同步千斤頂頂升更換支座施工技術(shù)

■陳 勇，姚成全 ■江蘇省交通工程集團(tuán)有限公司，江蘇 鎮(zhèn)江 212003

1 前言

蘇州市中環(huán)快速路園區(qū)段工程標(biāo)段六工程，是蘇州市2013 年度重點工程，溝通婁江快速路的重要節(jié)點，全標(biāo)段共計新建橋梁12 座，原有主線維護(hù)橋梁總長3108.3m 跨越雙陽路、312 國道、滬寧高速、葑亭大道、滬寧鐵路和婁江，共109 孔，為分離式雙幅橋，共39 聯(lián)。為能快速、安全、高效的完成高架維護(hù)中的橡膠支座更換，我部采用了同步千斤頂頂升更換支座施工方法，優(yōu)質(zhì)高效的完成了施工任務(wù);

2 施工工藝及方法

2.1 施工要點

2.1.1 箱梁頂升及支座更換關(guān)鍵技術(shù)

2.1.1.1 頂升方法

由于本橋各聯(lián)箱梁跨徑不大，單墩頂升時會在箱梁內(nèi)產(chǎn)生較大的附加內(nèi)力，因此除婁江大橋過渡墩處的支座，其它各聯(lián)箱梁均采用一聯(lián)整體同步頂升的方案;同時在整體頂升過程中加強(qiáng)對各相鄰墩頂升位移以及箱梁控制截面應(yīng)力的監(jiān)測，盡量減小各墩之間的頂升高差，同一墩上各頂升點之間應(yīng)同步，從而確保頂升過程中結(jié)構(gòu)受力安全。

2.1.1.2 千斤頂系統(tǒng)

本次頂升系統(tǒng)采用自鎖式PLC 液壓同步控制系統(tǒng)。在采用傳統(tǒng)的頂升工藝時，往往由于荷載的差異和設(shè)備的局限，無法根本消除油缸不同步對頂升構(gòu)件產(chǎn)生的附加內(nèi)力，具有極大的安全隱患。采用PLC 液壓同步頂升技術(shù)，可從根本上解決了這一長期困擾移位工程界的技術(shù)難題，PLC 控制液壓同步頂升是一種力和位移綜合控制的頂升方法，這種力和位移綜合控制方法，建立在力和位移雙閉環(huán)的控制基礎(chǔ)上。由液壓千斤頂，精確地按照橋梁上部結(jié)構(gòu)的實際荷重，平穩(wěn)地頂舉橋梁，使頂升過程中梁體受到的附加內(nèi)力下降至最低，同時液壓千斤頂根據(jù)分布位置分組，與相應(yīng)的位移傳感器(光柵尺)組成位置閉環(huán)，以便控制頂升的位移和及頂升過程中梁體的姿態(tài)，同步精度為±1.0mm，這樣就可以很好的保證頂升過程的同步性，確保頂升時梁體結(jié)構(gòu)安全。

2.1.1.3 箱梁頂升高度和新澆墊石厚度確定

結(jié)合施工實際情況，在兼顧梁體與支座頂面之間能夠脫空，原支座能順利取出、墊石能鑿除和重新澆筑、新支座順利安裝的前提下，梁體整體頂升高度確定為5mm。

為確保落梁后箱梁的高程和受力狀態(tài)與支座更換前的狀態(tài)相一致，首先應(yīng)使支座更換前后梁底楔塊預(yù)埋鋼板至墩頂面的距離相等，即:f0+h0=f1+h1。由于頂升時箱梁出現(xiàn)了豎向頂升位移△h，落梁后盆式橡膠支座受力產(chǎn)生一定的壓縮變形△s，因此若要使得落梁后箱梁高程不出現(xiàn)變化，需要調(diào)整新澆筑墊石的厚度。其厚度計算公式如下:

式中:f0——原板式橡膠支座實測高度;h0——原墊石實測厚度;f1——新更換的盆式橡膠支座高度;△s——盆式橡膠支座受力產(chǎn)生的壓縮變形。

支座更換后

支座更換前

2.1.1.4 千斤頂布置

根據(jù)頂升力和布置方式，千斤頂選用兩種型號:(1)單個千斤頂?shù)捻斏Σ恍∮?00t，油缸外徑最大值按17.5cm 計算，千斤頂本體高度不大于15cm。(2)單個千斤頂?shù)捻斏Σ恍∮?00t，油缸外徑最大值按24.5cm 計算，千斤頂本體高度不大于15cm。

千斤頂安裝時，為了增加局部承壓面積，在千斤頂與箱梁底面、墩柱頂面接觸面放置鋼墊板。千斤頂安裝時應(yīng)保證千斤頂?shù)妮S線垂直，以免因千斤頂安裝傾斜在頂升過程中產(chǎn)生水平分力。墊板必須水平，安裝時采用水平尺校準(zhǔn)水平，并采用砂漿找平，再加設(shè)20mm 厚鋼板作為墊板。如果梁底混凝土面不平整或有一定的傾斜度，先用砂漿找平，再安裝千斤頂。同時千斤頂?shù)纳舷戮O(shè)置鋼墊板以分散集中力，保證結(jié)構(gòu)不受損壞。千斤頂安裝示意見圖所示。

千斤頂安裝示意圖

對于La=130cm 的柱式墩，由于墩頂空間放置100t 的千斤頂，底盤直徑17.5cm，其布置靠近柱邊，受力主要作用在墩頂邊緣位置，頂升時有可能會出現(xiàn)混凝土劈裂現(xiàn)象，存在安全隱患，設(shè)計采用鋼抱箍作為安全儲備。

本方案擬采用100t 的小千斤頂，底盤直徑僅為17.5cm，在墩頂完全布置開，且采用12 個千斤頂在墩頂橫橋向支座兩側(cè)布置，頂升力分散在12 個頂上，集中力較小，墩頂受力較為均勻。La=130cm 的柱式墩頂面千斤頂布置方式詳見下圖，鋼箍構(gòu)造詳見下圖所示，其它柱式墩頂面千斤頂布置詳見附件:千斤頂布置圖。

130cm 柱式墩千斤頂布置圖(單位:cm)

2.1.2 主要工藝及要點

2.1.2.1 頂升前安全檢查

(1)正式頂升前必須進(jìn)行試運(yùn)轉(zhuǎn)，檢查其同步上升情況、千斤頂有無漏油以及構(gòu)件有無卡死等情況，同時檢查同步頂升時操作是否靈活方便。(2)對液壓系統(tǒng)、控制器、千斤頂?shù)软斏O(shè)備進(jìn)行檢查，確保其正常運(yùn)行。(3)在每個墩頂設(shè)置一個百分表，調(diào)試在合適量程范圍內(nèi)，并進(jìn)行初讀數(shù)。

2.1.2.2 頂升箱梁

140cm 柱式墩千斤頂布置圖(單位:cm)

頂升過程采用頂升力和位移雙控的原則，首先在頂升系統(tǒng)的控制下開始稱重，當(dāng)實際頂升力接近設(shè)計噸位時，放緩頂升速度，并由專人在頂升過程試取原支座，使用位移傳感器確認(rèn)楔塊與原支座剛剛脫離，能夠取出支座，說明橋梁的全部荷載已轉(zhuǎn)移至油缸上，此時記錄各點反饋的實際荷載壓力及位移量。通過反復(fù)調(diào)整各千斤頂?shù)挠蛪海梢允垢鼽c的壓力與上部荷載大致平衡，并能保證頂升過程中的位移同步，則該組數(shù)據(jù)即為最終的稱重結(jié)果。

2.1.2.3 持荷施工階段

持荷施工階段是整個支座更換施工過程中較為重要的步驟，主要包括七個方面的內(nèi)容:(1)取出原支座。在橋梁頂升到位后，立即將各組自鎖千斤頂鎖定觀測確定鎖定穩(wěn)定后，進(jìn)行原支座拆除，拆除采用3T 手拉葫蘆將支座取出。(2)墊石的鑿除。采用小型電動工具將原墊石拆除。并進(jìn)行墊石底面整平清理。如圖1

圖1

圖2

(3)新支座安裝。①新支座預(yù)埋下鋼板與新支座安裝。將新支座臨時固結(jié)件解除，取出支座內(nèi)橡膠和墊塊，將支座鋼盆和墊石預(yù)埋鋼板焊接固定，并重新組裝進(jìn)行安;②新支座安裝。a.支座位置進(jìn)行測量放樣，安裝時使支座中心線與墊石中心線重合。b.安裝位置到位后，通過廠家提拱支座壓縮變形量控制標(biāo)高并采用小型千斤頂預(yù)緊消除支座裝配間隙進(jìn)行安裝，支座上鋼板和楔塊預(yù)埋鋼板焊接。c.支座下鋼板和墊石豎向鋼筋焊接固定;(如圖2)(4)新墊石澆筑。本階段施工應(yīng)避免對已完成頂升的千斤頂支撐系統(tǒng)造成影響，新墊石澆筑前，應(yīng)進(jìn)行準(zhǔn)確放樣，精確定位墊石中心線，中心線及新支座中心線必須與支座墊石中心線重合。墊石的施工工藝如下:①采用定型小鋼模板，確保墊石模板的四周封閉良好;②啟動空壓機(jī)，利用壓縮空氣將墊石底面灰塵清理干凈，并用自來水進(jìn)行充分濕潤;③按廠提供的水灰比，將灌漿料充分?jǐn)嚲筮M(jìn)行墊石澆筑，確保墊密實。④現(xiàn)場抽樣做砂漿試塊，不間斷灑水養(yǎng)護(hù)，待其強(qiáng)度至少達(dá)到30MPa 以上時再拆除模板，再檢查其密實性。如產(chǎn)生空洞等不密實現(xiàn)象必須重新澆筑，如果表面局部有蜂窩麻面，則用結(jié)構(gòu)補(bǔ)壓修補(bǔ)完整。

2.1.2.4 落梁

落梁過程采用頂升力和位移雙控，各千斤頂同步回油。落梁前，先解除支座臨時鎖定裝置，千斤頂加油，直至可以卸除千斤頂機(jī)械鎖定螺母，再同步進(jìn)行千斤頂回油。落梁過程中，嚴(yán)格控制同一橋墩橫橋向、相鄰墩之間的同步回落。

為了確保落梁后同一橋墩各墩柱處支座受力均勻、符合原設(shè)計要求，落梁前仍應(yīng)對同一橋墩各支座墊石頂面至楔塊底面的凈距進(jìn)行測量，以確保各支座處凈距相同。凈距測量點位采用施工準(zhǔn)備階段所設(shè)的永久點。

2.1.2.5 支座更換過程監(jiān)控

由于梁體頂升與回落過程中結(jié)構(gòu)可能產(chǎn)生較大的附加內(nèi)力，因此在頂升中我公司委托上海市公路工程質(zhì)量檢測中心(交通部甲級試驗室資質(zhì)［交GJC 甲042 號］)，對梁體控制截面的位移、應(yīng)力和裂縫情況等進(jìn)行監(jiān)測。頂升施工監(jiān)控的原則是位移和應(yīng)力雙控。

(1)頂升過程立柱受力驗算?；炷翗?gòu)件局部承壓驗算計算公式見下式所示，左式為頂升力，右式為局部承壓承載力。

①La=1.3m 立柱、支座φ=900 ×184mm。該類型立柱的最大恒載支反力為4315kN，頂升力取為1.2 倍的支反力，最大頂升力γ0Fld=5178kN。

1.3 ηsβfcdAln=1.3 ×13.8 ×(190 ×210)×12=8589.7kN ＞γ0Fld=5178kN。

滿足規(guī)范要求。

②La=1.4m 立柱、支座φ=1000 ×184mm。該類型立柱的最大恒載支反力為6850kN，頂升力取為1.2 倍的支反力，最大頂升力γ0Fld=8220kN。

1.3 ηsβfcdAln=1.3 ×13.8 ×(190 ×225)×12=9203.2kN ＞γ0Fld=8220kN。

滿足規(guī)范要求。

La=1.3m 的立柱頂部千斤頂平面布置圖

La=1.4m 的立柱頂部千斤頂平面布置圖

③La=1.6m 立柱、支座φ=1000 ×184mm。該類型立柱的最大恒載支反力為6550kN，頂升力取為1.2 倍的支反力，最大頂升力γ0Fld=7860kN。

1.3 ηsβfcdAln=1.3 ×13.8 ×(290 ×290)×6=9052.5kN ＞γ0Fld=7860kN。

滿足規(guī)范要求。

La=1.6m 的立柱頂部千斤頂平面布置圖

④頂升時墩頂實體單元應(yīng)力分析。La=1.3m、支座直徑φ=900mm 的立柱頂部布置12 個100 噸千斤頂，其計算的最大壓應(yīng)力為15.3MPa，最大拉應(yīng)力為-1.85MPa，應(yīng)力云圖詳見圖所示;La=1.3m、支座直徑φ=750mm 的立柱頂部布置6 個200 噸千斤頂，其計算的最大壓應(yīng)力為15.9MPa，最大拉應(yīng)力為-1.85MPa，應(yīng)力云圖詳見圖所示。

La=1.3m 立柱(支座直徑900mm)在最大頂升力作用下應(yīng)力分布圖(Sig-eff)

La=1.3m 立柱(支座直徑900mm)在最大頂升力作用下應(yīng)力分布圖(Sig-xx)

La=1.3m 立柱(支座直徑900mm)在最大頂升力作用下應(yīng)力分布圖(Sig-yy)

La=1.3m 立柱(支座直徑900mm)在最大頂升力作用下應(yīng)力分布圖(Sig-zz)

La=1.3m 立柱(支座直徑750mm)在最大頂升力作用下應(yīng)力分布圖(Sig-eff)

La=1.3m 立柱(支座直徑750mm)在最大頂升力作用下應(yīng)力分布圖(Sig-xx)

La=1.3m 立柱(支座直徑750mm)在最大頂升力作用下應(yīng)力分布圖(Sig-yy)

La=1.3m 立柱(支座直徑750mm)在最大頂升力作用下應(yīng)力分布圖(Sig-zz)

(2)各墩頂頂升位移不同步情況下箱梁應(yīng)力和支反力變化量。為了解頂升位移不同步對箱梁應(yīng)力變化的影響，分別計算了邊墩比中墩頂升量高5mm 和10mm 以及中墩比邊墩頂升量高5mm 和10mm 幾種工況條件下的梁體應(yīng)力情況，從計算結(jié)果來看，頂升位移不同步10mm情況下，箱梁最大的應(yīng)力變化僅為0.48MPa，影響并不大，說明只要將頂升位移不同步情況控制在5mm 以內(nèi)，結(jié)構(gòu)受力是安全的。

3 ×30m 連續(xù)箱梁計算模型

各墩頂頂升位移不同步情況下箱梁截面應(yīng)力和支反力變化量一覽表

邊墩比中墩頂升量高5mm 時箱梁截面上緣應(yīng)力分布圖

中墩比邊墩頂升量高5mm 時箱梁截面上緣應(yīng)力分布圖

邊墩比中墩頂升量高5mm 時箱梁截面下緣應(yīng)力分布圖

中墩比邊墩頂升量高5mm 時箱梁截面下緣應(yīng)力分布圖

(3)位移監(jiān)測。各頂升點處的頂升量應(yīng)嚴(yán)格按照設(shè)計要求進(jìn)行。在箱梁底板兩側(cè)設(shè)置百分表，頂升時通過百分表的讀數(shù)控制頂升量并控制梁體的轉(zhuǎn)動。頂升過程中，要確保同一墩頂百分表的讀數(shù)變化應(yīng)一致;同時為防止施工過程中碰到百分表導(dǎo)致讀數(shù)有誤，分別在墩頂四角位置設(shè)置固定觀測點，采用游標(biāo)卡尺進(jìn)行測量，并和百分比讀數(shù)相互校核，并為新澆筑墊石厚度計算提供數(shù)據(jù)。具體測點布置詳見圖所示。

墩頂固定觀測點布置示意圖

百分表布置示意圖

(4)應(yīng)力監(jiān)測。應(yīng)力監(jiān)控主要是在頂升、持荷和梁體回落過程中對關(guān)鍵截面(支點、跨中截面)監(jiān)控，將實測應(yīng)力數(shù)據(jù)與理論計算數(shù)據(jù)進(jìn)行比較。如果施工過程中出現(xiàn)實測與理論值差異較大的情況，應(yīng)立即停止施工，查找原因并及時調(diào)整。

應(yīng)力監(jiān)測采用振弦式傳感器和配套的讀數(shù)儀進(jìn)行測量，具體測試截面和測點布置詳見圖。

箱梁應(yīng)力測試截面布置示意圖

(5)裂縫監(jiān)測。裂縫觀測主要對受力關(guān)鍵截面的裂縫開展情況進(jìn)行觀測。施工前，對箱梁已有裂縫進(jìn)行長度、寬度的測量，并作好記錄。裂縫觀測截面的選擇與應(yīng)力監(jiān)測截面相同。在頂升過程中，應(yīng)對原有裂縫觀測其寬度及長度的變化情況，并檢查有無新增裂縫，做好裂縫性狀的記錄與分析。裂縫主要采用裂縫觀測儀進(jìn)行觀測，見圖所示。

箱梁截面應(yīng)力測點布置示意圖

裂縫寬度測試

(6)監(jiān)控預(yù)警機(jī)制。為避免監(jiān)控單位在發(fā)布預(yù)警報告時不分輕重緩急，監(jiān)控采用二級預(yù)警機(jī)制，即分別為一般預(yù)警和緊急預(yù)警。

一般預(yù)警的主要目的是把監(jiān)控過程中發(fā)現(xiàn)的一些問題和異常情況及時傳遞給各方，提出相應(yīng)的改進(jìn)建議，合理的指導(dǎo)支座更換施工，以便更好的控制支座更換施工質(zhì)量，并確保結(jié)構(gòu)受力安全，主要在以下幾種情況下發(fā)出:①當(dāng)各墩之間的頂升高差超過1mm 時;②同一墩頂橫橋向兩支座頂升高差超過0.3mm 時;③當(dāng)箱梁控制截面實測應(yīng)力變化量的平均值小于0.8 計算值或大于1.2 計算值時;④當(dāng)檢查發(fā)現(xiàn)箱梁梁體出現(xiàn)有裂縫時;⑤當(dāng)發(fā)現(xiàn)現(xiàn)場施工流程有誤或存在其它不合理的操作時。

緊急預(yù)警是當(dāng)通過監(jiān)測數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)有重大安全隱患的時候發(fā)出，主要有以下幾種情況:a.箱梁控制截面測試的拉應(yīng)力值超過規(guī)范允許值-2.44MPa 時;b.當(dāng)各墩之間的頂升高差超過5mm 時;c.同一墩頂橫橋向兩支座頂升高差超過1mm 時;d.當(dāng)發(fā)現(xiàn)梁體出現(xiàn)受力裂縫，且裂縫長度、寬度等不斷發(fā)展，處于不穩(wěn)定狀態(tài)時;e.墩頂混凝土出現(xiàn)開裂時;f.頂升過程中箱體出現(xiàn)異常聲響，致使結(jié)構(gòu)出現(xiàn)崩裂時;

一般預(yù)警的報告流程為:監(jiān)控單位以書面形式寫明情況，并分析原因和提出改進(jìn)建議，交給監(jiān)控領(lǐng)導(dǎo)小組的業(yè)主代表，由業(yè)主下發(fā)總監(jiān)辦，并由總監(jiān)辦監(jiān)督施工方遵照實施。

緊急預(yù)警的報告流程為:監(jiān)控單位以電話形式報告給監(jiān)控領(lǐng)導(dǎo)小組組長(并在24 小時內(nèi)補(bǔ)充書面形式)，由領(lǐng)導(dǎo)小組組織召集各方開會，研究和商討處治方案。

3 效益分析

(1)經(jīng)濟(jì)效益。本工法與其它頂升方法相比，減少了臨時支撐的搭設(shè)，按照本項目為例如果采用其它頂升方法進(jìn)行施工，共計需要支座更換的90 個墩，平均每個墩身搭設(shè)臨時支撐成本按照6000 元計算，可以節(jié)約成本45 萬元，經(jīng)濟(jì)效益明顯。(2)社會效益。(3)縮短工期，降低了工程成本。(4)安全性高，最大程度的確保了梁體本身的結(jié)構(gòu)安全和施工過程的安全性。(5)整個施工工藝易于掌握，容易提高生產(chǎn)工人施工的熟練程度，便于施工隊伍建設(shè)，為企業(yè)帶來無形的經(jīng)濟(jì)效益。

4 結(jié)語

綜上所說利用PLC 液壓同步控制系統(tǒng)，使千斤頂同步工作，整體抬升梁體，保證抬升梁體的整體穩(wěn)定，避免受力傳遞的相對集中，最大程度的消除由于不同步而產(chǎn)生的附加內(nèi)力，規(guī)避對梁體的二次破壞，保證結(jié)構(gòu)安全;千斤頂由大化小，化整為零，最大限度的利用梁體與墩身之間的狹小空間，采用自鎖式超薄液壓千斤頂，將原有墩身作為反力支撐體，不需另做支撐體，同時也規(guī)避了新做支撐體而導(dǎo)致的不均勻沉降問題，且大大提高了頂升的安全性。為需要支座更換的橋梁積累了一定的施工經(jīng)驗。