风荷载作用下钢管脚手架新型外挂防护网受力性能试验研究

2021-03-11 03:06靳立佳王秀丽

安全与环境工程 2021年1期

靳立佳，王秀丽，2，崔健

(1.兰州理工大学土木工程学院，甘肃兰州 730050；2.兰州理工大学西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心，甘肃兰州 730050)

近年来，随着高层建筑的大量兴建，高空施工防护已成为建筑施工过程中不可或缺的设备，其中应用最为普遍的防护设备就是各种形式的脚手架。而在脚手架的设计计算中，尤其是超高层建筑，风荷载作为其主导的设计荷载对脚手架的安全使用起着决定性的作用。由于风荷载的计算要考虑到脚手架风荷载体型系数，而体型系数又与建筑物的形式、外挂防护的情况等有关。目前，脚手架的防护结构大多采用编织绿网，它的可重复使用性较差，而且风化情况较为严重，如果工期较长，它的安全性则成为重要问题。就目前脚手架这种情况，一些单位设计并使用了一种新型的外挂防护网，该防护网包括冲孔薄钢板网片、方型钢管外框和斜撑，每块防护网通过4个连接件固定在脚手架上。有关脚手架风荷载问题，国内外学者从理论计算、数值模拟、实验验证等方面进行了大量的研究，但对于这种配备新型外挂防护网的钢管脚手架的风荷载问题还未有研究，已形成了实际施工先于理论研究的局面。基于此，为了更深入地了解钢管脚手架新型外挂防护体系在风荷载作用下的受力特性，本文通过室内水平往复荷载试验，分析得到该新型外挂防护网在往复荷载作用下的最大变形、破坏最薄弱位置以及对整个钢管脚手架架体的影响，并得到一些定量或定性的结论，以为工程研究和设计提供参考。

1 工程概况

本工程为兰州新区中川商务中心项目，建设地点位于兰州新区黄河大道贵清山路。2楼楼层高为8层，首层为6 m，标准层为4.2 m，建筑高度为39 m。脚手架搭设采用工字钢悬挑式双排钢管脚手架，4层一次悬挑，第一次悬挑部位为1层顶，一次悬挑高度为18.3 m；第二次悬挑部位为6层底板，一次悬挑高度为14.1 m。钢管脚手架外挂防护体系采用新型冲孔薄钢板外挂防护网(见图1)，其中一块标准防护网是由长宽为1 800 mm×1 200 mm、厚度为0.5 mm的冲孔网片和横截面为20 mm×20 mm、壁厚为1.5 mm的镀锌方型钢管作为外框和斜撑组成，每块防护网又通过4个连接件安装在脚手架外侧(见图2)。连接件是由

48 mm×3 mm、长300 mm的圆钢管和两个C型卡槽焊接而成(见图3)。冲孔网片共有19×28个组合的圆孔(见图4)，一个组合又有5×5个直径为5 mm的圆孔(见图5)。防护网的安装方法为：先将4个连接件用扣件固定在脚手架上，然后再将防护网放入连接件的C型卡槽中。防护网和脚手架架体部分均采用Q235A级钢材，钢材的弹性模量取

=200 GPa，泊松比

=0.3，钢材密度

=7 850 kg/m。

图1 钢管脚手架新型外挂防护网Fig.1 New type of external protective net

图2 防护网与脚手架连接Fig.2 Connection of protective net and scaffold

图3 防护网连接件Fig.3 Connector of protective net

图4 一块标准冲孔网片Fig.4 Standard punch mesh

图5 一个组合圆孔Fig.5 A set of round hole

2 试验方案

2.1 试件设计

图6 分载装置示意图Fig.6 Drawing of load sharing device

本次试验的目的旨在模拟钢管脚手架新型外挂防护网在风荷载作用下的受力变形规律。试验将均布的风荷载等效为集中荷载作用于外挂防护网上。为此，选取8块标准防护网单元，设计两组试件两种分载装置，使水平推力同时作用于防护网的斜撑交叉部位或网面部位，见图6。图中蓝色部分为本次试验所取的8块标准防护网单元;黄色和灰色部分为分载装置。其中，左侧图示为一级分载装置，由5块方形钢板和4根圆钢管(

76 mm×4 mm)焊接而成，可实现同时对4块防护网的斜撑交叉部位进行加载；右侧图示为二级分载装置，由一级分载装置叠加4个“爪”型结构组成，每个“爪”型结构又分别由5块方形钢板和4根圆钢管(

48 mm×3 mm)焊接而成，一级分载装置与“爪”型结构通过螺栓连接，可实现同时对4块防护网冲孔网面部位进行加载。

2.2 加载装置

加载装置主要由MTS电液伺服作动器控制，通过4组32 mm的螺栓将分载装置与作动器连接，于是作动器的水平推力分别作用在两种分载装置上，由作动器的顶出和收缩，实现对防护网的斜撑交叉处和冲孔网面处施加水平往复荷载。加载装置正立面图，见图7。

1.试件;2.加载装置;3.MTS电液伺服作动器;4.大型反力墙图7 加载装置正立面图Fig.7 Front elevation of loading device

两种分载装置分别选取4块外挂防护网单元，安装在双排钢管脚手架上，试验现场见图8。

图8 分载装置试验连接Fig.8 Experimental connection of load sharing device

2.3 加载制度

水平荷载采用位移控制的方法由作动器进行施加，由于实际风荷载作用于板状结构时，不仅会产生迎风面的正压，还会产生背风面的负压，使结构受到来回往复的风力，因此本试验设计了往复循环的加载方式。具体加载过程为：每0.5 s施加1 mm的位移，每5 mm持荷45 s，当位移每增加10 mm时，开始循环加载，且循环3周，直至试件破坏。试验加载制度，见表1。

表1 试验加载制度

2.4 测点布置

本次防护网测点布置分为一级分载和二级分载两组，一级分载有15个应变测点和3个位移测点，二级分载有14个应变测点和3个位移测点，每个应变测点处有动、静2个应变片，两组应变片共计58个。一级分载和二级分载情况下防护网各测点布置，见图9。

图9 一级分载和二级分载情况下防护网各测点布置图Fig.9 Arrangement of measurement points of level 1 and level 2 load sharing

一级分载和二级分载情况下防护网各测点所在结构的具体位置，见表2。

表2 一级分载和二级分载情况下防护网各测点的具体位置

试验中分别采用应变片(电阻为120Ω，灵敏度系数为2.02，栅长宽2 mm×3 mm，1/4桥接法)、ST-LASAER-10激光测距仪(测距范围为0.05～50 m，测量精度为±0.5 mm)对防护网在水平往复荷载作用下的应变和位移数据进行采集，其中应变数据采用江苏东华生产的DH3816型静态应变仪和北京东方所生产的INV3060V2型动态应变测试系统共同采集；位移数据采用激光测距仪配套的软件连接电脑进行采集。

3 试验现象与数据分析

3.1 试验现象

当采用一级分载装置加载时，在防护网斜撑处施加压力的过程中伴随的“叭叭”响声，是防护网网面被拉紧时发出的;随着位移的增大，斜撑带动网面出现轻微的平面外鼓曲[图10(a)]，接着继续增大位移，防护网外框和斜撑出现弯曲变形，期间伴随着由于连接件扣件松动造成的防护网前后滑移；最后，随着位移的继续增大，防护网有部分网面铆钉脱落，斜撑与外框焊接的不牢靠处也随之发生断裂分离[图10(d)]，防护网下边缘从一侧卡槽中滑移脱出，紧接着又从下边缘的另一侧卡槽中滑移脱出[图10(c)]。

当采用二级分载装置加载时，与一级分载装置不同的是：二级分载装置是在防护网斜撑交叉分割的网面中点处进行加载，随着加载位移的不断增大，防护网网面首先出现轻微的平面外鼓曲，然后带动斜撑及外框发生弯曲变形[图10(b)]，最后从连接件卡槽中滑移脱出。

综合一级分载和二级分载情况下的试验现象，将最终的试件破坏定义为：在试验过程中，防护网出现从两个或两个以上的连接件卡槽中脱出的现象，即视为试件破坏，此时终止加载。

图10 试验现象Fig.10 Experiment phenomena

3.2 防护网各测点动态应变分析

3.2.1 一级分载情况下防护网各测点的应变变化

当采用一级分载装置施加位移荷载时，在试验全程中防护网的外框、斜撑、连接件、架体和连接件卡槽上各测点的应变变化，见图11至图14。

图11 试验过程中防护网外框各测点应变变化曲线Fig.11 Change curves of the strain at the measuring points of the outer frame of the protective net

图12 试验过程中防护网斜撑各测点的应变变化曲线Fig.12 Change curves of the strain at the measuring points of the diagonal brace of the protective net

图13 试验过程中防护网连接件和架体钢管上各测点的应变变化曲线Fig.13 Change curves of the strain at the measuring points of the connections and frame steel pipes

图14 试验过程中防护网连接件卡槽上各测点的应变变化曲线Fig.14 Change curves of the strain at the measuring points of the slot of connections

由图11至图14可以看出:

(1) 试验过程中，防护网的外框、斜撑、连接件、架体和连接件卡槽上各个测点的整体应变变化规律与试验加载制度基本相符，都是由最初的微小应变开始逐渐增加，每增加一个5 mm的位移开始持荷，即出现平台阶段；每增加一个10 mm的位移开始循环加载，即出现往复的应变阶段，直至增大到峰值时刻，应变又开始逐渐减小。

(2) 测点1的应变在整个试验过程中都很小，始终处于屈服应变以内，没有发生塑性变形，因为测点1处于防护网外框的角点处，受力较小；而测点2、3、4的应变在试验过程的最后阶段均已超出屈服应变，说明这三个测点在最后阶段均已发生了塑性变形，因为这三个测点均处于防护网外框的跨中位置，受力最大(见图11)。

(3) 防护网斜撑上各测点的应变变化比较稳定，其始终随着时间的变化在0上下浮动，因为斜撑是直接受力构件，受到的干扰较小(见图12)。

(4) 防护网连接件和架体钢管上各个测点的应变始终在±200 με的弹性范围内变化，应变较小，这说明防护网受到的力对脚手架架体的影响较小(见图13)。

(5) 防护网连接件卡槽上测点A、C、D的应变在试验过程中直至试件破坏都很小，这是因为试件最后的破坏是防护网外框和斜撑发生弯曲变形从而使防护网的下边缘从连接件的卡槽中滑移脱出，所以防护网连接件卡槽上各测点的应变都很小；但测点B的应变在试验过程中的变化却很大，在试验的最后阶段甚至达到了屈服应变，这是因为在试件开始破坏时，防护网首先从下边缘的一侧卡槽中滑移脱出，接着才从下边缘的另一侧卡槽中滑移脱出，在这个过程中，一侧的卡槽脱出引起了防护网单元受力不均匀，因此导致某一侧还未脱出的卡槽受力过大(见图14)。

试验过程中一级分载情况下防护网各测点的峰值应变，见表3。

由表3可知，采用静态应变仪和动态应变测试系统分别采集到的防护网各测点峰值应变和到达峰值应变所对应的时刻基本一致，但各个测点并未在相同的时刻同时到达峰值应变。这主要有两方面的原因：一是通过扣件将防护网的连接件与脚手架架体连接时，扣件未能拧紧，当防护网受力较大时，扣件发生松动引起防护网的前后滑移，从而导致防护网连接件上测点或与之相联系测点的应变提前到达峰值；二是试件临近破坏时，防护网先从其中一个卡槽中滑移脱出，此时防护网并未完全破坏，依然可以继续承载，但已脱出的这个卡槽上测点或与之相联系测点的应变均已提前到达峰值。

表3 一级分载情况下防护网各测点的峰值应变

3.2.2 二级分载情况下防护网各测点的应变变化

当采用二级分载装置施加位移荷载时，在试验过程中防护网的外框、斜撑、连接件、架体和连接件卡槽上各测点的应变曲线与一级分载情况下的响应规律相同，不再逐一列举，现截取临近破坏的最后阶段，防护网各测点的峰值应变进行分析，见表4。

表4 二级分载情况下防护网各测点的峰值应变

由表4可知，采用静态应变仪和动态应变测试系统分别采集到的防护网各测点峰值应变与到达峰值应变所对应的时间基本一致，但仍然有防护网部分测点到达峰值应变所对应的时间并不完全一致的情况。分析其原因认为：此次加载的位置处于防护网斜撑交叉分割的网面处，网面是用多个铆钉固定在防护网的外框和斜撑上，当网面承受较大的拉力时，引起少量铆钉率先脱落，造成部分网面与防护网外框脱离，但此时防护网并未从任何一个卡槽中滑移脱出，即未达到破坏状态，所以导致个别与之相联系的测点提前出现应变峰值；除此之外，防护网连接件扣件松动引起的防护网前后滑移和破坏发生时防护网从逐个卡槽滑移脱出的先后时间差，也是部分测点提前到达峰值应变的重要原因。

3.3 防护网各测点动态位移分析

试验过程中一级分载和二级分载情况下防护网各测点的峰值位移变化情况，见图15。

图15 一级分载和二级分载情况下防护网各测点的峰值位移变化Fig.15 Peak displacement at measuring points of level 1 and level 2 load sharing

从图15可见，一级分载和二级分载两种情况下防护网测点Ⅲ的峰值位移均大于测点Ⅰ和测点Ⅱ。分析原因认为：由于试件和分载装置重力的影响，试件最终的破坏都是从防护网下边缘的两个卡槽中滑移脱出，造成试验最后阶段试件由上往下倾斜，因此防护网测点Ⅲ的峰值位移大于测点Ⅰ和测点Ⅱ。

以一级分载情况为例，防护网冲孔网面上各测点的位移时程曲线见图16，二级分载情况下各测点的位移变化规律与此相同，不再列出。

图16 一级分载情况下防护网冲孔网面上各测点的位移时程曲线Fig.16 Displacement time-history curves of each measuring point of level 1 load sharing on the punch mesh of protective net

测点Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ到激光测距仪的初始距离分别为0.679 6 m、0.637 6 m、0.686 0 m，由图16可见，随着时间的增加，防护网各测点的位移在初始值上下波动，且变化幅度越来越大，直至破坏。

3.4 防护网的滞回曲线分析

由MTS电液伺服作动器中的力传感器采集到的荷载

，试验两级分载装置的刚度远大于试件刚度，则一级分载时，测点位移

为防护网斜撑交叉处的水平位移；二级分载时，测点位移

为防护网斜撑分割的4个三角形网面中点处的水平位移。两种分载情况下防护网的荷载-位移(

)曲线即滞回曲线见图17，其中二级分载为试件临近破坏的最后阶段防护网的荷载-位移(

)曲线。

图17 一级分载和二级分载情况下防护网的荷载- 位移(P-Δ)曲线即滞回曲线Fig.17 Load-displacement (P-Δ) curves under level 1 and level 2 load sharing

由图17可见：①防护网的滞回曲线形状不饱满，受到了较大的滑移影响，具有滑移性质；②随作用点位移幅值的增加，防护网滞回曲线的滞回环面积逐渐增大，卸载后出现残余变形；③在试验最后阶段防护网滞回曲线出现了明显的荷载下降段，说明此时试件已存在部分破坏，但依然可以继续承载，直至完全破坏；④二级分载比一级分载能够承受更大的位移荷载。

试验过程中一级分载和二级分载情况下防护网测点出现的最大荷载和位移，见表5。

表5 两级分载情况下防护网测点出现的最大荷载和位移

由表5可知，二级分载比一级分载能够承受更大的位移荷载，原因是二级分载的受力点有4个，而一级分载的受力点只有1个，相比之下，二级分载的受力更加均匀。

4 防护体系适用范围

4.1 风荷载标准值计算

取B类场地为计算对象，基本风压

分别取0.3 kN/m、0.4 kN/m、0.5 kN/m、0.6 kN/m共4组，风压高度

分别取20m、50m、100m，根据《建筑结构荷载规范》(GB 50009—2012)风压高度变化系数、阵风系数和风荷载体型系数均取值为1.0。

按围护结构，根据下式计算风荷载标准值：

式中：

为风荷载标准值(kN/m)；

为风压高度

处的阵风系数；

为风荷载局部体型系数；

为风压高度变化系数；

为基本风压(kN/m)。为了等效风荷载，将计算出的风荷载标准值按一块标准外挂防护网的面积等效为集中力

(kN)，则将

定义为

·(

)式中：

为防护网外轮廓面积(m);

为防护网开孔面积(m)。

风荷载具体计算结果，见表6。

表6 不同风压高度下风荷载标准值计算结果

4.2 防护网适用范围确定

当实际风荷载作用于防护网时，其所受到的风力应该更趋均匀，由于二级分载比一级分载作用的点位更多，受力的面积更大，故取表5中二级分载情况下防护网测点出现的最大荷载

与表6中计算出的不同风压高度下的风荷载标准值进行对比，得到钢管脚手架新型外挂防护网的适用范围，见表7。

表7 钢管脚手架新型外挂防护网的适用范围

5 结论

(1) 对整个钢管脚手架架体而言，在等效风荷载的作用下，由外挂防护网传递给脚手架架体的力较小，引起脚手架架体的变形也在规定的范围内，主要应变都出现在新型外挂防护网的外框及斜撑上。

(2) 外挂防护网的最薄弱位置在防护网连接件的卡槽处，由于卡槽高度较低和卡片厚度较薄，当受到较大的风荷载时，防护网易从卡槽中滑移脱出，造成其破坏。因此，改进时可以增加防护网连接件卡槽的高度和厚度，以确保防护网结构的安全。

(3) 由于防护网连接件的扣件发生松动而引起的防护网单元受力不均匀，是防护网还未达到极限荷载就提前破坏的重要原因。因此，施工时要按照规定对防护网连接件各扣件的拧紧情况进行严格排查。

(4) 通过分析防护网的荷载-位移(

)曲线即滞回曲线和破坏时的最大荷载和位移可知，该防护网的最大破坏荷载未能达到本文理论计算得到的所有风压高度下的风荷载标准值，只能满足部分风压高度下的风荷载标准值。