PLC整體同步控制技術在連續梁橋糾偏中的應用

周松國

（杭州市市政工程集團有限公司，浙江杭州310006）

1 橋梁結構概況

某城市高架橋梁其中的131#-134#聯箱梁為三跨等截面直腹板預應力鋼筋混凝土連續箱梁，跨徑均為25 m，橋面寬19 m，箱梁高1.5 m。橋面鋪裝層為8 cm鋼筋混凝土層+4 cm瀝青混凝土層，兩側設置50 cm寬的鋼筋混凝土邊防撞墻，橋中心線上設置鋼筋混凝土中防撞墻。

131#、132#、133#墩為蓋梁 +雙立柱結構，134#墩為墩帽+雙立柱結構，基礎均為承臺+鉆孔灌注樁結構。支座均采用GPZ（Ⅱ）系列的盆式支座，其中131#墩從左（西側）到右的支座依次為3SX、2DX、2SX、3SX；132# 墩 從 左 到 右 依 次 為6SX、4DX、4SX、6SX；133# 墩 則 為 6DX、4GD、4DX、6DX；134#墩則為 6SX、6SX（見圖 1）。

2 病害情況及原因

橋梁建成并運營一段時間后，在日常養護檢查中發現：第134跨箱梁在第134#橋墩發生相對橫向滑移，最大滑移值為11.0 cm。具體反應在134#墩橋面與135#墩橋面錯開、防撞欄桿發生錯位，盆式支座的上鋼板向一側滑移，另一側則橡膠板外露，伸縮縫擠壓破壞等。橫向滑移發生的同時導致了箱梁左側翼緣板縱向受拉，以致出現橫向受力裂縫，裂縫寬度較大，對橋梁耐久性構成威脅。

根據檢測單位對131#-134#聯連續箱梁彎橋的各個橋墩立柱中心坐標測量、上部結構坐標測量、支座位移測量、橋墩立柱垂直度測量，以及其他檢測結果分析，該聯箱梁在建成后，其橋墩即下部結構并沒有發生位移。該聯箱梁的橫向位移不是因為橋墩的傾斜所致，而是由于該聯箱梁剛好位于彎道上，在其箱梁自重、汽車活載橫向偏載作用下使箱梁有發生橫向位移的趨勢，同時由于第134#墩北側的1#、2#支座采用雙向滑動盆式支座，當箱梁發生扭轉變形時，無法對其變形進行約束，所以導致了131#-134#聯連續箱梁彎橋在第134#墩位置發生了橫向滑移和扭轉等現象。

3 連續箱梁的糾偏思路和設備

3.1 連續箱梁橋糾偏的思路

該橋131#-134#聯箱梁的自重約為3100 t，考慮到其他荷載則總重可達3600 t，如果直接施加一個力使箱梁復位則困難較大，因為很難為這個力找到一個支點，并且還需要克服支座的約束，防止損傷橋梁的下部結構。在這種情況下采取頂升橋梁是一種簡單可行的方法。首先，頂升可以將橋梁的上部結構與下部結構暫時分離，解除了支座的約束；其次，將頂升的裝置設置成相對活動的鋼結構，利用鋼板之間的摩擦系數較小（約為0.1）這一原理，則可以大大減小糾偏所使用的橫向推力。同時這種頂升只是將橋梁的上部結構與下部結構暫時分離，頂升高度可以控制在20 mm之內，對交通的影響也比較小。然而由于131#-134#是連續箱梁彎橋，各墩頂支座反力不一致，且同一橫梁下各支座的反力也有差別，如果采用一般同步控制的千斤頂，則較難達到要求。因此，綜上所述，131#-134#連續箱梁糾偏的工作思路為采用PLC液壓整體同步頂升糾偏。

3.2 PLC液壓同步頂升系統

PLC液壓同步控制是一種力和位移綜合控制的方法，這種方法建立在力和位移雙閉環的控制基礎上。由液壓千斤頂精確地按照橋梁上部結構的實際荷重，平穩地頂舉橋梁，使頂升過程中梁體受到的附加應力下降至最低，同時液壓千斤頂根據分布位置分組，與相應的位移傳感器組成位置閉環，以便控制橋梁頂升的位移和姿態，同步精度為±2.0 mm，保證了頂升過程的同步性，確保頂升時梁體結構安全。

3.2.1 同步液壓技術簡介

同步液壓技術的設備主要由液壓泵、液壓缸、傳感器等組成。由液壓泵通過液壓油向液壓缸提供固定的壓力值。液壓泵上的電磁閥有控制升降的功能,而同步的功能主要由液壓缸來實現,這是因為液壓缸的同步是由一個帶有液壓橋式整流板的電磁二位二通球閥組來控制的。液壓橋控制液壓的流向和流量,使之穩定。每組液壓缸還有一個液控單向閥,它的作用是在液壓管等發生問題時短時間內將液壓缸的功能鎖定,防止被頂起的物體突然下落,保證負載的有效支撐。

3.2.2 計算機控制系統

計算機控制系統是實現同步的關鍵。它是采用閉環控制系統理論,將大噸位的物體的位移變化信號△H作為控制參數,同時接收液壓缸內的壓強變化信號△P,通過傳感器轉換成電信號傳送到計算機控制器內。計算機控制中心對這些信號進行比較和計算,如果發現其中某一控制點有超差的可能時,計算機發出指令信號,調整二位二通電磁截止球閥動作,關閉液壓油流,從而限定了該點的液壓缸升降；同樣如果發現某一控制點已經停止或落后時，計算機發出指令信號調整二位二閥，使各受控油路的千斤頂停止工作,直到錯誤被消除。在得到系統操作人員重新工作的命令后系統又恢復正常工作。控制系統控制的各點以5 mm偏差為一行程,當各點之間頂升偏差超過該值時,控制系統將自動發出指令,停止頂升。

4 頂升糾偏施工方案與實施

4.1 頂升糾偏施工要求

頂升所用的設備應綜合考慮各種不利因素的影響，取用計算抬升重量的1.5倍的安全系數。其次，根據支座的形狀系數計算出支座的抗壓彈性模量容許值（實際抗壓彈性模量值已無法試驗測得），計算支座上部承受的恒載外力值與活載外力值，得出支座可能產生的壓縮變形值，并適當考慮支座壓潰后的變形增大值，作為控制該支座最終的起頂量的控制值。確定千斤頂的起頂位置，并對該位置進行局部承壓計算，以保證局部承壓面的安全性。

彎梁頂升施工過程中，要求彎梁順橋向上升過程中不均勻高差應控制在5 mm之內，橫向上升過程中不均勻高差應控制在2 mm之內，橫向糾偏則以控制與相鄰兩側橋梁線型接順為目的。

過程中的應力控制：頂升施工階段，考慮汽車荷載、溫度、不均勻頂升量等多種因素，控制墩頂處正截面底緣應力變化值不大于3.51 MPa（受拉），控制底緣最大拉應力為1.68 MPa（受拉），小于規范允許值[σ]l混凝土=0.8Rlb=2.4 MPa。

4.2 頂升糾扭方案的施工準備

采用扣件式鋼管搭設施工場地工作平臺，以便施工操作人員及監控人員使用，工作平臺要牢固可靠，保證人員安全；其次，對所使用的千斤頂、油泵做好配套標定工作；再次，對支座處的雜物進行認真清理、解除支座附近的多余約束，并現澆頂升及支撐反力上下反力點的混凝土墊塊，要求墊塊表面應抹平。

4.3 頂升所用的千斤頂布置

彎橋自重情況下各墩位支座的反力如下表1所列。

表1 各墩位支座反力表（單位：kN）

頂升的所用千斤頂為50 t超薄千斤頂，千斤頂本體高度為150 mm，行程為80 mm。在每個墩位布置32臺千斤頂（盡可能靠近原支座布置，符合橋梁受力要求見圖2、3所示），即每墩每個支座的東西兩側各布置一組4個千斤頂，則每墩的千斤頂可承受1600 t的外力，滿足施工要求。這種小噸位、多頂對稱布置的優點主要有：每個支座附近有多個頂升點，可以將大噸位的集中荷載均勻地分散成多個點，減少箱梁局部受力過大的不利影響；多個點對稱布置方式較靈活，其合力受力點仍然在原支座位置，可不改變原結構的傳力；多個點大大增大了每個點的安全儲備，從而可以預防某些千斤頂的失效帶來的不利影響。相對而言，工作噸位小的超薄千斤頂自重較輕有利于安放墊塊，降低施工難度。

4.4 臨時支撐及監控設備布置

采用C30預制混凝土墊塊作為臨時支撐，以墩柱頂面作為頂升千斤頂的下支撐點，千斤頂的上支撐點及支撐墊塊直接設在梁底下抹平的混凝土墊塊上，下支撐點設在墩頂現澆的混凝土墊塊，頂升千斤頂上下均鋪設2 cm的鋼板，臨時支撐體系采用C30的現澆混凝土墊塊和薄厚不等的鋼墊塊組合成一體。

布置監控所需應力、位移觀測測點。起頂位移控制用光柵尺安裝在每個墩的梁體上；在橋面伸縮縫處設置若干個觀測測點，以觀測橋面伸縮縫處的位移變化。

4.5 頂升方案實施

（1）頂升前應將所施工的橋梁，進行臨時封閉，并解除頂緊的伸縮縫，以避免施工過程發生意外。

（2）準備工作完成后，在項目負責人的統一指揮下，128臺千斤頂同時頂升。將千斤頂打壓，頂住梁底，觀察光柵尺的變化，記錄初讀數。控制梁的頂升速度，每頂升10 mm為一個行程，每個頂升程序完畢，由監控人員統一完成讀數，對起頂不均勻造成相鄰兩主梁間的位移變化量超過0.1 mm的進行局部頂壓調整，調整完成后進行下一過程的頂升，直到全部頂升到位，支座可順利取出。整個頂升過程均須對梁體、橋面及附屬設施進行認真觀察，如有異常立即停止頂升。

（3）頂升到位后，統一在梁底安放預制鋼板進行臨時支墊，支墊要求牢固可靠，支墊過程不可放松千斤頂。支墊完成取出舊支座后，先認真清除原梁底不銹鋼板上的銹跡及污垢，涂上一層潤滑油脂，然后用水平量尺檢查支座下墊石表面是否平整，對墊石表面的油污及浮漿表面要打磨清除干凈。在安放新支座前，還需在原支座位置及新支座表面進行十字定位，以確保支座更換后位置準確。

（4）在安裝前將支座中的四氟板表面的儲油槽內的硅脂充滿，保證四氟板表面和不銹鋼表面的潔凈，不得有損傷、拉毛現象。

（5）支座更換完畢主梁就位時應分布進行，先將梁底臨時支撐解除，然后按順序下落梁體就位。要交叉放松千斤頂，以防橋面損壞或壓壞個別千斤頂。

4.6 糾偏方案設計與實施

4.6.1 限位塊布置

在頂升過程中，為避免箱梁向內側坡滑移，在131#、132#、133#、134# 墩頂外側設置橫向鋼結構擋塊（見圖4）。在擋塊和箱梁之間采用潤滑的鋼板組合體系，確保不影響豎向頂升施工。在134#墩頂兩側均設置橫向擋塊，并采用水平向設置的千斤頂系統，進行橫橋向糾偏工作，另一側擋塊作為輔助系統，確保頂升位置的準確性和合理性。

在131#、132#、133#墩位內側，設置輔助千斤頂系統，配合134#墩的糾偏工作，確保整體線型與原設計吻合。

4.6.2 糾偏橫向千斤頂布置

1.0 ×彎橋自重和1.0×動活載的組合效應對支座的反力如表2所列。

表2 組合效應條件下，支座反力表（單位：kN）

鋼板之間的摩擦系數以μ=0.125計算則131#和134#墩的側向頂推力為977 kN；132#和133#墩的側向頂推力為1782.5 kN。因此在每墩的頂推側各設置2臺100 t的超薄千斤頂，即每墩最大能提供200 t的側向水平推力。在實施過程中得知，其橫向最大水平推力實際為171 t。

5 頂升糾偏過程監控

5.1 測點布置

該監控設置位移傳感器12臺，每個墩設置3臺，分別放置在兩側及中支點的墩位處；設置3個應力監控斷面，分別位于132#、133#墩的兩側及中間。在頂升過程中對12個位移測點、6個主梁應力測點進行實時監控。

5.2 監控實時工況

監控過程中實際工況程序為：

測試工況一：主梁位移為0 mm時，千斤頂開始加壓；

測試工況二：主梁位移為1 mm時，主梁開始上升；

測試工況三：主梁位移為2 mm時，主梁的重量基本由千斤頂承受；

測試工況四：主梁位移為5 mm時，主梁與支座脫開；

測試工況五：主梁位移為7 mm時，臨時支撐承受主梁的重量；

測試工況六：主梁位移為10 mm時，臨時支撐承受主梁的重量。

5.3 監控結果

根據現場監控結果，整個抬升過程基本實現了同步頂升，順橋向最終高差控制在3 mm以內；各項應力值沒有達到極限應力，即：Δmax=1.785 MPa＜3.51 MPa，其控制應力為+0.045 MPa，遠小于規范允許值[σ]l混凝土=0.8Rlb=2.4 MPa，滿足設計及規范要求。

6 結論與建議

本文采用PLC液壓同步控制技術將連續梁橋同步整體頂升，解除原有支座等部件對橋梁的約束作用，并建立以千斤頂為支承的新體系。通過對千斤頂和支撐接觸面的處理來降低橫向糾偏的摩阻力，然后用安裝在側面的千斤頂進行橋梁糾偏復位。實施過程中順橋向的最終高差、主梁的各項應力值都在控制范圍內。主要建議如下：

（1）在設計與施工過程中要密切注意支座的正確設置和施工。

（2）位于曲線上的連續梁在設計中應采取一些構造措施以減少橋梁病害的發生。

（3）橋梁運營過程中要及時進行養護，對該橋梁進行定期觀測，如發現問題及時處理。

（4）采用PLC液壓同步控制技術能在限制通行的情況下實施連續箱梁彎橋頂升糾偏，使老橋的修復對社會交通的影響降到最低程度。

（5）采用PLC液壓同步控制技術能大幅減少連續梁橋糾偏的施工工期和施工成本，創造一定的經濟效益和社會效益。