武 鑫

（河北工程大學 土木工程學院，河北 邯鄲 056038）

隨著我國人口的迅速增長，城市用地面積緊張，建筑結構轉向高層及超高層發(fā)展是其必然的結果。腳手架是土木工程施工過程中為保證結構順利進行的工作輔助平臺，隨著建筑物層數的不斷增長、高度越高，傳統(tǒng)的落地式腳手架不再滿足現行業(yè)施工要求，隨之附著式升降腳手架便應運而生。附著式升降腳手架其相對于傳統(tǒng)落地腳手架有著諸多優(yōu)勢：（1）適用性強，能和各種不同結構的高層建筑相結合使用；（2）使用功能完善，具有智能提升一體化和防傾防墜等安全防護作用；（3）施工效率高，只需一次安裝即可使用到整個結構完工，節(jié)省了大量人力物力，且隨著結構越高其經濟性也越大；（4）外表美觀，與傳統(tǒng)腳手架相比較，在施工現象中更加規(guī)整、簡潔化，杜絕了以往施工現場的臟亂差現象，能更好地體現安全文明施工形象。

國內附著式升降腳手架在理論計算上十分成熟，對于其在模擬分析方面也頗有研究。趙飛[1]對以風荷載主導作用的高層建筑進行了分析研究，發(fā)現對于風振響應采用振型分解法更為可靠；王秀麗等[2]人以不同步運動下的附著式升降腳手架為研究對象，給出了滿足其安全條件的指導性意見；周磊[3]根據有限元分析，著重研究了附著升降腳手架的靜動力學方面的研究，得出了力學和變形的相關規(guī)律，為附著式升降腳手架施工和設計提供了依據。以上都是以全鋼結構的附著式升降腳手架為研究對象。在鋁合金結構方面的涉及甚少，盧玉龍等[4-5]人首先以全鋁結構的附著式升降腳手架為研究對象進行了有限元模擬分析，但相關內容不夠全面，需進一步補充相關研究。目前，在土木施工領域當中全鋼升降腳手架還占據著市場的主要份額，但隨著我國工業(yè)化的快速發(fā)展，鋁合金材料相關工藝的提升，其在附著式升降腳手架上的應用也有著一定的發(fā)展前景。鋁合金材料由其輕質高強的特點而得到廣泛的應用，不僅如此它還有以下優(yōu)點：（1）耐腐蝕；（2）工業(yè)性能良好（易加工、裝飾效果好）；（3）經濟性高（能夠多次利用且回收率高）[6-7]。

1 研究內容及目的

采用6061-T6 牌號的鋁合金材料，材料參數見表1，建立一種全鋁附著式升降腳手架（以下簡稱為爬架）的有限元模型為研究目標，通過Midas Gen 進行數值模擬，在不同荷載組合下分析其正常使用和升降使用兩種工況下力學性能的變化規(guī)律，為今后的鋁合金爬架設計和施工提供一定的實際意義。

表1 6061-T6 牌號的鋁合金材料參數

2 有限元模型的建立

2.1 模型建立

本模型采用梁單元建立，主要構件包括豎立桿、水平橫桿、導軌、走道板、底部水平桁架、吊點桁架、內外三角連接撐，各構件之間采用剛性連接。模型結構參數如下：豎向主框架之間的間距設置為6 m，爬架整體高度為14 m，長度為9.8 m，寬度為0.6 m，立桿水平間距為2 m，層高步距為2 m，如圖1 所示；具體構件參數見表2。

圖1 架體三維模型

表2 架體三維模型構件參數

2.2 荷載取值及組合

2.2.1 荷載取值

作用于爬架的荷載可分為永久荷載和可變荷載兩類，可根據《建筑施工工具式腳手架安全技術規(guī)范》[8]確定荷載大小，包括以下內容：

（1）恒荷載

主要構件已建模，按照其自重考慮，在Midas Gen中可根據結構材料自動計算生成，除此之外電動升降葫蘆重量按照集中荷載施加。

（2）活荷載

根據《建筑施工工具式腳手架安全技術規(guī)范》，不同工況下活荷載取值見表3。

表3 不同工況下活荷載取值

為能反映實際施工過程，在正常使用工況下，活荷載施加于最上面兩層走道板上；在提升工況下，活荷載施加于最下面兩層走道板上。

（3）風荷載

風荷載根據《建筑施工工具式腳手架安全技術規(guī)范》，按公式（1）計算：

式中：wk為風荷載標準值（kN/m2）；βz為高度z 處的風振系數，一般取為1；μs為風荷載體形系數，取1.3φ，其中φ 為擋風系數取0.6；μz為風壓高度變化系數，取C類地區(qū)150 m，μz=1.79；w0為基本風壓（kN/m2）。

以上參數均按照《建筑施工工具式腳手架安全技術規(guī)范》取值，且根據《建筑施工腳手架安全技術統(tǒng)一標準》[9]要求六級及以上大風不得作業(yè)。由于本模型只考慮爬架重要受力構件，因此不再考慮防護網的作用，風荷載實際情況是先對防護網產生作用，接著傳向爬架立桿。因此對于風荷載的施加進行面荷載向線荷載的一種轉化，直接以線荷載的方式施加于立桿上，經計算等效為0.165 N/mm。

2.2.2 荷載組合

本文僅考慮正常使用和升降使用兩種工況，并按照以下兩種荷載組合效應進行有限元分析：

荷載組合1：1.2 恒載+1.4 活載，

荷載組合2：1.2 恒載+0.9（1.4 恒載+1.4 風載）。

根據規(guī)范要求，在正常使用工況條件下，其設計荷載值應乘以附加荷載不均勻系數γ1=1.3；在升降、墜落工況下，其設計荷載值應乘以附加荷載不均勻系數γ2=2.0。

2.3 邊界條件設置

2.3.1 正常使用工況

當結構模型處于正常使用工況時，對最下排2 個支座（共設置6 個附墻支座）自由度全部約束，即：Dx=DY=Dz=0；上邊兩排4 個支座僅約束其水平自由度，Dx=DY=0。

2.3.2 升降使用工況

在升降使用工況時，爬架6 個附墻支座全部僅約束水平自由度，即：DX=DY=0；在下吊點位置處約束全部自由度，即：DX=DY=DZ=0。

3 有限元模型計算結果及分析

3.1 正常使用工況

3.1.1 荷載組合1

正常使用工況荷載組合1 下架體的變形和應力圖如圖2-圖3 所示。在荷載組合1 作用下，架體整體變形呈現S 曲線型，有向外傾斜的趨向，最大位移發(fā)生Z 方向上，發(fā)生位置在中間走單板位置，最大豎向位移為9.69 mm，位移變形均滿足要求；架體最大應力為96.63 N/mm2，發(fā)生在與內測立桿連接的走道板主龍骨位置上，架體各構件應力均處于容許范圍內。

圖2 架體在荷載組合1 下變形圖

圖3 架體在荷載組合1 下應力圖

3.1.2 荷載組合2

正常使用工況荷載組合2 下架體的變形和應力圖如圖4-圖5 所示。在荷載組合2 作用下，架體整體向內彎曲，在有風荷載參與下，中間位置由附墻支座約束，在架體上下兩端形成懸臂結構，且此荷載組合下最大位移為Y 方向的位移，位移為32.71 mm，發(fā)生在架體最頂部外立桿位置，分析原因是由于上部桿件形成懸臂結構，造成在此處位移過大且超過L/400（L 為受彎桿件的跨度），除此位置外其他構件均滿足位移變形要求；在考慮風荷載參與下，架體的Z 方向上的位移有所減小，但并不明顯；架體最大應力為160.64 N/mm2，發(fā)生在與內測立桿連接的走道板主龍骨位置上，架體各構件應力均處于容許范圍內。

圖4 架體在荷載組合2 下變形圖

圖5 架體在荷載組合2 下應力圖

3.2 升降使用工況

3.2.1 荷載組合1

升降使用工況荷載組合1 下架體的變形和應力圖如圖6-圖7 所示。在荷載組合1 作用下，架體整體變形仍呈現S 曲線型，但相對于正常使用工況下有所減小，分析其原因是由于活荷載的減小所導致的，最大位移在Z 方向的底部走道板位置，位移為4.18 mm，變形位移均滿足要求；架體最大應力為59.74 N/mm2，發(fā)生在架體底部內測水平桁架位置上，架體各構件應力均處于容許范圍內。

圖6 架體在荷載組合1 下變形圖

圖7 架體在荷載組合1 下應力圖

3.2.2 荷載組合2

升降使用工況荷載組合2 下架體的變形和應力圖如圖8-圖9 所示。在荷載組合2 作用下，架體整體向內彎曲，其架體變形原因與正常使用工況一致，但位移有所增大，此荷載組合下最大位移為Y 方向的位移，位移為35.65 mm，發(fā)生在架體立桿最頂部位置，除此位置外其他構件均滿足位移變形要求；和正常使用工況相同，在考慮風荷載參與下，架體在Z 方向上的位移有所減小但不明顯；架體最大應力為94.14 N/mm2，發(fā)生在架體底部內測水平桁架位置上，架體各構件應力均處于容許范圍內。

圖8 架體在荷載組合2 下變形圖

圖9 架體在荷載組合2 下應力圖

4 結束語

采用有限元軟件Midas Gen 對于鋁合金爬架建立模型，并在兩種荷載組合下對爬架的正常使用和升降使用工況進行了靜力學分析。得出主要結論如下：

（1）在不同工況的兩種組合荷載下，鋁合金架體各構件應力均處于容許范圍內，驗證了鋁合金材料在爬架上的運用是可行的。在正常使用工況下，爬架架體最大應力出現在走道板位置上；在升降使用工況下，爬架架體最大應力出現在底部水平桁架上，因此建議在設計過程中對此位置進行加強，提高架體的安全系數。

（2）在不同工況下考慮風荷載參與組合時，其位移明顯增大，尤其是在架體的頂部外立桿位置，除此之外其他構件位移變化均在容許范圍內。在設計和實際施工過程中，可設置斜撐或拋撐，防止架體水平位移過大。

（3）在考慮風荷載參與的荷載組合下，對架體豎向位移產生有利影響，但作用不太明顯。

（4）鋁合金爬架在風荷載參與下，正常使用工況綜合位移小于升降使用工況，說明架體在風荷載參與組合下提升架體施工風險較大，在實際施工過程中要嚴格按照規(guī)范操作。