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1、海上現澆承臺施工技術總結1.工程概況在天津大神堂淺海活牡蠣礁獨特生態系統保護與修復項目（核心區警示燈塔及監控系統）施工中，樁基上部墩臺部分，作為海上大體積混凝土施工工藝，混凝土內外溫度控制較難，容易造成開裂等質量問題。且勞動力需求量較大，涉及到專業較多，鋼筋加工制作需在水上方駁上完成，底模板安裝和拆除難度大，整體質量控制難度較大。混凝土承臺為鋼筋混凝土結構，長10m，寬10m，厚度為1.5m，面積為100，混凝土澆筑方量為213。施工內容主要包括墩臺模板底板的支立，鋼筋的綁扎與安裝，側模的支立，混凝土澆筑。上部護輪坎結構也作為欄桿基礎，25cm高，長35.3m，共包含2.4m混凝土。整個承臺結2、構混凝土分兩次進行澆筑，第一次澆筑50cm，第二次澆筑剩余1m承臺、護輪坎及上部結構立柱。圖1.1 工程位置平面圖2. 自然條件2.1氣象條件工程位于渤海灣的西北側，渤海的氣象狀況具有季節分明、變化顯著的特征。本工程施工期間，主要受夏風及雨水影響（含熱帶風暴），臺風（含熱帶風暴）出現頻率較小。本區歷年平均風速4.5m/s。年平均降水413.3mm，年平均氣溫13.6。2.2水文條件根據觀測資料本海域的潮汐屬于不規則半日潮型，其（HO1+HK1）/HM2=0.53。本海域極端高水位5.88m，設計高水位4.30m，極端低水位-1.29m，設計低水位0.50m。本項目均以天津港理論最低潮面為基準面3、。天津港理論最低潮面與大沽零點及當地平均海平面的關系如下圖： 當地平均海面 大沽零點 2.56m 1.00m 天津港理論最低潮面圖2.1高程基面關系示意圖3、施工難度分析工程采用水上澆筑大體積混凝土施工，主要難度在于三點工藝施工過程。一是本工程承臺施工底標高較高，墩臺下方僅靠八根斜樁支撐，支立底模所用吊梁工藝設計較為復雜，即需要使鋪底結構滿足承載力要求，又不能影響鋼柱上部結構的綁扎。我部采用夾樁鋪底結構，使用吊桿吊起主、次梁，托起澆筑所需全部模板，實現了結構的模板支立工藝。圖3.1模板工藝示意圖二是本工程混凝土澆筑需要在海上進行，且墩臺結構體積較大，海上澆筑存在一定難度，首先是澆筑方式，既采用4、何種方式進行混凝土的材料運輸及澆筑，還必須需要考慮較大體積混凝土內部散熱問題，避免混凝土開裂。為解決此點，我部多次討論后決定，澆筑方式采用海上拌合船現場拌合，砂石等材料由拌合船所配方駁運輸至施工現場，混凝土采取兩次澆筑的方式，一是為上文“吊底”結構減輕壓力，二是解決了混凝土澆筑厚度太大不利于散熱的問題。圖3.2攪拌船實物圖4、設備選擇方駁吊機組本工程承臺結構考慮使用方駁吊機組進行施工，另承臺結構所用鋼筋及材料均采用此方駁吊機組進行運輸。由于承臺施工主要起吊零星材料，故選擇吊機主要考慮承臺施工所需吊高及長度，經多方選擇，選用中聯QUY80t履帶吊機，與1500t方駁“冀盈海 087”后組裝成方駁5、吊機組。履帶吊臂長46m。在方駁前部中間部位，按照履帶吊履帶位置，在甲板上焊接20mm厚鋼板（長9m、寬2.84m），履帶吊爬作為斜支撐加到鋼板上后進行加固，履帶底部滿鋪3cm厚木板用于防滑。在履帶前后立焊25#槽鋼，并焊接20#槽鋼以固定；兩條履帶兩側分別立焊25#槽鋼各4根（高度以不影響吊機旋轉作業為準），并以14#槽鋼進行連接壓焊在吊機履帶下，立焊槽鋼兩側焊20#槽鋼作為斜支撐。圖4.1 履帶吊吊重曲線 圖4.2 方駁吊機組實物圖拌合船墩臺部分混凝土澆筑共約213m，其中包括樁芯澆筑約50m，墩臺主體部分混凝土150m，護輪坎約3m。現澆墩臺厚度為1.5m，由于混凝土體積較大，且按照設計6、中基樁深入墩臺中10cm，所以墩臺混凝土必須在海上進行澆筑，為保證澆筑效果，計劃采用分步澆注工藝，澆注砼考慮采用水上拌合船現場拌合并泵送砼。水上澆筑混凝土與陸地澆筑混凝土相比，主要有以下幾點差異產生的問題。首先是材料的大規模運輸，與陸上攪拌站砂石等材料可以囤積準備相比，海上攪拌混凝土必須保證混凝土材料的供應充足。本工程根據混凝土配合比計算出所用砂、石、水泥等用量，采用攪拌船配套方駁將混凝土材料準備充足并用于運輸、存料所用，滿足了混凝土攪拌材料的供應，但增加了一定的施工成本。第二是與陸上混凝土澆筑相比，水上混凝土的澆筑效率較低，在溫度較高的施工環境下，很容易影響澆筑質量，所以對攪拌船的性能有一定7、的要求限制。本工程拌合船選用了倉容為350m，澆筑效率為50m/h的拌合船，基本滿足了施工所需。圖4.3 攪拌船實物圖5、工藝選擇及計算工藝選擇工程基礎采用鋼樁結構，墩臺混凝土懸挑在鋼樁結構上，且混凝土重量較重，底模支設時存在一定難度，夾樁鋪底工藝主要是為了滿足鋼樁上墩臺結構的大體積混凝土支設底模的要求。本工程混凝土承臺為鋼筋混凝土結構，承臺上部混凝土總重量約為420t。吊梁鋪底結構計算主要考慮兩部分，第一部分為上部混凝土結構重量傳遞至吊底結構后，主次梁接觸部位所產生的集中荷載；第二部分上部重量傳遞至吊底結構，樁頂吊底結構所受的重力是否滿足鋼材許用應力要求。第一部分計算，由于主次梁接接觸點較多8、，彎矩及鋼材變形情況較為復雜，可以使用清華大學制作的“結構力學求解器”進行計算；第二部分受力較為簡單，只需要計算八根鋼柱吊桿是否能滿足吊起一步混凝土重量即可。第二部分受力計算理論，利用起重原理，將鋼柱上八個部分受力簡化為“八點起吊上部混凝土重量”，起重原理考慮起重安全，假設六點受力，即六個點承受第一步混凝土重量，第一步混凝土重約140t，即每個點最大受力情況為140/6=23.3t。由此可以計算選用吊桿鋼材型號是否滿足工程所需。傳統的吊底方案主要有采用鋼樁上安置“板凳”（工字鋼），吊起下部鋼梁結構，支撐混凝土底模，實現澆筑結構。此種結構的優點為安裝較為簡單，對材料二次加工的要求不高，受力計算較9、為容易。缺點是此種結構“板凳”位置對樁頂鋼筋的綁扎及安裝影響較大，相同位置上的鋼筋位置必須處理，或鉆孔穿過“板凳”或繞過“板凳”，且需要重新聯系設計單位進行圖紙的變更。第二種吊底方案主要采用在鋼柱上直接吊掛且焊接固定加工好的吊桿，使吊桿作為吊起整個鋼梁的主要受力形式。此方案優點在于吊桿結構較細，且緊貼在鋼樁頂面，使承臺鋼筋綁扎及安裝不受影響，且拆除吊底結構時比較方便。缺點是吊桿結構需要提前對材料進行較為精細的加工，且現階段樁基打設工藝達不到較高的精確度，打設后需要根據樁基的實際位置，需再次對吊桿結構進行加工。本工程承臺結構較大，受成品鋼筋最大長度制約，由于鋼筋綁扎路線穿插較多,為了更加順利的完10、成工藝要求，最終采用第二種吊底方案進行施工。工藝驗算在吊梁構件采購前，應嚴格計算所選構件是否符合力學要求，本工程吊底關鍵過程在于主梁、次梁及螺絲桿的選型，及混凝土分層厚度的選擇。1、 混凝土厚度選擇計算： 承臺長寬為1010m，厚度為1.5m，共150m3。混凝土重量為1502.6=390t。混凝土強度為40Mpa，截面積為100m2，40100=4000KN，即上部壓力需小于4000KN。重力加速度去10m/s2，既1KN=0.1t。即上部壓力小于400t即可。故從抗壓強度角度計算，下部混凝土可以承受上部壓力。分層厚度主要考慮減輕下部吊底結構壓力，分層下部應盡量減輕重量。當下部分層澆筑厚度為11、50cm時，下部混凝土重量為130t，鋼材驗算過程如下。2、主梁槽鋼選用驗算：本工程所選槽鋼型號為40a型槽鋼。=M/W，M為最大彎矩，W為截面系數（查所用槽鋼材料表為879，如表1.1），為鋼材的許用應力（查表為170MPa）。其中M=ql2/8，q為均布荷載。式中q=F/L。F為上部受力，L為受力長度。表1.1槽鋼截面特性參數表中部驗算：砼重量：6.4102.50.5=80t次梁重量：槽鋼選用28a型，理論重量為47.888kg/m，槽鋼長度為4.1m，取數量20根，總長度為240m，總重量為，47.888240=11493kg=11.5t振搗重量:面積系數=10（1.6+1.9）2= 712、0KN=7t施工重量：面積系數=10（1.6+1.9）1= 35KN=3.5t模板重量：面積系數=10（1.6+1.9）2=70KN=7t，100.822=32KN=3.2t即總重量為80+11.5+7+3.5+7+3.2= 112.2t許用應力計算：q=F/L=1122/10=112.2KN/mM=ql2/8=112.26.42/8= 574.5KNm= M/W=574.5*103/（8794）=163.3Mpa170Mpa，符合要求，且相差不大，考慮選用40型槽鋼進行施工。承臺兩側驗算：砼重量：混凝土體積系數=（1.6+1.8）（10+1.22）0.52.5=3.412.42.50.5=513、2.7t次梁重量：槽鋼選用28a型，理論重量為47.888kg/m，槽鋼長度為4.1m，數量30根，總長度為360m，總重量為，47.888360=17239.68kg=17.24t振搗重量：面積系數=10（1.6+1.8）2=68KN=6.8t施工重量：面積系數=10（1.6+1.8）1=34KN=3.4t模板重量：面積系數=10（1.6+1.8）2=68KN=6.8t，100.82=16KN=1.6t即總重量為52.7+17.24+6.8+3.4+6.8+1.6=88.54t懸挑位置為最大彎矩出出，故許用應力計算：q=F/L，L取10m，F=885.4KN，q=88.54KN/mM=ql214、/2=88.5422/2= 177.08KNm=M/W=177.08*103/(8794)= 50.36Nmm170Mpa，符合要求。3、次梁工字鋼選用驗算：本工程所選槽鋼型號為28a型工字鋼。=M/W，M為最大彎矩，W為截面系數（查所用工字鋼材料表為508，如表1.2），為鋼材的許用應力（查表為170Mpa）。其中M=ql2/8，q為均布荷載。式中q=F/L。F為上部受力，L為受力長度。表1.2工字鋼截面特性參數表最長跨度次梁，砼重量計算：砼重量：6.4102.50.5=80t振搗重量:面積系數=10（1.6+1.9）2/2= 35KN=3.5t施工重量：面積系數=10（1.6+1.9）1/15、2= 17.5KN=1.75t模板重量：面積系數=10（1.6+1.9）2/2=35KN=3.5t，100.822/2=16KN=1.6t總重量為80+3.5+1.75+3.5+1.6=90.35tq=F/L= 903.5/3.2=282.34KN/mM=ql2/8=282.342.22/8=170.82KNm= M/W=170.82*103/508*10=33.6Mpa170Mpa,符合要求。4、吊桿選用，可按下式驗算：=N/S2，N為所受拉力，d為圓鋼截面積，為鋼材的強度設計值（查所用鋼材材料表為200205，如表1.3）表1.3鋼材強度參數表螺桿受力驗算：砼重量計算：375t0.5/1.16、5= 125t次梁重量17.24t主梁重量8.4t總重為125+17.24+8.4=150.64單根受力考慮150.64 t/10= 15.1t即N=15.1，考慮使用Q235型直徑為40mm圓鋼，Q235許用應力為170 N/mm2。=N/S2=15.1103/1.256103= 130N/mm2170 N/mm2，符合要求。5、側模驗算：基本參數次楞(內龍骨)間距(mm):600；穿墻螺栓水平間距(mm):600；主楞(外龍骨)間距(mm):350；穿墻螺栓豎向間距(mm):350；對拉螺栓直徑(mm):M16；外墻螺栓加止水環。主楞信息龍骨材料:鋼楞；截面類型:圓鋼管481.5；鋼楞截面17、慣性矩I(cm4):10.78；鋼楞截面抵抗矩W(cm3):4.49；主楞肢數:2；次楞信息龍骨材料:木楞；寬度(mm):100.00；高度(mm):100.00；面板參數面板類型:膠合面板；面板厚度(mm):18.00；面板彈性模量(N/mm2):9500.00；面板抗彎強度設計值fc(N/mm2):13.00；面板抗剪強度設計值(N/mm2):1.50；木方和鋼楞方木抗彎強度設計值fc(N/mm2):13.00；方木彈性模量E(N/mm2):9500.00；方木抗剪強度設計值ft(N/mm2):1.50；鋼楞彈性模量E(N/mm2):206000.00；6、側模板荷載標準值計算按建筑施工模18、板安全技術規范建筑施工計算手冊，新澆混凝土作用于模板的最大側壓力，按下列公式計算，并取其中的其中 C- 混凝土的重力密度，取24.000kN/m3；t - 新澆混凝土的初凝時間，取2.5h；T - 混凝土的入模溫度，取25.000；V - 混凝土的澆筑速度，取3.8.000m/h；H - 模板計算高度，取1.500m；1- 外加劑影響修正系數，取1.200；2- 混凝土坍落度影響修正系數，取1.150。根據以上兩個公式計算的新澆筑混凝土對模板的最大側壓力F；分別計算得 35.5kN/m2、36.0 kN/m2，取較小值35.5kN/m2作為本工程計算荷載。故，計算中采用新澆混凝土側壓力標準值 19、F1=35.5KN/m2；傾倒混凝土時產生的荷載標準值 F2= 2 kN/m2。7、側模板面板的計算面板為受彎結構,需要驗算其抗彎強度和剛度。按規范規定，強度驗算要考慮新澆混凝土側壓力和傾倒混凝土時產生的荷載；撓度驗算只考慮新澆混凝土側壓力。計算的原則是按照龍骨的間距和模板面的大小,按支撐在內楞上的三跨連續梁計算。面板計算簡圖抗彎強度驗算跨中彎矩計算公式如下: 其中， M-面板計算最大彎距(N.mm)； l-計算跨度(內楞間距): l =350mm； b:面板寬度取1500，h:面板截面厚度18 q-作用在模板上的側壓力線荷載，它包括:新澆混凝土側壓力設計值q1: 1.235.510.90=320、8.34N/m；其中0.90為按施工手冊取的臨時結構折減系數。傾倒混凝土側壓力設計值q2: 1.42.0010.90=2.52kN/m； q = q1 + q2 =38.36+2.52=40.88kN/m；面板的最大彎距：M =0.140.88350350= 5105N.mm；按以下公式進行面板抗彎強度驗算： 其中， -面板承受的應力(N/mm2)； M -面板計算最大彎距(N.mm)； W -面板的截面抵抗矩: b:面板寬度，h:面板截面厚度； W= 100018.018.0/6=5.4104 mm3； f -面板截面的抗彎強度設計值(N/mm2)； f=13.000N/mm2；面板截面的最21、大應力計算值： = M/ W = 5105 / 5.4104 = 9.26N/mm2；面板截面的最大應力計算值 =9.26N/mm2 小于 面板截面的抗彎強度設計值 f=13N/mm2，滿足要求！撓度驗算根據建筑施工模板安全技術規范建筑施工計算手冊，剛度驗算采用標準荷載，同時不考慮振動荷載作用。撓度計算公式如下: 其中，q-作用在模板上的側壓力線荷載: q = 35.521 = 35.52N/mm； l-計算跨度(內楞間距): l = 350mm； E-面板的彈性模量: E = 9500N/mm2； I-面板的截面慣性矩: I = 1001.81.81.8/12=48.6cm4；面板的最大撓度22、計算值: = 0.67735.523504/(10095004.86105) = 0.78mm；面板的最大撓度計算值: =0.78mm 小于面板的最大允許撓度值 =L/250=1.4mm，滿足要求！8、側模板內外楞的計算內楞(木或鋼)直接承受模板傳遞的荷載，按照均布荷載作用下的三跨連續梁計算。本工程中，內龍骨采用木楞，寬度50mm，高度100mm，截面慣性矩I和截面抵抗矩W分別為:W = 50100100/6 = 83.33cm3；I = 50100100100/12 = 416.67cm4；內楞的抗彎強度驗算內楞跨中最大彎矩按下式計算： 其中， M-內楞跨中計算最大彎距(N.mm)； l-計23、算跨度(外楞間距): l =600mm； q-作用在內楞上的線荷載，它包括: 新澆混凝土側壓力設計值q1: 1.235.50.40.90=15.12N/m； 傾倒混凝土側壓力設計值q2: 1.42.000.40.90=1.01kN/m，其 中，0.90為折減系數。 q =(15.34+1.01)=16.35kN/m；內楞的最大彎距：M =0.116.35600600= 5.89105N.mm；內楞的抗彎強度應滿足下式： 其中， -內楞承受的應力(N/mm2)； M -內楞計算最大彎距(N.mm)； W -內楞的截面抵抗矩(mm3)，W=8.33104； f -內楞的抗彎強度設計值(N/mm2)24、； f=13.000N/mm2；內楞的最大應力計算值： =5.89105/8.33104 = 7.07 N/mm2；內楞的抗彎強度設計值: f = 13N/mm2；內楞的最大應力計算值 = 7.07N/mm2 小于 內楞的抗彎強度設計值 f=13N/mm2，滿足要求！內楞的撓度驗算根據建筑施工模板安全技術規范建筑施工計算手冊，剛度驗算采用荷載標準值，同時不考慮振動荷載作用。 撓度驗算公式如下： 其中， -內楞的最大撓度(mm)； q-作用在內楞上的線荷載(kN/m)： q = 35.520.4/1=14.21kN/m； l-計算跨度(外楞間距): l =600mm ； E-內楞彈性模量（N/m25、m2）：E = 9500.00 N/mm2 ； I-內楞截面慣性矩(mm4)，I=4.17106；內楞的最大撓度計算值: = 0.67714.216004/(10095004.17106) = 0.21 mm；內楞的最大容許撓度值: = 1.6mm；內楞的最大撓度計算值 =0.21mm 小于 內楞的最大容許撓度值 =1.6mm，滿足要求！外楞承受內楞傳遞的荷載，按照集中荷載作用下的三跨連續梁計算。本工程中，外龍骨采用鋼楞，截面慣性矩I和截面抵抗矩W分別為:截面類型為圓鋼管481.5（雙鋼管）；外鋼楞截面抵抗矩 W = 4.49cm3；外鋼楞截面慣性矩 I = 10.78cm4； 外楞計算簡圖外26、楞抗彎強度驗算外楞跨中彎矩計算公式：M=0.267PL其中，作用在外楞的荷載: P = (1.235.5+1.42)0.40.2=3.63kN； 外楞計算跨度(對拉螺栓水平間距): l = 600mm；外楞最大彎矩:M = 0.2673630600= 5.82105 N/mm；強度驗算公式： 其中， - 外楞的最大應力計算值(N/mm2) M - 外楞的最大彎距(N.mm)；M = 5.82105 N/mm W - 外楞的凈截面抵抗矩； W = 4.49103 mm3； f -外楞的強度設計值(N/mm2)，f =205.000N/mm2；外楞的最大應力計算值: = 5.82105/4.49127、03/2 = 64.8N/mm2；（雙鋼管所以作用力要除以2）外楞的抗彎強度設計值: f = 205N/mm2；外楞的最大應力計算值 =64.8N/mm2 小于外楞的抗彎強度設計值 f=205N/mm2,滿足要求！外楞的撓度驗算根據建筑施工模板安全技術規范、建筑施工計算手冊，剛度驗算采用荷載標準值，同時不考慮振動荷載作用。撓度驗算公式如下： =1.883PL3 /100EI 其中，P-內楞作用在支座上的荷載(kN/m)：P = 35.520.40.202.84kN； -外楞最大撓度(mm)； l-計算跨度(水平螺栓間距): l =600.0mm ； E-外楞彈性模量（N/mm2）：E = 2028、6000.00 N/mm2 ； I-外楞截面慣性矩(mm4)，I=1.08105；外楞的最大撓度計算值: = 1.8832.84/21036003/(1002060001.08105) = 0.26mm；（雙鋼管所以作用力要除以2）外楞的最大容許撓度值: = 1.0mm；外楞的最大撓度計算值 =0.26mm 小于 外楞的最大容許撓度值 =1.0mm，滿足要求！6、施工方法6.1夾樁鋪底結構工藝吊安鋼梁主要采用方駁吊機組水上吊裝，從樁頂焊接一組螺絲吊桿，吊雙拼槽鋼為主梁，主梁安放完成后，在主梁上鋪設工字鋼作為次梁，然后在次梁上碼放木方，釘厚竹膠板，完成鋪底施工，如下圖所示：圖6.1 鋪地細部圖主29、次梁的選用主要考慮第一步澆筑50cm混凝土時，整個吊梁鋪底結構的受力情況，采用40mm直徑螺栓作為吊桿結構，40a型槽鋼作為主梁，28a型工字鋼作為次梁，使用10*10cm方木作為模板下鋪底找平結構。剩余1m厚混凝土及杯口重量由下部已經達到標號混凝土承擔全部重量，吊底結構布置方式如下圖所示：圖6.2 吊梁結構布置圖整個結構依靠直徑為40mm、長度為3m鋼吊桿穿過雙拼方木吊起，螺栓下方設置12cm長絲扣，利用2cm厚雙螺母及2cm厚25cm25cm墊片擰緊固定。另使用16mm直徑螺桿，配合配套螺母及1cm墊片，穿孔拉緊鋼樁兩側槽鋼，鋼樁兩側共設置兩道。圖6.3 鋼梁布設立面圖圖6.4 剖面細部30、圖1圖6.5 剖面細部圖2圖6.6 夾樁鋪底工藝實際施工效果圖經施工實踐，此工藝在本工程應用中取得了成功，墩臺混凝土于7月13日順利澆筑完畢，模板及鋼梁結構均無變形及漏漿等情況發生。經過細致的記錄、總結全部施工情況，發現問題如下，一是由于樁基打設工藝達不到較高的精確度，打設后需要根據樁基的實際位置，再次對吊桿結構進行了加工調整，對二次加工的要求較高，在以后的施工中，仍需根據實際情況綜合考慮“板凳”吊底工藝及吊桿吊底工藝的取舍。二是施工中必須隨時關注每層鋪底結構的標高變化及找平情況，否則當底板鋪設完成后，標高的偏差將很難調整。6.2側模工藝在底模鋪設完畢、鋼筋綁扎完成后，由測量人員在底板上測設墩31、臺側模邊線，然后進行側模的支立，側模支立采用方駁吊機組水上吊運模板，按照邊線人工拼裝。本工程墩臺側模均采用木模板，高度為180cm，包括墩臺部分、護輪坎部分，杯口部分，待第一部混凝土澆筑完成后進行杯口模板支立。長度拼接使用，均為10m。橫圍囹為木質，采用69cm方木，豎圍囹為直徑48鋼管，對穿螺絲采用16mm通長布置。具體布置形式如立面圖所示。整個側模主要是架設在底模板上，利用圓臺螺母后絲拉緊模板，完成支模過程。圖6.7 側模立面圖圖6.8 側模支立工藝實際施工效果圖在施工過程中，此工藝施工十分易于安裝，在吊機的配合下，施工速度較快，模板連接處接插較嚴，拆模后混凝土外觀質量良好。6.3加設鋼筋32、網為保證第一層混凝土受力結構穩定，在第一層砼澆筑完畢后，要綁扎一層負彎矩鋼筋，鋼筋采用20 HRB400型鋼筋，鋼筋網垂直方向均為每隔30cm布設一道，共布設70道。圖6.9 負彎矩鋼筋平面布置圖 6.4水上混凝土澆筑方式墩臺部分混凝土澆筑共約213m，其中包括樁芯澆筑約50m，墩臺主體部分混凝土150m，護輪坎約3m。現澆墩臺厚度為1.5m，由于混凝土體積較大，且按照設計中基樁深入墩臺中10cm，所以墩臺混凝土必須在海上進行澆筑，為保證澆筑效果，計劃采用分步澆注工藝，澆注砼考慮采用水上拌合船現場拌合并泵送砼。水上澆筑混凝土與陸地澆筑混凝土相比，主要有以下幾點差異產生的問題。首先是材料的大規模33、運輸，與陸上攪拌站砂石等材料可以囤積準備相比，海上攪拌混凝土必須保證混凝土材料的供應充足。本工程根據混凝土配合比計算出所用砂、石、水泥等用量，采用攪拌船配套方駁將混凝土材料準備充足并用于運輸、存料所用，滿足了混凝土攪拌材料的供應，但增加了一定的施工成本。第二是與陸上混凝土澆筑相比，水上混凝土的澆筑效率較低，在溫度較高的施工環境下，很容易影響澆筑質量，所以對攪拌船的性能有一定的要求限制。本工程拌合船選用了倉容為350m，澆筑效率為50m/h的拌合船，基本滿足了施工所需。圖6.10 拌合船形式實際效果圖第三是考慮到墩臺混凝土較厚，澆筑厚度達到了1.5m后，若一次澆筑，會使得一瞬間內混凝土內外溫差過34、大，使得混凝土產生開裂。為保證施工質量，且綜合考慮海上拌合船的施工性能，墩臺混凝土澆筑計劃分為兩次完成。圖6.11 澆筑示意圖本工程第一步澆筑50cm混凝土（見工藝驗算內容）。第一步澆筑后，待強度達到要求，進行鑿毛處理后，進行沖水清理，碎渣從利用人工掃成一堆后，利用鋼筋籠空隙吊出，再進行二步混凝土澆筑施工，直接施工至護輪坎頂部。圖6.12 拌合船實際澆筑效果圖此項工藝施工順利完成后，經自驗收，混凝土表面無裂紋，側面無明顯冷縫，質量滿足了設計及規范要求。其中也暴露出了一些問題，一是拌合船澆筑高度受到了長落潮的一些制約，經過加設膠皮管及“灰斗”配合下得到了解決，以后需提前準備、考慮這些施工器具。二35、是第一步混凝土鑿毛處理后，產生的灰渣清理困難，由于上方存在承臺上層鋼筋網，灰渣難以取出。未解決此問題，現場專門制作了幾個簡易的吊籃，將灰渣從縫隙中一點點拎出，此方法耗費人工較多。6.5模板拆除的方式本工程混凝土澆筑完成后，由于承臺標高較高，模板拆除存在一定的難度，為配合吊機進行模板拆除，首先必須有可站人的工作面。澆筑及鋼筋綁扎所用工作面為吊梁結構上部底模，拆除底模時需要重新創造工作面，但外海施工無法創造穩定的工作面，若在海中使用小型船只施工，會造成兩個制約，一是受天氣因素影響極大，必須選擇風平浪靜的天氣，若稍有風力，無法穩定進行施工，還容易使船只磕碰鋼樁，對鋼樁造成二次破壞。二是承臺底標高較高36、，受潮水漲落影響較大，需在高潮水面才能進行拆底施工。為解決此問題，我部決定仍采用鋼梁結構作為工作面，利用墩臺吊底所用鋼梁，在墩臺拆底過程中，使用6個導鏈分別固定六組鋼梁，同時操作六組導鏈，使六組鋼梁同時下降，完成了底模拆除施工。如下圖所示：圖6.13 拆底工藝效果圖上面兩張照片為實際施工中底模板拆除，我部按照原定計劃固定6組導鏈，為保證鋼梁下降，每組導鏈由一名工人負責，統一指揮，保證鋼梁能同步下降，成功完成了拆底施工。7、施工中存在問題的整理 吊桿的二次加工存在問題：樁基沉樁完成后，預加工好的吊桿無法使用。原因分析：現階段，樁基打設工藝達不到較高的精確度，打設后的鋼樁的實際位置與圖紙中設計位置37、存在一定的偏差，而吊桿則嚴格按照圖紙中樁基位置設計，精確度達到毫米級。所以鋼樁沉擊精度達不到吊桿精確度要求。解決方案：打設后需要根據樁基的實際位置，再次對吊桿結構進行了加工調整，對二次加工的要求較高，在以后的施工中，仍需根據實際情況綜合考慮“板凳”吊底工藝及吊桿吊底工藝的取舍。 模板頂標高的控制存在問題：模板頂標高難以控制。原因分析：加樁鋪底施工過程中，由于鋪底結構層數較多，且使用的材料較為粗獷，不易控制頂標高位置。當底板鋪設完成后，標高的偏差將很難調整。解決方案：協同項目部測量人員，隨時關注每層鋪底結構的標高變化及找平情況，在每層結構隨時進行調整，保證底板最終標高的準確。 墩臺拆底存在問題：38、由于承臺標高較高，模板拆除存在一定的難度，為配合吊機進行模板拆除，首先必須有可站人的工作面。原因分析：澆筑及鋼筋綁扎所用工作面為吊梁結構上部底模，拆除底模時需要重新創造工作面，但外海施工無法創造穩定的工作面，若在海中使用小型船只施工，會造成兩個制約，一是受天氣因素影響極大，必須選擇風平浪靜的天氣，若稍有風力，無法穩定進行施工，還容易使船只磕碰鋼樁，對鋼樁造成二次破壞。二是承臺底標高較高，受潮水漲落影響較大，需在高潮水面才能進行拆底施工。解決方案：采用鋼梁結構作為工作面，利用墩臺吊底所用鋼梁，在墩臺拆底過程中，使用6個導鏈分別固定六組鋼梁，同時操作六組導鏈，使六組鋼梁同時下降，下降至滿足鋼柱修補施工的工作面后，開始進行鋼柱修補，鋼柱修補高度隨著鋼梁高度的下降調節，保證在每一個高度上都能創造穩定的工作面，還能為每一層結構拆卸提供充足的空間。7、結束語本項工程的水上混凝土的澆筑工藝非常具有代表性，即展示了此類工程的施工工藝，又對一些常見的問題進行了解決，本工程于2015年8月12日完成全部施工任務，質量滿足規范和設計要求，實現了工程前期計劃對工程難點的突破。25