武汉泛悦城项目附着式升降脚手架安全性能分析

柯 贤 孝

(中国水利水电第七工程局有限公司，四川 成都 610213)

1 概 述

附着式升降脚手架(简称爬架)适用于剪力墙、框架、框剪、筒体等各种不同结构形式的高层、超高层建筑结构与外墙装修的施工。爬架的主要施工特点为：使用钢材数量少、节约资源、爬升速度快、拆装方便、安全可靠、设有防坠、防倾装置及操作人员少。在爬架的应用过程中，不可避免地会出现不利工况，继而对爬架结构的安全性造成影响，一旦失稳，不但会造成人员伤亡，还会引起十分惨重的财产损失[1～4]。尽管爬架生产商在交付产品时提供了爬架计算书，对爬架的安全性进行了相应的验算，但在计算过程中其多将爬架结构进行了一定的简化，因而难以反映爬架的真实受力状况。从现有的研究成果[5～9]看，有限元法可以较为准确地得出爬架的内力，是一种可靠的爬架结构验算方法。

笔者以武汉泛悦城项目15#楼所采用的爬架为研究对象，根据爬架的实际构造及使用情况建立了有限元模型，分析了其在最不利因素影响下爬架在使用及爬升过程中的结构安全性能；同时针对架体多个机位控制的导轨发生不同步运动问题，分析了导轨不同步运动对结构内力和位移造成的影响。

武汉泛悦城二期一标段15#楼项目建筑高度为191.4 m，标准层单层层高2.9 m，建筑结构形式为剪力墙结构。该项目采用 DM300 防火型全防护智能升降爬架，爬架沿建筑周边共设置了42个控制机位，爬架高13.5 m，步高1.9 m，共7步，覆盖4.5个楼层，架体宽度为0.6 m，最大直线支承跨度为5 m，爬架分段提升。

2 爬架使用工况数值模拟静力分析

2.1 有限元模型的建立

采用MIDAS/Civil有限元软件进行爬架模拟，计算宽度取3榀(15 m)，高13.5 m，架体设置4个提升装置。纵、横向杆件采用梁单元，考虑爬架纵、横杆在节点处连接的偏心，爬架底部水平支撑桁架与竖杆之间采用铰接，其他部位为刚接。模型共划分为1 007个节点，1 366个单元。有限元模型见图1。

图1 爬架有限元模型图

2.1.1 材 料

各构件均采用Q235钢材加工而成， 弹性模量取206 GPa， 泊松比取0.3，钢材密度为7 850 kg/m3。

2.1.2 截面特性

梁单元截面特性根据实际几何尺寸由软件自动计算，杆件几何尺寸由爬架厂商提供，具体尺寸见表1。

表1 模型主要构件尺寸表 /mm

2.1.3 边界条件

爬架按使用状态的不同可以分为使用和爬升两个阶段，两个阶段具有不同的边界条件。如图2所示，使用工况下，竖向有三个支座共同受力，根据爬架防坠器构造，竖向支座模拟为仅受压支(即该支座仅能承受竖直向下的力)。升降工况下，竖向仅有一个支座约束，其余为竖向活动。

2.1.4 荷载取值

爬架所受的荷载及验算采用的荷载组合为现行的《建筑施工工具式脚手架安全技术规范》，JGJ202-2010[10]及《建筑结构荷载规范》，GB50009-2012[11]。

(a)使用工况 (b)升降工况图2 爬架边界条件模拟示意图

(1)永久荷载。永久荷载包括架体结构，围护设施、作业层设施以及固定于架体结构上的升降机构和其他设备，装置的自重均按实际计算。除了架体主框架根据各杆件的截面尺寸由软件自动计算其自重外，其余构件以集中力或均布荷载的形式施加于结构的相应位置。模型中未包含的构件自重标准值取值如下：

冲压钢龙骨板：0.3 kN/m2；

冲孔网：0.005 kN/m2；

电葫芦：单个重72 kg(即0.72 kN)。

(2)可变荷载。

①施工活荷载。施工活荷载的取值见表2，施工活荷载折算为爬架横龙骨(横杆)上的均布荷载。

表2 施工活荷载标准值表

②风荷载。建筑高度H=191.4 m，按C类查风压高度系数μz=2。使用状况下，基本风压取0.35 kN/m2，升降及坠落状况取为0.25 kN/m2。爬架采用密目式安全防护网，密目式安全立网的挡风系数φ按0.8计算，冲孔网对密目网的倍数为0.6，经软件计算得知使用状况：风荷载为0.44 kN/m2，升降状况为0.31 kN/m2，取大值0.44 kN/m2。

2.1.5 荷载组合

爬架按最不利荷载组合进行计算，该项目考虑到使用工况有以下两种荷载组合：

Case1：1.2×恒载+1.4×施工活载

Case2：1.2×恒载+0.9×(1.4×施工活载+1.4×风荷载)

2.2 数值分析结果

为便于说明，笔者对爬架模型四处爬升机位及支座位置进行了编号(图3)，机位编号为A-D，支承位编号为1-4，其中4号支座仅在提升阶段激活，施工荷载作用在龙骨板的位置为1～7层。

图3 爬架支撑位置编号图

2.2.1 支座反力

按上述使用工况Case1计算，可分别得出结构施工和装修施工时竖向反力最大时的组合(表3、4)。

表3 结构施工时最大支反力表 /kN

表4 装修施工时最大支反力表 /kN

从以上计算结果可以看出：

(1)在水平方向4个机位中，中间支座的支反力较大，在竖直方向三个支座位中，上、下两个支座的支反力较大。

(2)施工荷载越临近某一层支座，其相应支座的支反力就越大。

(3)结构施工时，当第一、二层脚手板同时进行施工活动时，B1号支座竖向反力最大，其值为34.86 kN。装修施工时，当第一、二、三层脚手板同时进行施工活动时，B1号支座竖向反力最大，其值为34.58 kN。因此，在进行附墙支座验算时，可取结构施工时的最不利结果，此时各支座的反力如下：B1支座的竖向反力为34.86 kN，水平反力为-2.8 kN。

2.2.2 外墙局部受压承载力验算

计算附墙支座时，应按使用工况进行，选取其中承受荷载最大处的支座进行计算，其设计荷载值应乘以冲击系数2。穿墙螺栓孔处的混凝土承载能力应符合下式要求[10]：

Nv≤1.35βbβlfcbd

其上层需安装附着支承钢梁墙体结构的混凝土强度必须达到或超过20 MPa方可提升。经计算得出：支座处混凝土外墙的最小厚度为120 mm。

2.2.3 纵、横向水平杆应力验算

纵、横向水平杆验算时，仅考虑“永久荷载+施工活荷载”组合。计算结果表明：最不利工况下，杆件最大的压应力为109.1 MPa，最大拉应力为99.3 MPa，最大应力出现在竖杆与横杆的交叉点附近，杆件的拉、压均小于容许应力，满足要求(Q235钢材，厚度小于16 mm，抗拉、抗压和抗弯强度设计值f=215 N/mm2)。

2.2.4 竖向主框架强度

在进行竖向主框架构件的强度和稳定性验算时，取“永久荷载+施工活荷载”，并考虑有风荷载和无风荷载的组合，取二者最不利情形进行验算。

计算结果表明：竖向主框架最大拉应力为121.8 MPa，最大压应力为-188.2 MPa，最大应力处位于竖向悬臂构件最顶层的节点处。进一步分析可知：由于竖向构件在第七层脚手板上为悬臂构件，在水平风荷载作用下产生了较大的弯矩，导致悬臂根部应力较大，但未超过容许应力。

2.2.5 变形计算

使用工况下，变形计算采用标准组合。纵、横向水平杆挠度限值为L/150和10 mm (L为受弯杆件跨度)，悬臂受弯杆件挠度限值为L/400。

风荷载不参与组合时，在结构施工活荷载作用下，水平纵向杆件最大竖向挠度为4.6 mm

风荷载参与组合时，仅对架体结构水平位移产生影响，计算结果如图4所示。第七层脚手板处的水平位移为55 mm，而悬挑竖杆端部水平位移达101 mm，均超过规范要求。为减少风荷载作用下顶部悬臂竖杆的变形，笔者建议：在顶部增加斜撑(图5)，以减少竖杆的悬臂长度，同时将风荷载产生的水平力分摊至架体。

图4 风荷载参与组合时的变形图

图5 爬架顶部斜撑施加示意图

3 架体不同步爬升时结构的响应分析

由于架体结构本身会出现不同程度的变形，如横杆变形、立杆弯曲、吊链损伤等，或由于建筑物跨度较大导致架体结构机位布置过多，又或者是系统误差较大而导致不同机位电动葫芦齿轮转速存在差异，这一系列的因素都有可能会导致架体多个机位控制的导轨发生不同步运动，最终导致其导轨的支撑点处的内力会发生增大或减小现象[4，5]。本研究拟通过数值计算分析不同的导轨运动位移差值对结构的支反力及杆件应力的影响，为其施工安全提供理论指导和技术支持，预防事故的发生，具有重要的理论和现实意义。

3.1 导轨不同步爬升模拟方法

导轨不同步运动本质上是支座之间存在强迫位移，可通过在Midas/Civil软件中设置支座沉降工况来模拟导轨的不同步运动。《建筑施工工具式脚手架安全技术规范》JGJ202-2010[10]规定，附着式升降脚手架升降时，必须配备有限制荷载或水平高差的同步控制系统，当水平支承桁架两端高差达到30 mm时，水平高差同步控制系统应能自动停机，即爬升工况下，相邻导轨不同步运动时的最大位移差为30 mm，因此，取Δs=0、5、10、15、…、30 mm共7个不同步位移差分别计算，以观察不同位移差下架体受力的变化。

3.2 计算结果

导轨不同步运动时的数值计算结果见表5。表中结果为“恒荷载+升降过程施工活载+不同步爬升支座位移差”组合下各个支座的最大反力值及最大应力值。程序自动对导轨不同步运动时的内力值进行组合，一般来说，支座隔跨不同步运动时为最不利，例如A、C支座位或B、D支座位同时产生Δs。

表5 导轨不同步运动时架体受力结果表

由表5可见，随着Δs的增大，由不同步爬升引起的支反力、架体杆件应力及水平支撑桁架杆件应力都随之增大，当Δs=10 mm时，水平支撑桁架杆件已达到屈服应力，杆件进入塑性状态。

分析其原因可知：水平支承桁架虽然增加了架体结构的整体性，增加了结构刚度，减少了架体在使用过程中的变形，但同时当支座产生不同步位移差时，在架体及水平支撑桁架内部亦产生了较大的内力(架体要适应不同步爬升引起的强迫位移，就必须克服水平支承桁架对杆件的约束，从而使水平支撑桁架的内力大幅增大)。

为便于比较，笔者在取消水平支撑桁架的前提下计算了导轨不同步运动对支座反力及架体杆件应力的影响。计算结果见表6。

表6 取消水平支撑桁架后计算结果表

由表6可见，当导轨不同步位移达到30 mm时，架体框架各部位的应力值仍处于良好的工作状态，架体结构抵抗导轨不同步位移的能力增强。同时注意到，当Δs=30 mm时，最大支座反力为35.7 kN；Δs=0 mm(即不考虑导轨不同步运动)时，最大支座反力为18.8 kN，两者之比约为2。《建筑施工工具式脚手架安全技术规范》JGJ202-2010中规定，在升降工况时，其设计荷载值应乘以附加荷载不均匀系数γ2=2，间接说明了规范中不均匀系数取值基本符合工程实际。

4 结 语

笔者通过对泛悦城项目15#楼爬架的数值模拟，得出以下结论：

(1)爬架在使用阶段和升降阶段，纵、横向水平杆应力及竖向主框架强度均能满足规范要求。爬架结构具有较好的安全性能。

(2)为保证附墙支座处建筑墙体具有足够的承载能力，笔者建议：附墙支座处墙体结构的厚度应不小于120 mm。

(3)超高层建筑施工时，由于悬臂结构对风荷载较为敏感，笔者建议：爬架处的悬臂竖杆应增设斜撑，以减少爬架竖杆的变形。

(4)水平支撑桁架增强了架体结构的整体性及结构刚度，减少了架体在使用过程中的变形。但当导轨发生不同步运动时，水平支撑桁架承受了较大的内力，水平支撑桁架杆件在Δs=10 mm时已达到屈服应力，杆件进入塑性状态；而架体结构本身在Δs=30 mm时仍处于良好的工作状态。笔者建议：爬架升降过程中应采用智能化设备严控导轨不同步运动差值，或者进一步优化水平支撑桁架的设计，以保证结构安全。