1 概述

100m ³ 倒锥形水塔为常规民用高耸建筑物，其构造见图1。支筒为现浇钢筋砼结构件，外径2.4m、壁厚0.18m、 总高25m，水箱支承面标高24m；水箱为倒锥形薄壁钢筋砼结构件, 其最大直径9.2m、总高5.4m，底部支承圈梁高0.5m、宽0.3m，总重约41t。
以往施工水塔时采用穿心液压千斤顶机群提升支筒钢模板及作业平台至浇注封顶，再用千斤顶机群提升水箱到安装高度。因液压系统机群的同步性稍差，提升水箱时可能有部分千斤顶不承载，故须使用多达20～30台千斤顶施工，浇注支筒时在砼结构中预埋大量材料，且提升中用于承载的钢绞线穿过千斤顶一定长度后应剪除并报废，因此该工艺复杂、耗材，施工成本较高。采用电动环链葫芦提升施工技术，在水塔支筒浇筑过程中使用4台电动葫芦提升内、外钢模板及环形施工脚手架，封顶后在支筒顶部安装环形起吊支架与12台5t电动葫芦，采用12组多节吊杆同步起吊水箱，每提升5m拆除1节吊杆，4～5个周期即可将水箱提升到位。下面详细介绍采用电动葫芦配合施工的工艺。

[ 本帖最后由 csccbjs 于 2010-10-7 10:25 编辑 ]

2 浇筑支筒
1）施工前准备施工机具与材料，见表1。

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2）浇筑支筒基础与施工物料提升机基础，两个基础中心距4m。
3）扎支筒钢筋，预埋穿墙螺栓孔。
4）如图2，沿支筒外墙搭设4机位5步八边形双排整体脚手架，步距2m、总高10m、排距0.8m，距墙0.4 m，用于外墙模板搭设、拆除施工；脚手架机位上方搭设水平十字横梁,倒挂4步内脚手架，步距1.8m、总高7.2m，用于内墙模板搭设、拆除施工。脚手架下部装有4副顶墙滚轮，轮缘距墙10mm，可保持架体与墙面的距离。内、外脚手架总重约为4.6t。
5）安装附着装置、调试电动葫芦机群。

6）扎钢筋后预埋支桶内部钢梯的预埋铁件，组装并找正2片1.2m高的内、外支筒定型钢模板，浇筑砼。
7）提升工况中脚手架、模板的计算总载荷为5.3 t，4台电动葫芦总起重能力为20t，每机位载荷Q0 = 1.54t。提升操作工艺流程见图3，每浇筑3次提升脚手架1次，每次提升3.6m。
8）支筒浇筑期间在支筒内部自下而上逐组安装预制钢楼梯及钢平台，作为施工间人员通道；安装施工物料提升机，每隔9m在支筒上附着一次。
9）脚手架提升3次后架底已腾空3.6m，可在支筒外围预制水箱，如图4。在水箱支承圈梁上平面预埋12根起吊螺杆，在水箱支承圈梁下平面预埋12件角钢。起吊螺杆与角钢的位置与支筒顶部支腿位置错位15o。
10）脚手架、模板提升5次后支筒封顶，将脚手架拉结固定在支筒上。
11）在支筒顶部浇筑6根砼支腿，预埋铁件。
12）拆除2步脚手架，留下3步脚手架用于水箱提升施工防护。

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3 提升水箱

1）在支筒顶部的砼支腿顶部安装环形起吊支架的支腿、环形梁、腹杆，再安装电动葫芦、电气控制柜、电缆。在水箱顶部人孔内壁上安装4根顶墙滑轨，调整筒体四向间隙均为5mm，如图5。

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2）装配12组起吊钢筋，每组由4根长5m的钢筋与1根长0.4m的短杆用螺纹接头连接成。起吊钢筋下端与水箱圈梁起吊预埋件连接，上端挂在电动葫芦吊钩上。
3）在水箱砼达80%强度时拆除模板，在水箱外侧粉刷涂料。
4）安装电动葫芦机位载荷预警系统，报警上、下限载荷标定为5t、1t。
5）调节电动葫芦机群均匀承力。
6）提升与安装：①用中央控制台操纵电动葫芦机群同步提升水箱5m；②如图6（a），在①、⑦号机位水箱与支筒之间安装斜铁，用调节螺栓拉紧斜铁；下放①、⑦号电动葫芦吊钩，使二机位的载荷通过斜铁传至支筒；③卸去①、⑦号起吊钢筋第二节并组装连接。下放①、⑦号电动葫芦吊钩，吊住起吊钢筋上短节并使葫芦承力；④如图6（b），松开斜铁调节螺栓，向下敲松斜铁，将其沿支筒外壁水平移动至②、⑧号机位处，重复以上步骤至12根起吊钢筋均卸去1节；⑤重复3.6～３.7步骤至水箱顶面起吊到15m时,拆除电动葫芦、附着装置、脚手架；⑥继续起吊水箱，直至水箱下圈梁底部高出支筒支承平面0.8m；⑦浇筑水箱砼支承圈梁；⑧操纵中央控制台使电动葫芦同步下放水箱至砼支承圈梁上，找平找正并固定。填补水箱与支筒之间的缝隙，对水箱内部进行防水处理；⑨在支筒外围搭设环形脚手架，粉刷支筒外壁，粉刷完毕拆除脚手架。

3-13-3 施工技术方案的可行性分析
《液压滑动模板施工技术规范》（GBJ113—87）第5.6.11条规定：“模板空滑时，应事先验算支承杆在操作平台自重、施工荷载、风载等共同作用下的稳定性。如稳定性不能满足要求，应采取可靠措施，对支承杆进行加固。”因此，欲实施滑模空滑施工，至少应解决空滑状态下，支承杆的稳定性验算、支承杆加固以及支承杆加固后的稳定性验算等问题。
3-13-3-1 空滑状态下支承杆稳定性验算
《液压滑动模板施工技术规范》（GBJ113—87）仅规定了模板正常滑升状态下支承杆承载力的计算（验算）方法，而对支承杆在模板滑空状态下的稳定验算没有相应规定。那么，在施工过程中，应如何对支承杆在模板滑空状态下的稳定性进行验算？
针对上述问题，我们通过对支承杆在空滑状态下的受力情况进行分析和计算模型简化，利用《钢结构设计规范》（GBJ17—88）中的有关计算方法来验算支承杆的稳定性，验算方法简便可靠且符合实际，解决了支承杆承载力验算的难题。
1．受力情况分析
为确定支承杆在模板滑空状态下的稳定性验算方法，我们就支承杆在两种状态（正常滑升和模板滑空）下的受力情况进行如下分析比较。
在正常滑升过程中，支承杆同时受到模板的夹固作用和混凝土的嵌固作用。据有关资料分析，这两种作用的程度是不一样的。在正常情况下，模板的夹固作用要大于模板下口早期混凝土对支承杆的嵌固作用。
混凝土对支承杆的嵌固作用是在混凝土早期强度大于0.2Mpa时开始产生，并随混凝土强度增高而增强。而由于支承杆为细长杆件，当混凝土早期强度大于0.7Mpa时，混凝土的嵌固作用将趋于稳定。
在空滑状态下，支承杆仅受混凝土的嵌固作用，尽管混凝土的强度已提高，对支承杆的约束加强了，但也难以补偿所失去的模板夹固作用。
在实际工作中，曾观测到这样一种现象：正常滑升时，支承杆压屈失稳方向多平行于模板面；而在模板滑空状态下，支承杆压屈失稳方向多垂直于模板面，且支承杆的上下两端有较明显的反弯点。
此外，在滑空状态下，由于支承杆的自由长度（脱空长度）长，上端极易因平台不平，千斤顶不同步等原因产生水平位移，而这种位移对支承杆的承载力也有较大影响。
2、支承杆下端嵌固点的位置分析
滑动模板的高度一般为900-1200mm，在正常滑升情况下，混凝土一般浇至距模板上口50—100mm位置处，按每层混凝土厚度250-300mm计，模板内的混凝土最多有3-4层。一般情况下，混凝土的出模强度控制在0.2-0.4Mpa，根据上述分析，如不考虑模板对支承的夹固作用，混凝土对支承杆的嵌固位置一般在混凝土表面以下500-700mm间，如同时考虑模板的夹固作用，那么支承杆的下端嵌固点位置则有上移趋势，嵌固点的位置一般都在混凝土表面下不到500mm处。
滑模施工至水平结构底标高时，模板需脱空（滑空），在模板滑升脱空过程中，因支承杆不断振动，支承杆与上部新近浇注的混凝土间存有间隙，使得这一区间的混凝土无法对支承杆形成握裹（虽然在正常滑升过程中也存在着支承杆不断振动的现象，但上部新近浇注的混凝土尚未初凝，具有自行闭合的能力，而即使在支承杆与混凝土间形成了间隙，上层混凝土浇注时，水泥浆填充了支承杆与混凝土间的空隙，支承杆的振动力为上层混凝土消化减弱而使下层混凝土与支承杆能有效结合，对支承杆形成嵌固）。因此，在滑空状态下，尽管上部混凝土很可能已超过0.2Mpa，但仍无法对支承杆形成嵌固，支承杆的下端嵌固位置一般在混凝土表面以下超过600mm位置处。
3．计算模型的简化
(1) 根据空滑状态下支承杆的受力情况和变形情况分析，我们将支承杆在空滑状态下的计算模型视为弹性嵌固。为便于计算，将支承杆下端嵌固点的位置统一定为混凝土表面下700mm位置处。
(2) 考虑到支承杆上端位移对其承载力的不利影响，支承杆的计算长度L0＝1.10(L+700)（L为支承杆的脱空长度，700为支承杆下端嵌固点距砼表面距离，单位为mm，系数1.10为考虑支承杆上端位移对其承载力的不利影响而取定的系数。
(3) 由于将支承杆的上下两端视为弹性嵌固，那么操作平台在荷载作用下所产生的内力将被分配传递到支承杆上，而支承杆究竟要分担多少内力，这很难确定。考虑到支承杆的刚度远小于平台刚度，支承杆分担的内力与支承杆承受竖向荷载与风载所产生的内力相比，比率很小。因此，我们采用如下方法，综合考虑这些因素。
1）竖向荷载作用时，荷载平均分配到各支承杆上。考虑到支承杆上端被视为弹性嵌固以及支承杆上端可能出现水平位移的原因，假定竖向荷载作用于支承杆时有一个初始偏心，偏心距e0取0.1i(i为支承杆回转半径)。
2）风荷载作用时，由于平台刚度远大于支承杆的刚度。因此，将各支承杆的变形视为一致。风荷载则按各支承杆的刚度大小进行分配。
4．支承杆稳定验算
支承杆稳定性验算时，应考虑支承杆在滑模系统自重、施工荷载、风载等共同作用下的稳定性。验算方法按下式（3-13-1）进行。
支承杆的计算长度取1.10（L+700），L为支承杆的脱空长度，从混凝土的上表面至千斤顶下卡头的距离。
竖向荷载作用时，荷载平均分配到各支承杆上，并考虑一个初始偏心，偏心距e0取0.1i(i为支承杆回转半径)。
风荷载作用时，风荷载也平均分配到各支承杆上。

N βm x M x
+ ≤ f （3-13-1）
фx A rx W1x(1-0.8N/NEx)

式中 N — 支承杆承受的轴心压力；
фx— 支承杆受压稳定系数，由支承杆的长细比λ确定；
A — 支承杆截面积；
M x—支承杆承受的弯矩，由风载和竖向荷载的偏心而产生；
W1x— 支承杆截面抵抗矩；
f — 钢材抗压强度设计值；
βm x—等效弯矩系数；
rx — 截面塑性发展系数；
N Ex— 欧拉临界力。

[ 本帖最后由 csccbjs 于 2010-10-7 09:52 编辑 ]

3-13-3-2 支承杆加固
目前，用于支承杆加固的方法很多，如方木加固、钢管加固、拼装柱盒加固以及假柱加固等。但我们认为这些加固方法，一者操作不便，二者加固后的支承杆承载力难以计算出来。为此，我们采用如下加固方法。
采用“35型千斤顶呈三角形状布置（形成三千斤顶组）、φ25支承杆格构式加固（形成三肢格构柱）”的方法，使三千斤顶组的额定起重量达90KN；三肢格构柱的回转半径大幅度增大，大大提高了支承杆的承载力和抗侧移、抗扭转刚度，其承载力远远超过了千斤顶的额定起重量和φ48×3.5钢管的承载力，使千斤顶的作用得以充分发挥，在不增加千斤顶或适当减少千斤顶数量的情况下满足滑模空滑施工的需要。
3-13-3-3 支承杆加固后的稳定性验算
根据支承杆的受力情况分析以及支承杆的加固方法，支承杆加固后的稳定验算按两端弹性嵌固的三肢格构柱进行验算，具体验算方法如下。
1 滑模空滑过程中，最危险的状态为模板即将空滑到位的状态，此时支承杆脱空最长，所承受的风载最大。因此，验算时应验算该状态下的支承杆稳定性。
2 为验算方便，验算时仅考虑被加固成三肢格构柱的支承杆承载。其计算长度取1.10（L+700），L为支承杆的脱空长度，从混凝土的上表面至千斤顶下卡头的距离。
3 竖向荷载作用时，荷载平均分配到各三肢格构柱上。并假定竖向荷载作用于三肢格构柱时有一个初始偏心，偏心距e0取0.1i(i为三肢格构柱的回转半径)。
4 风荷载作用时，将各三肢格构柱的刚度视为相等。风荷载平均分配到各三肢格构柱上。
5 在滑模系统自重、施工荷载、风载等共同作用下，三肢格构柱的稳定性验算方法按 3-13-2、3-13-3式进行。
（1）三肢格构柱整体稳定性验算按下式进行：
N βm x M x
+ ≤ f （3-13-2）
фx A rx W1x(1-0.8N/NEx)
式中 N — 三肢格构柱承受的轴心压力；
фx—三肢格构柱弯矩作用平面内的受压稳定系数，由三肢格构柱的长细比确定；
A —三肢格构柱截面积；
M x—三肢格构柱承受的弯矩，由风载和竖向荷载的偏心而产生；
W1x—三肢格构柱弯矩作用平面内按受压纤维确定的对X轴毛截面抵抗矩；
f —钢材抗压强度设计值；
βm x—弯矩作用平面内等效弯矩系数；
rx —截面塑性发展系数；
N Ex—欧拉临界力。
（2）三肢格构柱的分肢稳定性验算：
三肢格构柱的分肢稳定性验算方法：根据格构柱的轴力和弯矩，先计算出各分肢的轴力，然后采用下式验算。
N i ≤ f （3-13-3）
фi Ai
式中 Ni— 分肢所承受的轴力；
фi— 分肢受压稳定系数；
Ai— 分肢截面积；
f— 钢材抗压强度设计值。

[ 本帖最后由 csccbjs 于 2010-10-7 10:20 编辑 ]

3-13-4 滑模空滑施工
1 工艺流程
滑模空滑施工工艺的流程详见如下框图：
2、施工方法
该工程各筒仓的滑模空滑施工方法大致相同，现以熟料库为例简述其施工方法。
（1）熟料库的工程概况
熟料库为直径22m的钢筋混凝土筒仓，库壁厚度400mm，基础为厚度2500mm 的钢筋混凝土板式基础，基底标高-5.0m，在相对标高+5.2m—+7.4m处为2200mm厚库底板，底板由库壁和三道剪力墙支承。在相对标高+40m—+46m处为锥壳结构，锥壳上为三层框架库顶房。熟料库的结构示意见图3-13-1。
（3）熟料库滑模空滑施工
筒仓基础施工完毕后，在基础板上进行滑模组装。考虑到库底板以下滑模施工时，平台由库壁和剪力墙上的支承杆共同支撑，平台跨度和挠度相对较小。而库底板以上滑模施工时，剪力墙已施工完毕，剪力墙上的提升装置已不复存在，平台跨度和挠度将会增大，从而导致模板锥变（内模锥度变小，外模增大）。为避免内模倒锥，滑模组装时将模板锥度设为：外模为0，内模0.7% 。
滑模组装时，当平台下悬拉杆与剪力墙模板提升装置立体交叉时，则暂时取消该下悬拉杆，待剪力墙模板提升装置拆除后，再补设该下悬拉杆。
滑模自基础顶标高开始，剪力墙与库壁同滑。由于中心鼓筒高2m，其下缘低于内模下口500mm，使得鼓筒下的剪力墙段难以与库壁同滑，于是采用设置堵头板的办法，将鼓筒正下方4m长度范围内的剪力墙段预留后浇。
当滑模施工至库底板底标高时，滑模进入空滑施工。空滑施工分两个阶段进行，第一阶段：将模板脱空，即将模板下口标高从+4.30m处提升至+5.80m位置处，此时中心鼓筒的下缘高出库底板底标高100mm，然后拆除剪力墙模板提升装置，施工预留后浇段剪力墙和支设库底板底模；第二阶段：将模板下口标高从+5.80m处提升至+8.0m位置处，此时中心鼓筒的下缘高出库底板顶标高100mm，然后施工库底板。
模板空滑采用支承杆加固500mm高（支承杆加固示意见图3-13-2，支承杆加固后的稳定验算见表3-13-2），接着模板便滑升500高（分两次提升，每次提升高度约250mm，且每次均用限位卡整平。）的方法。模板空滑前后状态见图3-13-3。


[ 本帖最后由 csccbjs 于 2010-10-7 10:15 编辑 ]

3-13-5．主要技术经济指标
1 该技术适用于采用小吨位千斤顶进行滑模施工的各类钢筋混凝土筒仓水平结构或漏斗处、门窗洞口处的滑模空滑施工。高层建筑滑模施工也可参照进行。
2 采用该技术施工，支承杆加固方法操作简便、安全可靠。由于将φ25支承杆加固成三肢格构式柱，大大提高了支承杆的承载力和抗侧移、抗扭转刚度，有效地避免了空滑过程中平台出现扭转、漂移等现象。
3 与筒仓底板以下结构采用常规支模方法施工相比，采用该技术施工，可减少了筒仓底板以下结构的搭架支模施工工序，提高了钢筋绑扎、混凝土浇注的施工效率；节省了人工、材料、设备的投入；缩短了工期，降低了成本； 避免了滑模高空组装，有效地防止了底板上下筒体结构错位的现象，有利于减轻施工难度、改善作业条件，保证筒仓底板与筒壁结构的整体性以及底板上下筒体的垂直度；方便了筒仓底板侧模支设。
湘乡水泥厂技改工程筒仓采用滑模空滑施工技术施工，与筒仓底板以下结构采用常规支模方法施工相比，取得了如下技术、经济、社会效益（详见表3-13-3）。
技术、经济、社会效益情况表 表3-13-3
序号 主要技术经济指标 指标完成情况
1 工 期 缩短工期4个月。
2 质 量 工程先后被评为湖南省省优样板工程、芙蓉奖和中建总公司优质工程金奖；筒仓滑模施工QC成果荣获中建总公司优秀QC成果二等奖。
3 安 全 滑模空滑达到了预期的目标和效果，空滑时，平台未出现扭转、倾斜、漂移等现象，也未发生任何安全伤亡事故。
4 成 本 降低施工成本约84万元，获工期奖120万元获直接经济效益204万元。
5 科技进步 筒仓滑模超高空滑施工技术通过省级鉴定，并荣获中建总公司98年度科技进步三等奖。

4 与“滑模从基顶开始，先滑竖向结构，底板预留后浇 ”的施工方法相比，采用该技术施工，有利于保证筒壁与底板结构的整体性，充分实现设计意图。
5 与采用大吨位千斤顶进行筒仓滑模或空滑施工相比，采用该技术施工，可充分发挥小吨位千斤顶的优势（价格低廉、性能稳定、故障率低、一次性投入少）。而由35型千斤顶组成的三千斤顶组的额定承载力达90KN，三肢格构柱的承载力超过了千斤顶组的额定承载力和φ48×3.5钢管的承载力，使千斤顶的作用得以充分发挥，在一定程度上减少了千斤顶的用量。同时，φ25支承杆可取代部分结构主筋。因而，也具有较好的技术经济效益。
采用该技术施工与采用大吨位千斤顶进行筒仓滑模或空滑施工的技术、经济性能比较详见表3-13-4。
千斤顶技术、经济性能比较 表3-13-4
序号 对比项目 对比结果
1 千斤顶类型 35型 60型 90型
2 千斤顶数量（只） 3 1 1
3 千斤顶单价（元） 380 1150 1480
4 千斤顶费用（元） 1140 1150 1480
5 支承杆费用（元） 考虑Φ25支承杆可取代部分结构钢筋，Φ48钢管支承杆可以回收，故两者费用不作比较。
6 千斤顶额定起重量（KN） 90 60 90
7 支承杆回转半径（mm） 三肢格构柱的回转半径：85.7 15.8 15.8
8 自由长度为5.5m时的竖向承载力（KN） 218.1 4.78 4.78
9 备注 格构柱的回转半径和竖向承载力是在各分肢的水平间距均为210mm的情况下计算所得。

6 筒仓结构滑模施工,易出现偏、扭。目前，国内用于滑模纠偏、纠扭的方法很多，且效果也很不错，但操作起来不很方便。而采用对呈三角形状布置的三千斤顶组的三根支承杆进行格构式加固，使之成为三肢格构柱，以提高支承杆的承载力和抗侧移、抗扭转刚度的方法来进行纠偏纠扭，不但效果显著，而且操作方便。

[ 本帖最后由 csccbjs 于 2010-10-7 09:58 编辑 ]