前言：中文期刊網精心挑選了混凝土布料機范文供你參考和學習，希望我們的參考范文能激發你的文章創作靈感，歡迎閱讀。
混凝土布料機范文1
關鍵詞：再生混凝土；骨料等級；收縮；徐變
再生混凝土，又被稱之為再生集料，它是將一種將建筑工程中廢棄的混凝土進行破碎處理然后加入水、水泥及部分天然集料等再次加工而形成的一種再生集料。它將建筑所產生的廢棄的混凝土進行了重新的利用，減少了不必要的資源的浪費。粒徑的大小是劃分再生混凝土為兩類的標準：再生細集料指的是粒徑大小在0.5mm與5mm這一區間內的骨料；而再生粗集料指的則是粒徑超過5mm的集料，施工中常用的是后者[1]。
1相關概念的簡介
1.1骨料的等級分類
骨料的等級分類有相應的國家標準：國家發行的標準文件GB/T25177—2010，又稱《混凝土用再生粗骨料》，其對再生粗骨料的具體分類要求如表1所示：為深入分析低等級再生骨料對混凝土收縮徐變性能的影響，建議在原有的國家標準基礎上增加Ⅳ類等級再生骨料：將表觀密度比2000t/m-3大、但是又達不到Ⅲ類再生骨料要求的稱為Ⅳ類再生骨料。具體參數如表3所示。
1.2混凝土收縮徐變性能簡介
混凝土的收縮性能是在攪拌發生凝結硬化過程之后，受水分揮發及化學變化影響而體積下降的現象[2]?；炷恋男熳冃腔炷猎诤奢d作用與時間的雙重施壓下而發生的變形現象?；炷凉橇现写嬖诘奶烊坏氖^骨料的強度較大，所以常見的混凝土所發生的徐變現象，多是由混凝土中的水泥砂漿造成的。但是對于再生混凝土中的再生骨料來說，其收縮徐變的性能受到諸多方面的影響，如骨料自身性能的影響、骨料的等級和再生骨料在混凝土骨料整體中所占的比例等等。因此，對于再生混凝土的徐變性能的研究較為復雜，需要進行大量的實驗、精確的計算，只有這樣才能準確掌握再生混凝土收縮徐變的性能在，更好地指導對再生混凝土的利用。
2骨料等級的差異對再生混凝土收縮徐變性能的影響
等級較高的骨料表面的廢舊水泥砂漿附著量較小，空隙率比較低，因此其水灰比會降低，這樣就能很好地與水泥砂漿發生黏結效應。等級、品質較高的再生混凝土在各方面的性能都能達到較好的狀態，最大程度地接近普通混凝土的性能指標；而等級稍低的再生骨料則會在不同層面對再生混凝土的性能產生消極的影響。品質與等級不同的骨料對再生混凝土在收縮與徐變性能上會長生正比例的影響。再生混凝土收縮徐變性能受到骨料等級差異和再生骨料在混凝土中所占的比例大小等因素的影響。我國以相同強度等級情況下的普通混凝土收縮徐變的計算值為基數，將此基數乘以1個單位的修正系數來計算再生混凝土的收縮徐變。修正系數是普通混凝土與再生混凝土收縮與徐變的相對數值。
2.1Ⅰ類再生粗骨料
學者全洪珠等探究了高級Ⅰ類再生粗骨料和低級Ⅲ類再生粗骨料對再生混凝土收縮與徐變性能的影響，證明：高級再生骨料混凝土在九十天內的收縮徐變比率較之普通混凝土降低指數約為15%，能夠達到與普通混凝土相當的水平[3]。而學者葉禾的實驗也證明：Ⅰ類再生粗骨料混凝土在強度等方面與普通混凝土處于同等水平，在180天的實驗時間中，其收縮與徐變的性能與普通混凝土相比均增加了10%左右。
2.2Ⅱ類再生粗骨料
學者Fathifazl的實驗研究結果顯示出，Ⅱ類再生粗骨料混凝土的收縮與徐變的比率較之普通混凝土分別要高出約26%與29%；研究者Kimura等人的實驗結果則顯示出在100天的實驗時間內，Ⅱ類再生粗骨料混凝土收縮與徐變的比率較普通混凝土要高出20%；由大量的實驗可以得出以下結論，即Ⅱ類再生粗骨料混凝土的收縮徐變性能較好。
2.3Ⅲ類再生粗骨料
Ⅲ類再生粗骨料，是一種等級與品質都較低的再生骨料。研究者葉禾的研究結果顯示，Ⅲ類低等級骨料混凝土的強度方面比普通混凝土降低約10%，而相應收縮徐變則高達40%及50%。國外學者Domingo-Cabo等人記錄180天內Ⅲ類再生粗骨料混凝土收縮與徐變數據[4]，與普通混凝土相比高出約70%與32%。
2.4IV類再生細骨料與粗骨料
IV類再生細骨料與粗骨料的主要來源是由廢棄磚塊所生產出來的。國外學者Hasaba曾經做過實驗，他發現，當IV類再生粗骨料取代天然粗骨料的比例達到百分之百時，混凝土的收縮徐變是普通混凝土的1.5倍；而后再往其中加入百分之百的再生細骨料時收縮則會增加0.3倍。國內學者郝彤的實驗也證明，在已經存在粗骨料的再生混凝土中加入IV類再生細骨料時，混凝土的收縮徐變會發生進一步的增大趨勢。
3結束語
在實際情況中，再生骨料的等級品質對再生混凝土的收縮徐變性能起到了決定性的作用，不同等級的骨料所構成的再生混凝土在收縮與徐變的性能上也具有較大的差異性。本文在分析骨料等級的國家標準基礎上，重點分析三類不同等級的再生粗骨料混凝土在收縮徐變性能上同普通混凝土的差別，并得出結論：骨料等級越高的再生混凝土在收縮徐變性能方面越好，而低等級骨料再生混凝土在收縮徐變性能方面則表現較差。對目前國家標準中不同等級的骨料再生混凝土的收縮與徐變的性能進行深入地分析與把握，可以加深對再生混凝土的理解，優化對再生混凝土的利用。
參考文獻：
[1]肖建莊,鄭世同,王靜.再生混凝土長齡期強度與收縮徐變性能[J].建筑科學與工程學報,2015,(1):21-26.
[2]羅俊禮,徐志勝,謝寶超.不同骨料等級再生混凝土的收縮徐變性能[J].中南大學學報(自然科學版),2013,(9):3815-3822.
[3]王勇.再生混凝土收縮徐變性能試驗研究[D].哈爾濱工業大學,2008.
混凝土布料機范文2
關鍵詞：橡膠集料混凝土；組合梁；疲勞性能；部分剪力連接；栓釘
中圖分類號：TU398 文獻標識碼：A
可再生橡膠集料混凝土（RRFC）由普通混凝土加入經過機械粉碎、碾磨并洗凈的廢舊輪胎橡膠顆粒所制成，是一種新型環保綠色材料。由于其具有較好的變形能力、抗裂性能及良好的疲勞性能，這種新材料已成為國內外的研究熱點。早在1999年就被用于亞利桑那大學的路面鋪裝，目前已得到更為廣泛的應用。Hernandez針對不同橡膠摻量的混凝土進行了一系列試驗，測試其靜力、動力和疲勞性能，指出橡膠集料混凝土具有較好的能量耗散性能和抗疲勞性能。國內學者也進行了一些試驗，如橡膠混凝土的三點彎拉疲勞性能，證明同等循環加載條件下，橡膠混凝土的疲勞壽命明顯高于普通素混凝土。
鋼與混凝土組合梁能充分利用不同材料的性能，目前已被廣泛應用于高層建筑、多層工業廠房和橋梁，并帶來良好的經濟與社會效益。鋼和混凝土之間的組合作用由剪力連接件實現，由于施工方便，焊在鋼梁翼緣上的栓釘成為最常用的剪力連接件。對于承受交通荷載的橋梁，結構長期處于循環荷載作用下，栓釘將直接承受疲勞荷載，其疲勞問題日益突出。為此，國內外學者進行了大量的靜力與疲勞試驗，研究了組合梁的疲勞破壞形式，及栓釘直徑、疲勞荷載和混凝土強度等因素對疲勞性能的影響。
基于橡膠集料混凝土良好的材性，將其應用于組合橋梁中，可有效提高行車舒適度，減少結構開裂，并可能改善組合橋梁的抗疲勞性能。此外，大直徑栓釘的應用可以減小栓釘個數，降低焊接工作量，有效加快施工進度，而橡膠集料混凝土的應用也可能改善大直徑栓釘的受力性能。目前已對組合梁和橡膠集料混凝土性能展開了大量研究，然而，尚缺乏對鋼與橡膠集料混凝土組合梁疲勞性能的系統研究。本文為研究橡膠集料混凝土鋼組合梁抗疲勞性能，選取了混凝土種類、栓釘直徑、剪力連接程度、鋼梁尺寸4個影響因素，進行6個組合梁疲勞試驗。研究了不同參數對組合梁疲勞壽命、抗裂性能、應力分布、殘余變形及剛度退化的影響，并討論橡膠集料混凝土在組合橋梁中的適用性。
1試驗概況
1.1試件設計
文獻研究了0%，5%，10%和15%四種不同橡膠摻量下，組合梁推出試件的受力性能，結果表明摻量為15%的混凝土強度有較大削弱，而摻量為5%的混凝土塑性性能提高不明顯。因此，本文在前期研究的基礎上，選擇橡膠摻量為10%的橡膠集料混凝土制作試件。在組合梁靜力試驗的基礎上，本試驗共設計6個與靜力試驗相同的組合梁試件，用于疲勞試驗，編號為FBFT-1～FBFT-6。
鋼與混凝土組合梁是由H型鋼梁、加勁肋、焊釘、混凝土板和鋼筋組成的空間受力體系，難以按比例制作相應的縮尺模型，特別是混凝土橋面板和鋼板的厚度，而足尺模型成本較高。為此，按《鋼結構設計規范》（GB 50017-2003）制作組合梁的定型模型，模擬鋼與混凝土組合梁的受力情況，對其進行研究。試件設計考慮試驗條件的同時，保證所有試件的設計中性軸均位于鋼梁截面，避免混凝土板受拉。組合梁全長4 000 mm，其中純彎段700 mm，剪跨段1 500 mm，加載點及支座截面設置加勁肋。所有試件的設計中性軸均位于鋼梁上翼緣。試件設計為2種截面尺寸，鋼梁分別使用HW250×250和HW350×350，其中2個試件的混凝土板采用普通混凝土澆筑，4個試件的混凝土板采用摻量為10%的橡膠集料混凝土澆筑。鋼梁上翼緣焊接單排栓釘，栓釘直徑分為16，19，22 mm。本文的組合梁為部分剪力連接，栓釘個數較少，且推出試驗結果表明，栓釘數量相同的情況下，單排栓釘受力性能較好，因此均采用單排均勻布置。為研究部分剪力連接組合梁的疲勞性能，按規范設計0.5和0.68兩種不同剪力連接程度，公式如下。
（1）
（2）式中：r為剪力連接系數；n為實際栓釘個數；ns為完全剪力連接時的計算栓釘個數；Fc榛炷土板壓力；beff為混凝土板有效寬度；hc為混凝土板有效厚度；fc為混凝土抗壓強度；Vu為單個栓釘抗剪承載力，由靜力推出試驗獲得。
組合梁試件的參數見表1，試件具體尺寸及構造見圖1和圖2。
按照GB/T 10432-2002，栓釘選用16 mm×90 mm，19 mm×110 mm，22×130 mm三種規格，長度與直徑比值均大于4，細部尺寸見圖3。試件在鋼結構加工廠制作并養護，模板及配筋見圖4。
1.2材料屬性
試件的混凝土設計強度為C30，通常情況下，以橡膠顆粒代替部分細骨料，但混凝土的強度和彈性模量都會有所下降。為排除試驗中混凝土強度對組合梁抗疲勞性能的影響，經多次試驗后，改變粗骨料及水灰比，確定最合適的配比，使橡膠集料混凝土與普通混凝土的強度和彈性模量基本相同。在澆筑試件時，按規范制作2組150 mm×150 mm×150mm的標準立方體試塊，一組在標準養護條件下養護，另一組在與試件組合梁相同的條件下養護，抗壓強度測試結果見表2。其中fcu，k為在標準養護條件下28 d的立方體抗壓強度，fcu，k為在與試件相同的條件下養護，并于疲勞試驗開始時測試的立方體抗壓強度，E為彈性模量。
試件所用型鋼材料為Q235鋼，從鋼梁翼緣上切取標準板條進行拉伸試驗，平均屈服強度和極限抗拉強度分別為241 MPa和398 MPa。栓釘的材料為M15，其抗拉強度為365 MPa。鋼筋選用φ6的HRB335熱軋鋼筋，2種組合梁截面的縱向配筋率分別為0.87%和0。71%，經測試的鋼筋屈服強度和極限抗拉強度分別為348 MPa和455 MPa。
1.3試驗裝置
疲勞試驗采用1000kN電液伺服疲勞試驗機加載，作動器在組合梁跨中施加等幅正弦脈沖疲勞荷載，加載頻率為1.3 Hz，荷載通過分配梁傳遞給2個加載點，加載點間距為700 mm。試件兩端簡支，組合梁和分配梁的兩端支座下均放置厚度為40mm的鋼板，以防止試件局部壓力過大，試驗裝置如圖5所示。
1.4測點布置及加載制度
疲勞試驗中，采用精度為1/1 000 mm的位移計測量跨中撓度，同時測量支座端鋼梁與混凝土的相對滑移和掀起，以確定組合梁在疲勞荷載下的動位移。采用混凝土應變片測量跨中截面混凝土板的應變，可判斷組合作用的程度及中性軸位置的變化。測點布置如圖6所示，其中D1～D3為位移計，C1～C3為應變片。
在疲勞試驗正式開始前進行1～2次靜力預加載，以消除松動并確認儀器工作正常。疲勞加載過程中，當加載至0.03，0.1，0.5，1，3，5，10，15，20，30，40，…萬次時，停止疲勞加載，進行一次靜力加卸載循環，用于分析疲勞加載過程中的殘余應變、殘余變形及剛度退化的規律，所加荷載為疲勞荷載上、下限的平均值。出現疲勞破壞的征兆時，適當減小采集間隔。
2試驗結果
2.1疲勞壽命
對6個與疲勞試驗相同的組合梁試件進行靜力加載，測得其極限承載力，見表3。疲勞荷載的上、下限由極限承載力按比例計算得到。為保證疲勞試件不進入彈塑性階段，疲勞荷載上限約為靜力極限承載力的50%；根據實際經驗，取疲勞荷載下限約為靜力極限承載力的10%。根據靜力試驗可知FBFT-1～FBFT-3及FBFT-4～FBFT-6分別具有基本相同的承載力，為方便疲勞加載，按平均承載力計算，對FBFT-1～FBFT-3及FBFT-4～FBFT-6分別施加相同的疲勞荷載，以比較不同參數對組合梁疲勞性能的影響。主要試驗參數及疲勞加載次數見表3。由表3中數據可見，使用橡膠集料混凝土的試件FBFT-2和FBFT-5分e比使用普通混凝土的FBFT-1和FBFT-4擁有較高的疲勞壽命，壽命分別增加50%和144%，表明橡膠顆粒具有較好的變形性能，可有效降低應力集中作用，減緩組合梁的疲勞損傷發展。FBFT-2與FBFT-3相比，剪力連接程度增加36%后，疲勞壽命增加40%，這是因為組合梁的破壞標志為剪跨區栓釘疲勞剪斷，因此在部分剪力連接的組合梁中，剪力連接程度對其疲勞性能有很大影響。對比FBFT-5與FBFT-6可知，剪力連接程度相同的情況下，疲勞壽命隨栓釘直徑的增加而降低，原因是直徑增大后栓釘個數相應減少，易導致較大的應力集中，加速疲勞損傷的發展。但是，FBFT-4與FBFT-6具有相近的疲勞壽命，證明橡膠集料混凝土良好的抗疲勞性能可彌補大直徑栓釘缺陷，進而為更大直徑栓釘的應用提供可能。
2.2試驗現象及破壞模式
由于預加載時，鋼與混凝土間的自然黏結已經失效，因此組合作用完全由栓釘提供。在疲勞加載初期，栓釘產生變形，支座處的鋼梁與混凝土板首先出現相對滑移。此后，栓釘變形增大，支座端的滑移有所增加，加載點下方的混凝土板出現細小裂縫。隨著疲勞加載次數增加，支座附近發出有規律的清脆響聲，混凝土板掀起明顯，可觀察到支座處的栓釘已被剪斷，剪跨區滑移由支座端向跨中發展，組合作用被削弱，加載點下方混凝土的裂縫貫穿板底。破壞時，混凝土裂縫寬度增大，滑移已由支座向跨中延伸至約1 200 mm處，掀起與滑移變形極大，可觀察到剪跨區栓釘全部剪斷，此時鋼梁沒有明顯變形，但由于組合作用完全喪失，因此判定組合梁疲勞破壞，如圖7所示。這也說明，疲勞破壞時，組合梁退化為鋼梁，軋制鋼材疲勞性能較好，且可以承受疲勞上限，所以結構具備較大的后續疲勞承載能力。因此，試驗所測壽命僅為組合梁的疲勞壽命，而并非結構的全壽命。
組合梁疲勞破壞模式與靜力破壞有很大差別。承受靜力荷載時，組合梁跨中有明顯撓曲變形，最終破壞形式為跨中鋼梁屈服，混凝土板壓碎，但栓釘基本沒有破壞，如圖8所示。承受疲勞荷載時，6個試件的破壞模式均為剪跨區栓釘全部剪斷，破壞時鋼梁沒有屈服，詳見圖9。
試驗中栓釘的疲勞剪斷破壞模式主要有圖10中的3種：栓釘桿中下部剪切破壞（圖10（a））、栓釘根部釘桿剪切破壞（圖10（b））、栓釘焊縫撕裂破壞（圖10（c））。前兩種破壞模式為正常疲勞破壞，第三種破壞模式是由焊接缺陷導致的，對栓釘疲勞性能有很大削弱。試驗發現大部分栓釘發生第二種破壞，但仍有一定數量的栓釘發生第三種破壞。當栓釘發生前兩種破壞時，釘桿均可產生圖11所示截面，從圖中可以看出，疲勞源位于栓釘表面，疲勞裂縫擴展區內有明顯的疲勞臺階，裂縫擴展區與瞬斷區的面積比約為5：1，表明栓釘有較好的塑性。
在疲勞過程中，由于端部栓釘逐步剪斷，剪跨區的混凝土板受力很小，趨于自由狀態，因此僅在純彎段的加載點附近受力較大并出現裂縫，裂縫分布如圖12所示。圖12（a）與（b）～（e）對比可知普通混凝土組合梁的主要裂縫僅有一條，裂縫寬度較大，損傷嚴重，而橡膠集料混凝土組合梁的裂縫相對細小，且分布均勻，沒有發生致命的集中破壞；由圖12（b）與（c）可以看出，當所用栓釘和混凝土相同時，剪力連接程度小的組合梁裂縫數量較多；由圖12（d）與（e）比較可知，所用混凝土與剪力連接程度相同時，大直徑栓釘會導致混凝土開裂時間過早，但對裂縫的數量沒有明顯影響。
3試驗結果分析
3.1跨中截面混凝土應變沿梁截面高度變化規律
大量已有靜力試驗證明，組合梁在承受靜力荷載且處于正常工作狀態時，全截面均符合平截面假定，即混凝土板與鋼梁可以共同受力，所受應力示意圖見圖13（a）；當靜力構件進入塑性階段或剪力連接件變形過大時，組合梁不符合平截面假定，混凝土板與鋼梁不完全連接，并產生2個中性軸，受力狀態如圖13（b）所示；當沒有剪力連接時，混凝土板與鋼梁完全獨立工作，如圖13（c）所示。
為研究疲勞荷載下組合梁受力性能，在試件跨中混凝土板側面粘貼應變片。由試件尺寸計算可知疲勞試驗所用組合梁屬于圖13（a）中所示第二種情況，相應的靜力試驗也可表明混凝土板在加載過程中全部受壓，即中性軸位于鋼梁截面內，因此若疲勞試驗測得混凝土板受拉應力，則可判定組合梁處于不完全連接狀態。
圖14所示為不同荷載循環次數下，FBFT-1混凝土板的應變在跨中截面沿截面高度的變化規律。
從圖14中可以看出，應變沿混凝土板截面高度的分布基本為直線，表明疲勞過程中，平截面假定在混凝土板內可假設成立。數據顯示混凝土板在疲勞加載前全截面受壓，板與鋼梁可協同受力，但荷載循環僅0.3萬次后，混凝土板底部出現拉應力，說明組合作用被削弱，板內中性軸位置接近板底；疲勞加載2萬次后，剪力連接鍵進一步破壞，應變片C2所測數據基本為零，分析可知板內中性軸上移至C2處；試件發生疲勞破壞時的靜力加載數據顯示，中性軸繼續上移，位置靠近混凝土板的中心軸，表明剪力連接鍵已基本失效，試件受力模式接近圖13（c）所示疊合梁。
試驗數據顯示，其余試件中混凝土板應變的變化規律基本與FBFT-1相同。綜上可知，部分剪力連接的組合梁在0萬次靜力荷載下組合作用完好，受到疲勞荷載后，組合作用迅速退化，在全部疲勞試驗過程中，組合梁不符合平截面假定，處于不完全連接的狀態。此外，0萬次所測荷載應變曲線呈線性分布，試件可沿加載路徑卸載，表明試件在相應荷載下處于彈性階段，但經歷疲勞循環后，試件在相同荷載下出現明顯的彈塑性階段和“滯回現象”，且加載次數越大，試件的塑性特征越明顯。
圖15所示為混凝土板中性軸高度hn隨疲勞荷載循環次數的變化規律，其中hn為中性軸位置與板底的間距，若混凝土板全截面受壓，則中性軸高度為負。由于試件FBFT-3的應變片在測量中損壞嚴重，采集數據變異較大，將其剔除。由圖14可以看出，試件FBFT-1～FBFT-2與FBFT-4～FBFT-6分別具有基本相同的曲線，表明若組合梁截面尺寸相同，則板內中性軸發展規律基本相同，栓釘直徑、剪力連接程度和橡膠集料混凝土均未對其產生影響。
3.2疲勞破壞標準
雖然疲勞破壞一般為脆性破壞，但是與其他結構相比，混凝土組合梁疲勞破壞時有較大延性。這是因為組合梁中栓釘從支座端向跨中依次破壞，構件中栓釘數量較多，且每個栓釘的破壞均需經歷足夠的荷載循環次數，因此結構可進行多次應力重分布。此外，型鋼鋼梁的抗疲勞性能較好，在剪跨區栓釘全部剪斷，混凝土板完全失效的情況下，只有鋼梁單獨受力也能承受最大疲勞荷載。這也說明，以結構不能承受最大疲勞荷載來判定其最終破壞并不適用，試驗中以剪跨段栓釘全部剪斷為標準，認定結構破壞，但因該現象在實際結構中不易觀察，故此判定方法缺乏廣泛適用性。
通過試驗數據可以發現，不同試件混凝土板的中性軸在疲勞過程中有相似的發展規律。由圖15可見，相同尺寸的組合梁試件在疲勞破壞前具有相近的中性軸高度。為方便比較不同尺寸的試件，定義中性軸高度系數ξ=hn/h，其中h為混凝土板高度。疲勞破壞時，FBFT-1～FBFT-2的平均中性軸高度系數為0.411，FBFT-4～FBFT-6的平均值0.403。在5個試件疲勞破壞前，中性軸高度系數都發展至一個定值，因此可將其作為輔助判定構件疲勞破壞的標準。
3.3殘余變形
雖然試驗進行等幅疲勞加載，且疲勞上限小于比例極限荷載，即試件處于彈性階段，但由于疲勞損傷不斷累積，疲勞荷載同樣使組合梁產生不可恢復的殘余變形。在疲勞試驗中，加載至一定次數后停機，對組合梁施加不破壞的靜力荷載，可得到不同加載次數下試件的滑移和撓度。
圖16所示為一個典型試件的荷載滑移曲線。由圖可知，由于疲勞損傷，試件在卸載后有不可恢復的殘余變形。由于位移計在疲勞加載過程中受到擾動，試件FBFT-3的測量結果誤差較大，將其剔除后，剩余5個試件的殘余滑移隨加載次數的發展曲線如圖17所示。為方便比較，以試件最終壽命為參考，對荷載作用次數進行歸一化處理，其中Ni為加載過程中的荷載循環次數，N為破壞時荷載循環次數。
由圖17可知，殘余滑移的發展過程明顯可分為3個階段：第工階段為疲勞損傷萌生階段，殘余滑移在加載初期急劇增長；第Ⅱ階段為疲勞損傷發展階段，試件進入穩定狀態，滑移增長趨勢較慢；第Ⅲ階段為疲勞破壞階段，加載后期由于剩余的抗剪栓釘數量較少，且有效截面很小，殘余滑移迅速發展，出現突變，隨即發生疲勞破壞。第工階段和第Ⅲ階段各占總壽命的約5%，第Ⅱ階段約占總壽命的90%。
試件的跨中撓度通過位移計定時采集，殘余撓度隨加載次數的變化曲線如圖18所示。
殘余撓度在試件開始經歷循環荷載后（約1萬次內）迅速增加，后進入穩定發展階段，符合疲勞試驗的一般規律。但與殘余滑移不同，組合梁的殘余撓度在試件疲勞破壞前沒有發生明顯增大，這是因為疲勞破壞時栓釘剪斷，剪跨區混凝土板退出工作，但鋼梁和純彎段部分的混凝土板仍然可以繼續承受疲勞荷載，因此試件撓度在破壞時沒有突變。
圖17和圖18中數據顯示，FBFT-1和FBFT-2的殘余滑移和撓度均大于FBFT-4～FBFT-6。主要原因為鋼梁截面相對較小，導致組合梁中性軸位置上移較多，則栓釘更靠近中性軸，所受剪力相對較大，因此試件更容易產生變形。分別對比FBFT-1與FBFT-2，FBFT-4與FBFT-5，由于彈性混凝土有較好的變形能力，代替普通混凝土后，組合梁在第Ⅱ階段的殘余滑移分別增大約27%和56%，殘余撓度增加約45%和72%，體現出更好的延性。由FBFT-6與FBFT-5相比可知，抗剪連接程度相同的情況下，增大栓釘直徑后，FBFT-6第Ⅱ階段殘余滑移和殘余撓度均降低約64%，說明大直徑栓釘可導致組合梁延性的降低。此外，FBFT-6比FBFT-4的殘余滑移和殘余撓度僅分別降低了25%和38%，表明彈性混凝土的使用可以在一定程度上彌補大直徑栓釘造成的脆性。
3.4剛度退化
組合梁試件在疲勞加載過程中，滑移剛度和彎曲剛度都會發生不同程度的退化。根據疲勞加載過程中停機測得的靜力數據，計算組合梁在不同荷載循環次數下的割線滑移剛度和彎曲剛度的退化程度，見表4。
組合梁在疲勞荷載下的彎曲剛度退化規律與滑移剛度相似，雖然各試件的壽命不同，但所有試件的滑移剛度退化均集中發生在2萬次內。由于栓釘發生疲勞剪切破壞，而鋼梁并沒有明顯的彎曲破壞，因此滑移剛度的退化程度遠大于彎曲剛度。荷載循環2萬次后，彎曲剛度基本保持不變，退化十分緩慢，且破壞時剛度與2萬次時剛度基本相同，疲勞破壞前沒有發生突變。
對于鋼梁截面不同的FBFT-1～FBFT-3和FBFT-4～FBFT-6，鋼梁截面較小的試件FBFT-1～FBFT-3具有明顯較小的初始滑移度和彎曲剛度。此外，鋼梁尺寸對剛度的退化幅度有一定影響。2萬次時FBFT-1～FBFT-3的滑移剛度降低約87%，但FBFT-4～FBFT-6的剛度只降低約78%。這是因為鋼梁尺寸不同，栓釘所受剪力不同。FBFT-1～FBFT-3的彎曲剛度降低約30%，而FBFT-4～FBFT-6的剛度降低約26%。彎曲剛度主要由鋼梁截面控制，在試驗中，疲勞荷載對混凝土及栓釘的損傷較大，對軋制鋼梁的影響較小，因而鋼梁截面相對較大的后3組試件能更好地抵抗損傷引起的彎曲剛度退化。
分別對比FBFT-1和FBFT-2，FBFT-4和FBFT-5可知，由于彈性混凝土的彈性模量降低，組合梁的初始滑移剛度和彎曲剛度降低15%～23%。彈性混凝土對組合梁滑移剛度的退化幅度基本沒有影響，但會導致彎曲剛度退化加劇。
對比FBFT-2和FBFT-3可知，增大組合梁的剪力連接程度可有效增大初始彎曲剛度，增幅分別約為14%和25%。同時由于栓釘抗剪能力增強，可以使滑移剛度和彎曲剛度的退化分別降低2%～7%。
FBFT-5和FBFT-6的試驗結果表明，如果剪力連接程度相同，栓釘直徑對組合梁的滑移剛度退化程度基本沒有影響。但較大直徑的栓釘有利于提高組合梁的初始剛度，降低彎曲剛度的退化程度。
4結論
本文對6個橡膠集料混凝土與鋼組合梁試件開展了疲勞試驗研究。在此基礎上通過試驗結果分析得出如下結論：
1）組合梁的疲勞破壞模式為栓釘剪斷和混凝土開裂，試件可進行多次應力重分布，其疲勞破壞有一定的延性，且破壞后仍有較高的承載力，疲勞破壞后強度儲備較大。
2）在疲勞過程中，部分剪力連接的組合梁不符合平截面假定，混凝土板與鋼梁不能共同受力，分別具有一個中性軸。板內中性軸在疲勞作用下不斷上移，當中性軸高度系數達到0.4時，試件發生疲勞破壞。
3）橡膠混凝土組合梁能有效推遲混凝土裂縫出現的時間，減小裂縫寬度，顯著提高組合梁抗疲勞性能；較大的剪力連接程度對靜力性能影響很小，卻可增加組合梁的抗疲勞能力，因此承受較大疲勞荷載的結構宜采用剪力連接程度較高的組合梁；此外，較大的栓釘直徑會加劇應力集中現象，導致組合梁疲勞壽命降低，但該不利影響可被橡膠集料混凝土降低，從而促進大直徑栓釘的應用。
混凝土布料機范文3
關鍵詞：超高層 爬模 布料機 平臺 一體化
中圖分類號：TU974 文獻標識碼：A 文章編號：1674-098X（2017）05（a）-0028-02
1 項目概況
重慶俊豪國際金融中心項目位于重慶市江北區江北嘴中央商務區，是集酒店、辦公樓、商業為一體的超高層建筑，項目總建筑面積約33萬m2，包括7層地下室，7層裙房和兩棟塔樓，塔樓A塔共65層，最高點約301.5 m，B塔共34層，最高點約158 m。A塔樓為型鋼混凝土柱-鋼梁-鋼筋混凝土核心筒結構，核心筒為28 800×23 200 mm四方形狀，核心筒墻厚1 000 mm、800 mm，并隨結構高度向上變薄，核心筒板厚120 mm。
2 核心筒混凝土澆筑采用布料機的方法
2.1 傳統做法
方法一：采用塔吊每次澆筑混凝土時將布料機吊至施工樓層，待樓層混凝土澆筑完成又將布料機吊至空地待下一次澆筑。
方法二：在爬模平臺中預留孔洞，在下部結構上安裝液壓式自爬式布料機，讓布料機隨著結構自爬升。
2.2 布料機平臺基于爬模平臺的一體化施工技術
在爬模提升架上設計一個鋼平臺作為布料機支撐平臺，通過該平臺將爬模提升架與布料機有機地結合在一起，從而使爬模的提升帶動布料機的提升。
2.3 技術特點
（1）爬模提升架作為布料機平臺的受力支架。（2）布料機平臺與爬模平臺一體化，爬模的提升帶動布料機鋼平臺提升，操作簡單、方便。（3）本工法與傳統做法相比減少施工現場人工、材料投入，避免了預留洞口帶來的安全隱患，保證布料機使用的安全、高效，并可裝配式、工具化施工。（4）布料機平臺高出爬模平臺，自成獨立體系，不影響爬模自身作業面施工。（5）布料機平臺靈活自適應力強，可適用于多種布料機。
2.4 適用范圍
該技術適用于超高層、高層建筑中，核心筒兩側剪力墻布置爬模且剪力墻之間跨度小于12 m的混凝土結構工程。
3 布料機平臺設計
3.1 鋼平臺設計
布料機鋼平臺采用型鋼加工制作而成，鋼平臺尺寸根據爬模提升架的位置及選用的布料機尺寸確定。平臺一般采用三道主梁和十道次梁焊接而成，主梁采用I28工字鋼制作，材料采用[14槽鋼制作，然后將主梁及次梁焊接成受力骨架，最后在骨架上焊接4 mm厚花紋板，形成布料機鋼平臺。
爬模提升架與鋼平臺之間采用12道M24螺栓連接固定，鋼平臺與布料機之間6道M24采用螺栓連接固定，布料機與鋼平臺的連接螺桿，爬模提升架與鋼平臺連接螺桿，螺桿完成后再加工套絲。
3.2 鋼平臺驗算
鋼平臺計算荷載主要為上部鋼平臺傳來的荷載，包括鋼平臺自重、布料機自重、混凝土澆筑施工產生的荷載。主要對鋼平臺抗彎、抗剪、撓度復核。
4 爬模提升架設計
根據布料機的選型和鋼平臺自重，計算爬模提升架的數量，再進行提升架的布置。計算內容：爬模提升架計算（提升架橫梁、上架體計算、下架體計算）、受力螺栓計算、承重插銷計算。
5 布料機平臺安裝
先按要求安裝爬模提升架橫梁，然手逐根安放布料機平臺主梁，并用加工的螺桿將爬模提升架橫梁與布料機鋼平臺固定，擰緊加固螺母，然后安裝次梁，安裝平臺花紋板，最終完成鋼平臺安裝。
用塔吊平穩的將布料機安放在鋼平臺上，并用加工的螺桿將布料機與布料機鋼平臺固定，擰緊加固螺母，完成布料機與鋼平臺的加固。
可投入使用。（驗收要點：鋼平臺的平整度、平臺安裝位置、螺栓是否擰緊、焊縫是否飽滿、布料機出廠合格證、焊縫探傷報告、原材復檢報告等）
6 布料C的使用
鋼平臺上布料機的使用方法同普通布料機的使用，使用時不應采取加長輸送管、軟管等一切方法擴大范圍，防止發生嚴重的安全隱患。
布料桿運行時，信號員須密切注視場地，并指導操作工操縱臂架安全的到達送料位置。操作手則依據信號員的引導手勢，通過遙控器操作臂架動作。
泵送過程中信號員和操作手都應注意臂架下的區域，防止臂架下方站人，另必須佩戴安全帽，遵守工地和布料桿操作安全規范。
7 布料機的爬升及維護
布料機鋼平臺提升前及提升完成后要仔細檢查連接螺栓，防止松動脫落。
布料機提升前應將布料桿臂架向上90°折疊收起，以減少水平向不平衡荷載，保證平臺安全穩定。爬升完成后停用時也應將布料桿折疊收起。
爬模提升時將布料機提升架油壓系統同爬模提升架油壓系統聯立一起形成整體，通過控制液壓電控總柜可達到布料機提升同爬模平臺整體爬升。
8 布料機的拆除
布料機拆除時先用鋼絲繩將平臺四個角進行臨時固定，再松動與鋼平臺的連接螺栓，然后用塔吊吊離鋼平臺，吊至地上適合位置，然后再逐個拆除鋼平臺，爬模提升架。
9 安全措施
9.1 安全控制標準
該技術遵循《液壓爬升模板工程技術規程》JGJ 195、《建筑施工安全檢查標準》JGJ 59、《建筑施工高處作業安全技術規范》JGJ 80、《建筑機械使用安全技術規程》JGJ 33的相關規定。
9.2 現場安全規定
（1）布料機安裝前應檢查爬模提升架與布料機平臺的連接螺栓是否擰緊。（2）布料機平臺上不能堆放其他雜物。（3）混凝土布料機作業前應重點檢查以下項目，并符合下列規定：①塔架的垂直度符合說明書要求。②配重塊應與臂架安裝長度匹配。③臂架回轉機構充足，轉動靈活。④機動混凝土布料機的動力裝置、傳動裝置、安全及制動裝置符合要求。⑤混凝土輸送管道連接牢固。（4）嚴禁作業人員在臂架下停留。（5）輸送管出料口與混凝土澆筑面保持1 m左右的距離，不得被混凝土堆埋。（6）當風速達到五級以上或大雨、大霧等惡劣天氣應停止作業。
9.3 安全保證措施
（1）布料機提升架、鋼平臺安裝時必須系好安全帶及其他防護用品。（2）布料機平臺四周應設置1.2 m高防護欄桿，防止高處墜落。（3）泵管與布料機平臺接口處應設橡膠緩沖墊，減輕泵管對平臺的沖擊。（4）泵送完成后，應將布料桿臂架向上90°折疊收起，以減少水平向不平衡荷載，保證平臺安全穩定。（5）布料機安裝、拆除過程中應對布料機進行臨時固定。（6）為了確保在施工過程中泵管對布料機產生的震動，影響爬模架體的安全，需要在平臺下方設置水平剪刀撐等加固措施。
10 結語
該工程A塔核心筒通過采用布料機平臺基于爬模平臺的一體化施工技術，成功避免了傳統的布料機與爬模平臺分開帶來工作量增加，減少了預留洞口帶來的安全隱患，保證了布料機使用的安全、高效、操作簡單，節約了施工成本、工期。獲得了業主及公司的好評，為今后類似項目提供了成功的實施經驗。
參考文獻
[1] 中國建筑科學研究院.JG J195-2010，液壓爬升模板工程技術規程[S].北京：中國建筑工業出版社，2010.
[2] 中華人民共和國住房和城鄉建設部.GB 50009-2012，建筑結構荷載規范[S].北京：中國建筑工業出版社，2012.
[3] 中華人民共和國住房和城鄉建設部.GB 50017-2003，鋼結構設計規范[S].北京：中國計劃出版社，2003.
混凝土布料機范文4
[關鍵詞]鋼纖維砼；滑模攤鋪；配合比設計；性能分析
1 前言
近十年來，我國鋼纖維增強混凝土的研究和應用發展非常迅速，作為一種新型材料在橋面鋪裝層的應用正逐步推廣。橋面鋪裝層是橋梁的附屬結構，因而在過去常被設計和施工所忽視，造成橋面開裂、早期破壞影響壽命。在橋面鋪裝施工中，最突出的薄弱施工環節，就是施工中鋼筋網格間距大小，施工網片不可避免地受到施工人員和施工機具的操作影響，使支墊就位的鋼筋網下沉、變形而喪失其在鋪裝層中防止以及改善裂縫的作用。鋼纖維的摻入能改善混凝土的各種力學性質和綜合性能，增強了橋面的彎拉強度、劈裂強度及抗沖擊力、韌性等，特別是增強了橋面的抗裂性能和耐磨性能，降低工程維修費用。其高速公路大橋橋面鋪裝雙鋼混凝土采用滑模攤鋪取得了較好的效果。下面，簡要介紹橋面滑模攤鋪施工工藝。
2 施工前的準備工作
2.1 施工工作面的準備工作
2.1.1 橋面板界面的處理：對橋面進行沖洗清理、鑿毛、酒水潤濕。
2.1.2 施工測量放樣工作準備，滑模攤鋪導線的就為。
2.2 原材料（鋼纖維、水泥、碎石、砂、鋼筋、外加劑等）應經檢測合格符合相關規定、規定的要求。本高速公路橋面鋪裝采用上海某廠生產的銑銷型鋼纖維，纖維長32mm，寬2.6mm，彎拉強度大于600級；粗集料的粒徑直接影響到鋼纖維的握裹力，因而也有一定的要求，一般最大粒徑不宜超過鋼纖維長度的2/3；摻入0.5%高效減水緩凝劑。原材料入場數量應滿足施工生產要求。
2.3 機械設備就位并調試正常、性能良好。拌和設備采用德國產ELBA型拌和樓一座，產能120m?/h。攤鋪設備采用SF350型滑模攤鋪機一臺，PS350布料機一臺。
3 施工工藝流程
3.1 測量放樣
用全站儀準確放出平面控制點位，設立導線樁，在導線樁夾臂上設置2.5mm鋼絲繩，鋼絲繩用緊繩器拉緊，拉力800-1000N，用兩臺水準儀準確放樣高程。
3.2 鋼筋網的安裝
鋼纖維混凝土橋面鋪裝采用層內設單層φ10（10×10）鋼筋網設計，橋面鋪裝層內厚度為13cm鋼筋網設置上面凈保護層4cm,在設置鋼筋網之前，應先安裝錨固(定位鋼筋)，再將鋼筋網與錨固鋼筋焊接，錨固鋼筋間距60cm×220cm，在墩頂設補強鋼筋。
3.3 鋼纖維混凝土的攪拌、運輸
3.3.1 橋面鋪裝攪拌設備用德國產ELBA間歇式攪拌樓，鋼纖維采用拉料斗撒布。其拌和順序是：先將鋼纖維、骨料、水泥一起干拌，然后濕拌。稱量要精密，其攪拌時間比較普通混凝土長10-20s，版和時間約為50-60s，鋼纖維在混凝土中分布性要均勻，水洗法檢測含量不大于理論摻量±10%。
3.3.2 鋼纖維混凝土運輸與普通混凝土運輸相同，由于杯面鋪裝施工布料采用側向布料機布料，混凝土應采用攪拌車運輸，在運輸過程中應避免拌和物離析。根據拌和樓產生能力，前場施工機械攤鋪能力及運輸車輛的速度、運距、運量計算運輸車輛運量。
3.4 滑模攤鋪鋼纖維混凝土橋面鋪裝層
攤鋪開始前應檢查鋼筋綁扎是否到位，滑模導線是否符合要求，橋面板界面是否清潔并灑水濕潤，多余積聚的水要清楚。
鋼纖維混凝土的教官方法應保證鋼纖維分布均勻性和結構的連續性，采用SF350滑模攤鋪機進行連續攤鋪作業。在攤鋪開始時，要側準攤鋪機底板高程、橫坡度，將傳感器掛在導線上，并檢查傳感器的靈敏度，在開始攤鋪的5m之內必須對所攤鋪出的橋面鋪裝標高、厚度、寬度、中線、橫坡度等技術參數進行檢測。從攤鋪起步----調整----正常攤鋪應10m內完成，機手操作滑模攤鋪機應緩慢、勻速、連續不間斷地攤鋪，速度太快則影響混凝土的密實度及鋼纖維的均勻性。
3.5 抗滑結構的制作
微觀抗滑結構采用麻布拖毛，但不能拖動鋼纖維。拖毛時間要控制好，太早容易將剛纖維一起拖起帶出，太遲拖不出微觀構造，經現場攤鋪試驗確定，在攤鋪機攤鋪過后30-40min為拖毛最佳時間。宏觀抗滑構造采用硬刻槽機刻出，硬刻槽可在養生7天后進行。
3.6 伸縮縫處施工
為了保證橋面的平整度，在橋梁伸縮縫處，采用預埋砂袋來保護伸縮縫和預留鋼筋攤鋪機連續攤鋪作業，待以后鑿掉。
3.7 養生、切縫、填料
在攤鋪完成后及時切縫。采用薄膜覆蓋灑水養生法，養生期不少于14天。待養生期滿后應及時填縫，縫槽口應干燥、清潔，采用常溫填料縫填縫，填縫深度為3-5cm.
4 鋼纖維、連續布筋混凝土橋面鋪裝特大橋滑模施工技術控制要點
4.1 在攤鋪前對橋面板應充分灑透：在施工前一天灑透，防止橋面鋪裝層因試水而產生早期破壞，但不能有積水。對橋面板要涂加防水劑的水泥多，水灰比不大于鋼纖維混凝土（可摻減水劑），以改善工作性能提高新舊混凝土粘結性。
4.2 施工坍落度的控制
由于拌拌合物的工作性直接影響到滑模攤鋪路面的質量，為保證滑模攤鋪的正常運行，攤鋪鋼纖維混凝土的密實性，均勻性及表現良好，必須嚴格控制好混凝土的坍落度。設專人負責檢測，一般在拌和樓出料時其坍落度控制在40mm—60mm，攤鋪時控制在30mm—50mm為宜。坍落度太低，滑模攤鋪過后易麻面；坍落度太高經攤鋪機滑模施工后表面浮漿太多，造成表面強度不夠，耐磨性能降低。攤鋪過后橋面的表面漿應控制在2mm左右。
4.3 混凝土的布料
鋼纖維混凝土布料采用布料機側向布料，正常攤鋪時，機前最高料位不得高于攤鋪機松方控制1/2高度為宜，但不得缺料。布料機應均勻、緩慢布料，側向布料器螺旋轉速不應太快，以免甩料造成離析。
4.4 攤鋪機滑模施工時振動棒振搗頻率宜控制在8000-1000r/min之間，根據現場坍落度適時調整，以免過振、漏振、欠振。在停機待料時，應停止布料螺旋器的工作，以免過分擾動纖維。
4.5 施工溫度及刮風天施工控制
夏季施工時，當橋面溫度高于30℃時，中午不宜施工，可選擇早上或是傍晚施工，若不能避開可選擇加大緩凝劑劑量及及時噴灑養護劑養護。但施工最高溫度不得大于35℃，溫度高很容易造成成型混凝土斷裂。
在沿海春秋季節施工日照強時應特別注意風力影響，由于風天橋面容易發生收縮開裂，特別是便面易發生失水塑性開裂現象，必須采取必須采用不要措施：在風力達到3級時應噴灑2遍養護劑養護，并及時覆蓋薄膜養生，當風力達到4-5級時極易產生表面失水皺皮現象，應使用機械抹面，加厚噴灑養護劑后及時覆蓋薄膜養生。在風力6級以上時應禁止施工。
4.6 和樓的混凝土配料精度及水泥用量控制
滑?；炷翍捎镁哂杏嬎銠C自動稱料和骨料含水量反饋控制系統和攪拌樓進行生產，不得使用手動配料，保證攪拌計量精度。
采用42.5級道路硅酸鹽水泥或普通硅酸水泥時混凝土拌和物單位體積水泥用量宜控制在415-490kg/m?，滿足耐久性要求的最大水灰比不宜大于0.41，砂率控制在37%-45%。在確保各項施工技術標準達標的前提下，盡量減少水泥用量，減少或避免裂縫的產生。
混凝土布料機范文5
關鍵詞：楊泗港長江大橋；井壁混凝土；水下混凝土；混凝土沉井
1 工程概況
楊泗港長江大橋位于鸚鵡洲大橋上游3.2公里、白沙洲大橋下游2.8公里處，從漢陽國博立交，沿漢新大道跨鸚鵡大道和濱江大道，在武昌側跨八鋪街堤、武金堤至八坦立交，全長約4.134公里，主橋采用主跨1700m懸索橋，懸吊跨度為465m+1700m+465m。
楊泗港長江大橋2#主塔基礎采用帶圓角的矩形結構沉井，標準段井身平面尺寸為77.2m×40.0m，圓角半徑為12.9m，平面布置18個10.6m×10.6m的井孔，井壁2.3m，隔墻1.8m。下部采用鋼構沉井的形式，鋼沉井平面尺寸：長×寬×高=77.2m*40m*28m，底部刃角部位較標準段每側增加0.2m，平面尺寸77.6m×40.4m，底口刃角高2.0m。
2 井壁混凝土施工方法
井壁混凝土施工由混凝土攪拌站提供混凝土，經泵管運輸到沉井。為保證混凝土澆筑質量和施工安全，鋼沉井著床后在穩定狀態下，可分塊對稱進行井壁水下混凝土灌注。水下混凝土應按相應規范[1]要求澆筑完成；剩余部分井壁及隔艙混凝土應在無水狀態下澆筑，待水下混凝土強度達到80%后，抽干井壁內積水，對水下混凝土進行鑿毛、清理干凈后，干打井壁混凝土，確保新老混凝土結合質量。鋼沉井井壁板及隔艙板容許承受最大10m水頭。為確保施工安全，在實際施工時，保持水頭差不大于10m。在鋼沉井注水下沉及灌注井壁水下混凝土時應控制灌注速度。
2.1 水下混凝土澆筑
2.1.1 水下混凝土澆筑方法。水下澆筑混凝土采用導管法[1]。導管直徑200-300mm，壁厚3-6mm。各導管用法蘭盤加止水膠皮墊圈用螺絲連接緊密，以防漏水。
在鋼沉井頂上架設施工平臺，在平臺上架設水下混凝土灌注架。澆筑水下混凝土時架設導管，導管下部最末3節則安裝腳管。長約2-3m。末管底端距沉井底的距離不得大于30cm。腳管僅上端帶法蘭盤。下端用8-10mm厚的鋼板做成護腳圈加固，防止管口變形。導管軸線必須呈一直線。否則，在澆注過程中會增大提管阻力。澆注混凝土時會使導管偏斜。
沉井分塊分為十字型、T型、帶圓弧形三種，三種形式的導管布置方式如圖4-7所示。其中，導管一共需要24根，每根長為27m。沉井分塊如表1所示。水下混凝土一共澆筑13841.8m3，標高為+15m，一共澆筑了13.8m。
2.1.2 水下澆筑混凝土高度計算
鋼沉井浮運定位后，注水下沉至+0m標高。根據水文資料，此時沉井的水位為+24m。在澆筑井壁混凝土時，為保證沉井安全，規定要求沉井內外水頭差不超過10m。根據計算，當水封混凝土頂面標高達到+15m時，即可抽干沉井里面的水，干打混凝土。
2.1.3 井壁混凝土布料
井壁混凝土布料時，按照相關規范要求[2]和現場總體施工計劃，采用泵管直接接至沉井澆筑區域內進行。為防止混凝土澆筑過程中發生沉井傾斜現象和防止相鄰隔艙水頭差大于10m，施工過程中采用對稱布料方式，并且實時監控隔艙水位，并在沉井上布置水泵。在澆筑時，根據混凝土澆筑的速度，相鄰隔艙水頭差的實際情況，采用在澆筑艙抽水方式，保持水頭差小于10m；抽水時，要保證澆筑艙的水位相同。
根據對總體施工安排和對稱澆筑的原則，井壁混凝土澆筑分六次進行。六次澆筑方量和抽水量如表2所示。
2.1.4 水下混凝土澆筑注意事項[1]
（1）開始灌注時導管底端到沉井底的距離應為0.2～0.4m，排塞后不得將導管插回沉井底。（2）開灌前儲料斗內必須有足以將導管的底端一次性埋入水下混凝土中0.8m以上深度的混凝土儲存量。首次水封混凝土澆筑方量為10m3。（3）隨著混凝土的上升，要適當提升和拆卸導管，導管底端埋入混凝土面以下一般宜保持2～6m嚴禁把導管底端提出混凝土面。（4）在水下混凝土灌注過程中，應有專人測量導管埋深，填寫好水下混凝土灌注記錄表。（5）水下混凝土灌注應連續進行，不得中斷。因此灌注前應有嚴密的施工組織設計及輔助設施，一旦發生機具故障或停電、停水及發生導管堵塞、進水等事故，應立即采取有效措施進行處理，并同時做好記錄。（6）在澆筑水下混凝土時，為確保施工安全，在實際施工時，保持水頭差不大于10m。在鋼沉井注水下沉及灌注井壁水下混凝土時應控制灌注速度。
2.2 剩余井壁及隔艙混凝土澆筑[2]
在水下混凝土澆筑完成后，抽干井壁內水，干打剩余井壁及隔艙混凝土。剩余部分混凝土采用泵管運送混凝土，泵管直接布料的方式。已澆筑混凝土與水接觸的表層質量較差，在干打前應全部予以鑿毛、清除。干打混凝土預留1.25m節段混凝土與混凝土沉井一起澆筑。混凝土沉井分3節，（7.5+6.85+7.65）m。
3 混凝土沉井施工方法
為加快施工進度，減輕施工吊裝及混凝土澆筑設備的負擔，混凝土沉井采用一次立模，對稱分區施工。沉井混凝土根據對稱分區施工原則進行分層澆注。模板高度為2.5m，模板面積為22463m2。
3.1 混凝土沉井模板施工[1]
3.1.1 模板的加工。根據現場施工能力，模板高3.0m，模板總面積為2691m2。模板系統主要由內外模板、拉桿、圍檁、外部背楞、工作平臺等組成井壁外模及隔倉倒角模板委托模板專業加工廠加工。內外模板采用對拉桿固定，設置工作平臺以方便鋼筋綁扎及混凝土澆注施工。模板的加工制作嚴格按照設計圖紙進行，加工的模板面板為工作面，表面平整，面板間接縫嚴密、不漏漿，保證結構物外露面光潔，線條流暢。加工完成的模板需在加工場地進行試拼，經檢驗達到設計及規范要求后，再拆散用運輸船運至施工現場。
3.1.2 模板安裝。鋼筋施工完成后，開始進行模板安裝，安裝步驟如下：（1）測量人員在腳手支架上放出沉井待澆塊模板的角點。（2）用塔吊將待安模板吊至安裝區域，對位安裝，按從下往上的順序，安裝大面上的模板，用對拉螺桿將模板進行加固：對于十字型澆注分塊，模板用拉桿進行固定；對T型澆注分塊，距離較遠的模板間用對拉拉桿連接進行加固，對拉拉桿焊接在T型區域內的吸泥射水孔預埋鋼管（φ800x8）上。（3）用接口模板上的撐桿或在定位架上使用手拉葫蘆等方法對模板進行精確調位，準備混凝土澆注。（4）模板安裝前，仔細檢查其表面是否干凈，涂抹的脫模劑是否均勻。模板的安裝嚴格設計要求的順序進行。嚴格控制模板拼裝精度，保持模板在整個施工中光潔、平整，模板安裝牢靠且與設計尺寸的誤差滿足規范要求。對安裝到位的模板固定牢靠，避免混凝土澆筑過程中模板移位。
3.1.3 模板施工使用流程?；炷脸辆譃槿潱抗澐秩瘟⒛：腿螡仓?。混凝土沉井澆筑時采用立模后一次澆筑。模板在沉井豎向配置0.5m+2.0m+0.5m的模板。
3.1.4 模板拆除、保養。在混凝土澆筑完畢達到一定強度后，方可拆除模板。施工期間要嚴格控制拆模時間，模板在混凝土強度達到要求后方可進行拆除。對拆下的模板及時檢查、清理模板表面，并涂刷脫模劑保養，以備下次使用。模板表面避免重物碰撞和敲擊，使用過程中要注意保護鋼模，防止模板變形。
3.1.5 模板加工、安裝的質量要求。模板按設計要求進行制作、安裝，其制作、安裝精度應滿足表3及表4的要求。
3.1.6 施工縫處理。上層混凝土對下層混凝土覆蓋時應對下層混凝土表面進行鑿毛、清除浮漿及沖水處理，從而保證上下層間混凝土的粘結強度。施工縫采用人工鑿毛方式進行處理，鑿除表面砂漿及松散混凝土，露出新鮮混凝土粗骨料的1/3，并用高壓水沖洗干凈。
3.2 混凝土輸送
根據施工要求，除預留頂面1.25m段與混凝土沉井一起澆筑，鋼沉井井壁及隔艙混凝土需一次澆筑完成?；炷脸辆疂仓?8098.1m3。
沉井混凝土采用拖泵泵送、經過泵管、用布料桿布料入倉。混凝土沉井澆筑方量如表5所示。
3.3 混凝土布料[1]
沉井一共布置四臺布料機，回轉半徑為24m?；炷翝仓凑辗謱訉ΨQ均勻澆筑原則進行，同時在混凝土澆筑過程中，各種施工設備在沉井上的對方均應盡量做到重力對稱，防止沉井受力不均而發生傾斜?；炷镣ㄟ^串筒將混凝土輸送至澆筑點?；炷潦┕r應分層、均勻、連續地澆筑，分層振搗，每層厚約30cm。
3.4 混凝土澆筑施工
混凝土澆筑施工前，對上一層澆筑混凝土表面鑿毛、清洗，對鋼筋、預埋件及模板系統進行全面檢查，發現問題應及時解決?；炷恋臐沧⒉捎眯泵娣謱臃ǎ繉拥暮穸瓤刂圃?0～40cm左右，混凝土的振搗采用插入式振搗棒振搗。
（1）沉井接高單節澆注高度為5m，混凝土澆筑時為了減小混凝土自由落體高度，采用串筒下料進行混凝土澆筑。串筒布置間距為1.5m，串筒單節長度1.0m，根據澆筑高度，在澆筑過程中接長或縮短串筒長度，確?；炷磷杂陕潴w高度不大于2.0m。（2）振搗采取快插慢拔方式，振搗棒分前、中、后三段布置，前面為混凝土出料口布置一臺，中間布置一臺，后面為坡腳處布置一臺。振搗棒作業時，要使振搗棒自然沉入混凝土中，不可用力猛插，一般應垂直混凝土面插入，并插入到下層尚未初凝的混凝土中5～10cm，以使上下層相互結合。（3）振搗棒插點間距不超過振搗棒有效作用半徑的1.25倍，插點間距要均勻。振搗棒在混凝土內的振搗時間一般每個插點20～30s，振搗直到混凝土不再明顯下沉、不再出現氣泡、表面泛漿和外觀均勻為止。振搗時要注意將振動棒上下抽動5～10cm，保證混凝土均勻密實。（4）振搗過程中振搗棒嚴禁接觸模板，更不得通過振搗棒振動鋼筋使混凝土密實。并在混凝土澆筑期間內，派專人檢查模板拉桿松緊情況，防止出現爆模、漏漿等現象；專人檢查預埋鋼筋和其它預埋件的穩固情況，對松動、變形、移位等情況，及時進行處理。（5）混凝土澆注要連續進行，中間因故間斷不能超過前層混凝土的初凝時間，混凝土澆注到頂面，應按要求修整、抹平。（6）在施工塔吊標準節埋設位置，振搗人員需進入到桁架內部，保證桁架處混凝土的振搗質量。（7）為減少混凝土表面的氣泡，混凝土澆筑過程中采用二次振搗工藝（特別是在模板附近），即第一次振搗在混凝土布料后進行，第二次振搗在保證混凝土內在質量的前提下進行，一般是在下一層混凝土入倉前完成。為防止混凝土松頂而影響混凝土的質量，每次混凝土的頂層在初凝前進行二次振搗，并清除振搗后產生的表面浮漿。為減小每次混凝土頂部與其它部位的色差，適當減小每次最上層混凝土的坍落度。同時稍微超澆，以便在清除表面浮漿、鑿除混凝土松散層后不影響施工接縫的處理。
3.5 施工縫處理
上層混凝土對下層混凝土覆蓋時應對下層混凝土表面進行鑿毛、清除浮漿及沖水處理，從而保證上下層間混凝土的粘結強度。施工縫采用人工鑿毛方式進行處理，鑿除表面砂漿及松散混凝土，露出新鮮混凝土粗骨料的1/3，并用高壓水沖洗干凈。
3.6 拉桿扣眼封堵
混凝土沉井外壁拉桿扣眼在模板后及時封堵，采用灌漿或塞填楔型預制塊方法。確保沉井封底后承臺底面以上范圍內抽水的順利進行。
4 計劃施工工期
計劃施工日期見表6。
5 結束語
沉井混凝土施工是楊泗港大橋的重點項目，沉井混凝土施工質量關系著沉井質量，并且直接影響承臺及上部結構的施工質量。文章混凝土施工技術能夠保證沉井混凝土的施工質量，縮短施工周期和成本。
參考文獻
[1]JTGTF50-2011.公路橋涵施工技術規范[S].北京：人民交通出版社，2012.
[2]JGJ/T10-2011.混凝土泵送施工技術規程[S].北京：中國建筑工業出版社，2011.
混凝土布料機范文6
關鍵詞：混凝土砌塊；成型機；強度；操作
中圖分類號：TU375 文獻標識碼：A 文章編號：
前言：
混凝土砌塊成型機是我國目前廣泛應用的一種新型墻體建材機械， 用于生產各類混凝土砌塊及制品。與國外成型機相比，國產砌塊成型機價格低，配件供貨時間短。但國內生產的砌塊成型機在某些方面仍有缺陷，主要體現在砌塊生產周期長、制品強度低、可靠性差。因此，對我國混凝土砌塊成型機設計進行改進與優化具有重要的研究意義。
一、全自動砌塊成型機概述
QTY6- 15型全自動砌塊成型機主要由主機、分料斗、一次布料機、供板機、送磚機、 液壓站和電氣控制柜等部分組成，該機采用機械傳動和液壓傳動相結合的傳動方式，自動實現砌塊成型中的送料、破拱、成型、脫模、送板、送磚等過程。在電氣控制上采用PLC和人機界面控制，完成砌塊生產的全自動循環。
目前國產機型與國外機型相比，存在問題主要體現在：①布料不暢、不均勻，影響砌塊制品強度；②激振力小，制品強度差，制品高度誤差大；③液壓件(如液壓缸、閥與閥塊結合處)泄漏嚴重，可靠性差；④砌塊成型周期長，影響生產效率。
針對國產砌塊成型機存在的問題，我們在QTY6- 15型全自動砌塊成型機的設計、安裝、 調試過程中，圍繞砌塊成型機的可靠性、操作上的方便性、制品的密實性、縮短砌塊成型周期等方面進行了重點研究，并在結構上作了一系列改進。
二、砌塊成型機機械設計與優化
2.1 優化布料箱內的破拱方式
與國外砌塊成型機相比，在同一塊托板上，國內砌塊成型機生產的砌塊強度普遍存在著較大差異，即：在臺式振動砌塊成型機中，靠近布料箱一側的砌塊強度高、遠離布料箱的砌塊強度差。造成這種現象的主要原因是布料時混凝土料布入模箱中的不均勻性。要消除這種現象，必須改進布料方式及布料箱內破拱軸爪的結構。我們將破料齒與破料軸由直角焊接改進成齒與軸成β角度焊接， 以增加破拱齒面與混凝土料在破拱時的接觸面積。并改進破拱齒、軸在破拱時的運動方式，將破拱齒、軸的擺動破料方式，設計成四軸聯動正、反向旋轉強制式破拱的方式。在這種布料破拱過程中，四只破料軸在布料箱內相對正、反向旋轉，從而使混凝土在布料箱內旋轉、強制攪拌。試驗表明，這種布料箱內破拱軸爪正、反向旋轉強制式破料的效果，要比擺動式破料的效果好，既能有效地防止布料箱中混凝土料的凝結，又能使模箱前后的混凝土布料量均勻，讓混凝土強制均勻、快速地落入模箱間隙中。
2.2 合理選用機器的制造材質
砌塊成型機是利用振動源生產制品的機械，在生產過程中，由于要生產高強度的制品， 砌塊機的激振力往往都比較大，導致機架、模具等零部件變形和開裂。因此我們在設計過程中，重點考慮了零件各部分的強度，增加了零部件的剛性。如機架部分，對承載力特別大的零件，如立柱部位焊接加強筋，有的部分焊接加強板，以提高機架的強度和剛度， 減小機架變形。而在模具設計制造過程中，選用合適的模具制造材料和熱處理方式，提高模具的耐磨性，避免了模具在使用中的開裂。
對于砌塊成型中直接與砂、石接觸的零件，如送料箱及破料齒軸等部分，我們均增加了零件的結構尺寸，滿足砌塊生產的惡劣環境需要。
2.3 改進部分零部件之間的連接方式
砌塊成型機在使用過程中，用戶根據市場需要，經常更換不同的模具；再加上砌塊成型機的工作環境差，常需更換易損件。因此，凡是砌塊機的易損部分及需經常調整的部分，都進行了結構優化設計，以便用戶操作維修。
在設計過程中， 我們主要從以下幾方面進行了優化：
（1）為保證送板機的送板平面與振動臺底板高度一致，其送板機高度調整采用四螺桿調節；為保證送板機送板槽鋼的前端與振動臺板之間有合適的間隙，保證托板能平滑地滑移到振動臺板上，在送板機和機架之間采用螺栓可調整機構，保證了送板機與主機之間的正確位置。
（2）送料箱底板高度調整的外置式結構。在模具的更換過程中，經常調整送料底板的高度， 以保證送料底板上平面和模箱的上平面高度一致，我們采用送料底板的外置式可調機構，實現了送料底板高度調整的方便性。
（3）改善砌塊高度的可調控性。砌塊高度是砌塊質量性能的一項重要指標，其高度必須可調，并能在砌塊成型中嚴格控制。為此，我們在砌塊成型機壓頭部分及模箱導套上均采用了定位螺桿可調定位，可分別控制壓頭、模箱向下的位置，保證壓頭、模箱每次均能以均恒力施加在振動臺板上， 保證了振動臺上所承受的力均勻一致， 從而保證砌塊高度一致。
（4）改進送坯機的輸送平穩性。成型完好的砌塊制品，若送坯機的輸送平面不平整，也會在砌塊制品的輸送過程中開裂，特別是摻粉煤灰的制品。當托板厚度薄，易變型時，最容易開裂。為此我們將送板機的鏈條輸送和輥輪輸送分成兩部分設計制造，并采用螺栓可調連接，這樣保證了鏈條上平面和托輥上平面在同一平面上，保證托板能平滑地從鏈條上輸送到托輥上，提高了制品的合格率，減少了制品開裂。
（5）振動器帶動的液壓馬達座調整裝置。通過該裝置的調節既保證液壓馬達上的皮帶輪槽與激振器上的皮帶輪在一條直線上，又保證了其皮帶適當的張緊度。
2.4 擴大整機功能，做到一機多用
用戶不僅是用砌塊成型機來生產砌塊，更多的是用來生產市政產品，即生產各類彩色路面磚、植草磚和護坡磚等。我們在QTY6-15型全自動單層砌塊機的基礎上，增加二次布料成型機的功能。液壓站設計時配有二次布料機液壓接口，用戶只要裝上二次布料機、在控制機柜上選擇好成型方式，該機即可分層布料，生產面層為彩色、底層為素混凝土的彩色路面磚及各類市政制品，廣泛應用于建筑、交通、市政等方面。
3 砌塊成型機液壓系統設計與優化
3.1 采用比例伺服閥，與PLC聯動，縮短砌塊成型周期
采用機械傳動和液壓傳動相結合的方式，控制砌塊成型機的送料、布料、起模、送磚等過程。 在液壓系統中采用液壓比例閥的方式，并與PLC結合在一起，通過比例閥來控制液壓系統壓力和流量的大小，通過人機界面調整壓力參數，控制各階段的運動速度，從而控制好各階段的成型時間，縮短了成型周期。 并將多余液壓油用來驅動液壓馬達，帶動激振器振動，解決了用電機作為驅動源頻繁啟動的電機發熱問題。
3.2 改進液壓缸的連接方式，提高液壓件的使用壽命
砌塊成型機的主要動作，如壓頭上下、模箱上下、布料等都是由油缸的驅動來完成的。由于砌塊成型機處于粉塵環境下工作，又是振動設備，工作環境差。在長期使用過程中，油缸活塞桿易出現拉毛損壞，從而導致油缸端處漏油。造成壓頭與模箱升、降油缸拉毛的原因， 主要是導向柱上滑動導向套的磨損，導向套和導向柱間有的間隙增大，油缸運動不同步，從而導致活塞桿運動時的導向性差。因此，我們在油缸活塞桿與機件的連接處采用活動連接的方式，增加油缸活塞桿運動的自由度。
布料箱油缸活塞桿損壞的主要原因是布料箱運動中布料箱參與振動。因而活塞桿與布料箱的連接我們也采用軟連接的方式，使油缸活塞桿運動時能作適當擺動。通過改進液壓缸的連接方式，提高液壓件的使用壽命。
3.3 合理設計液壓系統， 減少系統液壓油溫升
由于砌塊成型機連續工作，液壓系統工作壓力高，且大多數機器都在野外作業，特別是在夏季，液壓系統油溫高。這樣增加了漏油的程度，同時液壓系統工作不穩定。因此我們在設計安裝過程中，一是合理設計了液壓油箱的大小。二是合理布置油管，在油管安裝時，我們將液壓油管路排列有序，各連接閥塊內孔徑均勻，彎曲半徑符合規范，使液壓油的流動行程最短，壓力損失最小。三是增大冷凝器的散熱面積。通過上述措施將油溫控制在理想的范圍內。