附著全鋼升降腳手架不同步升降性能研究

楊 偉

(中鐵十八局集團(tuán)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(diǎn)，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(gè)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(dòng)葫蘆進(jìn)行升降，由于電機(jī)轉(zhuǎn)速差異、提升點(diǎn)重量不同、電路故障等原因，各機(jī)位會(huì)形成升降高差，導(dǎo)致某些提升點(diǎn)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(jì)計(jì)算規(guī)定和具體設(shè)計(jì)計(jì)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(jì)方法的基本表達(dá)式[7]。楊光祥等基于測量電動(dòng)葫蘆電機(jī)轉(zhuǎn)數(shù)的同步控制方法，利用微動(dòng)開關(guān)對電機(jī)的轉(zhuǎn)速測量，間接計(jì)算腳手架升降的高度差，從而實(shí)現(xiàn)各個(gè)機(jī)位的同步運(yùn)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(jì)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(jì)方法尚無涉及。

本文通過對附著式升降腳手架的足尺試驗(yàn)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(jì)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(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛥?shù)

試驗(yàn)?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(dòng)葫蘆中心提升機(jī)，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(yàn)?zāi)Ｐ蛯?shí)物Fig.1 The attached lifting scaffold for experiments

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

1.2 測點(diǎn)布置

在架體內(nèi)側(cè)從左至右依次設(shè)置A、B、C、D四個(gè)機(jī)位，AB、BC、CD機(jī)位之間跨度分別為6 m、6 m、4 m，如圖3所示。設(shè)置8個(gè)應(yīng)變測點(diǎn)，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(diǎn)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(yàn)數(shù)據(jù)分析

試驗(yàn)之前，將各機(jī)位進(jìn)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(jī)位A不同步，其超升了5 mm。隨著架體逐漸被提升，8個(gè)測點(diǎn)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(jī)位A附近構(gòu)件的應(yīng)力最大增加3.5 MPa，機(jī)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(jī)位A附近構(gòu)件； b—機(jī)位B附近構(gòu)件。圖5 上升階段應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.5 Stress time-history curves in the lifting phase

對各機(jī)位進(jìn)行調(diào)平。當(dāng)下降此架體1 000 mm后，發(fā)現(xiàn)機(jī)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(gè)測點(diǎn)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(jī)位A附近構(gòu)件的應(yīng)力最大增加到4.5 MPa，機(jī)位B附近構(gòu)件的應(yīng)力最大增加到5.0 MPa。

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

在此試驗(yàn)中，認(rèn)為提升機(jī)是勻速運(yùn)動(dòng)的。根據(jù)位移變化量(最高機(jī)位與最低機(jī)位之間的高度差)和運(yùn)動(dòng)時(shí)間的線性關(guān)系，結(jié)合試驗(yàn)過程中相應(yīng)的應(yīng)力-運(yùn)動(dòng)時(shí)間曲線，繪制應(yīng)力-位移變化量曲線，如圖7所示，以便于驗(yàn)證數(shù)值模型。

a—機(jī)位A超升； b—機(jī)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(yàn)測得彈性模量E=209 GPa，屈服強(qiáng)度fy=270.1 MPa，抗拉強(qiáng)度fu=431.5 MPa，泊松比μ=0.28。腳手架處于升降階段時(shí)，支頂器對架體無約束，架體通過提升動(dòng)力設(shè)備進(jìn)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(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)，保證各機(jī)位運(yùn)動(dòng)過程中架體不會(huì)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(yàn)證

在單機(jī)位A超升5 mm的模擬試驗(yàn)中，將其他機(jī)位進(jìn)行固定，給予機(jī)位A向上的荷載，直至位移達(dá)到5 mm。同理，設(shè)計(jì)雙機(jī)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(yàn)在各測點(diǎn)位置處的應(yīng)力變化值。如表2所示，各測點(diǎn)處的應(yīng)力變化量模擬值和試驗(yàn)值的誤差在20%以內(nèi)，試驗(yàn)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(shí)際升降不同步響應(yīng)的結(jié)果。

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

3 參數(shù)化分析

在實(shí)際施工時(shí)，附著升降腳手架的機(jī)位可能會(huì)出現(xiàn)超前或滯后的運(yùn)動(dòng)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(diǎn)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(jī)位間位移差值引起機(jī)位荷載的變化，需充分考慮整個(gè)架體受到各工況的影響。模擬中可將各機(jī)位運(yùn)動(dòng)工況分為：單機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)、雙機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)和三機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)，共計(jì)32個(gè)工況。

3.1 單機(jī)位不同步升降工況

表3列出了單機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)工況的基本方式，共4種工況。在工況1模擬試驗(yàn)中，固定B、C、D機(jī)位，給予機(jī)位A向上的位移，直至位移變化量達(dá)到80 mm。同理，設(shè)計(jì)工況2～4的模擬試驗(yàn)。

表3 單機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)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(jī)位A承擔(dān)的荷載增加，機(jī)位C、D承擔(dān)的荷載值略有提高；當(dāng)機(jī)位位移變化量達(dá)到36 mm時(shí)，機(jī)位B失載，此時(shí)機(jī)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(jī)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(jī)位C、D承擔(dān)的荷載值略有下降。故端部機(jī)位超升或滯后會(huì)造成相鄰機(jī)位失載或超載而后停機(jī)。

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

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

以上說明，當(dāng)單個(gè)機(jī)位出現(xiàn)不同步運(yùn)動(dòng)的情況時(shí)，跨中機(jī)位受到的影響總是大于端部機(jī)位。同時(shí)，跨中機(jī)位往往要承擔(dān)相鄰機(jī)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(jī)位停機(jī)。

3.2 雙機(jī)位不同步升降工況

表4列出了雙機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)工況的基本方式，共計(jì)16個(gè)工況，其中包含相鄰機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)、相隔機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)、端部機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)以及跨中機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)。

表4 雙機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)工況Table 4 The asynchronous motion of the double-lifting mechanisms

在工況5的模擬試驗(yàn)中，固定C、D機(jī)位，同時(shí)給予機(jī)位A、B向上的位移。在工況6的模擬試驗(yàn)中，固定C、D機(jī)位，給予機(jī)位A向上的位移，給予機(jī)位B向下的位移。使兩者的實(shí)時(shí)位移變化是相同的，直至兩者的位移變化量都達(dá)到40 mm。同理，設(shè)計(jì)工況7～20的模擬試驗(yàn)。

由圖10可知：在工況5中，當(dāng)機(jī)位位移變化量達(dá)到44.66 mm時(shí)，機(jī)位C失載；在工況6中，當(dāng)機(jī)位位移變化量達(dá)到23.03 mm時(shí)，機(jī)位B失載；在工況7中，機(jī)位B相對于A超升30.80 mm時(shí)，機(jī)位B達(dá)到75 kN額定荷載；在工況8中，當(dāng)機(jī)位位移差值達(dá)到73.83 mm時(shí)，機(jī)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(jī)位； —B機(jī)位； —C機(jī)位； —D機(jī)位。圖10 端部相鄰機(jī)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(jī)位發(fā)生不同步運(yùn)動(dòng)情況時(shí)，各機(jī)位荷載的增加和減少的幅度沒有單機(jī)位不同步升降工況顯著，但出現(xiàn)超載和失載時(shí)的位移差值比單機(jī)位升降時(shí)更大。故單機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)工況相較于相鄰雙機(jī)位不同步工況更為不利，容易引發(fā)事故危險(xiǎn)。

由圖11可知：在工況9中，當(dāng)機(jī)位位移差值達(dá)到21.23 mm，機(jī)位B達(dá)到額定荷載，同時(shí)，若繼續(xù)增大位移差值，四機(jī)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(jī)位位移差值達(dá)到24.36 mm以上時(shí)，機(jī)位C失載，當(dāng)跨中機(jī)位C承擔(dān)荷載減小時(shí)，端部機(jī)位D承擔(dān)的荷載要比相鄰跨中機(jī)位B承擔(dān)的荷載更多；在工況12中，機(jī)位位移差達(dá)到20.01 mm時(shí)，機(jī)位C失載。結(jié)合工況9可知，相隔機(jī)位同時(shí)發(fā)生同向運(yùn)動(dòng)時(shí)，跨中機(jī)位往往比端部機(jī)位響應(yīng)更加劇烈。

a—工況9； b—工況10； c—工況11； d—工況12。—A機(jī)位； —B機(jī)位； —C機(jī)位； —D機(jī)位。圖11 相隔機(jī)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(jī)位位移變化量達(dá)到23.09 mm時(shí)，提升點(diǎn)C荷載減少至0 kN，機(jī)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(jī)位對不同步運(yùn)動(dòng)反應(yīng)程度更明顯；在工況14中，當(dāng)機(jī)位位移變化量達(dá)到48.46 mm時(shí)，機(jī)位C達(dá)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(jī)位B、C承擔(dān)機(jī)位A、D的荷載而迅速上升，其中，機(jī)位C承擔(dān)荷載量明顯大于機(jī)位B，機(jī)位D減小幅度明顯大于機(jī)位A，當(dāng)不同步差值達(dá)到18.90 mm時(shí)，D機(jī)位失載。

a—工況13； b—工況14； c—工況15； d—工況16。—A機(jī)位； —B機(jī)位； —C機(jī)位； —D機(jī)位。圖12 雙端部機(jī)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(jī)位位移差值達(dá)到18.90 mm時(shí)，提升點(diǎn)C失載；在工況18中，當(dāng)機(jī)位位移變化量達(dá)到19.85 mm時(shí)，機(jī)位C失載；在工況19中，機(jī)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(jī)位荷載的影響較大；在工況20中，當(dāng)機(jī)位位移變化量在46.16 mm時(shí)，機(jī)位C出現(xiàn)失載，圖中斜率可明顯觀察出初始機(jī)位荷載對不同步運(yùn)動(dòng)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(jī)位； —B機(jī)位； —C機(jī)位； —D機(jī)位。圖13 跨中雙機(jī)位不同步工況Fig.13 The asynchronous motion of the double-lifting mechanisms at the center

通過對雙機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)的16個(gè)工況進(jìn)行分析，可以明顯發(fā)現(xiàn)：單機(jī)位運(yùn)動(dòng)時(shí)荷載增減關(guān)系單一，雙機(jī)位運(yùn)動(dòng)時(shí)需要考慮初始機(jī)位荷載對不同步響應(yīng)的影響：初始機(jī)位荷載越小，對應(yīng)的機(jī)位對架體不同步運(yùn)動(dòng)響應(yīng)越明顯，機(jī)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(shí)，由于雙機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)在實(shí)際升降過程中最多且工況更加復(fù)雜，故也會(huì)出現(xiàn)端部機(jī)位失載導(dǎo)致架體故障的情況。

3.3 三機(jī)位不同步升降工況

三機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)在實(shí)際升降過程中也較為普遍，但是已有文獻(xiàn)中沒有對此類工況進(jìn)行研究分析。本文結(jié)合試驗(yàn)統(tǒng)計(jì)，將三機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)情況分為如下兩類，即A、B、C機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)和A、B、D機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)，共計(jì)12個(gè)工況，如表5所示。

表5 三機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)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(jī)位位移差值達(dá)到15.88 mm時(shí)，機(jī)位B失載。在相同位移變化量下，初始機(jī)位荷載相對較多的機(jī)位B的荷載變化量大于機(jī)位C；在工況22中，當(dāng)機(jī)位位移差值達(dá)到42.56 mm時(shí)，機(jī)位B失載。端部固定機(jī)位荷載變化量大于端部超升機(jī)位，說明機(jī)位跨度對不同步響應(yīng)存在影響，即機(jī)位跨度越小，則受不同步運(yùn)動(dòng)響應(yīng)影響越明顯；在工況23中，當(dāng)機(jī)位位移差值達(dá)到19.76 mm時(shí)，機(jī)位C失載。其中，機(jī)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(jī)位荷載變化的決定性因素，而初始機(jī)位荷載和機(jī)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(jī)位B、C因超升承擔(dān)端部機(jī)位減少的荷載，端部機(jī)位最終失載；在工況25中，當(dāng)機(jī)位位移變化量為14.43 mm時(shí)，機(jī)位C失載，機(jī)位B接近達(dá)到75 kN的額定限值；在工況26中，機(jī)位C超載時(shí)所對應(yīng)的位移變化量為21.45 mm。同時(shí)，作為下降機(jī)位的A、B響應(yīng)情況存在明顯差別，機(jī)位B分擔(dān)機(jī)位C傳遞的荷載量小于因自身滯后傳出的荷載量，提升點(diǎn)B荷載減少，機(jī)位A滯后傳出的荷載量小于提升點(diǎn)C傳遞的荷載量，故A機(jī)位荷載增加。由此可見，三機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)時(shí)，相同跨度下跨中機(jī)位對端部機(jī)位的影響要大于端部機(jī)位對跨中機(jī)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(jī)位； —B機(jī)位； —C機(jī)位； —D機(jī)位。圖14 機(jī)位A、B、C不同步工況Fig.14 The asynchronous motion of the lifting mechanisms A, B and C

機(jī)位A、B、D不同步工況時(shí)應(yīng)對機(jī)位C進(jìn)行固定。由圖15a可知：在工況27中，機(jī)位A承擔(dān)自身荷載及機(jī)位B滯后而傳遞來的荷載，故增幅最大；機(jī)位C在接受機(jī)位B滯后而傳遞來的荷載時(shí)，并將荷載傳出至超前機(jī)位D，由于B、D位移變化量相同，產(chǎn)生差異是機(jī)位布置位置、初始機(jī)位荷載以及距機(jī)位C的跨度。由此可見，因機(jī)位布置位置產(chǎn)生的不同步運(yùn)動(dòng)響應(yīng)中機(jī)位A大于機(jī)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(jī)位； —B機(jī)位； —C機(jī)位； —D機(jī)位。圖15 機(jī)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(jī)位位移變化量達(dá)到12.23 mm，提升點(diǎn)B荷載減少至0 kN，提升點(diǎn)C相繼超載；工況29表現(xiàn)為跨中機(jī)位荷載迅速上升，端部機(jī)位荷載迅速下降。其中，機(jī)位B提升程度更多，故機(jī)位A相對滯后。

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

4 設(shè)計(jì)建議

JGJ 202—2010規(guī)定，當(dāng)相鄰機(jī)位位移差超過30 mm、機(jī)位超載和機(jī)位失載時(shí)，均需停機(jī)調(diào)整或檢查。為此，基于32種工況分析結(jié)果，統(tǒng)計(jì)了相鄰機(jī)位位移差超過30 mm、機(jī)位超載和機(jī)位失載任何一種工況發(fā)生時(shí)機(jī)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(jī)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(jìn)行不同步運(yùn)動(dòng)性能試驗(yàn)研究，并建立有限元模型進(jìn)行參數(shù)化分析，對單機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)工況、雙機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)工況、三機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)工況下各機(jī)位承載性能的影響進(jìn)行了研究，得到以下結(jié)論：

1)根據(jù)荷載傳遞路徑，在試驗(yàn)中測得不同步運(yùn)動(dòng)過程中各測點(diǎn)的應(yīng)力時(shí)程曲線。采用ABAQUS進(jìn)行有限元分析，得到應(yīng)力-位移曲線并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，各工況中測點(diǎn)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(shí)際升降不同步響應(yīng)結(jié)果。

2)對有限元模型進(jìn)行參數(shù)化研究，分析32個(gè)工況對于機(jī)位的承載性能的影響。研究表明：當(dāng)單機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)時(shí)，中間機(jī)位受到的影響總是大于端部機(jī)位；當(dāng)雙機(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)時(shí)，初始機(jī)位荷載越小，對應(yīng)的機(jī)位響應(yīng)越明顯，機(jī)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(jī)位不同步運(yùn)動(dòng)，證明了機(jī)位位置是影響不同步運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的主要因素，初始機(jī)位荷載和機(jī)位跨度為次要因素。

3)相鄰機(jī)位位移差超過30 mm、機(jī)位超載和機(jī)位失載任何一種工況發(fā)生時(shí)機(jī)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(jī)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(yàn)，在此表示衷心的感謝。