圖3 應(yīng)變測點布置 mmFig.3 Arrangements of the strain measuring points

表1 架體構(gòu)件材料參數(shù)Table 1 Material parameters of the frame structure mm

1.3 試驗數(shù)據(jù)分析

試驗之前，將各機位進行調(diào)平，使其處于同一水平高度。當(dāng)提升此架體1 000 mm后，發(fā)現(xiàn)僅端部機位A不同步，其超升了5 mm。隨著架體逐漸被提升，8個測點所在的主要受力構(gòu)件的應(yīng)力發(fā)生起伏變化；提升完畢后，機位A附近構(gòu)件的應(yīng)力最大增加3.5 MPa，機位B附近構(gòu)件的應(yīng)力最大增加4.0 MPa，如圖5所示。

a—機位A附近構(gòu)件； b—機位B附近構(gòu)件。圖5 上升階段應(yīng)力時程曲線Fig.5 Stress time-history curves in the lifting phase

對各機位進行調(diào)平。當(dāng)下降此架體1 000 mm后，發(fā)現(xiàn)機位A、D不同步，兩者都滯后了6 mm。如圖6所示，隨著架體逐漸被下降，8個測點所在的主要受力構(gòu)件的應(yīng)力也將發(fā)生起伏變化。下降完畢后，機位A附近構(gòu)件的應(yīng)力最大增加到4.5 MPa，機位B附近構(gòu)件的應(yīng)力最大增加到5.0 MPa。

a—A機位附近構(gòu)件； b—B機位附近構(gòu)件。圖6 下降階段應(yīng)力時程曲線Fig.6 Stress time-history curves in the falling phase

在此試驗中，認(rèn)為提升機是勻速運動的。根據(jù)位移變化量(最高機位與最低機位之間的高度差)和運動時間的線性關(guān)系，結(jié)合試驗過程中相應(yīng)的應(yīng)力-運動時間曲線，繪制應(yīng)力-位移變化量曲線，如圖7所示，以便于驗證數(shù)值模型。

a—機位A超升； b—機位A、D滯后。圖7 升降階段應(yīng)力-位移變化量曲線Fig.7 Stress-displacement curves during operation

2 數(shù)值模擬分析

2.1 建立數(shù)值模型

本文采用ABAQUS軟件建立數(shù)值模型。架體桿件、導(dǎo)軌圓鋼采用B31單元，腳手板和導(dǎo)軌其他部分采用S4R單元。材性試驗測得彈性模量E=209 GPa，屈服強度fy=270.1 MPa，抗拉強度fu=431.5 MPa，泊松比μ=0.28。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(shè)備進行升降。由于防傾裝置的存在，限制了導(dǎo)軌在x、z方向的平動和轉(zhuǎn)動，保證各機位運動過程中架體不會發(fā)生傾覆。數(shù)值模型如圖8所示。

圖8 有限元模型Fig.8 The finite element model

2.2 數(shù)值模型驗證

在單機位A超升5 mm的模擬試驗中，將其他機位進行固定，給予機位A向上的荷載，直至位移達到5 mm。同理，設(shè)計雙機位A、D滯后6 mm的模擬。

通過數(shù)值分析，得到上述兩組模擬試驗在各測點位置處的應(yīng)力變化值。如表2所示，各測點處的應(yīng)力變化量模擬值和試驗值的誤差在20%以內(nèi)，試驗和數(shù)值模擬得到的結(jié)果吻合較好，證明采用數(shù)值模擬能夠較為合理地反映實際升降不同步響應(yīng)的結(jié)果。

表2 模擬值與試驗值對比Table 2 Comparisons between the simulated values and the experimental values

3 參數(shù)化分析

在實際施工時，附著升降腳手架的機位可能會出現(xiàn)超前或滯后的運動情況。在JGJ 202—2010《建筑施工工具式腳手架安全技術(shù)規(guī)范》中第4.7.3條規(guī)定：各相鄰提升點間的高差不得大于30 mm，整體架最大升降差不得大于80 mm。

為觀察不同機位間位移差值引起機位荷載的變化，需充分考慮整個架體受到各工況的影響。模擬中可將各機位運動工況分為：單機位不同步運動、雙機位不同步運動和三機位不同步運動，共計32個工況。

3.1 單機位不同步升降工況

表3列出了單機位不同步運動工況的基本方式，共4種工況。在工況1模擬試驗中，固定B、C、D機位，給予機位A向上的位移，直至位移變化量達到80 mm。同理，設(shè)計工況2～4的模擬試驗。

表3 單機位不同步運動工況Table 3 The asynchronous motion of the single-lifting mechanism

如圖9a所示：隨著位移變化量的增大，機位A承擔(dān)的荷載增加，機位C、D承擔(dān)的荷載值略有提高；當(dāng)機位位移變化量達到36 mm時，機位B失載，此時機位A承擔(dān)的荷載由30 kN增加到52.93 kN左右，提高了75%左右。如圖9b所示：隨著位移變化量逐漸增大到39.91 mm，機位B承擔(dān)的荷載從40 kN增加至額定荷載80 kN，提升了1倍左右，機位C、D承擔(dān)的荷載值略有下降。故端部機位超升或滯后會造成相鄰機位失載或超載而后停機。

a—工況1； b—工況2； c—工況3； d—工況4?！狝機位； —B機位； —C機位； —D機位。圖9 單機位不同步工況Fig.9 The asynchronous motion of the single-lifting mechanism

如圖9c所示，當(dāng)機位位移變化20 mm時，機位B承擔(dān)的荷載從30 kN增長至60 kN左右；當(dāng)位移差值達到29.46 mm時，機位B超載。A、C機位承擔(dān)的荷載逐漸減少，D機位承擔(dān)的荷載幾乎保持不變。如圖9d所示：當(dāng)機位位移變化30 mm時，機位A、C承擔(dān)的荷載從30 kN增長至60 kN左右；而當(dāng)機位位移差值達到21.11 mm以上時，機位B失載。故跨中機位的不同步升降，會造成機位本身發(fā)生失載或超載現(xiàn)象。

以上說明，當(dāng)單個機位出現(xiàn)不同步運動的情況時，跨中機位受到的影響總是大于端部機位。同時，跨中機位往往要承擔(dān)相鄰機位的荷載，導(dǎo)致超載引起架體故障或過早失載而導(dǎo)致自身機位停機。

3.2 雙機位不同步升降工況

表4列出了雙機位不同步運動工況的基本方式，共計16個工況，其中包含相鄰機位不同步運動、相隔機位不同步運動、端部機位不同步運動以及跨中機位不同步運動。

表4 雙機位不同步運動工況Table 4 The asynchronous motion of the double-lifting mechanisms

在工況5的模擬試驗中，固定C、D機位，同時給予機位A、B向上的位移。在工況6的模擬試驗中，固定C、D機位，給予機位A向上的位移，給予機位B向下的位移。使兩者的實時位移變化是相同的，直至兩者的位移變化量都達到40 mm。同理，設(shè)計工況7～20的模擬試驗。

由圖10可知：在工況5中，當(dāng)機位位移變化量達到44.66 mm時，機位C失載；在工況6中，當(dāng)機位位移變化量達到23.03 mm時，機位B失載；在工況7中，機位B相對于A超升30.80 mm時，機位B達到75 kN額定荷載；在工況8中，當(dāng)機位位移差值達到73.83 mm時，機位D承擔(dān)的荷載逐漸減少至失載。

a—工況5； b—工況6； c—工況7； d—工況8。—A機位； —B機位； —C機位； —D機位。圖10 端部相鄰機位不同步工況Fig.10 The asynchronous motion of the adjacent-lifting mechanisms at the end

通過對比圖9和圖10可知：端部相鄰機位發(fā)生不同步運動情況時，各機位荷載的增加和減少的幅度沒有單機位不同步升降工況顯著，但出現(xiàn)超載和失載時的位移差值比單機位升降時更大。故單機位不同步運動工況相較于相鄰雙機位不同步工況更為不利，容易引發(fā)事故危險。

由圖11可知：在工況9中，當(dāng)機位位移差值達到21.23 mm，機位B達到額定荷載，同時，若繼續(xù)增大位移差值，四機位將相繼發(fā)生超載或失載的現(xiàn)象，在施工中較為不利；在工況10中，當(dāng)機位位移差值達到24.36 mm以上時，機位C失載，當(dāng)跨中機位C承擔(dān)荷載減小時，端部機位D承擔(dān)的荷載要比相鄰跨中機位B承擔(dān)的荷載更多；在工況12中，機位位移差達到20.01 mm時，機位C失載。結(jié)合工況9可知，相隔機位同時發(fā)生同向運動時，跨中機位往往比端部機位響應(yīng)更加劇烈。

a—工況9； b—工況10； c—工況11； d—工況12?！狝機位； —B機位； —C機位； —D機位。圖11 相隔機位不同步工況Fig.11 The asynchronous motion of the separated-lifting mechanisms

如圖12所示：在工況13中，當(dāng)機位位移變化量達到23.09 mm時，提升點C荷載減少至0 kN，機位A、B、D對應(yīng)的超載或失載的位移差值為56.62，51.64，38.80 mm，說明初始荷載較小的機位對不同步運動反應(yīng)程度更明顯；在工況14中，當(dāng)機位位移變化量達到48.46 mm時，機位C達到75 kN額定荷載后超載；在工況16中，隨著位移變化量的增加，機位B、C承擔(dān)機位A、D的荷載而迅速上升，其中，機位C承擔(dān)荷載量明顯大于機位B，機位D減小幅度明顯大于機位A，當(dāng)不同步差值達到18.90 mm時，D機位失載。

a—工況13； b—工況14； c—工況15； d—工況16?！狝機位； —B機位； —C機位； —D機位。圖12 雙端部機位不同步工況Fig.12 The asynchronous motion of the double-lifting mechanisms at the both ends

如圖13所示：在工況17中，當(dāng)機位位移差值達到18.90 mm時，提升點C失載；在工況18中，當(dāng)機位位移變化量達到19.85 mm時，機位C失載；在工況19中，機位B、C相繼發(fā)生失載和超載，所對應(yīng)的位移差值為20.327 mm和20.393 mm，證明不同步響應(yīng)受到初始機位荷載的影響較大；在工況20中，當(dāng)機位位移變化量在46.16 mm時，機位C出現(xiàn)失載，圖中斜率可明顯觀察出初始機位荷載對不同步運動響應(yīng)的影響程度。

a—工況17； b—工況18； c—工況19； d—工況20?！狝機位； —B機位； —C機位； —D機位。圖13 跨中雙機位不同步工況Fig.13 The asynchronous motion of the double-lifting mechanisms at the center

通過對雙機位不同步運動的16個工況進行分析，可以明顯發(fā)現(xiàn)：單機位運動時荷載增減關(guān)系單一，雙機位運動時需要考慮初始機位荷載對不同步響應(yīng)的影響：初始機位荷載越小，對應(yīng)的機位對架體不同步運動響應(yīng)越明顯，機位荷載變化量越大，也更容易發(fā)生超載或失載的現(xiàn)象。同時，由于雙機位不同步運動在實際升降過程中最多且工況更加復(fù)雜，故也會出現(xiàn)端部機位失載導(dǎo)致架體故障的情況。

3.3 三機位不同步升降工況

三機位不同步運動在實際升降過程中也較為普遍，但是已有文獻中沒有對此類工況進行研究分析。本文結(jié)合試驗統(tǒng)計，將三機位不同步運動情況分為如下兩類，即A、B、C機位不同步運動和A、B、D機位不同步運動，共計12個工況，如表5所示。

表5 三機位不同步運動工況Table 5 The asynchronous motion of the triple-lifting mechanisms

由圖14可知：在工況21中，當(dāng)機位位移差值達到15.88 mm時，機位B失載。在相同位移變化量下，初始機位荷載相對較多的機位B的荷載變化量大于機位C；在工況22中，當(dāng)機位位移差值達到42.56 mm時，機位B失載。端部固定機位荷載變化量大于端部超升機位，說明機位跨度對不同步響應(yīng)存在影響，即機位跨度越小，則受不同步運動響應(yīng)影響越明顯；在工況23中，當(dāng)機位位移差值達到19.76 mm時，機位C失載。其中，機位A承擔(dān)的荷載出現(xiàn)下降的現(xiàn)象，說明提升和下降不是使得機位荷載變化的決定性因素，而初始機位荷載和機位跨度是影響不同步升降響應(yīng)的主要因素；在工況24中，機位B、C因超升承擔(dān)端部機位減少的荷載，端部機位最終失載；在工況25中，當(dāng)機位位移變化量為14.43 mm時，機位C失載，機位B接近達到75 kN的額定限值；在工況26中，機位C超載時所對應(yīng)的位移變化量為21.45 mm。同時，作為下降機位的A、B響應(yīng)情況存在明顯差別，機位B分擔(dān)機位C傳遞的荷載量小于因自身滯后傳出的荷載量，提升點B荷載減少，機位A滯后傳出的荷載量小于提升點C傳遞的荷載量，故A機位荷載增加。由此可見，三機位不同步運動時，相同跨度下跨中機位對端部機位的影響要大于端部機位對跨中機位的影響。

a—工況21； b—工況22； c—工況23； d—工況24； e—工況25； f—工況26?！狝機位； —B機位； —C機位； —D機位。圖14 機位A、B、C不同步工況Fig.14 The asynchronous motion of the lifting mechanisms A, B and C

機位A、B、D不同步工況時應(yīng)對機位C進行固定。由圖15a可知：在工況27中，機位A承擔(dān)自身荷載及機位B滯后而傳遞來的荷載，故增幅最大；機位C在接受機位B滯后而傳遞來的荷載時，并將荷載傳出至超前機位D，由于B、D位移變化量相同，產(chǎn)生差異是機位布置位置、初始機位荷載以及距機位C的跨度。由此可見，因機位布置位置產(chǎn)生的不同步運動響應(yīng)中機位A大于機位B、D。

a—工況27； b—工況28； c—工況29； d—工況30； e—工況31； f—工況32?！狝機位； —B機位； —C機位； —D機位。圖15 機位A、B、D不同步工況Fig.15 The asynchronous motion of the lifting mechanisms A, B and D

由圖15b、c可知：在工況28中，當(dāng)機位位移變化量達到12.23 mm，提升點B荷載減少至0 kN，提升點C相繼超載；工況29表現(xiàn)為跨中機位荷載迅速上升，端部機位荷載迅速下降。其中，機位B提升程度更多，故機位A相對滯后。

由圖15d～f可知：在工況30中，當(dāng)機位位移變化量為19.57 mm時，機位C失載；在工況31中，機位A、D因滯后失載，機位B達到額定荷載而后超載，機位C受機位B、D影響荷載變化基本恒定，證明機位位置是影響不同步運動響應(yīng)的主要因素，而初始機位荷載及機位跨度為次要因素；在工況32中，機位B荷載由機位A、C承擔(dān)，機位D超升，承擔(dān)自身及機位C荷載。

4 設(shè)計建議

JGJ 202—2010規(guī)定，當(dāng)相鄰機位位移差超過30 mm、機位超載和機位失載時，均需停機調(diào)整或檢查。為此，基于32種工況分析結(jié)果，統(tǒng)計了相鄰機位位移差超過30 mm、機位超載和機位失載任何一種工況發(fā)生時機位的不同步系數(shù)，其最大值為2.33，最小值為1.16，平均值為1.82。目前JGJ 202—2010中規(guī)定的荷載不均勻系數(shù)為2.0，基于本文的分析，建議提高荷載不均勻系數(shù)至2.35或者降低允許的機位位移差，以保證升降腳手架的安全使用。

5 結(jié)束語

對全鋼型集成式附著升降腳手架進行不同步運動性能試驗研究，并建立有限元模型進行參數(shù)化分析，對單機位不同步運動工況、雙機位不同步運動工況、三機位不同步運動工況下各機位承載性能的影響進行了研究，得到以下結(jié)論：

1)根據(jù)荷載傳遞路徑，在試驗中測得不同步運動過程中各測點的應(yīng)力時程曲線。采用ABAQUS進行有限元分析，得到應(yīng)力-位移曲線并與試驗結(jié)果進行對比，各工況中測點的應(yīng)力變化量誤差在20%以內(nèi)，證明采用有限元能夠較為合理地反映實際升降不同步響應(yīng)結(jié)果。

2)對有限元模型進行參數(shù)化研究，分析32個工況對于機位的承載性能的影響。研究表明：當(dāng)單機位不同步運動時，中間機位受到的影響總是大于端部機位；當(dāng)雙機位不同步運動時，初始機位荷載越小，對應(yīng)的機位響應(yīng)越明顯，機位荷載變化量越大，更容易發(fā)生超載或失載的現(xiàn)象；三機位不同步運動，證明了機位位置是影響不同步運動響應(yīng)的主要因素，初始機位荷載和機位跨度為次要因素。

3)相鄰機位位移差超過30 mm、機位超載和機位失載任何一種工況發(fā)生時機位的不同步系數(shù)，其最大值為2.33，最小值為1.16，平均值為1.82。目前JGJ 202—2010中規(guī)定的荷載不均勻系數(shù)為2.0，基于本文的分析，建議提高荷載不均勻系數(shù)至2.35或者降低允許的機位位移差，以保證升降腳手架的安全使用。

論文得到了天津大學(xué)劉紅波教授的指導(dǎo)，天津大學(xué)碩士生于磊協(xié)助完成了試驗，在此表示衷心的感謝。