胡 晨，石開榮，2，姜正榮，2

（1.華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院，廣州 510640；2.華南理工大學(xué)亞熱帶建筑科學(xué)國家重點(diǎn)試驗(yàn)室，廣州 510640）

0 引言

腳手架作為建筑工程中重要的臨時(shí)支撐體系，被廣泛應(yīng)用于房建、橋梁、隧道等工程施工中。隨著當(dāng)前建筑工業(yè)化的發(fā)展，將涌現(xiàn)越來越多的新型腳手架體系，而其安全性問題尤為重要[1-2]。

腳手架的安全性與其節(jié)點(diǎn)受力性能密切相關(guān)。朱啟新等[3]開展了扣件式鋼管腳手架節(jié)點(diǎn)半剛性性能的試驗(yàn)研究，提出了節(jié)點(diǎn)的半剛性計(jì)算模型。JIA 等[4]研究了扣件式鋼管腳手架中直角扣件的力學(xué)性能及其主要破壞形式。石開榮、許潔檳等[5-6]對套扣式鋼管腳手架節(jié)點(diǎn)受拉、壓、扭性能進(jìn)行試驗(yàn)及有限元分析，建立了相關(guān)節(jié)點(diǎn)模型。莊金平、蔡雪峰等[7-8]對直角扣件鋼管節(jié)點(diǎn)的抗滑與抗扭性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并給出回歸計(jì)算公式。

圖1 新型格柵組合模架體系Fig.1 New grille composite formwork system

對于該新型格柵組合模架，其可調(diào)支撐頂端接頭是連接格柵的關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)，對架體的整體受力影響較大。本文擬對其受力性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，從而為實(shí)際工程應(yīng)用提供理論依據(jù)。

1 新型格柵組合模架及可調(diào)支撐頂端接頭節(jié)點(diǎn)

新型格柵組合模架[1-2]（圖1）由鋁合金格柵、可調(diào)支撐（圖2）及塑料模板（面板）等組成?？烧{(diào)支撐頂端接頭（圖3）水平插入其鋼管頂部的頂座鋼板，格柵與接頭卡接以形成受力整體。

該新型格柵組合模架相比傳統(tǒng)的木模與鋼管，具有拆裝方便、綠色環(huán)保的優(yōu)勢，但因理論研究不足，其推廣受到一定的限制。

圖2 可調(diào)支撐及格柵Fig.2 Adjustable support and grille

圖3 可調(diào)支撐頂端接頭Fig.3 Adjustable support top joint

2 可調(diào)支撐頂端接頭受壓性能試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1.1 試驗(yàn)儀器

本次試驗(yàn)的研究對象為可調(diào)支撐頂端接頭（如圖3 所示），試驗(yàn)儀器包括靜態(tài)液壓試驗(yàn)機(jī)、位移計(jì)、靜態(tài)應(yīng)變測試分析系統(tǒng)等。

2.1.2 試驗(yàn)方案

可調(diào)支撐頂端接頭受壓試驗(yàn)方案如圖4 所示，由靜態(tài)液壓試驗(yàn)機(jī)施加豎向壓力作用于可調(diào)支撐頂端接頭，其豎向位移由位移計(jì)自動(dòng)讀取。

根據(jù)新型格柵組合模架在實(shí)際應(yīng)用中的受力狀態(tài)，可調(diào)支撐頂端接頭擱置的格柵數(shù)量可為1～4塊，因此選取了3 種最不利的典型工況進(jìn)行試驗(yàn)，分別為單點(diǎn)受壓、兩點(diǎn)受壓（同側(cè)）和四點(diǎn)受壓，每種工況分別制作3個(gè)尺寸相同的試件。

圖4 頂端接頭受壓性能試驗(yàn)Fig.4 Experiments of top joint compression

試驗(yàn)時(shí)將試件對中固定，通過試驗(yàn)機(jī)及配套墊塊對試件施加荷載。預(yù)加載后正式加載，以4 kN 為一級，直至試件破壞。試驗(yàn)過程中觀察到節(jié)點(diǎn)發(fā)生明顯變形時(shí)應(yīng)減緩加載速度，當(dāng)節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)嚴(yán)重變形或發(fā)生破壞喪失承載能力時(shí)，停止加載。

2.1.3 試驗(yàn)測點(diǎn)布置

頂端接頭的位移采用位移計(jì)來測量，三種工況下的位移測點(diǎn)布置如圖5所示，分別布置于可調(diào)支撐頂座的四角。

圖5 位移測點(diǎn)布置圖Fig.5 Layout of displacement measuring points

2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.2.1 單點(diǎn)受壓

單點(diǎn)受壓總荷載-位移曲線如圖6 所示。試驗(yàn)中受壓荷載從0 增大至24 kN 時(shí)，荷載-位移曲線基本呈線性關(guān)系變化。隨著荷載進(jìn)一步增大，位移增長速度加快，頂端接頭一角向下彎曲并增大，節(jié)點(diǎn)逐漸失去傳遞荷載的能力，可以認(rèn)為此時(shí)節(jié)點(diǎn)已進(jìn)入非線性階段。當(dāng)達(dá)到32 kN 時(shí)，頂端接頭變形嚴(yán)重（如圖7），卸載后無法復(fù)原，節(jié)點(diǎn)此時(shí)已達(dá)到承載能力極限狀態(tài)，故可將32 kN 視為節(jié)點(diǎn)單點(diǎn)受壓的極限荷載。其破壞模式為頂端接頭一角的彎曲變形過大且不可恢復(fù)。

圖6 單點(diǎn)受壓總荷載-位移曲線圖Fig.6 Load-displacement curves of single-point compression

圖7 單點(diǎn)受壓性能試驗(yàn)Fig.7 Experiments of single-point compression

2.2.2 兩點(diǎn)受壓

兩點(diǎn)受壓總荷載-位移曲線如圖8 所示。試驗(yàn)中受壓總荷載從0增大至28 kN（對應(yīng)單點(diǎn)平均荷載為14 kN）時(shí)，荷載-位移曲線也基本呈線性關(guān)系變化。隨著荷載進(jìn)一步增大，位移增長速度加快，頂端接頭一側(cè)向下彎曲并增大，節(jié)點(diǎn)逐漸失去傳遞荷載的能力，可以認(rèn)為此時(shí)節(jié)點(diǎn)已經(jīng)進(jìn)入非線性階段。當(dāng)兩點(diǎn)總荷載達(dá)到48 kN（對應(yīng)單點(diǎn)平均荷載為24 kN）時(shí)，頂端接頭變形嚴(yán)重（如圖8），卸載后無法復(fù)原，節(jié)點(diǎn)此時(shí)已達(dá)到承載能力極限狀態(tài)，故可將48 kN（對應(yīng)單點(diǎn)平均荷載為24 kN）視為節(jié)點(diǎn)兩點(diǎn)受壓的極限荷載。其破壞模式為頂端接頭一側(cè)的彎曲變形過大且不可恢復(fù)。

圖8 兩點(diǎn)受壓總荷載-位移曲線圖Fig.8 Total load-displacement curves of double-point compression

圖9 兩點(diǎn)受壓性能試驗(yàn)Fig.9 Experiments of double-point compression

2.2.3 四點(diǎn)受壓

四點(diǎn)受壓總荷載-位移曲線如圖10所示。試驗(yàn)中受壓總荷載從0增大至40 kN（對應(yīng)單點(diǎn)平均荷載為10 kN）時(shí)，荷載-位移曲線基本呈線性關(guān)系變化。類似地，隨著荷載進(jìn)一步增大，位移增長速度加快，頂端接頭四角向下彎曲并增大，節(jié)點(diǎn)逐漸失去傳遞荷載的能力，可以認(rèn)為此時(shí)節(jié)點(diǎn)已進(jìn)入非線性階段。當(dāng)四點(diǎn)總荷載達(dá)到77 kN（，對應(yīng)單點(diǎn)平均荷載為19 kN）時(shí)，頂端接頭變形嚴(yán)重（如圖11），卸載后無法復(fù)原，節(jié)點(diǎn)此時(shí)已經(jīng)達(dá)到承載能力極限狀態(tài)，故可將77 kN（對應(yīng)單點(diǎn)平均荷載為19 kN）視為節(jié)點(diǎn)四點(diǎn)受壓的極限荷載。其破壞模式為頂端接頭四角的彎曲變形均過大且不可恢復(fù)。

圖10 四點(diǎn)受壓總荷載-位移曲線圖Fig.10 Total load-displacement curves of four-point compression

圖11 四點(diǎn)受壓性能試驗(yàn)Fig.11 Experiments of four-point compression

3 可調(diào)支撐頂端接頭受壓有限元分析

3.1 有限元模型

采用有限元軟件ABAQUS 進(jìn)行數(shù)值模擬分析，建立可調(diào)支撐頂端接頭受壓有限元模型，如圖12所示。鋼材為Q235B，采用雙折線本構(gòu)模型，相關(guān)材料參數(shù)按材性試驗(yàn)取值，即：屈服強(qiáng)度359 MPa，抗拉強(qiáng)度419 MPa，彈性模量201 297 MPa。接觸方面，在可調(diào)支撐頂座和接頭之間建立摩擦系數(shù)為0.15 的面面接觸；邊界條件方面，限制可調(diào)支撐立桿下端表面各自由度以建立固定約束，同時(shí)將支撐頂座上表面的圓孔耦合在圓心處，以施加垂直向下的集中荷載。以此分析可調(diào)支撐頂端接頭在豎向荷載作用下的受壓性能。

圖12 可調(diào)支撐頂端接頭有限元模型Fig.12 Finite element model of adjustable support top joint

3.2 有限元結(jié)果與試驗(yàn)對比

對于單點(diǎn)受壓、兩點(diǎn)受壓和四點(diǎn)受壓作用下，節(jié)點(diǎn)所承受的單點(diǎn)平均荷載更能反映其受壓性能與承載特征，因此圖13 給出關(guān)鍵測點(diǎn)在試驗(yàn)與有限元模擬下的單點(diǎn)平均荷載-位移曲線的對比圖。其中試驗(yàn)部分取3 次試驗(yàn)的平均值，單點(diǎn)受壓工況荷載為測點(diǎn)荷載，兩點(diǎn)受壓工況荷載為兩個(gè)測點(diǎn)荷載平均值，四點(diǎn)受壓工況荷載為四個(gè)測點(diǎn)荷載平均值。圖14 給出了三種試驗(yàn)工況下節(jié)點(diǎn)在線性極限和非線性極限狀態(tài)時(shí)的應(yīng)力云圖。

圖13 單點(diǎn)平均荷載-位移曲線對比圖Fig.13 Comparison of the average experimental loaddisplacement curves of one point

圖14 可調(diào)支撐頂端接頭等效應(yīng)力云圖Fig.14 Equivalent stress clouds of adjustable support top joint

從圖13、14可得出以下結(jié)論：

（1）試驗(yàn)數(shù)據(jù)與有限元模擬結(jié)果的規(guī)律基本一致，均有明顯的線性階段和非線性階段；

（2）從有限元分析結(jié)果可以看出，節(jié)點(diǎn)受壓進(jìn)入非線性階段時(shí)，單點(diǎn)平均荷載分別為17.5 kN（單點(diǎn)受壓）、13.3 N（兩點(diǎn)受壓）、10.1 kN（四點(diǎn)受壓）；節(jié)點(diǎn)受壓達(dá)到極限承載能力狀態(tài)時(shí)，單點(diǎn)平均荷載分別為29.5 kN（單點(diǎn)受壓）、21.1 N（兩點(diǎn)受壓）、20.0 kN（四點(diǎn)受壓），與試驗(yàn)數(shù)據(jù)相符；

（3）應(yīng)力云圖形象反映了節(jié)點(diǎn)的受力狀態(tài)，線性極限狀態(tài)時(shí)，僅在荷載作用點(diǎn)位置附近出現(xiàn)材料屈服，而非線性極限狀態(tài)時(shí)，節(jié)點(diǎn)大部分區(qū)域的材料均已屈服而破壞；

（4）隨著加載點(diǎn)位的增加（單點(diǎn)→兩點(diǎn)→四點(diǎn)），該節(jié)點(diǎn)受壓進(jìn)入非線性段的平均荷載逐漸減小，其相應(yīng)的最終極限荷載亦逐漸減小，這是因?yàn)榧虞d點(diǎn)之間存在著相互關(guān)聯(lián)作用，產(chǎn)生不利的削弱影響，從而降低了單點(diǎn)的平均受壓承載能力。

4 結(jié)論

（1）可調(diào)支撐頂端接頭節(jié)點(diǎn)在受壓荷載作用下的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與有限元模擬結(jié)果基本一致，隨著荷載的增加，頂端接頭豎向位移先線性增加后趨于平緩進(jìn)入非線性階段。

（2）可調(diào)支撐頂端接頭進(jìn)入非線性段的單點(diǎn)平均試驗(yàn)荷載逐漸減小，分別為24 kN（單點(diǎn)受壓）、14 N（兩點(diǎn)受壓）、10 kN（四點(diǎn)受壓）。

（3）該節(jié)點(diǎn)受壓破壞時(shí)的單點(diǎn)平均試驗(yàn)荷載亦逐漸減小，分別為32 kN（單點(diǎn)受壓）、24 kN（兩點(diǎn)受壓）、19 kN（四點(diǎn)受壓）。