重型承插型盘扣式钢管脚手架连接节点抗弯性能研究*

刘 哲,刘战伟,张兆龙,李 阳,邱 睿,赵中伟

(1.陕西华山路桥集团有限公司,陕西 西安 710000;2.辽宁工程技术大学土木工程学院,辽宁 阜新 123000)

0 引言

随着我国经济与科技发展,各种大跨度高层建筑及桥梁层出不穷,其安全性要求也越来越受重视,而脚手架作为建造上述建筑所必需的临时作业工具,用于工人完成空中作业。因此,近年来适用于大跨度高层建筑及桥梁脚手架的种类也越来越多,进而对脚手架稳定性要求也越来越高。重型承插型盘扣式钢管脚手架因具有拆装方便、适用范围广、承载能力强、整体稳定性好等特点[1],被越来越多的国家应用于大跨度建筑物建造中。但因施工现场技术人员缺乏对脚手架稳定性方面的理论认识,导致脚手架垮塌事故频发[2],如图1所示。由一些学者们的研究可知,脚手架整体稳定性能受节点稳定性能的影响很大[3-4]。

图1 脚手架垮塌实例Fig.1 Examples of scaffold collapse accidents

图2 本构模型Fig.2 The constitutive model

目前,对于承插型盘扣式钢管脚手架连接节点的研究是在节点半刚性理论[5]基础上,通过有限元分析结果与节点抗弯试验进行对比得出结论。陈东等[6]通过随机缺陷法与试验进行对比,分析了扣件式钢管脚手架在不同荷载、各种缺陷随机耦合情况下的失稳形态规律,发现架体立杆、水平杆及斜杆应力呈阶梯状分布;架体在非均匀荷载作用下,立杆呈波浪形失稳形态。董金凤[7]通过对轮扣式脚手架进行试验及有限元分析验证了节点半刚性理论,并发现正向破坏模式与插销插入轮盘深度有关,负向破坏模式与插销插入轮盘深度和立杆屈曲密切相关。陈志华等[8]在考虑节点半刚性的基础上,采用有侧移3层柱的框架模型推导出侧移半刚性连接钢框架柱的计算长度系数方程,并将这一方法引入无支撑扣件式支模架稳定承载力计算中。陆征然等[9]通过对不同搭设参数下满堂支撑体系考虑初始缺陷及直角扣件半刚性的有限元分析,分析了步距、立杆间距、最小搭设跨数、立杆伸出顶层水平杆长度、剪刀撑设置方式等因素对满堂支撑体系承载力的影响。Zhao等[10]通过对承插型轮扣式脚手架节点抗弯性能研究,发现脚手架连接节点对脚手架整体屈曲性能存在显著影响,并且节点负向抗弯承载力远大于正向。Zheng等[11]通过弯矩-转角试验,证明了盘扣式脚手架和杯托式脚手架连接节点都是半刚性节点,并发现杯托式节点的平均承载力和连接刚度分别为盘扣式节点的1.8,2.9倍。

目前,对于重型承插型盘扣式钢管脚手架的研究众多,学者们通过试验与模拟方法进行对比,证明了脚手架节点半刚性理论,且研究了脚手架节点所存在的几何缺陷对节点抗弯性能及稳定性能的影响程度,但用确定性的影响因素分析实际工程中产生的由于节点材料及几何随机缺陷对脚手架整体稳定性所造成的影响无说服性,所以采用随机缺陷法模拟各几何或材料缺陷对节点抗弯承载力及抗弯刚度的影响更贴近于实际工程,具有说服性。因此,本文通过将已有承插型盘扣式钢管脚手架连接节点抗弯性能试验[12]与ANSYS有限元分析结果进行对比,验证有限元模拟的可靠性,然后基于ANSYS随机有限元法对节点抗弯承载力、抗弯刚度及初始抗弯刚度的各种单一影响因素进行分析并总结规律,为后续研究多种缺陷共同随机耦合作用对节点稳定性的影响奠定基础。

1 有限元模型

1.1 材料本构模型

基于GB/T 228.1—2010《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》[13]分别对水平杆、立杆、斜杆及插销进行拉伸试验,测出4种构件本构模型,如图 2所示。其中插销材料本构的离散性较大,本文将其作为影响节点稳定性的材料随机缺陷,具体研究插销材料本构对节点抗弯承载力及抗弯刚度的影响。

1.2 有限元模型建立

1.2.1节点尺寸

重型盘扣式钢管脚手架节点构造如图3所示。盘扣式钢管脚手架节点包括焊接在水平杆上的扣接头、焊接在立杆上的连接盘及连接扣接头与连接盘的插销。连接盘和插销采用Q235B材质钢,扣接头采用ZG230-450材质钢,水平杆采用Q235A材质钢,立杆采用Q345A材质钢。

图3 重型盘扣式钢管脚手架节点示意Fig.3 Joint of heavy-type disc lock steel tubular scaffold

节点详图如图4所示,其中水平杆和立杆外径均为48mm,前者壁厚2.5mm,后者壁厚3.2mm。插销尺寸如图4a所示,由于插销厚度在生产或工地使用中造成了磨损,具有离散性,故取5.5～6.5mm,后续将其作为随机缺陷进行详细研究。扣接头上部插孔尺寸为6.2mm×25mm,下部插孔尺寸为13.8mm×25mm,如图4b所示。连接盘尺寸如图4c所示,外径为66.2mm,内径为24mm,插孔长度为17.5mm。

图4 连接节点几何尺寸Fig.4 Geometrical size of the connection joints

1.2.2节点材料及接触属性

采用ANSYS有限元建模软件建立重型盘扣式钢管脚手架三维模型。水平杆和立杆密度为 7 850kg/m3, 弹性模量为2.06×105N/mm2。将插销及连接盘法向刚度设为1.0,泊松比设为0.3,摩擦系数设为0.2,弹性模量设为1.95×105N/mm2。然后对各实体进行网格划分,水平杆、立杆、插销及其他构件每条单元边长均取0.004,最后自动生成网格。

插销与连接节点数值模型如图5a所示,插销采用CONTA174单元,如图5b所示,而连接盘则采用TARGE170单元,如图5c所示。

图5 节点精细化数值模型Fig.5 Fine numerical model of the connection joints

模型边界条件设定如图6所示。首先在水平杆中间部分采用CERIG刚性单元建立刚性面,然后将加载点与水平杆端截面上的各节点绑定成一体,由此,对节点加载时,可将原本加载在水平杆端的位移约束直接设置在加载点处,且水平杆末端y方向平动自由度设置为0,即被固定住。在对节点加载时,在水平杆末端的加载点处设置距离为D的z向位移,以表示对水平杆末端施加弯矩。

有限元模型建立完成且作业完成后,进入后处理阶段。图 7a,7b显示了节点破坏形态云图,弯矩-转角曲线通过时间后处理器POST26查看,如图 7c所示,将模拟所得到的弯矩-转角曲线与已有承插型盘扣式钢管脚手架连接节点抗弯性能试验[13]所得到的弯矩-转角曲线加以对比(见图8),以验证ANSYSY有限元模拟的准确性。

图8 试验与有限元结果对比分析Fig.8 Comparative analysis of experiment and finite element results

2 有限元模型验证

2.1 弯矩-转角曲线对比

由图8a,8b可知,ANSYS有限元分析结果与试验结果总体上相差不大,而有限元分析结果的极限抗弯承载力略大于试验结果,平均误差率<8%。而对比图8c,8d可知,在负向位移加载下,有限元分析结果与试验结果在节点抗弯刚度上存在偏差,但对总体结果并无影响。

综上所述,有限元模拟能准确预测节点正、负向抗弯承载力,而抗弯刚度预测不准确的原因可能是由于插销插入连接盘的初始位置无法确定。

2.2 破坏模式对比

将有限元分析的破坏模式与试验试件破坏模式进行对比,如图9所示,进一步验证了有限元分析的准确性及可靠性。

图9 破坏模式对比分析Fig.9 Comparative analysis of failure modes

3 基于有限元随机缺陷法的影响因素参数化分析

在验证模型准确性的基础上,对重型盘扣式脚手架节点抗弯刚度及抗弯承载力进行研究。基于随机缺陷法对影响因素进行参数化分析(见图10),揭示插销材料本构模型、插销插入连接盘深度、插销厚度和连接盘厚度对节点抗弯承载力及抗弯刚度的影响规律。

图10 随机缺陷下的影响因素示意及取值区间Fig.10 Schematic and value range of influencing factors under random defects

采用极差R方法,即取各影响因素下弯矩-转角曲线中弯矩最大值Mmax与最小值Mmin差值Rm、转角最大值θmax与最小值θmin差值Rz进行比较,通过对比各差值的绝对值以发现各因素对节点抗弯承载力及抗弯刚度的影响程度。在插销厚度及连接盘厚度弯矩-转角图中,通过对比节点初加载时曲线斜率的最大值K2、最小值K1的差值Rk的绝对值,得出连接盘厚度及插销厚度对节点初始抗弯刚度的影响程度。

3.1 插销材料本构模型影响

插销初始位置居中,插销材料本构模型如图11所示。研究插入深度L2、连接盘厚度tp、插销厚度b对节点抗弯刚度及抗弯承载力的影响。

图12 插销材料本构对节点抗弯承载力的影响Fig.12 Influence of pin materials constitutive on bending capacity of joints

图13 插销厚度对节点抗弯承载力的影响Fig.13 Influence of pin thickness on bending capacity of joints

图14 插入深度对节点抗弯承载力的影响Fig.14 Influence of insertion depth on bending capacity of joints

图15 连接盘厚度对节点抗弯承载力的影响Fig.15 Influence of connecting plate thickness on the bending capacity of joints

插销材料本构屈曲应力在350～550MPa随机变化,其对节点正、负向抗弯承载力及抗弯刚度的影响如图 12所示。通过计算得出负向|Rm1|=585.74N·m,|Rz1|=0.092rad;正向|Rm2|=361.42N·m,|Rz2|=0.035rad。

对比可知,插销材料本构在负向加载作用下对节点抗弯承载力及抗弯刚度的影响程度要大于正向。但相对于其他影响因素,插销材料本构对节点抗弯刚度及抗弯承载力的影响可忽略。

3.2 插销厚度影响

插销初始位置居中,插销材料本构不变,连接盘厚度tp=10mm,插入深度=41mm,研究插销厚度b在4～8mm随机变换情况下对节点抗弯承载力及抗弯刚度的影响。

模拟结果如图 13所示,由于正向加载作用下数据的离散性过大,故不考虑在正向加载作用下插销厚度对节点初始抗弯刚度的影响。通过计算得出负向|Rm3|=1 064.13N·m, |Rz3|=0.15rad,|Rk3|=15 493.24; 正向|Rm4|=612.64N·m,|Rz4|=0.19rad。

对比可知,无论节点在正向加载还是负向加载作用下,插销厚度对节点抗弯承载力和抗弯刚度的影响均远大于插销材料本构对节点的影响。负向加载作用下插销厚度对节点抗弯承载力的影响程度大于正向,但在抗弯刚度方面,节点在正向加载状态下更易受到影响。并且,在负向加载作用下节点初始抗弯刚度受插销厚度的影响也很明显。

3.3 插销插入连接盘深度影响

插销初始位置居中,使插销材料本构不变,连接盘厚度tp=10mm,插销厚度b=5.67mm,而插入深度分为插入及拔出,如图 10所示,插销插入连接盘时为“-”,插销从连接盘中拔出时为“+”,由此令插入深度L2=-11～+9mm。

插入深度对节点抗弯承载力及抗弯刚度影响的模拟结果如图 14所示。在插销插入深度影响下,弯矩极差与转角极差为：负向|Rm5|=525.43N·m, |Rz5|=0.17rad;正向|Rm6|=617.68N·m,|Rz6|=0.16rad。分析可知,插入深度对在正向加载时节点的抗弯承载力的影响大于负向,而抗弯刚度则相反。通过对比,发现插入深度对节点抗弯承载力及正向抗弯刚度的影响介于插销材料本构及插销厚度之间,而在负向加载作用下,插入深度对节点抗弯刚度的影响较插销材料本构及插销厚度更明显。

3.4 连接盘厚度影响

插销初始位置居中,节点插入深度L2=41mm,插销厚度=5.67mm,连接盘厚度tp为5～10mm,此时连接盘厚度对节点抗弯承载力及抗弯刚度影响的模拟结果如图 15所示。在连接盘厚度影响下,弯矩极差与转角极差为：负向|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,连接盘厚度在正向加载时对节点抗弯承载力及抗弯刚度的影响程度相较于负向加载时均很大,但其对节点初始抗弯刚度的影响相反。无论在何种加载状态下,连接盘厚度对节点抗弯刚度、抗弯承载力及初始抗弯刚度的影响相较于前三种因素均很明显。

综上分析可以发现,影响节点抗弯承载力、抗弯刚度及初始抗弯刚度的决定性因素为连接盘厚度。因此,在实际工程中搭设和使用重型承插型盘扣式钢管脚手架时,首先要保证连接盘厚度达到规范要求,但也不能忽视插销厚度在负向加载时对节点抗弯承载力及插销插入深度对节点抗弯刚度的影响。

4 结语

本文对重型承插型盘扣式钢管脚手架连接节点的几何缺陷及材料属性作为影响因素进行随机有限元研究。首先验证了节点半刚性连接的可靠性;其次通过有限元模型的弯矩-转角曲线与已有试验的弯矩-转角曲线进行对比,验证了有限元分析对于节点抗弯行为预测的准确性;最后应用精细化数值模型对影响节点的各类因素进行了随机有限元分析,总结出4种因素对节点抗弯性能的影响规律如下。

1)插销材料本构在负向加载作用下对节点抗弯承载力的影响程度大于正向,而对节点抗弯刚度的影响小至可以忽略。

2)在负向加载状态时,插销厚度对节点抗弯承载力的影响程度大于正向,但插销厚度在正向加载时对节点抗弯刚度的影响大于负向,并且在负向加载时节点初始抗弯刚度受插销厚度的影响也很明显。因此,要重视插销厚度对节点抗弯刚度、抗弯承载力及初始抗弯刚度的影响。

3)节点插入深度在正向加载时对节点抗弯承载力的影响大于负向,而对抗弯刚度的影响则相反。

4)连接盘厚度对节点抗弯承载力、抗弯刚度及初始抗弯刚度的影响起决定性作用。连接盘厚度对节点抗弯承载力及抗弯刚度的影响大于前述3种因素对节点的影响,并且正向加载时其对节点抗弯刚度及抗弯承载力的影响均大于负向,而对节点初始抗弯刚度的影响却相反。

5)在实际工程中,重型承插型盘扣式钢管脚手架在搭建及使用时,考虑节点承载力对高大脚手架承载力的影响,首先要保证连接盘厚度及插销厚度达到规范要求。