不-是你的大爷
2006-12-13 10:32:10 作者:jql 来源:浏览次数:261 文字大小:【 大 】【 中 】【 小 】
1.现象
焊缝与钢筋交界处烧成缺口没有得到熔化金属的补充,特别是直径较小钢筋的焊接及坡口立焊中,
上钢筋很容易发生这种缺陷。
2.原因分析
焊接电流过大,电弧太长,或操作不熟练。
3.防治措施
选用合适的电流 (表 17-7) , 避免电流过大。 操作时电弧不能拉得过长, 并控制好焊条的角度和运弧的方法。
焊点质量要求
2006-12-13 01:15:07 作者:jql 来源:浏览次数:942 文字大小:【 大 】【 中 】【 小 】 1表面润湿程度
熔融焊料在被焊金属表面上应铺展, 并形成完整、 均匀、 连续的焊料覆盖层,其接触角应不 大于 90度。
2焊料量
焊料量应适中,避免过多或过少。
3焊点表面
焊点表面应完整、连续和圆滑,但不要求极光亮的外观。
4焊点位置
元器件的焊端或引脚在焊盘上的位置偏差,应在规定的范围内。
焊点缺陷种类
2006-12-13 01:14:29 作者:jql 来源:浏览次数:595 文字大小:【 大 】【 中 】【 小 】 1不润湿
焊点上的焊料与被焊金属表面形成的接触角大于 90度,见图 1,这种缺陷是不允许的。 2脱焊
即开焊,包括焊接后焊盘与基板表面分离。这种缺陷是不允许的。
3吊桥
元器件的一端离开焊盘而向上方斜立或直立。这种缺陷是不允许的,见图 2。
4桥接
高速焊接时焊缝咬边的形成机理
第 20 卷 第 1 期 焊 接 学 报 Vol. 20 No. 1 1 9 9 9 年 3 月 March 1 9 9 9 HANJ IE XU EBAO 3
Ξ高速焊接时焊缝咬边的形成机理
冯 雷 陈树君 殷树言
()()哈尔滨工业大学 北京工业大学
摘 要 根据描述弯曲液面上任一点处液面内外压强差的 Young - Laplace 方程 ,从液态金属在重力和
表面张力作用下的平衡条件出发 ,并基于二维假设 ,建立了描述熔敷金属表面形状的静态平衡模型 。以
θ由三相接触线平衡条件确定的接触角和单位长度上熔敷金属体积为边界条件 ,采用迭代算法求
解 Young - Laplace 方程 ,得出了平板表面上的熔敷金属平衡形状 。在此基础上 ,考虑熔池几何形状的
影 响 ,建立了平板堆焊时咬边产生机理的静力学模型 ,应用双重迭代算法对该模型进行求解 ,可以得出
熔 敷液体金属与熔化母材共同达到平衡时的条件 。采用该模型计算的产生咬边的临界条件与实验结
果吻 合得很好 ,最后 ,应用该模型对平板堆焊时影响焊缝咬边的因素进行了计算与讨论 。计算结果指
出 ,增 大材料润湿性,减小熔宽 ,增大单位长度上的熔敷金属量是减小咬边倾向的途径 。
关键词 : 熔池 焊缝成形 表面张力
0 序 言
进入 90 年代后 ,随着自动化技术 、人工智能理论等相关学科纷纷取得长足进展 ,焊接生产的机 械化 、自动化和机器人化程度不断提高 ,生产节拍不断加快 ,因此 ,对焊接加工环节本身的生产速度 提出了更高的要求 。但是 ,焊接速度的提高会带来一些与常规速度焊接时不同的问题 。其中最主 要的是焊缝成形差 ,出现焊道咬边的现象 ,速度进一步提高时出现所谓“驼峰”焊道 ,甚至造成焊缝
[ 1 ,2 ] 不连续。为了改善高速焊接时的焊缝成形 ,首先需要了解焊缝成形不良的机理 。本文是针对 平板堆焊时产生咬边的机理所进行的研究 。
1 平板表面上的熔敷金属形状
1. 1 液体表面的压强平衡
根据液体表面能的原理可以得出描述一弯曲液面上任一点处液面内外压强差的 Young -
1 1 [ 3 ] Δσ( σ()Laplace 方程: P =+ = 2H 1 ) R R 1 2
σ式中 :比表面能 ,或称表面张力系数 ,单位 N/ m。 R , R 为曲面在该点的两个互相垂直的法平面 1 2
1 1 1 ( 中的曲率半径 。 H = + 为平均曲率 。 ) 2 R R 1 2
Young - Laplace 方程为二阶微分方程 ,在边界条件足够时 ,解此方程即可求出液体表面形状 。
[ 4 ,5 ] Nishiguchi 和 Ohji 采用二维液柱模型 ,计算了平板表面上熔敷金属的形状。计算中基于如下假 设 :
) 1焊接方向上熔池足够长 ,可作为二维液体处理 ,即沿焊缝长度方向上的曲率可以忽略 。
Ξ 本研究工作得到北京市自然科学基金的资助 ,编号 3962004 。
1 期 高速焊接时焊缝咬边的形成机理 17
) 2忽略电弧的挖掘力 。
) 3整个液体表面上表面张力均匀 。
() 在上述情况下 ,式 1中 R = ?,则 H = 1/ 2 R ,对于截面如图 1 所示的二维液体 ,建立图中所 2 1
() 示坐标系 ,根据式 1和液体压强公式 ,有
2 dy 2 σ d x ρ()- gy 2 -= 3 R 0敷 金 边 界 为 y d ) (1 + d x 2
将 y = 0 时 d y/ d x = 0 作为边界条件 ,并对 y 进 行两次积分
得 :
( ) 1 1 + f y y x = - ( ) 1 - f y 图 1 平板上液体的表面形状 力 d y 2?0 ( )1 - f y ( )1 + f y Fig. 1 Shape of liquid surface on a flat plate
()3 ρg 1 2 ( ) ()式中 f y= y- y - 1 4
σ 2R 0
() 求解式 3即为液体金属的平衡形状 。
) ( 但注意到 f y的表达式中存在一个系数 R ,它并不是一个常数 ,Nishiguchi 和 Ohji 并未提出 0
确定 R 的方法 ,因此无法得出一定条件下的确定解 ,而只能给出一些定性的趋势 。 0
1. 2 求取确定解的方法
研究中引入了两个边界条件来求解 Young - Laplace 方程 :
) θ1三相接触线平衡条件确定的接触角 ,即
d y θ ( ) ()= t g y = h5 d x ) 2单位长度上熔敷金属体积 ,对于二维液柱即为截面积 。这一条件表达为 :
y ) ( ()A = 2 ? x yd y = Const 6 0
() ( ) 式 6所表达的约束条件是对式 3 积分结果的积分 ,采用解析算法是无法利用这一条件对 () θ式3进行求解的 。但是注意到 一定时 ,面积 A 为 R 的单调增函数 ,因此可以为 R 设定任意 0 0 的初值 ,据此求出高度 h ,并沿 y 坐标从 0 到 h 取等步距的点 ,对每一点 ,采用数值积分 ,得出每一
() 个 y 值对应的 x 值 ,然后再根据式 6求出这时的面积 A 与给定面积比较 ,如果误差大于允许值 , 则对 R 进行迭代 ,如此进行 ,直到在 R 等于某一值时 ,面积 A 与给定面积的误差在允许范围内 , 0 0
即面积约束条件满足 ,则此时可以得到一定接触角 ,一定截面积的液体金属在平板上达到平衡时的 表面形状 。
2 平板堆焊时咬边产生机理的静力学模型
2. 1 熔池形状的几何模型
在上述算法的基础上 ,在考虑熔深形状的情况下 ,对平板堆焊时产生咬边的静力学机理及其影 响因素进行了分析 。在计算中将熔深为 d ,熔宽为 W 的熔合线简化为椭圆的一段弧 ,椭圆 y 方向 上半轴长为b = 2 d ,并假设其形状在整个过程中保持不变 ,即忽略过热液体金属对母材的重熔
18 焊 接 学 报 20 卷 作用 ,如图 2 所示 。根据几何知识可求出熔合线
上距熔池底部高度为 hs 的点 S 处的宽度 W s ,
点 S 处熔合线与水平线的夹角 < ,熔化的母材金="">
属截面积 A b 以及经过点 S 的水平线以下的熔
化金属截面积 A s。
2. 2 液体金属混合物的平衡条件 在考虑母材熔化的情况下 ,液体金属达到稳
定的条件应为熔敷金属与熔化的母材的混合物 图 2 熔池形状的几何模型 在表面张力和重力的作用下共同达到平衡 。 Fig. 2 Geometrical model of weld pool
不妨假设熔敷金属首先铺展到焊趾部 ,这时确定焊趾部即三相接触线的受力情况的是两个角
β度值 ,一是液气界面与水平线的夹角 ,另一个是熔合线与水平线的夹角 < ,其定义如图="" 3="" 所示="" 。="">
θ因为在材料 、表面状态 、温度等条件一定时 ,固液相间的接触角 是一个确定的约束条件 ,所以只 有满足
βθ ()+ < =7="">
βθ时 ,三相接触线的受力才能够达到平衡 。否则 ,根据 + < 与接触角的关系="" ,会出现两种情况="" :="">
) βθa+ <>,则三相接触线所受合力 F 的方向是向熔池外部的 ,液体将向外铺展 ,不会形成咬
() 边 ,如图 3 a所示 ;
) βθb+ <><,则三相接触线所受合力 f="" 的方向是向熔池内部的="" ,三相接触线将向熔池内部移="">
β() 动 ,同时熔化的母材金属向中间聚集 ,+ < 的值不断增大="" ,直到满足式="" 7时达到平衡="" ,如图中虚线="">
() 所示 。这样就形成了咬边 ,如图 3 b所示 。
图 3 熔敷金属液体在熔池边缘的受力与运动趋势
Fig. 3 Forces and moving tendency of molten pool at edge
2. 3 确定平衡位置的算法
由上面的分析可知 ,在考虑熔池形状的情况下 ,求解液态金属平衡方程的关键在于确定一定截
β面积的液体金属 ,在底部宽度一定时 ,其三相接触线上液体表面与水平线的夹角 。请注意 ,此时 作为边界条件的截面积与平板表面时的情况不同 ,由于液体金属向熔池中央聚集 ,使三相接触线离 开母材表面 ,所以此时必须考虑这一部分向中央聚集的熔化母材的重力作用 。设熔化的母材金属 截面积为 A b ,熔敷金属的截面积为 A f ,则总的液体金属的截面积为 A b + A f 。当三相接触线处于 熔合线上任一点 S 时 ,需要通过表面张力维持的是通过 S 点的水平线以上的液体金属的重力 ,这
1 期 高速焊接时焊缝咬边的形成机理 19
部分液体截面积为 A b + A f - A s ,如图 2 中所示 。因此 ,为通过 Young - Laplace 方程求解此时的 β,应引入如下边界条件 :
()A = A b + A f - A s 8
()W = W s 9 式中 A s 和 W s 的定义如图 2 中所示 。
β与上一节中求解 R 的算法类似 ,由于在液体截面积一定时 ,底部宽度 W 是底角的单调减 0
() () β函数 ,所以可以利用式 8和式 9两个边界条件 ,采用迭代算法确定 的值 。在这一过程中利用
β了上一节中确定 R 的算法子程序 。即采用了双重的迭代算法来确定 。当所求得的结果满足式 0
() 7时 ,液态金属达到平衡 。此时能够得出咬边深度 、宽度以及焊道高度 、底部宽度和顶部曲率等焊 道形状参数 。
由于实际焊接时的焊道形状参数很难保证 ,为了验证这一算法的正确性 ,采取了统计的方法 ,
() 即对每一确定的熔敷金属截面积 这可通过送丝速度与焊接速度确定,调节焊接电压 ,得到一系列 比较分散的熔宽数值 ,观察焊道出现咬边的情况 ,与计算得出的临界条件比较 。试验材料如下 :
母 材 —厚度 3mm 的低碳钢板 ;
焊 丝 —H08Mn2Si , <1. 2mm="" ;="">
保护气 —100 % CO,流量 15L/ min。 2 4 所示 。图中数据点所表示的是不同熔宽与熔敷金属截面积的匹配 , 这一组试验的结果如图
其中实心圆点表示计算得出的不产生咬边的临界点 ,实线为这些点的拟合结果 ,实心三角为无咬边 产生的试验点 ,空心三角为产生咬边的试验点 。可见 ,计算得出的产生咬边缺陷的临界条件与试验 点的分布情况基本相符 。
图 4 理论计算的咬边临界条件与试验数据的比较
Fig. 4 Calculated critical condition of undercut and experimental points
3 计算结果与讨论
把平衡时的咬边深度 d 作为衡量咬边倾向的指标 ,利用上述算法 ,分别计算了各焊缝形状参 u
数对咬边倾向的影响 。
2 (图5所示为熔敷金属截面积为6 . 36mm对应焊接速度1 . 6m/ min ,焊丝直径1 . 2mm ,送丝速
度
20 焊 接 学 报 20 卷 ) 9m/ min 的情况,接触角分别为 90?和 135?时 , 不同的熔宽 W b 对咬边倾向的影响情况 。由图 5 中可见 , 在同样的接触角和熔敷金属量条件
下 ,随熔宽的增大 ,咬边倾向明显增加 。而当熔
宽小于一定值时 ,不会发生咬边 。 () 图 6 是一定熔宽 6mm条件下 ,熔敷金属截 面积 A 对咬边倾向影响的计算结果 。可以看
出 ,咬边倾向随熔敷金属量的增大而减小 ,当熔 敷金属量足够大时不出现咬边 。 θ 另外 ,从图 5 和图 6 都可以看出 ,接触角
的大小对咬边倾向的影响很大 ,在接触角小于
90?时 ,即润湿性良好的情况下 ,几乎不可能出现 咬边 。
采用以上算法 ,由以上计算结果可知 ,减小
图 5 熔宽 W b 对咬边倾向的影响 () 咬边倾向可从如下几个方面入手 : a减小接触
Fig. 5 Effect of bead width Wb on undercut θ() () 角; b减小熔宽 ; c增大熔敷金属量 。其中 ,
tendency 减小接触角可以通过调整焊丝和保护气体成分 实现 ,即通过加入少量氧化性成分等措施 ,减小 液态金属的表面张力 ,从而减小接触角 ;减小熔 宽可以通过降低焊接电压实现 ;而增大熔敷金属 量则需要增大送丝速度即焊接电流 。
4 结 论
() 1采用考虑熔池形状的液态金属的流体 静力学模型 ,可以解释平板堆焊时焊道咬边现象 的产生机理 。
() 2焊道咬边倾向随接触角和熔宽的增大 而增大 ,随单位长度上熔敷金属量的增大而减 小 。
() 3为减小咬边倾向 ,一方面可以调整焊丝 图 6 熔敷金属截面积 A 对咬边倾向的影响
和保护气体成分 ,另一方面 ,可采用大电流匹配 Fig. 6 Effect of cross - sectional area A on
低电压进行焊接 。 undercut tendency
()1998 - 05 - 05 收到初稿 ,1998 - 11 - 16 收到修改稿
1 期 高速焊接时焊缝咬边的形成机理 21
参 考 文 献
1 Lancaster J F. The Physics of Welding. Pergamon Press. 1984.
2 殷树言 ,张九海. 气体保护焊工艺. 哈尔滨 :哈尔滨工业大学出版社 ,1989.
3 C A 米勒尔 , P 尼奥基著 ,杨承志 ,金静芷译. 界面现象 —平衡与动态效应. 北京 :石油工业出版社 ,1992.
4 Nishiguchi K et al. Study on Bead Surface Profile. IIW - DOC. 212 - 391 - 77.
( ) 5 Akira Matsunawa. Role of Surface Tension in Fusion Welding Part 1. IIW - DOC. 212 - 618 - 85.
Mechanism of Undercut Phenomenon in High Speed Welding
Feng Lei , Chen S hujun
( )Harbin Instit ute of Technology
Yin S huyan
( )Beijing Polytechnical U niversity
Abstract On the basis of the equilibrium conditions between gravity force and surface tension exerted on liquid metal , a static model is established to describe the surface shape of the deposited metal , the foundation of the model is the Young - Laplace Equation , which describes the pressure difference be2
tween the two sides of a curved liquid surface. Two dimensional hypothesis is adopted to simplify the
θcalculation. The contact angleand the volume of filler metal on unit bead length are taken as two boundary conditions , so that the surface shape of the molten metal on a plane can be solved by an itera2
tion algorithm. Then a static equilibrium model of the mechanism of the undercut phenomenon in high speed bead2on2plate welding is established , in which the geometry of the molten pool is considered. A ‘double iteration algorithm’is applied to get the equilibrium condition for the mixture of the filler met2
al and the molten base metal. The critical undercut condition calculated by this model corresponds well with the experimental result . Finally , the model is applied in analyzing the factors that act upon the undercut tendency. The analysis shows that by improving the wettability of the material , decreasing the bead width and increasing the volume of filler metal on unit bead length , the undercut tendency can be decreased.
Key words molten pool , bead formation , surface tension
作者简介 冯雷 ,男 ,1972 年出生 。1989 年考入哈尔滨工业大学焊接工艺与设备专业 ; 1993 年获
学士学位 ,并考取硕士研究生 ,研究方向为激光加工工艺与数控自动编程系统 ;1996 年被录取为哈
尔滨工业大学博士研究生 ,主要从事焊接设备与焊接自动化方面的研究与开发及焊接电弧物理研
究 。
CO2气保焊在焊接过程中克服咬边的方法
CO2气保焊在焊接过程中克服咬边的方法
1原 因
所 谓 咬 边 就 是 焊 丝 在 焊 接 过 程 中 , 由 于
CO2气 保 焊 在 焊 接 过 程 中 克 服 咬 边 的 方 法
焊 接 速 度 过 高 ,使 得 焊 缝 线 能 量 变 小 ,而 对 焊 缝 两 侧 的 加 热 不 足 ,导 致 熔 池 温 度 下 降 ,从 而 使 熔 池 边 缘 的 液 体 金 属 与 母 材 润 湿 不 良 , 在 金 属 液 体 表 面 张 力 作 用 下 ,
焊 缝 边 缘 的 液 体 金 属 向 中 心 聚 集 而 形 成 的 焊 缝 缺 陷 。 通 常 情 况 下 , 焊 接 速 度 在 0. 5m /min 左 右 为 佳 。 轻 微 的 咬 边 形 成 驼 峰 焊 缝 , 严 重 的 咬 边 形 成 焊 接 裂 纹 。 而 容 易 形 成 咬 边 的 原 因 :
A 焊 接 速 度 大 于 lm /minH~形 成 ;
B 焊 接 电 流 过 低 造 成 ;
C 焊 接 方 法 不 正 确 形 成 。
2采 取 措 施
A 降 低 焊 接 速 度 , 控 制 在 0. 5m /min 左 右 为 佳 。
B 适 当 提 高 焊 接 电 流 , 但 是 应 该 正 确 控 制 熔 深 和 余 高 , 不 能 使 余 高 太 高 (可 以 参 照 《 现 代 焊 接 》 2003第 22期 第 69页 介 绍 的 方 法 调 整 电 流 参 数 ) 。
C 焊 接 方 法 :可 以 让 焊 丝 摆 动 时 停 留 在 坡 口 边 缘 并 做 短 暂 停 顿 , 并 且 焊 丝 摆 动 到 坡 口 边 缘 的 另 一 侧 同 样 做 短 暂 停 顿 ,然 后 焊 丝 继 续 向 前 摆 动 ,这 样 焊 丝 始 终 保 持 在 熔 化 状 态 ,而 母 材 金 属 温 度 尽 管 相 对 较 低 ,但 是 熔 化 的 焊 丝 很 快 将 熔 池 填 充 满 ,这 样 可 以 解 决 咬 边 的 问 题 ,同 时 保 证 焊 缝 的 平 直 。
钢筋焊接
下连续墙施工技术难点的分析
2007-11-30 11:54 【大 中 小】【打印】【我要纠错】
摘 要：本文主要阐述了地下连续墙的施工过程中一些技术要点和难点，并且结合实践提出了作者的一点意见和解决方法。
1、前言
1950年意大利开始在水库大坝工程中使用地下连续墙技术，1958年我国引进了此项技术并应用于北京密云水库的施工中。70年代中期，这项技术开始推广应用到建筑、煤矿、市政等部门。我们上海市第二市政工程有限公司作为总包方早已涉及到了地下连续墙的施工，但真正开始自己施工却是从2001年轻轨明珠线二期临平路车站地下连续墙的施工开始的，上海的轨道交通施工市场前景广阔，因此地下连续墙施工技术的研究对我们上海市第二市政工程有限公司有着重要的战略意义。
2、地下连续墙简介虽然地下连续墙已经有了50多年的历史，但是要严格分类，仍是很难的
（1）按成墙方式可分为：①桩排式；②槽板式；③组合式。
（2）按墙的用途可分为：①防渗墙；②临时挡土墙；③永久挡土（承重）墙；④作为基础用的地下连续墙。
（3）按强体材料可分为：①钢筋混凝土墙；②塑性混凝土墙；③固化灰浆墙；④自硬泥浆墙；⑤预制墙；⑥泥浆槽墙（回填砾石、粘土和水泥三合土）；⑦后张预应力地下连续墙；⑧钢制地下连续墙。
（4）按开挖情况可分为：①地下连续墙（开挖）；②地下防渗墙（不开挖）。
我们这里讲的是槽板式用作永久挡土围护结构的钢筋混凝土地下连续墙。
地下连续墙的优点有很多，主要有：
（1）施工时振动小，噪音低，非常适于在城市施工。
（2）墙体刚度大，用于基坑开挖时，极少发生地基沉降或塌方事故。
（3）防渗性能好。
（4）可以贴近施工，由于上述几项优点，我们可以紧贴原有建筑物施工地下连续墙。
（5）可用于逆作法施工。
（6）适用于多种地基条件。
（7）可用作刚性基础。
（8）占地少，可以充分利用建筑红线以内有限的地面和空间，充分发挥投资效益。
（9）工效高，工期短，质量可靠，经济效益高。
地下连续墙的缺点主要有：
（1）在一些特殊的地质条件下（如很软的淤泥质土，含漂石的冲积层和超硬岩石等），施工难度很大。
（2）如果施工方法不当或地质条件特殊，可能出现相邻槽段不能对齐和漏水的问题。
（3）地下连续墙如果用作临时的挡土结构，比其它方法的费用要高些。
（4）在城市施工时，废泥浆地处理比较麻烦。
3、地下连续墙施工难点地下连续墙的施工主要分为以下几个部分：导墙施工、钢筋笼制作、泥浆制作、成槽放样、成槽、下锁口管、钢筋笼吊放和下钢筋笼、下拔砼导管浇筑砼、拔锁口管
以下将分项叙述各个施工环节中的要点和难点：
3.1 导墙施工导墙是地下连续墙施工的第一步，它的作用是挡土墙，建造地下连续墙施工测量的基准、储存泥浆，它对挖槽起重大作用。根据我们使用的情况看来主要有以下几个问题。
（1）导墙变形导致钢筋笼不能顺利下放出现这种情况的主要原因是导墙施工完毕后没有加纵向支撑，导墙侧向稳定不足发生导墙变形。解决这个问题的措施是导墙拆模后，沿导墙纵向每隔一米设二道木支撑，将二片导墙支撑起来，导墙砼没有达到设计强度以前，禁止重型机械在导墙侧面行驶，防止导墙受压变形。
如导墙已变形，解决方法是用锁口管强行插入，撑开足够空间下放钢筋笼。
（2）导墙的内墙面与地下连续墙的轴线不平行这个问题在我们的施工过程中曾经碰到过，超声波测试结果显示，由于导墙本身的不垂直，造成整幅墙的垂直度不理想。
导墙的内墙面与地下连续墙的轴线不平行会造成建好的地下连续墙不符合设计要求。解决的措施主要是导墙中心线与地下连续墙轴应重合，内外导墙面的净距应等于地下连续墙的设计宽度加50mm ，净距误差小于5mm ，导墙内外墙面垂直。以此偏差进行控制，可以确保偏差符合设计要求。
（3）导墙开挖深度范围内均为回填土，塌方后造成导墙背侧空洞，砼方量增多解决方法：首先是用小型挖基开挖导墙，使回填的土方量减少，其次是导墙背后填一些素土而不用杂填土。
3.2 钢筋笼制作钢筋笼的制作是地下连续墙施工的一个重要环节，在我们的施工过程中，钢筋笼的制作与进度的快慢有直接影响。钢筋笼制作主要有以下几点问题：
（1）进度问题进度是由许多因素影响的，我们一般碰到的主要有：
①施工时场地条件不允许设置两个钢筋制作平台。钢筋笼制作速度决定了施工进度，要保证一天一幅的施工进度，一定要两个施工平台交替作业。
②施工时进入梅雨天气，下雨天数多。电焊工属于危险工种，尤其不能在雨天施工，在安全和文明施工的要求下我们在雨天停止施工。我认为解决方法是用脚手架和彩钢板分段搭设小棚子，下设滚轮，拼接起来，雨天遮雨，平时遮阳。待钢筋笼需要起吊时用推开或吊车吊离。
（2）焊接质量问题焊接质量问题是钢筋笼制作过程里一个比较突出的问题。主要有： ①碰焊接头错位、弯曲。
错位主要是由于碰焊工工作量大，注意力不集中引起的质量问题，经过提醒并且不定期的抽样检查，碰焊质量有了明显提高。民工队伍里需要掌握碰焊技术的人员。弯曲是因为碰焊完成后，接头部分还处于高温软弱状态，强度不够，民工在搬运钢筋到堆放地时，造成钢筋在接头处受力弯曲变形，在堆放后又没有处理过，冷却后强度恢复很难处理。对民工技术交底过后情况有所好转，在以后的工作里应该紧盯这个问题。
②钢筋笼焊接时的咬肉问题。
这个问题的产生主要是因为民工队伍技术水平不到位，许多是生手，其次是因为由于电焊工数量不够，由一班人长期加班加点，疲劳过度引起的质量问题。如果更换生手并且配足电焊工的话，问题就会得到彻底解决。
3.3 泥浆制作泥浆是地下连续墙施工中深槽槽壁稳定的关键，必须根据地质、水文资料，采用膨润土、cmc 、纯碱等原料，按一定比例配制而成。在地下连续墙成槽中，依靠槽壁内充满触变泥浆，并使泥浆液面保持高出地下水位0.5—1.0米。泥浆液柱压力作用在开挖槽段土壁上，除平衡土压力、水压力外，由于泥浆在槽壁内的压差作用，部分水渗入土层，从而在槽壁表面形成一层固体颗粒状的胶结物——泥皮。性能良好的泥浆失水量少，泥皮薄而密，具有较高的粘接力，这对于维护槽壁稳定，防止塌方起到很大的作用。
泥浆制作过程中应该注意以下几个问题：
（1）要按泥浆的使用状态及时进行泥浆指标的检验。
新拌制的泥浆不控制就不知拌制的泥浆能否满足成槽的要求；储存泥浆池的泥浆不检验，可能影响槽壁的稳定；沟槽内的泥浆不按挖槽过程中和挖槽完成后泥浆静止时间长短分
别进行质量控制，会形成泥皮薄弱且抗渗性能差；挖槽过程中正在循环使用的泥浆不及时测定试验，泥浆质量恶化程度不清，不及时改善泥浆性能，槽壁挖掘进度和槽壁稳定性难以保证；浇筑混凝土置换出来的泥浆不进行全部质量控制试验，就无法判别泥浆应舍弃还是处理后重复使用。
（2）成本控制泥浆制作主要用三种原材料，膨润土、cmc 、纯碱。其中膨润土最廉价，纯碱和cmc 则非常昂贵。如何在保证质量的情况下节约成本，就成为一个关键问题。
要解决这个问题就要在条件允许的情况下，尽可能地多用膨润土。合格的泥浆有一定的指标要求，主要有粘度、ph 值、含沙量、比重、泥皮厚度、失水量等。要达到指标的要求有很多种配置方法，但要找到最经济的配置方法是需要多次试验的。
（3）泥浆制作与工程整体的衔接问题泥浆制作工艺要求，新配制的泥浆应该在池中放置一天充分发酵后才可投入使用。旧泥浆也应该在成槽之前进行回收处理和利用。当工程进行得非常紧张的时候，一天一幅的进度对泥浆制作是一个严峻的考验。
有时自来水压力小，要拌制一个搅拌池的泥浆（5立方米）至少需要30分钟，当需要拌制新浆的时候，时间就变得非常紧张。解决的方法一个是连夜施工，在泥浆回笼完成的时候马上开始拌制新浆或进行泥浆处理。另外准备一个清水箱，在不拌制新浆的时候用于灌满清水，里面放置一个大功率水泵，拌浆时使用箱内清水，同时水管连续向箱内供水，就可以最大限度的利用水流量，加快供水速度，节约拌浆的时间。
（4）泥浆制作具体方量的确定泥浆制作需要一定的方量，到底多少方量才是合适的呢。方量的确定在理论书籍上有许多复杂的公式。一般情况，以拌制理论方量的1.5倍比较合适。在已经施工的36幅墙的过程中，基本上是合适的。但也出现过特殊情况，例如DQ95的成槽过程中发生过明显的泥浆渗漏情况，幸亏发现及时，马上拌制新浆，由于渗漏速度不是很快，最终没有影响工程的进行，此幅实际用浆量是平时的2倍。
3.4 成槽放样成槽放样其实是一项比较简单的工作，但我们却在这个问题上碰到了钉子。成槽宽度理论上应该是：成槽宽度=墙体理论宽度+锁口管直径+外放尺寸（先行幅） 成槽宽度=墙体理论宽度+锁口管直径/2+外放尺寸（连接幅）
第一幅时我们把外放尺寸定为10公分，实际情况看来，这个尺寸是偏小的。在成槽完毕的时候，我们碰到了钢筋笼下放困难的问题，实际上成槽不能保证垂直度，在底部的时候发生倾斜，解决方法是：1） 加强成槽司机的垂直度控制意识，设立奖励制度。
2）购买测斜仪，确保垂直度。
3.5 成槽成槽主要有以下几个问题：
（1）成槽机施工成槽施工是地下连续墙施工的第一步，也是地下连续墙施工质量是否完好的关键一步，成槽的技术指标要求主要是前后偏差、左右偏差。由于前后偏差由仪器控制，前后偏差在施工过程中出现问题的次数是较少的；左右偏差由于原有的控制仪器损坏，至今未修复，因此主要由司机的经验和目测来控制。左右偏差的问题是我们地下连续墙施工过程中的一个顽症，发生的概率非常高。在一次抽检时，槽顶与槽底的偏差竟然有60厘米之多，这么大的偏差肉眼很容易就可以观察到。我认为首先是我们的技术交底工作没有做好，其次是成槽司机的态度不是很严肃，希望在以后的施工过程过程中可以杜绝这种现象。
（2）泥浆液面控制成槽的施工工序中，泥浆液面控制是非常重要的一环。只有保证泥浆液面的高度高于地下水位的高度，并且不低于导墙以下50厘米时才能够保证槽壁不塌方。泥浆液面控制包括两个方面：首先是成槽工程中的液面控制，这一点做起来应该并不难。但是一旦发生，就会对我们的槽壁质量形成了很大的影响，塌方在所难免。产生的原因主要是指导工麻痹大意，民工不知道如何操作。我认为对民工的交底也是一项必做的工作，民工不止是干体力活，对具体的工序也应该有一定的了解。
其次是成槽结束后到浇筑砼之前的这段时间的液面控制。这件工作往往受到大家的忽
视，但是泥浆液面的控制是全过程的，在浇筑砼之前都是必须保证合乎要求的，只要有一小段时间不合要求就会功亏一篑。
（3）地下水的升降遇到降雨等情况使地下水位急速上升，地下水又绕过导墙流入槽段使泥浆对地下水的超压力减小，极易产生塌方事故。
地下水位越高，平衡它所需用的泥浆密度也越大，槽壁失稳的可能性越大，为了解决槽壁塌方，必要时可部分或全部降低地下水，泥浆面与地下水位液面高差大，对保证槽壁的稳定起很大作用。所以另一个方法是提高泥浆液面，泥浆液面至少高出地下水位0.5—1.0米。在施工中发现漏浆跑浆要及时堵漏补浆，以保持泥浆规定的液面。第二种方法实施比较容易因此采用的比较多，但碰到恶劣的地质环境，还是第一种方法效果好。
（4）清底工作在吊放钢筋笼前不认真操作。
沉渣过多会造成地下连续墙的承载能力降低，墙体沉降加大沉渣影响墙体底部的截水防渗能力，成为管涌的隐患；降低混凝土的强度，严重影响接头部位的抗渗性；造成钢筋笼的上浮；沉渣过多，影响钢筋笼沉放不到位；加速泥浆变质。
（5）刷壁次数的问题地下连续墙一般都是顺序施工，在已施工的地下连续墙的侧面往往有许多泥土粘在上面，所以刷壁就成了必不可少的工作。刷壁要求在铁刷上没有泥才可停止，一般需要刷20次，确保接头面的新老砼接合紧密，可实际情况往往刷壁的次数达不到要求，这就有可能造成两幅墙之间夹有泥土，首先会产生严重的渗漏，其次对地下连续墙的整体性有很大影响。在以后的堵漏工作中就要浪费许多人力物力，经济损失不可弥补，而且这对我们日后的决算也会造成很大的影响。因此虽然刷壁的工作比较烦，而且它导致的恶果不是很快就能看出来，但它却对我们的施工质量有着至关紧要的影响，一点也马虎不得。
3.6下锁口管锁口管的问题是施工过程的一个疑难杂症，至今没有得到合理的解决。主要问题有以下几个方面：
（1）槽壁不垂直，造成锁口管位置的偏移由于机器和人工的原因，我们成好的槽壁在下部总是存在两端不垂直的问题：如图所示
这就造成在下锁口管的时候，锁口管不能按照预先放好的样的位置摆放，影响到这幅墙的宽度及钢筋笼的下放。同时锁口管的后面空当过大，加大了土方回填的工作量，也容易产生漏浆的问题。解决方法是修好左右纠偏的仪器，并且提高司机的操作技术，做好技术交底，在成槽后期的时候有意识的向两边倾斜。
（2）锁口管固定不稳，造成锁口管倾斜锁口管的固定包括上端固定和下端固定：下端固定主要通过吊机提起锁口管一段高度使其自由下落插入土中使其固定，这个工作除了一次漏做外做的还是比较好的，这种固定方法使锁口管的下端一般不会产生大的位移。上端固定一般是通过锁口管与导墙之间的缝隙之间打入导木枕，并用槽钢斜撑来解决。这种方法基本上可以杜绝锁口管移位的产生，我认为这是一种较好的方法。实际施工中我们使用最多的是用100吨吊车用10吨力竖直向上拉锁口管，当锁口管发生偏移时，会有反方向的力使其回位。这种方法的缺点是当发生小的位移时，反方向的力很小，不能够起到作用，因此位移不可避免，而且当场地条件不允许时，100吨吊车很难找到合适的位置。
实际施工中，有几次锁口管上端未作固定或固定不好，偏移严重，造成此幅墙的幅宽超过设计宽度，占用了下一幅墙的幅宽。这个问题的产生和漏浆问题的产生共同造成了闭合幅的幅宽缩小的问题，其中最小的一幅只有4.5米宽，整整缩小了1.5米。
（3）拔锁口管的问题拔锁口管时为了避免使用液压顶升架，往往在砼没有浇筑完毕的时候就已经开始拔了，这样做不是不可以，只是一定要掌握好砼初凝的时间，在实际操作中指导工往往不能很好的掌握。因此我认为拔锁口管应该在砼灌注完毕的时候再开始拔，建议每次都使用液压顶升架，这样可以防止因锁口管拔的太早，墙体底部的砼未初凝而产生的漏浆问题。
（4）锁口管后回填土的问题锁口管下放以后，不会紧贴土体，总是有一定的缝隙，一定要进行土方回填，否则砼绕过锁口管，就会对下一幅连续墙的施工造成很大的障碍。但由于缝隙较小，又充满泥浆，回填如不易密实。
因此我们要加工一根专用设备――钢钎，用来插入缝隙，捅实回填土，防止砼绕流。
3.7钢筋笼起吊和下钢筋笼
（1）钢筋笼偏移由于上一幅施工时锁口管后面的空当回填不密实造成的漏浆问题会产生一系列的不良后果。成槽时由于砼已凝固，会损坏成槽机的牙齿，下钢筋笼时也会对钢筋笼产生影响。
当钢筋笼碰到砼块时，会发生倾斜，使钢筋笼左右标高不一致，影响接驳器的准确安放。同时由于漏浆的影响，会使钢筋笼发生侧移，扩大本幅墙的宽度，占用下一幅墙的墙宽。
（2）民工上钢筋笼的安全问题钢筋笼起吊时一定要注意安全，整个钢筋笼竖起来后足有30米高，经常发生焊工遗留的碎钢筋、焊条高空下落问题，因此在整个起吊过程中无关人员一定要远离钢筋笼，防止意外事件的发生。由于施工的要求，必须要爬上钢筋笼进行施工操作，危险性比较高，因此一定要注意安全，爬笼子之前对民工进行安全教育，安全帽帽扣要扣好，到达高度后第一步就是要系好安全带。
（3）钢筋笼下不去除少数是槽体垂直度不合要求外，大部分情况是由于漏浆的原因导致钢筋笼下不去，因此漏浆的问题必须要解决。回填土不密实是导致漏浆的主要原因。
（4）钢筋笼的吊放钢筋笼的吊放过程中，发生钢筋笼变形，笼在空中摇摆，吊点中心与槽段中心不重合。就会造成吊臂摆动，使笼在插入槽内碰撞槽壁发生坍塌，吊点中心与槽段中心偏差大，钢筋笼不能顺利沉放到槽底等。吊点问题至关重要，一旦吊点发生问题，就有可能造成钢筋笼变形等不可弥补的损失，因此一定要经过项目部人员的仔细研究推敲，以确保钢筋笼起吊的绝对安全。插入钢筋笼时，使钢筋笼的中心线对准槽段的纵向轴线，徐徐下放。
3.8下、拔砼导管、浇筑砼
（1）导管拼装问题导管在砼浇注前先在地面上每4-5节拼装好，用吊机直接吊入槽中砼导管口，再将导管连接起来，这样有利于提高施工速度。
（2）导管拆卸的问题导管的拆卸问题是一个困扰我们的老问题，在倒砼的时候，我们要根据计算逐步拆卸导管，但由于有些导管拆不下来或需要很多的时间拆卸，严重的影响了砼的灌注工作，因为连续性是顺利灌注砼的关键。其实这个问题并不难以解决，只要每次砼灌注完毕把每节导管拆卸一遍，螺丝口涂黄油润滑就可以了。还应注意在使用导管的时候，一定要小心，防止导管碰撞变形，难以拆卸。
（3）堵管的问题由于砼的质量问题，发生过几次导管堵塞的问题，经与拌站联系过后没有再发生过。导管堵塞后，要把导管整体拔出来，对斗上的钢丝绳来说是一个考验，整体提高二十几米是非常危险的，万一钢丝绳断掉就会造成不可估量的损失。因此拔出时应该换用直径大的钢丝绳。导管的整体拔出会因为拔空而造成淤泥夹层的事故，而且管内的砼在泥浆液面上倒入泥浆，会严重污染泥浆。
（4）在钢筋笼安置完毕后，应马上下导管马上下导管是一个工序衔接的问题，这样做可以减少空槽的时间，防止塌方的产生。
（5）槽底淤积物对墙体质量的影响
①淤积物的形成清底不彻底，大量泥渣仍然存在；清底验收后仍有砂砾、粘土悬浮在槽孔泥浆中，随着槽孔停置时间加长，粗颗粒悬浮物在重力的作用下沉积到槽孔底部；槽孔壁坍方，形成大量槽底淤积物。
②淤积物对墙体质量的影响槽孔底部淤积物是墙体夹泥的主要来源。混凝土开浇时向下冲击力大，混凝土将导管下的淤积物冲起，一部分悬浮于泥浆中，一部分与混凝土掺混，处
于导管附近的淤积物易被混凝土推挤至远离导管的端部。当淤积层厚度大或粒径大时，仍有部分留在原地。悬浮于泥浆中淤积物，随着时间的延长，又沉淀下来落在混凝土面上。一般情况下，这层淤泥比底部的淤积物细，内摩擦角小，比处于塑性流动状态下的混凝土有更大的流动性，只要槽孔混凝土面稍有倾斜，就会促使淤泥流动，沿着斜坡流到低洼处聚集起来，当槽孔混凝土面发生变化或呈覆盖状流动时，这些淤泥最易被包裹在混凝土中，形成窝泥。被混凝土推挤至槽底两端的淤积物，一部分随混凝土沿接缝向上爬升，甚至一直爬到槽孔顶部。当混凝土挤压力小时，还会在接缝处滞留下来形成接头夹泥。当多根导管同时浇注时，导管间混凝土分界面也可能夹泥，这些夹泥大多来自槽底淤积物。
砼开始浇注时，先在导管内放置隔水球以便砼浇注时能将管内泥浆从管底排出。砼浇灌采用将砼车直接浇注的方法，初灌时保证每根导管砼浇捣有6方砼的备用量。
砼浇注中要保持砼连续均匀下料，砼面上升速度控制在4-5m ／h ，导管下口在混凝土内埋置深度控制在1.5-6.0m ，在浇注过程中严防将导管口提出砼面，导管下口暴露在泥浆内，造成泥浆涌入导管。主要通过测量掌握砼面上升情况、浇筑量和导管埋入深度。当混凝土浇捣到地下连续墙顶部附近时，导管内混凝土不易流出，一方面要降低浇筑速度，另一方面可将导管的最小埋入深度减为1m 左右，若混凝土还浇捣不下去，可将导管上下抽动，但上下抽动范围不得超过30cm. 在浇筑过程中，导管不能作横向运动以防沉渣和泥浆混入混凝土中。同时不能使混凝土溢出料斗流入导沟。对采用两根导管的地下连续墙，砼浇注应两根导管轮流浇灌，确保砼面均匀上升，砼面高差小于50cm. 以防止因砼面高差过大而产生夹层现象。
（6）砼面标高问题灌注砼时，一定要把砼面灌注到规定位置。因为表层的砼的质量由于和泥浆的接触是得不到保证的，做圈梁的时候把表层的砼敲掉正是这个原因。
（7）泥浆对墙体的影响性能指标合格的泥浆有效防止坍方，减少了槽底淤积物的形成；有很好的携渣能力，减少和延迟了混凝土面淤积物的形成；减少了对混凝土流动的阻力，大大减少了夹泥现象。有人用1：10的模型用直导管法在不同比重的膨润土泥浆下浇注混凝土，当泥浆比重为10.3～10.45kN/m3时，墙间混凝土交界面无夹泥，与一期槽混凝土接头处夹泥仅0～0.7mm ；当泥浆含砂量增加，容重增加至10.6～10.8kN/m3时，接缝处夹泥显著增加至2～3mm ，底部拐角及腰部窝泥厚达2～5mm ；使用12.3kN/m3，粘度为18s ，夹泥相当严重。由此可见，在有效护壁的前提下，泥浆比重小，夹泥和窝泥少，而泥浆比重大时，夹泥严重。
（8）施工工艺对墙体质量的影响①导管间距不同间距导管浇注的墙段，墙间夹泥面积占垂直端面积的百分数统计表见下表夹泥面积统计表
统计数据表明，导管在3m 时，断面夹泥很少，3～3.5m 略有增加，大于3.5m 夹泥面积大大增加，因此导管间距不宜太大。
②导管埋深导管埋深影响混凝土的流动状态。埋深太小，混凝土呈覆盖式流动，容易将混凝土表面的浮泥卷入混凝土内；导管埋深太深时，导管内外压力差小，混凝土流动不畅，当内外压力差平衡时，则混凝土无法进入槽内。
③导管高差不同时拔管造成导管底口高差较大，当埋深较浅的进料时，混凝土影响的范围小，只将本导管附近的混凝土挤压上升。与相邻导管浇注的混凝土面高差大，混凝土表面的浮泥流到低洼处聚集，很容易被卷入混凝土内。
④浇注速度浇灌速度太快，使混凝土表面呈锯齿状，泥浆和浮泥会进入到裂缝重严重影响混凝土质量。
3.9 拔锁口管
（1）砼的凝固情况是我们一定要注意的，因此在第一车砼到现场以后，现场取砼试块，放置于施工现场，用以判断砼的凝固情况，并根据砼的实际情部况决定锁口管的松动和拔出
时间。
（2）锁口管提拔一般在砼浇灌4小时后开始松动，并确定砼试块已初凝，开始松动时向上提升15-30cm ，以后每20分钟松动一次，每次提升15-30cm ，如松动时顶升压力超过100T ，则可相应增加提升高度，缩小松动时间。实际操作中应该保证松动的时间，防止砼把锁口管固结。由于锁口管比较新，一般情况下用100吨吊车就可以把锁口管拔起来。
（3）锁口管拔出前，先计算剩在槽中的锁口管底部位置，并结合砼浇灌记录和现场试块情况，在确定底部砼已达到终凝后才能拔出。最后一节锁口管拔出前先用钢筋插试墙体顶部砼有硬感后才能拔出。
地下连续墙的施工工艺和管理方法还有许多值得我们学习研究的地方，有待在以后的工作中和各位同事、老师共同学习提高。
钢筋焊接
作业指导书修改记录表
批准人：
总工 年 月 日
1、目的/适用范围
为确保钢筋工程的焊接质量，将该工序列为特殊工序，以满足施工的质量指标。
本作业指导书适用于经理部管段内工程项目的钢筋焊接工序施工。 2、作业前准备
2.1、人员：操作人员须持有有关部门培训考核后颁发的上岗证，方能操作。在操作之前，并进行资格认定。
2.2、设备、工具：焊接电源、电渣焊机、电弧焊机、电焊条、控制箱、焊接夹具、焊剂盒等。
2.3、材料：进行预先的鉴定认可。
2.3.1、钢材：受焊钢筋须有出厂合格证和物理、化学复试报告单。 2.3.2、电渣压力焊用的焊剂，一般采用431焊药，须有合格证。 2.4、作业条件
2.4.1、受焊钢筋应按规格、品种、数量查对清楚。
2.4.2、钢筋的表面应清洁，油污、漆污、浮皮、铁锈等应清除干净。 2.4.3、对运输中造成个别钢筋弯曲，须调整后使用。
2.4.4、检查焊接钢筋的操作架子是否按需要搭设完毕，并需检查其牢稳程度。
2.4.5、检查需焊接钢筋的甩头尺寸是否符合要求。 3、操作工艺 3.1、直接引弧法
3.1.1、先将上钢筋与下钢筋接触，装满焊剂通电后即将上钢筋提升
2-4mm 。
3.1.2、接着缓缓再提几毫米，使电弧稳定燃烧。
3.1.3、随着钢筋的熔化，上钢筋逐渐插入渣池中，此时电弧熄灭，转入电渣过程，焊接电流通过渣池而产生大量的电阻热，使钢筋端部熔化。 3.1.4、钢筋端部熔化到一定程度后，在切断电源的同时，迅速进行顶压。 3.1.5、持续几秒钟后，方可松开操纵杆，以免接头偏斜或接合不良。 3.1.6、打开焊剂盒，卸下夹具，敲去熔渣。 3.1.7、焊接参数见下表
电渣压力焊焊接参数
注：不同直径的钢筋焊接时，应根据直径选择参数。 3.2、电弧焊
3.2.1、根据钢筋工程的特点，选择合格的弧焊机、焊条和焊剂。 3.2.2、钢筋的装配：两主筋端面之间的间隙应为2~5mm（搭接焊时，应保
证两钢筋的轴线在一直线上）
3.2.3、定位：帮条和主筋之间在离帮条（搭接）端部20mm 以上处用四点定位焊接。
3.2.4、施焊：在钢筋的一端开始引弧，收弧在帮条或（搭接）钢筋端头上，带有垫板（或帮条）的接头，引弧应在钢板（或帮条）上进行，无钢板或帮条的接头，引弧应在形成焊缝部位。 4、质量标准
4.1、取样进行强度检验：从每批成品中切取3个试件进行拉力试验，每200个同类型接头（同钢筋级别，同钢筋直径）作为一批。 4.2、外观检查（逐个全数检查）
4.2.1、接头焊包均匀，不得有裂纹，钢筋表面无明显烧伤等缺陷。 4.2.2、接头处钢筋轴线的偏移不得超过0.1钢筋直径，同时不得大于2mm 。 4.2.3、接头处弯折不得大于4度。
4.3、拉力试验：拉力试验结果3个试件均不得低于该钢筋的抗拉强度标准值，如有一个试件低于规定数值，应取双倍数量的试件进行复验，复验结果，如仍有一个试件的强度达不到上述要求，则该批接头即为不合格品。 5、注意事项
焊接过程中，如发现裂纹、未熔合、烧伤等焊接缺陷，参照下表 查找原因，采取措施，及时消除。
6、成品保护
6.1、为使焊包外观感效果好，卸下夹具后待冷却3分钟后，再敲去熔渣。 6.2、焊接钢筋如果过长应在上部给予适当的临时固定。 6.3、掉入柱端或墙根的焊药，熔渣应予清除干净。
