1、超高墩大跨預應力混凝土連續剛構懸灌線型控制技術1前言1.1背景系統地實施橋梁施工控制的歷史并不長。最早較系統地把工程控制理論應用到橋梁施工管理中的是日本。我國在現代橋梁施工控制技術方面的研究相對較晚，然而其發展較迅速。80年代后期，對斜拉橋施工監控技術進行了全面研究，已初步形成系統。但對于高墩大跨連續剛構橋的線型控制而言，由于其墩高、跨大的特點，高墩的日照溫差空間扭曲、日照溫差對大懸臂箱梁空間扭曲等方面對主結構線型控制影響的復雜問題沒有現成的技術資料可以遵循，有待探索、研究。此外，在線型控制實施后改變合攏順序及在邊跨“T”構上進行不平衡懸澆施工對于線型控制的影響也缺乏現成的技術資料可以采用，必

2、須進行探索、研究。1.2工程概況 葫蘆河特大橋是西部大通道包（頭）北（海）線陜西境黃陵至延安段高速公路上的一座特大型橋梁，橋梁全長1468m。主橋為90m+3160m+90m預應力混凝土連續剛構箱梁橋。主橋下部結構為雙薄壁空心墩，鉆孔灌注樁基礎。上部由上下行的兩個單箱單室箱形斷面組成，箱梁根部高9.0m，跨中梁高3.5m，梁高按二次拋物線變化，采用縱、橫、豎向三向預應力體系。箱梁頂板厚度為0.28m，底板厚度由跨中0.30m按二次拋物線變化至根部1.1m，箱梁頂板寬12.0m，底板寬6.5m，腹板厚度分別為0.4m、0.6m，橋墩范圍內箱梁頂板厚0.5m，底板厚1.3m，腹板厚0.8m，除橋墩

3、頂部箱梁內設4道橫隔板外，其余均不設橫隔板。主橋兩幅連續剛構箱梁均采用掛籃懸臂澆筑法施工，各單“T”箱梁除0#塊外，分20對梁段，即63.0+63.5+44.0+44.5m進行對稱懸臂澆筑，0#塊長12.0m，合攏段長2.0m。原設計合攏順序為邊跨次邊跨中跨，由于邊墩6#及11#墩均較高，施工難度很大，在主橋懸灌施工至10-13#節段時，確定在邊孔采用對稱配重方式利用既有掛籃懸臂澆筑不平衡段21#段，長度為4.5m，將邊孔現澆段8.9m縮短為5.2m，邊孔合攏段長改為1.2m，主橋合攏順序改為為中跨次邊跨邊跨。箱梁平面位于R=2500m的曲線及直線上，豎向位于R=20000m的豎曲線上，橋梁橫

4、坡為2.5%，橋梁縱坡為2.5%，2.5%的雙向坡，采用掛籃懸臂澆筑施工，最大澆注塊件的長度為4.5m，最大不平衡懸臂長度為77.5m，最大澆筑塊件重量為163.0噸。主橋布置見圖3-1所示，箱梁斷面見圖3-2所示。6#墩11#墩7#墩8#墩1300000138008000009#墩10#墩圖3-1 葫蘆河特大橋主橋立面圖圖3-2 主梁墩頂及跨中斷面主要尺寸圖 (單位：cm)1.3施工難點本項目的主墩高度較高，7#、8#、9#、10#的墩高分別為80m、130m、138m、58m，主跨跨徑為160m。最高墩高度為138m，最大跨徑為160m的連續剛構橋，在本項目實施時尚未有可借鑒的施工經驗，位

5、居國內領先地位。由于墩高跨大，懸臂澆注時梁段的變形較大，且受日照溫差、溫度、預應力、臨時荷載及混凝土的強度、彈性模量的影響，各節段的預拋值控制難度較大，線型控制的合攏精度要求高（橫橋向為5mm，豎橋向為10mm）。梁段的合攏施工技術較為復雜，成橋后的線型及應力狀態必須與設計相吻合。由于混凝土的徐變影響，通車后跨中的撓度下沉較多，影響通車后的結構線型及使用，故必須采取可靠措施使得各“T”構在形成體系之前盡可能多的完成收縮和徐變。本項目地處西部，太陽輻射強烈，且為超高墩大跨徑的曲線連續剛構橋梁，由于項目的特殊地理位置，日照溫差較大，而且主墩均為薄壁空心墩，主梁為箱梁，均為箱型結構。受日照溫差影響后

6、，薄壁空心高墩和懸臂箱梁不可避免將出現位移，而且該兩種位移相互疊加后對最大懸臂狀態下結構本身的安全和懸臂掛籃施工的線型控制將產生不可預料的影響，因此在施工過程中必須給予足夠重視。溫度變化對超高墩混凝土結構的受力與變形影響很大，并隨溫度的改變而改變。在不同時刻對結構狀態進行量測，其結果是不一樣的，如果在施工控制中忽略了該項因素，就必然難以得到結構的真實狀態數據(與控制理想狀態比較)，從而也難以保證控制的有效性。由于本項目在實施過程中，鑒于邊跨現澆段的施工難度，變更為：改變合攏順序，啟用邊跨頂板的縱向預應力束，在邊跨采用掛籃懸臂澆筑不平衡段，縮短邊跨現澆段的施工方法；此時，主橋懸臂施工已經實施，各

7、主墩“T”構已澆筑塊段見表3-1。此時改變施工方案及合攏順序后，大大增加了懸臂施工的線型控制難度。這在國內也無可予以借鑒的經驗，具有相當難度。表3-1 改變方案后已澆筑完工節段主墩號已澆筑完工節段（截至2005年8月8日止）左幅右幅71198106913810138在懸臂施工過程中，線型控制對于全橋的總體受力及使用壽命有重要的意義。線型控制可分為平面線型及豎向撓度控制兩方面，而撓度控制極為重要。影響撓度的因素較多，而撓度控制將影響到合攏精度及全橋施工的成功與否，故必須對撓度進行精確的計算及嚴格的控制。可以說，線型控制的關鍵在于施工撓度控制。根據結構穩定性計算表明，對于138m高墩在最大雙懸臂狀

8、態下時，結構的穩定性安全儲備不高，因此，在施工過程中，必須加強應力與變形的監控，防止出現結構失穩。2超高墩大跨徑連續箱梁剛構懸臂澆筑施工撓度控制2.1施工撓度控制基本程序由于箱梁在懸臂澆筑施工時受混凝土自重、日照、溫度變化、墩柱壓縮、掛籃本身的彈性與非彈性變形、預應力鋼束張拉等因素影響而產生撓度，混凝土自身還存在收縮、徐變等因素，也會使懸臂段發生變化，為使合攏后的線型及應力狀態符合設計規范要求，最大限度地使實際的狀態（應力與線型）與設計的相接近，必須對各懸臂施工節段的撓度、應力進行觀測控制，以便在施工中及時調整有關的標高參數，為下節的模板安裝提供數據預報，確定下節段的模板標高。各梁段施工時立模

9、標高應考慮設計高程、預拱度、掛籃彈性非彈性變形、施工時溫度影響、預應力鋼束張拉、混凝土的容重及彈性模量等因素。立模標高應按下式進行確定：Hj=Hi+f1i+f2i+f3i+f4i+f5i，式中：Hi-設計標高f1i -由各梁段自重產生的在i節點的撓度總和f2i -由張拉預應力在i節點的撓度總和f3i -掛籃變形值f4i -混凝土的收縮徐變在i節點引起的撓度，按主跨跨中15cm考慮，其余按正弦分配變化，變化方程如下：次邊跨及中跨分布方程為：Hy=150sin(X/40)邊跨分布方程為：Hy=150sin(X1/0.61845) Hy=150sin(X2/0.37245)上述方程中，其中 Hy為預

10、留的徐變沉降量,單位為mm； X為沿各“T”構縱向布置的橫軸，坐標原點為0#塊中心點，單位為m；X1為沿各“T”構縱向布置的橫軸，坐標原點為0#塊中心點，單位為m；X2為沿各“T”構縱向布置的橫軸，坐標原點為邊跨支點端頭處，單位為m。f5i -使用荷載在i節點產生的彈性與非彈性撓度上述公式中，f1i，f2i，f4i， f5i，均由程序計算得出，并在實際實施過程中根據監測情況進行修正；f3i在掛籃加載施壓后得出結果。2.2程序計算模型的確定本項目在實施過程中采用橋梁平面桿系分析程序GQJS進行分析計算，在計算模型中，主橋連續剛構共分為300個單元，其中預應力箱梁分為193個單元，每節段為一個單元

11、，截面幾何類型總數為35個；雙薄壁墩及橫撐分為107個單元；預應力鋼束按不同的施工順序及位置分為158組。箱梁每個節段的施工過程模擬為三個節段，即安裝（轉移）掛籃、澆筑混凝土、張拉和轉移錨固，其施工周期為安裝（轉移）掛籃3天，澆筑混凝土3天，張拉和轉移錨固1天。整個主橋連續剛構的施工過程分為79個施工階段，在模型中全橋的施工劃分為80個階段。計算模型中主要參數取值：C50混凝土設計強度Ra=28.5MPa，Rl=2.45MPa彈性模量E=35000MPa容重=25kN/m3預應力鋼材標準強度Ryb=1860MPa鋼束彈性模量Ey=1.9105MPa錨下張拉控制應力k=0.75Ryb=1395

12、MPa孔道偏差系數0.001松弛率0.045摩阻率0.19錨具變形=0.006mGQJS可以計算出各節段的各工況下的施工梁段的變形值，并可以將計算的結果以各個單元左右截面的內力值和位移值的形式輸出到電子文檔中。在施工過程中，可以將此結果作為橋梁結構的理想狀態，預測下一施工梁段的預拱度，確定立模標高。還可以將計算結果作為確定橋梁結構的受力狀態及穩定性，判斷橋梁結構是否安全的依據。由于在施工過程中，箱梁的實際結構尺寸、臨時施工荷載，混凝土的彈性模量、收縮徐變、預應力大小與損失等情況與設計往往有差別，這種差別對結構的總體受力和成橋線型有很大的影響，因此有必要在施工過程中確定結構的實際幾何尺寸、實測的

13、彈性模量、實測容重等；此外，還應根據各施工階段的實際齡期考慮混凝土的收縮、徐變。連續剛構橋在整個施工過程中結構位移和內力均產生很大變化，因此，必須密切注意橋梁在施工期間的穩定性。2.3標高監控點的設置2.3.1 0#塊基準點的設置為施工方便，我們將水準點引至各主墩“T”構0#梁段上，便于施工中的測量需要。但考慮到各主墩的高度均較高，懸灌施工的上部荷載勢必壓縮各主墩，因此，各墩頂0#梁段絕對高度必將下降，施工中，我們在滿足施工精度的前提下，經過觀測和計算，每隔3-4個節段，即對墩頂的0#段上的水準點高程進行修正。此外，由于主墩均為薄壁空心高墩，受日照溫差的作用，主墩發生彎曲，墩頂產生較大的位移，

14、因此，在確定各主墩“T”構0#梁段基準水準點時，必須選擇在日照溫差作用較小的時間段進行，一般選擇在早8:00前進行。2.3.2各節段施工監控點的設置施工過程中，我們在每梁段的表面埋設鋼筋頭，作為各梁段撓度觀測點進行檢測。施工控制測點布置：在梁段端部頂板左右距翼緣板邊各1.25m處、頂板中心分別埋設短鋼筋（12，頂部打磨光滑，比本梁段測處施工立模標高高出5mm8mm）作為固定觀測點。監控點離梁段前端10cm。見圖3-3所示。圖3-3 監控點鋼筋預埋示意圖 （單位為cm）2.4各相關參數的測定我們在實際施工開始前，對上述涉及到的設計參數取值進行了測定，通過世紀的測定，我們發現，下列幾個參數與設計計

15、算模型中的取值偏離較大。此外，為得出掛籃的彈性與非彈性的變形值，我們對掛籃也進行了荷載試驗，取得了掛籃在不同節段的變形。2.4.1混凝土的容重及彈性模量的測定混凝土特性中對豎向撓度有影響的主要為混凝土的容重及彈性模量等因素。主橋箱梁混凝土設計標號為C50混凝土，主墩均較高，要求混凝土有較好的和易性，因此優選碎石粒徑為5-25mm,中粗砂細度模數為2.62.9，理論配合比為水泥：砂：碎石：水：外加劑=1：1.39：2.28：0.33：0.012。外加劑采用HJUNF-2A高效減水劑，塌落度為190mm。經試驗測定，混凝土容重為24.7kN/m3，混凝土彈性模量和混凝土強度經現場測試，其結果如表3

16、-2所示。表3-2 混凝土強度及彈性模量編號齡期（天）軸心抗壓強度（MPa）彈性模量（MPa）12845.84775222850.94697632846.046976而計算模型中的取值為：C50混凝土容重為25kN/m3，混凝土的彈性模量為3.5104MPa。混凝土容重與模型計算中的取值差別不大；但彈性模量實測值與設計差值較大。2.4.2孔道摩阻損失及局部偏差影響系數施工時，對撓度有較大影響的縱向預應力鋼束和腹板下彎束。頂板鋼束及邊孔合攏束腹板下彎束采用19j15.24鋼絞線；邊孔及中孔底板采用16j15.24鋼絞線。所有預應力管道均采用鋼波紋管預埋成形，施工中嚴格按照設計及規范，保證彎曲坐標

17、和彎曲角度，加強管道定位鋼筋，保證管道順暢，以減少摩阻損失。但在實際施工過程中，由于橋梁處于曲線上，預應力管道摩阻損失不可避免地存在，并且往往高于設計提供的摩阻數據。沿橋軸線方向設計的鋼束所施加的預應力隨梁的平面線型彎曲而產生摩阻損失。鑒于上述因素，我們與監控單位共同在8#墩左幅2#段進行了測試。在進行預應力張拉時，于張拉千斤頂和錨頭間設置穿心式壓力傳感器（壓力環），先從一端分級張拉錨下控制應力到位，使用壓力環測量兩端錨下應力，兩端錨下應力的差值就是孔道摩阻損失值，然后從另一端張拉錨下控制應力到位，仍然使用壓力環測量兩端錨下應力。通過測量管道兩端的錨下應力的數值，計算出管道的摩阻率和孔道偏差影

18、響系數k值，經過測試：=0.2；k=0.002。計算模型中的取值為：=0.19，k=0.001。而隨著梁段的伸長，預應力管道越來越長，和k均增加。和k值的增加，對預應力束的伸長量、預應力施加及梁體的撓度具有較大的影響。2.4.3掛籃變形靜載試驗在施工中，為確保懸澆施工的安全及施工原因，在掛籃試拼后對掛籃進行靜載試驗。由于掛籃施工時前端撓度主要是由于主構件及掛籃前吊帶的變形引起的，另一部分是由于掛籃后錨的彈性與非彈性變形引起的。通過現場試驗測出力與位移的關系曲線，消除掛籃的非彈性變形，以求得掛籃在不同長度（3.0m、3.5m、4.0m、4.5m）時不同靜載下的變形撓度值。掛籃測試變形以左幅橋9#

19、墩的掛籃靜載試壓為例，其測試結果如表3-3所示。表3-3 不同工況下掛籃彈性與非彈性變形值一覽表項目工況工況3m長節段4m長節段1#段2#段3#段4#段5#段6#段13#段14#段15#段16#段彈性變形（mm）99888810988項目工況工況3.5m長節段4.5m長節段7#段8#段9#段10#段11#段12#段17#段18#段19#段20#段彈性變形（mm）109998810999非彈性變形(mm)2通過上述的試驗，給出了掛籃在不同長度節段（3.0m、3.5m、4.0m、4.5m）時不同靜載下的變形撓度值，為立模標高的確立提供了掛籃的變形值。2.5撓度觀測及立模標高的修正由于箱梁在懸臂澆筑

20、施工時受混凝土自重、日照、溫度變化、墩柱壓縮、張拉應力等因素影響而產生豎向撓度，混凝土自身還存在收縮、徐變等因素，也會使懸臂段發生變化，因此，在施工中，實際測量數值中確實含有環境溫度變化、測量時間不同和參數差異帶來的誤差。為保證撓度觀測及立模標高的準確性，必須對在實際施工中觀測所得的數值進行溫度修正。溫度修正要考慮三個方面的影響因素：2.5.1主墩測量時刻溫度與合攏溫度的差異修正由于主墩的高度較高，此時，測量時刻的溫度與合攏溫度存在差異時，必須進行墩高的溫度修正，即有，其中為鋼筋混凝土的線膨脹系數；2.5.2主梁在不同時間段的日照溫差修正白天在太陽光的照射下，箱梁頂面溫度較高，混凝土膨脹，相對

21、而言，地面溫度低，混凝土收縮，從而使懸臂箱梁有下撓的趨勢；至黑夜，箱梁頂、底面散熱較快，溫度低，混凝土收縮，而箱梁內由于空氣不流通，散熱慢，溫度相對較高，混凝土膨脹，使懸臂端又有上撓變形的趨勢。由于主梁在不同的時間段時，箱梁的內外溫差存在相當大的差異，根據在主橋箱梁的溫度觀測可以發現，箱梁內外的最大溫差可達21.3，此時懸臂端出現了3.82cm的撓度。由此可見，溫度變化對主梁的變形影響很大，并隨溫度的改變而改變。在不同時刻對結構狀態進行量測，其結果是不一樣的，如果在施工控制中忽略了該項因素，就必然難以得到結構的真實狀態數據(與控制理想狀態比較)，從而也難以保證控制的有效性。因此，我們對主橋的箱

22、梁內外部的溫度進行觀測，采用橋梁計算分析程序Midas對主梁懸臂端的撓度變形進行分析計算，應用該計算結果對此時的撓度觀測和立模標高結合溫度效應進行結果的修正。主梁溫度測點布置溫度對大橋高墩及主梁撓度的影響是十分明顯的，其變化過程具有周期性、波動性大、變化幅度大等特點。主梁截面上的溫度分布情況，可通過在構件上布置溫度觀測點進行觀測。采用銅和銅鎳合金線測量混凝土體內溫度梯度，溫度測試原理為不同材料在溫度變化時產生不同電勢差,因此采用高精度電勢差儀。選擇9#墩6#梁段作為測試對象，只設一個觀測截面，該截面布置6個溫度測點，32個熱電偶。將熱電偶一頭先貼在鋼筋上，做防潮和防機械損傷處理后埋入混凝土體內

23、，另一頭引到混凝土表面。測點布置如圖3-4所示。1-1測點的埋設位置為（距外表面距離分別為0cm、7cm、14cm、28cm）,2-2和3-3測點的埋設位置為（距外表面距離分別為0cm、10cm、20cm、35cm、52.5cm、70cm）,4-4和5-5測點的埋設位置為（距外表面距離分別為0cm、10cm、20cm、30cm、45cm、60cm）,6-6測點的埋設位置為（距外表面距離分別為0cm，18cm、36cm、75cm），各內部測點不等距布置的原因是由于靠近壁板外表面溫度梯度大，溫差顯著，靠近壁板內表面溫度梯度小，溫差變化小。圖3-4 主梁溫度測點布置圖測試儀器溫度觀測采用銅和銅鎳合金

24、熱電偶測量混凝土體內溫度，其主要性能指標如下：量程：（-85+85） OC精度：0.1OC溫度測試儀器采用電位差計UJA，其主要性能指標如下：分辨率：0.01V多日連續觀測的實測數據及分析由于影響太陽輻射對混凝土箱形結構物溫度場的因素眾多，因而其表面和內部溫度荷載是一個隨機變化的復雜函數，加之工程結構的溫度分布在幾何上又是多維的，所以分析求解這種溫度荷載非常復雜，若要求得一個嚴格的函數解是不可能的。對于這種復雜的溫度分布，不可能去分析計算每一瞬間的溫度分布，實際上也不需要這樣做。從工程角度來講，只需從各種復雜的溫度分布中選取某幾種特定的溫度分布即：對混凝土結構的溫差應力產生最不利影響的幾種溫度

25、分布。盡管不一定能找到這種分布，但至少能夠求得接近最不利的溫度分布，并依此確定設計和施工所需要的控制溫度分布狀態。從而在確定溫差值T0和它相應的溫差分布曲線之后，即可求得相應溫度荷載。圖3-5 9#墩主梁內外空氣溫度觀測時變圖(8月30日)tT30201014:0011:008:004:0000:0021:0021:0017:00梁外氣溫梁內氣溫梁內氣溫梁外氣溫tT3020102:0023:0020:0014:0011:008:008:005:0017:00圖3-6 9#墩主梁內外空氣溫度觀測時變圖(9月2日)為了求得一比較符合工程實際、當地氣候條件的半經驗半理論公式，對葫蘆河特大橋施工現場進

26、行了溫度觀測。現將連續晴好天氣的（8月30日）及陰雨天氣（9月2日）的主梁內外氣溫實測數據資料繪制曲線圖如圖3-5，圖3-6所示。 由圖3-53-6和圖3-73-9可知，對于連續晴好天氣，主梁箱室內外大氣溫度在21:00至8:00基本一致，相差很小。早上8:00后，在太陽輻射的作用下，大氣溫度急劇上升，至14:30左右氣溫達最高值（30）；而在箱室內，則在17:00左右溫度才達到最大值，落后于箱室外兩小時左右，反映出箱室內氣溫的明顯滯后性。對于陰雨天氣，主梁箱室內外氣溫隨時間的變化較為平緩，而且溫度相差不大。故而可以得出溫差應力最不利情況應出現在連續晴好天氣。由于觀測截面處于主梁上，觀測時間受

27、很多客觀因素影響，所以觀測次數較少，選擇在無雨的混凝土養護階段進行。為求得接近最不利的溫度分布，我們在8月到10月里每月選擇了一個晴天進行觀測，并對所獲得的觀測數據進行分析。并以8月31日、9月15日及10月21日的實測數據為代表進行了數據分析。通過比較分析發現，主梁各壁板以內側翼緣板3測點，外側腹板5測點，底板6測點規律比較明顯。現將各連續晴好天氣的主梁內外氣溫及3、5、6測點內外壁的實測資料列入表3-4表3-6。表3-4 8月31日（晴）溫度觀測數據表() 時間測點21:300:008:0010:3012：3014:3017:0021:30324.816.223.332.541.347.5

28、36.526.33 20.81617.724.528.931.626.325.5519.51521.933.929.829.228.5235 17.11416.91823.427.426.420.5620.517.216.522.326.633.428.522.96 19.518.517.51922.523.425.521.2內16.616.215.41717.417.61816外2017132126302617表3-5 9月15日（晴）溫度觀測數據表() 時間測點21:000:008:0010:3012：3014:3017:0021:00316.013.517.823.925.335.724

29、.017.03 14.813.313.01314.615.216.513.2517.614.018.029.525.723.221.018.75 14.314.011.51214.215.214.513.961714.617.822.723.518.217.8176 1413.913.414.314.715.214.213內14.012.410.213.013.41414.213.5外15.413.610.626.528.430.823.216.8表3-6 10月21日（晴）溫度觀測數據表() 時間測點21:000:008:0010:3012：3014:3017:0021:00316.215.

30、31518.72536.523.6183 14.1141414.615.216.316.514515.315.012.032.025.624.42215.35 14.014.012.013.014.615.615.714.4616.015.612.14.215.016.217.115.26 13.813.11012.512.714.314.214.6內13.211.68.513.413.814.114.213外1312915.219.024.722.713根據上表資料將數據繪制成折線圖如圖3-73-18所示。由圖3-12、3-15和3-18與圖3-73-9對比可知，底板底面與箱外大氣溫度、底板

31、頂面與箱內大氣溫度變化趨勢基本一致，這是由于底板受不到日照輻射的影響，其溫度變化僅僅由于箱體內外氣溫的影響，只有東邊的底板邊緣受到腹板溫度差的影響，而測點處于底板中線，所以觀察不到溫度變化。根據圖3-10、3-13、3-16的測點3、3的溫度變化可知，位于右幅外側翼緣板外側的測點3，由于處于頂板上緣，受到日照時間很長，直到早上8:00日出起，溫度逐漸升高，側曬逐漸變為正曬，溫度升高幅度逐漸變大，直到下午14:30左右達到最高溫度和最大溫差；測點3位于箱內壁且壁厚較大達到70cm，不受日照，所以溫度變化較為平緩，17:00左右達到最高溫度。而圖3-11、3-14、3-17的測點5處于外側腹板，方

32、位正東，日出后受正曬較大，溫度迅速升高，于10:30左右達到最高值并產生最大溫差，其后由于太陽已高和外側翼緣板的遮蔽，只受太陽輻射的漫射和氣溫的影響溫度逐漸降低；測點5位于箱內壁，溫度變化趨勢與3類似，只是受外壁溫度影響值稍微偏大。回歸求解溫差分布函數為初步確定混凝土連續剛構主梁的溫度分布形式，對9號墩6號梁段進行了沿壁厚方向6個關鍵點的溫度觀測，觀測數據整理后如下表（表3-7表3-8），其中基準溫度取箱梁內側壁板表面溫度。表3-7 內側翼緣板溫度觀測數據表 時間距外壁板 溫差()表面距離(m)8月31日9月15日10月21日018.420.521.30.10 11.512.213.20.20

33、 6.5 7.67.80.35 3.4 3.53.60.525 1.31.51.40.70000表3-8 外側腹板溫度觀測數據表 時間距外壁板 溫差()表面距離(m)8月31日9月15日10月21日015.917.5190.10 7.48.8100.20 4.1 4.24.50.30 1.8 2.22.60.45 0.70.750.850.60000由劉興法的混凝土結構的溫度應力分析可知，梁身壁板沿厚度方向溫度分布為指數分布形式，故可按照指數曲線來初步擬合主梁在梁高方向和梁厚方向上的溫度分布形式。令：式中： 為計算點位置處的溫差值，單位：度； 為向陽面箱壁板溫差，單位：度； 為計算點至箱外壁板

34、表面的距離，單位：m； 為指數系數。從表達式上可以看出，最大溫差值和系數就決定了整個箱室斷面的溫度差異分布形式，再跟據表3-7（梁高方向溫度觀測數據）和表3-8（壁板厚度方向溫度觀測數據）就可通過對實測數據進行回歸分析得到。為將（3-1）式轉化成常規方程，對（3-1）式兩邊同時取對數得：令：，則：根據最小二乘法，設法使計算值與實際值誤差的平方和為最小。即可求得溫差值和系數。假設觀測數據共有m組，并令，則擬合誤差的平方和為：由對多元函數求極值的法則，分別對，求偏導即：代入參數求解得：將表3-7、表3-8中的溫差取自然對數并列表如下（表3-9表3-10） 表3-9 對內側翼緣板壁厚溫差取后數據表時

35、間距外壁板 溫差()表面距離(m)8月31日9月15日10月21日02.9123513.0204253.0587070.10 2.4423472.5014362.5802170.20 1.8718022.0281482.0541240.35 1.2237751.2527631.2809340.5250.2623640.4054650.3364720.7表3-10 對外側腹板壁厚溫差取后數據表 時間距外壁板 溫差()表面距離(m)8月31日9月15日10月21日02.7663192.8622012.9444390.10 2.001482.1747522.3025850.20 1.4109871.

36、4350851.5040770.35 0.5877870.7884570.95550.525-0.3667-0.28760.3364720.7代入實測數據進行求解，并將三個觀測日的計算結果列入下表（表3-11表3-12）。 表3-11 內側翼緣板溫差分布式的擬合結果表 觀測日期8月31日9月15日10月21日觀測時間14：3014:3014:30最大溫差18.420.521.3參數5.014.985.20擬合表達式 表3-12 外側腹板溫差分布式的擬合結果表觀測日期8月31日9月15日10月21日觀測時間10：3010：3010：30最大溫差15.917.519參數6.956.996.88擬合

37、表達式對于溫度差，可根據觀測的實際取最大溫差；而對于參數統一取5.2和6.8，故擬合表達式可以用下式表示：對于梁高方向溫度場表達式為：對于梁寬方向溫度場表達式為：根據8月和9月份的實測數據，繪制曲線圖如下。8月31日溫差觀測對照圖18.4溫差Toyy(高度）o18.4e實測曲線-5.2y-5ye17.5o溫差Toyy(厚度）17.5e-7y-6.8y9月15日溫差觀測對照圖實測曲線17.5e18.4圖3-19 溫差觀測對照圖從溫差觀測對照圖可以看出，根據實測數據回歸擬合的曲線都與實測數據曲線接近，說明該溫度場的表達方式與實際耦合較好,可以采用該表達式進行溫度效應的主橋箱梁撓度分析。實橋箱梁撓度

38、計算計算采用橋梁分析計算軟件Midas進行。為便于計算，在模型計算中暫時不考慮溫度變化對橋墩的影響。根據現場觀測資料可知，主梁溫度變化沿橋向基本一致，除了少數因為掛籃或其他施工機具遮擋而導致局部的溫度差異性，但由于其溫度相差不大，且相對面積也比較小，故而可略去沿橋縱向的溫度變化。模型的狀態為最大懸臂狀態，這樣得出的撓度變化對 “T” 構合攏的撓度控制就有很高的參考價值。模型分為46個單元，橋面系單元44個，橋墩單元為2個。模型為單T形結構，邊界條件為墩底固結，懸臂端無約束。模型節點如圖3-20所示，實體如圖3-21所示。圖3-20 模型節點圖 圖3-21 模型實體圖由于梁高方向和腹板厚度方向的

39、最高溫差出現的時間分別在14:30和10:30，故而兩者不能進行組合，而腹板方向溫差荷載由于外側翼緣板的關系不易布置，而且腹板厚度方向的溫差不如梁高來得大，因此現在僅對梁高方向施加溫度荷載，求得其溫差產生位移。由于溫度荷載在模型中是按等寬的溫度面加載的，故而要選擇適當的溫度變化點高度。由于梁的頂板寬度是有變化的，翼緣板最小厚度為18cm，頂板厚度為28cm，再參考測點埋置位置，確定溫度變化點，并按上述溫度變化曲線反算其溫差。現確定施加3層溫度荷載，其變化點分別在翼緣板最薄處，20cm處和頂板底面，這些地方的溫差占到總溫差的75%以上，而且以下的實心寬急劇變小且溫度變化緩慢對變形影響不大，故不予

40、考慮。溫度變化點位置及其計算溫差如表3-13。表3-13 溫度變化點位置及其計算溫差表時間距外壁板 溫差()表面距離(m)8月31日9月15日10月21日018.420.521.30.10 11.112.512.60.187.58.48.40.284.55.14.9 撓度計算結果將3種工況分別進行加載后得出以下位移表，節點1-22為半個懸臂。結果詳見表3-143-16所示。表3-14 8月30號14:30位移表 單位（m）節點號123456Dx-2.01E-03-1.85E-03-1.69E-03-1.53E-03-1.38E-03-1.25E-03Dy0.00E+000.00E+000.00

41、E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz-3.35E-02-2.87E-02-2.43E-02-2.03E-02-1.69E-02-1.41E-02節點號789101112Dx-1.12E-03-9.91E-04-8.71E-04-7.76E-04-6.91E-04-6.09E-04Dy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz-1.17E-02-9.61E-03-7.77E-03-6.37E-03-5.15E-03-4.09E-03節點號131415161718Dx-5.31E-04-4.56E-04-3.85E-

42、04-3.26E-04-2.70E-04-2.16E-04Dy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz-3.18E-03-2.40E-03-1.75E-03-1.29E-03-9.03E-04-5.92E-04節點號19202122Dx-1.64E-04-1.15E-04-6.70E-05-4.50E-05Dy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz-3.50E-04-1.71E-04-5.10E-050.00E+00 表3-15 9月15號14:30位移表 單位（m） 節點號123456Dx-2.19E-

43、03-2.02E-03-1.85E-03-1.67E-03-1.51E-03-1.36E-03Dy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz-3.70E-02-3.16E-02-2.67E-02-2.24E-02-1.86E-02-1.56E-02節點號789101112Dx-1.22E-03-1.08E-03-9.53E-04-8.49E-04-7.56E-04-6.67E-04Dy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz-1.29E-02-1.06E-02-8.55E-03

44、-7.01E-03-5.66E-03-4.49E-03節點號131415161718Dx-5.81E-04-4.99E-04-4.21E-04-3.57E-04-2.96E-04-2.37E-04Dy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz-3.49E-03-2.64E-03-1.92E-03-1.42E-03-9.92E-04-6.51E-04節點號19202122Dx-1.80E-04-1.26E-04-7.30E-05-4.90E-05Dy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz-3.84E-04-1

45、.88E-04-5.60E-050.00E+00表3-16 10月21號14:30位移表 單位（m） 節點號123456Dx-2.29E-03-2.10E-03-1.92E-03-1.74E-03-1.57E-03-1.42E-03Dy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz-3.82E-02-3.27E-02-2.77E-02-2.32E-02-1.92E-02-1.61E-02節點號789101112Dx-1.27E-03-1.13E-03-9.92E-04-8.85E-04-7.88E-04-6.94E-04Dy0.00E+00

46、0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz-1.34E-02-1.10E-02-8.86E-03-7.26E-03-5.87E-03-4.66E-03節點號131415161718Dx-6.05E-04-5.20E-04-4.39E-04-3.72E-04-3.08E-04-2.46E-04Dy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz-3.62E-03-2.74E-03-2.00E-03-1.47E-03-1.03E-03-6.75E-04節點號19202122Dx-1.87E-04-1.31

47、E-04-7.60E-05-5.10E-05Dy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz-3.99E-04-1.95E-04-5.80E-050.00E+00上述位移表中的Dx、Dy、Dz分別為沿縱橋向、橫橋向及橋梁豎向三個方向。從位移表可以看出當頂板上緣向下呈降溫趨勢時，懸臂端將會下撓，而且隨著溫差由18.4、20.5、21.3逐漸變大，最大撓度也由3.35cm、3.70cm、3.82cm逐漸變大；而且在最大懸臂狀態時，1-6#塊段的撓度變形值較小，幾乎可以不予考慮；懸臂長度加長時，其撓度變形值隨之加大，符合變形規律。通過上述計算，我們還發現，日照溫差對于箱梁的橫

48、橋向的變形影響很小，幾乎可以不做考慮，這就使得主橋懸灌軸線控制時不考慮溫度效應對于箱梁部分的影響。實際施工監控過程中的立模標高及撓度觀測值得溫度修正根據上述的撓度變形分析可知，日照溫差效應對于未合攏的“T”構而言，由于懸臂端為自由端，其撓度變形較大，施工監控過程中需要對不同墩的相同塊段的立模標高分別作出相應的溫度修正。溫度修正可以采用橋梁分析計算軟件Midas，按照上述方式采用撓度測定時刻或立模標高時刻的即時溫差進行計算，然后按此撓度進行溫度修正。由表3-3表3-5及圖3-7圖3-18可知，在晚9:00后至第二日早8:00前溫差變化較小，此時是進行撓度觀測和立模標高測定的最佳時間段，故一般建議

49、最好在8:00左右溫度場比較均勻的時間進行立模標高測定或進行撓度的觀測，此時只需對當時的溫度與合攏時的溫度之差對墩頂位移的影響進行修正即可。2.5.3墩身溫度效應對墩頂產生的橫向和豎向位移進行主梁的撓度修正由于主墩為薄壁空心高墩，在“T”構施工過程中，主墩的變形不受約束，在日照溫差的作用下，空心墩內外壁板的溫差過大，主墩會產生彎曲，墩頂將產生位移，此時，“T”構也將由于主墩墩頂的橫向位移而產生較大的變形。主梁軸線與方位角的夾角為15，早晚太陽光與橋主墩的軸線基本垂直，根據對主墩墩頂溫度效應的研究和現場的實際觀測，在該項目中，墩身溫度效應對主梁的豎向撓度的影響很小，而對于軸線控制影響較大，尤其對

50、于軸線的橫橋向方向（即Y坐標）產生的影響較大。鑒于上述因素的考慮，必須對實際施工控制中的撓度觀測和立模標高的實施中進行溫度效應的修正，一方面以期取得撓度觀測的準確數據，為下一節段的標高調整提供準確可靠基礎數據，以利于進行參數識別并進行修正；另一方面，在實施立模標高時，有助于排除溫度效應的干擾，將預報的撓度值準確的予以實施。2.6立模標高實施及撓度變形數據的采集2.6.1觀測內容： 掛籃模板安裝就位后的撓度觀測； 澆筑前預拱度調整測量； 混凝土澆筑后的撓度觀測； 張拉前的撓度觀測； 張拉后的撓度觀測； 已完成各階段之荷載及溫度、徐變收縮引起的撓度計算、觀測； 合攏段合攏前的溫度修正； 溫度觀測；

51、 應力觀測（通過在控制截面內預埋測試儀器搜集數據）。 撓度觀測的關鍵是每日定時觀測，時間宜選在每日溫升前上午8:00以前。合攏段應在施工前進行連續24h（每次間隔2h）觀測，提供合攏前的數據。 為控制撓度，應該在混凝土施工完成并達到設計要求的張拉強度后進行預應力束的張拉，應按齡期及強度進行雙控，一般在混凝土施工后34天方進行張拉，以減少張拉時的混凝土收縮徐變值，使永存應力滿足設計要求，相應減少張拉后產生的撓度。 2.6.2觀測時間：根據溫度效應對主梁的撓度影響分析計算，溫度影響主要是日照溫差影響立模放樣和日常撓度數據測量采集，因此放樣與日常測量宜安排在早晨8:00以前，否則必須按照上述方法進行

52、溫度修正，并且每天將已澆完的梁段控制點進行復測后進行數據匯總，觀察變化，分析原因，并及時調整立模標高。2.7參數識別法在施工過程中的實際應用葫蘆河特大橋主梁標高控制采取以最小二乘法為基礎進行參數識別與修正的誤差分析和狀態預測方法。在確保所得的撓度觀測數據及立模標高進行溫度修正后，不受溫度效應影響之后，對所采集的實測數據與計算數據進行對比分析，通過對已成結構實際狀態與仿真計算理想狀態之間誤差的分析，采用最小二乘法對計算模型中的參數進行調整，使仿真計算的結果與實際結構狀態相一致。經過反復幾次的參數識別調整之后，修正過的仿真計算模型的計算結果與結構的實際狀態逐漸相吻合，施工進入自適應狀態，由此，可以

53、比較準確地預測結構的后期標高，保證結構線型滿足設計和施工的要求。根據對實際施工中混凝土的容重和彈性模量、預應力管道的摩阻率和孔道偏差影響系數k值進行測定的結果，結合敏感性參數分析表明主梁混凝土的容重、彈性模量和預應力束張拉力對線型控制影響較大，將該三項參數作為待識別的參數。施工時建立控制網絡，具體識別方法是以最小二乘法為參數估計準則，進行施工控制。具體操作如下：在施工第N號節段時，由掛籃移位的梁體變位實測值與理論計算值得差別，可識別出第N-1號節段的彈性模量的真實值；同樣，由澆筑混凝土時的變位值可識別出第N號節段的重量即混凝土的容重真實值；由預應力張拉時的變位可識別出第N號節段對應的預應力束的

54、張拉力。在識別出各參數后，及時將它們反映在GQJS的計算中，以獲得修正后的下一節段的預拋高值。至此，形成施工、量測、識別、修正、預測、調整、施工的循環過程。2.8邊跨現澆段施工方案改變后主梁線型控制調整由于原設計的變跨現澆段的施工難度較大，為確保施工質量及施工進度，節約施工投入，在主梁左幅已經澆筑至10-13#段、右幅澆筑至6-9#段時，將原設計的方案變更為：在邊跨采用掛籃不平衡懸臂澆筑21#段，啟用邊跨頂板縱向預應力束，改變合攏順序的方案來縮短邊跨現澆段長度，將原設計中的邊跨現澆段的落地支架方案變更為墩身預埋托架的施工方案。這一方案的實施既解決了邊跨現澆段施工難度，又節約了大量的施工時間和施

55、工投入。通過GQJS程序計算發現，實施方案變更后各塊段計算的撓度值與變更前的撓度值有一定的差距，而已經澆筑塊段的線型無法進行調整，只有通過對后續施工的塊段進行調整才能實現整體線型的控制，滿足合攏精度和線型控制的要求，這使得撓度控制的難度大大增加。GQJS程序計算各塊段變更前后的計算位移值見表3-17、3-18、3-19、3-20所示。36 表3-17 7#墩變更前后計算位移差值 黃陵側變更前塊段號212019181716151413梁段長01.243.724.54.54.54.5444坐標01.25.28.910.915.419.924.428.932.936.940.9位移00.0050.0

56、2060.0327-0.049-0.04-0.029-0.018-0.0060.0022-9E-040.01變更后坐標0.11.35.36.51115.52024.529333741位移00.00610.0248-0.032-0.043-0.049-0.048-0.043-0.033-0.026-0.025-0.013差值（mm）01.1294.24-64.396.13-9.4-18.73-24.37-26.93-28.3-23.68-23.31變更前塊段號121110987654321梁段長43.53.53.53.53.53.533333坐標44.948.451.955.458.962.46

57、5.968.971.974.977.980.9位移0.00730.0170.01330.01560.01150.0110.00680.00510.0014-0.002-0.005-0.011變更后坐標4548.55255.55962.5666972757881位移-0.013-0.007-0.009-0.008-0.011-0.013-0.017-0.02-0.024-0.028-0.032-0.034差值（mm）-20.34-24.41-22.7-23.47-22.73-23.56-23.54-24.64-25.25-26.09-26.65-23.13延安側變更前塊段號00001234567

58、8梁段長32823333333.53.5坐標83.985.993.995.998.9101.9104.9107.9110.9113.9117.4120.9位移-0.013-0.027-0.031-0.019-0.02-0.017-0.016-0.015-0.013-0.014-0.012-0.012變更后坐標8486949699102105108111114117.5121位移-0.042-0.048-0.046-0.039-0.031-0.027-0.021-0.015-0.008-0.0020.00590.0122差值（mm）-28.31-20.33-15.07-20.18-10.98-1

59、0.23-5.190.055.4611.3217.424.53變更前塊段號91011121314151617181920梁段長3.53.53.53.544444.54.54.54.5坐標124.4127.9131.4134.9138.9142.9146.9150.9155.4159.9164.4168.9位移-0.009-0.012-0.007-0.008-0.002-0.0080.0011E-05-0.002-0.0020.00060.0052變更后坐標124.5128131.5135139143147151155.5160164.5169位移0.02140.02670.03650.0398

60、0.05150.05390.06760.07690.08750.10270.12290.1507差值（mm）30.52638.3343.99948.22953.6962.18966.56576.88789.36104.31122.35145.5附注：表中梁段長度及位移值單位為m；21#塊段僅在7#墩黃陵側變更后的計算中才有。 表3-18 8#墩變更前后計算位移差值 黃陵側變更前塊段號20191817161514113121110梁段長24.54.54.54.544443.53.5坐標170.9175.4179.9184.4188.9192.9196.9200.9204.9208.4211.9位

61、移0.08960.07760.06820.06110.05660.05220.03790.03930.02870.03290.0244變更后坐標171175.5180184.5189193197201205208.5212位移0.17270.14440.12340.10660.09410.0830.06760.06350.05040.04570.0345差值（mm）83.1166.8555.245.4737.5430.7629.7224.1921.7312.8510.14變更前塊段號98765432100梁段長3.53.53.53.53333332坐標215.4218.9222.4225.92

62、28.9231.9234.9237.9240.9243.9245.9位移0.02270.01540.01230.00630.0034-0.001-0.005-0.009-0.016-0.018-0.044變更后坐標215.5219222.5226229232235238241244246位移0.0280.01740.0096-2E-04-0.007-0.016-0.024-0.032-0.038-0.053-0.068差值（mm）5.332-2.71-6.497-10.68-14.7-18.93-23-21.39-34.1-23.89延安側變更前塊段號00123456789梁段長8233333

63、33.53.53.5坐標253.9255.9258.9261.9264.9267.9270.9273.9277.4280.9284.4位移-0.047-0.023-0.023-0.018-0.017-0.016-0.014-0.014-0.011-0.012-0.009變更后坐標254256259262265268271274277.5281284.5位移-0.071-0.058-0.046-0.043-0.037-0.032-0.026-0.022-0.016-0.011-0.004差值（mm）-24.46-34.92-22.49-24.45-20.55-16.49-12.63-8.37-4

64、.440.524.244變更前塊段號1011121314151617181920梁段長3.53.53.544444.54.54.54.5坐標287.9291.4294.9298.9302.9306.9310.9315.4319.9324.4328.9位移-0.011-0.007-0.008-0.002-0.009-9E-04-0.003-0.007-0.008-0.008-0.005變更后坐標288291.5295299303307311315.5320324.5329位移-0.0010.00630.00740.01650.01660.02820.03570.04440.05790.07660

65、.1033差值（mm）9.8813.52815.56618.95325.89329.14938.8751.01665.95484.233107.86附注：表中梁段長度及位移值單位為m。表3-19 9#墩變更前后計算位移差值黃陵側變更前塊段號20191817161514113121110梁段長24.54.54.54.544443.53.5坐標330.9335.4339.9344.4348.9352.9356.9360.9364.9368.4371.9位移0.06190.05160.04420.03910.03650.03390.02110.02410.01480.02030.0129變更后坐標3

66、31335.5340344.5349353357361365368.5372位移0.10470.07860.06080.04770.03910.03180.02030.02010.01090.00950.0017差值（mm）42.8327.0216.618.582.56-2.11-0.82-3.95-3.9-10.84-11.21變更前塊段號98765432100梁段長3.53.53.53.53333332坐標375.4378.9382.4385.9388.9391.9394.9397.9400.9403.9405.9位移0.01230.0060.0039-0.001-0.003-0.007-

67、0.01-0.013-0.02-0.021-0.049變更后坐標375.5379382.5386389392395398401404406位移-0.002-0.009-0.014-0.021-0.026-0.032-0.038-0.044-0.048-0.061-0.076差值（mm）-13.96-15.18-17.76-19.6-22.39-24.9-27.82-30.65-27.31-39.65-27.62延安側變更前塊段號00123456789梁段長823333333.53.53.5坐標413.9415.9418.9421.9424.9427.9430.9433.9437.4440.94

68、44.4位移-0.049-0.022-0.022-0.015-0.013-0.01-0.007-0.005-2E-040.00150.0075變更后坐標414416419422425428431434437.5441444.5位移-0.074-0.058-0.042-0.037-0.029-0.021-0.013-0.0050.00420.01180.0223差值（mm）-24.81-35.37-20.66-21.7-16.39-10.93-5.893-0.5084.447510.27614.769變更前塊段號1011121314151617181920梁段長3.53.53.544444.54

69、.54.54.5坐標447.9451.4454.9458.9462.9466.9470.9475.4479.9484.4488.9位移0.00810.01550.01860.02930.02810.04280.04770.0530.06110.07150.0848變更后坐標448451.5455459463467471475.5480484.5489位移0.02880.03990.04460.05780.0620.07760.0890.10190.11920.14120.1704差值（mm）20.74524.452628.533.934.8141.3448.9158.1269.6785.59附

70、注：表中梁段長度及位移值單位為m。表3-20 10#墩變更前后計算位移差值黃陵側變更前塊段號201918171615141131211109梁段長24.54.54.54.544443.53.53.5坐標490.9495.4499.9504.4508.9512.9516.9520.9524.9528.4531.9535.4位移0.00450.00118E-050.0010.00390.0057-0.0030.0038-0.0020.00510.00040.0024變更后坐標491495.5500504.5509513517521525528.5532535.5位移0.13160.1060.088

71、20.07510.06650.05890.04680.0460.0360.0340.02550.0215差值（mm）127.06104.9488.12474.1262.64753.20949.77842.24838.02528.93225.05519.078變更前塊段號876543210000梁段長3.53.53.5333333282坐標538.9542.4545.9548.9551.9554.9557.9560.9563.9565.9573.9575.9位移-0.001-0.001-0.004-0.004-0.007-0.008-0.01-0.012-0.013-0.02-0.019-0.0

72、1變更后坐標539542.5546549552555558561564566574576位移0.01360.00850.0015-0.003-0.009-0.014-0.018-0.021-0.027-0.031-0.032-0.028差值（mm）15.0069.7235.6441.585-2.004-5.42-8.496-8.7-14.61-10.92-13.09-17.85延安側變更前塊段號123456789101112梁段長3333333.53.53.53.53.53.5坐標578.9581.9584.9587.9590.9593.9597.4600.9604.4607.9611.461

73、4.9位移-0.009-0.005-0.0020.00030.00310.00390.0070.00660.00980.00680.00980.006變更后坐標579582585588591594597.5601604.5608611.5615位移-0.022-0.02-0.016-0.012-0.008-0.006-0.002-2E-040.00320.00180.004-0.001差值（mm）-13.69-15.3-14.02-12.67-11.36-9.662-8.612-6.847-6.614-4.955-5.757-7.308變更前塊段號131415161718192021梁段長44

74、444.54.54.54.523.741.2坐標618.9622.9626.9630.9635.4639.9644.4648.9650.9654.6658.6659.8位移0.009-0.0010.0023-0.005-0.016-0.026-0.035-0.0420.02990.01890.00460變更后坐標619623627631635.5640644.5649653.5654.7658.7659.9位移-0.001-0.012-0.013-0.019-0.028-0.032-0.032-0.024-0.0120.02430.0060差值（mm）-10.22-10.46-15.13-13

75、.89-11.55-6.262.9318.04-41.595.41.4150附注：表中梁段長度及位移值單位為m；21#塊段僅在10#墩延安側變更后的計算中才有。表3-17表3-20中的位移均為垂直位移，且為預計在成橋狀態時，當前塊件的垂直位移。通過表3-17表3-20的對比可以發現，變更前后的計算位移值變化較大。對于已經實施塊段，由于懸灌線型的不可逆性，已經無法再進行調整，這種差值只有在后續實施的塊段中進行逐步調整。具體做法是：將已經澆筑的各塊段的位移差值全部疊加后反號平均攤入尚未澆筑的后續塊段的預拋高值內；后續尚未澆筑塊段的位移差值直接反號后按各塊段號攤入變更前各塊段的預拋高值內。其它參照上

76、述2.7中所述方法采用參數識別法利用最小二乘法進行參數修正，使線型控制進入自適應狀態。由于左幅澆筑的塊段較多，而且可調整的剩余塊段已經不多，因此，在線型控制中，必須嚴格進行要求，以確保合攏精度。在邊跨“T”構懸臂澆筑不平衡段的施工中，應嚴格注意行走掛籃、澆筑混凝土時，在另一端的平衡配重，尤其在澆筑混凝土及平衡配重時，對兩個懸臂端的撓度變形進行監控，防止一端變形過大結構出現失穩的情形。尤其在7#墩實施時，由于墩柱高度為80m，不平衡的懸臂長度為77.5m，此時結構的穩定性儲備最低，是整個“T”構在懸臂施工階段的重點。2.9 合攏精度控制技術每個T構從合攏前4個梁段起，對全橋各梁段的標高線形進行聯

77、測，并在這四個梁段內逐步調整，以控制合攏精度。合攏前，對所有合攏口兩側懸臂端的箱梁頂面高程及軸線、底板底面高程進行聯測，并連續觀測氣溫變化及梁體相對標高的變化和軸線偏移量，觀測合攏段在溫度影響下的梁體長度變化。連續觀測時間不少于48，觀測間隔時間一般為3h。并依據相對高差，結合設計配重和水平頂推力，對合攏口兩側的懸臂端進行配重頂推，保證合攏口懸臂端底板底面相對豎向撓度差在10mm以內；否則，應通過加大在懸臂端的配重來調整該豎向撓度差，確保豎向撓度差控制在10mm以內。在各T構最后一節梁段澆注張拉完成后，清除T構上不必要的施工荷載，一時無法清除的可以移至0#塊上，使各T構上的施工荷載處于相對平衡

78、狀態。合攏時卸載也必須對稱同步對稱進行，避免在合攏段端部造成相對變形，影響合攏精度。鎖定支承：采用勁性骨架支撐和張拉臨時束鎖定方案，使合攏段兩端形成可以承受一定彎矩和剪力的剛結點，防止由于溫度等各種因素影響在合攏尚未完成之前就產生變形。剛性支撐鎖定時間根據觀測的結果在梁體相對變形最小和溫度變化幅度最小的時間區間內。為減少鎖定時間，在鎖定之前，應完成合攏臨時束張拉的準備工作，待剛性支撐焊完之后，要求在1h之內張拉完按設計要求的全部合攏臨時束。合攏段混凝土澆注：鎖定勁性骨架支撐后，應立即澆注混凝土。為保證澆注混凝土過程中混凝土始終處于穩定狀態，在澆注之前各懸臂端應加與混凝土重量相等的配重。加配重時

79、要按橋軸線對稱加載，卸載時按澆注量分級卸載。2.10 實際線型控制結果采用上述方法對葫蘆河特大橋主橋的懸灌線型進行控制，以右幅為例，其合攏后的標高控制結果見后頁表3-21表3-24所示。根據表3-21表3-24可得合攏段的合攏誤差，見表3-25所示，最大合攏誤差為8mm。表3-25 右幅合攏段合攏誤差部位設計高程（m）實測高程（m）合攏誤差(mm)7#墩延安側20號段960.965 960.978 7 8#墩黃陵側20號段960.926 960.931 8#墩延安側20號段958.437 958.434 7 9#墩黃陵側20號段958.414 958.417 9#墩延安側20號段957.189

80、 957.181 8 10#墩黃陵側20號段957.182 957.182 表3-21 7#墩合攏后箱梁頂板頂面中線標高墩號方向梁段號設計標高(m)實測標高(m) 差值（m）7#墩黃陵21964.620 964.630 0.010 20964.513 964.517 0.004 19964.415 964.399 -0.016 18964.319 964.306 -0.013 17964.220 964.235 0.015 16964.117 964.102 -0.015 15964.020 964.027 0.007 14963.920 963.923 0.004 13963.817 963

81、.817 0.000 12963.714 963.703 -0.010 11963.621 963.610 -0.012 10963.528 963.529 0.001 9963.434 963.401 -0.033 8963.339 963.310 -0.029 7963.244 963.208 -0.036 6963.150 963.124 -0.026 5963.069 963.037 -0.032 4962.989 962.972 -0.017 3962.910 962.868 -0.043 2962.833 962.804 -0.028 1962.756 962.727 -0.029

82、 延安1962.329 962.312 -0.017 2962.262 962.245 -0.017 3962.198 962.182 -0.016 4962.134 962.129 -0.005 5962.072 962.069 -0.003 6962.011 962.020 0.009 7961.941 961.966 0.025 8961.872 961.906 0.033 9961.805 961.838 0.033 10961.738 961.744 0.006 11961.672 961.664 -0.009 12961.607 961.607 0.000 13961.533 96

83、1.538 0.005 14961.459 961.449 -0.010 15961.385 961.402 0.017 16961.310 961.317 0.007 17961.225 961.227 0.002 18961.140 961.146 0.006 19961.053 961.061 0.008 20960.965 960.978 0.013 表3-22 8#墩合攏后箱梁頂板頂面中線標高墩號方向梁段號設計標高(m)實測標高差值8#墩黃陵20960.926 960.931 0.005 19960.836 960.844 0.008 18960.745 960.758 0.013

84、17960.653 960.659 0.006 16960.559 960.566 0.006 15960.476 960.465 -0.011 14960.392 960.411 0.019 13960.308 960.326 0.018 12960.225 960.228 0.003 11960.152 960.157 0.005 10960.079 960.088 0.008 9960.008 960.019 0.011 8959.937 959.934 -0.002 7959.867 959.865 -0.002 6959.799 959.788 -0.011 5959.741 959

85、.731 -0.010 4959.685 959.670 -0.015 3959.630 959.598 -0.032 2959.576 959.552 -0.024 1959.524 959.504 -0.020 延安1959.241 959.214 -0.026 2959.198 959.190 -0.008 3959.158 959.138 -0.020 4959.118 959.099 -0.019 5959.080 959.078 -0.002 6959.043 959.041 -0.002 7959.001 959.013 0.012 8958.960 958.970 0.010

86、9958.921 958.924 0.003 10958.882 958.892 0.010 11958.844 958.859 0.015 12958.807 958.803 -0.004 13958.765 958.763 -0.002 14958.723 958.706 -0.017 15958.681 958.680 0.000 16958.638 958.647 0.009 17958.589 958.598 0.009 18958.540 958.532 -0.008 19958.489 958.499 0.010 20958.437 958.434 -0.003 表3-23 9#

87、墩合攏后箱梁頂板頂面中線標高墩號方向梁段號設計標高(m)實測標高差值9#墩黃陵20958.414 958.417 0.004 19958.360 958.368 0.008 18958.305 958.305 0.000 17958.249 958.257 0.008 16958.191 958.187 -0.004 15958.140 958.149 0.009 14958.088 958.079 -0.009 13958.036 958.020 -0.016 12957.985 957.985 0.000 11957.940 957.930 -0.010 10957.895 957.889

88、 -0.006 9957.852 957.849 -0.003 8957.809 957.792 -0.017 7957.767 957.749 -0.018 6957.727 957.707 -0.020 5957.693 957.668 -0.026 4957.661 957.629 -0.032 3957.630 957.602 -0.028 2957.600 957.559 -0.041 1957.572 957.557 -0.015 延安1957.433 957.395 -0.038 2957.414 957.383 -0.031 3957.398 957.387 -0.011 49

89、57.382 957.375 -0.007 5957.368 957.349 -0.019 6957.355 957.356 0.001 7957.341 957.345 0.004 8957.328 957.351 0.023 9957.317 957.321 0.004 10957.306 957.315 0.008 11957.296 957.284 -0.012 12957.288 957.280 -0.008 13957.277 957.268 -0.009 14957.267 957.255 -0.012 15957.256 957.268 0.012 16957.246 957.

90、255 0.009 17957.233 957.234 0.001 18957.220 957.226 0.005 19957.205 957.203 -0.003 20957.189 957.181 -0.008 表3-24 10#墩合攏后箱梁頂板頂面中線標高墩號方向梁段號設計標高(m)實測標高差值10#墩黃陵20957.182 957.182 0.000 19957.164 957.165 0.000 18957.145 957.141 -0.005 17957.125 957.127 0.002 16957.103 957.115 0.012 15957.084 957.068 -0.0

91、16 14957.065 957.061 -0.003 13957.044 957.029 -0.015 12957.025 957.010 -0.015 11957.007 957.022 0.015 10956.991 956.999 0.008 9956.976 956.985 0.009 8956.961 956.971 0.010 7956.948 956.947 0.000 6956.935 956.946 0.011 5956.925 956.920 -0.005 4956.917 956.921 0.004 3956.911 956.900 -0.011 2956.904 95

92、6.893 -0.011 1956.900 956.896 -0.003 延安1956.905 956.907 0.002 2956.910 956.900 -0.010 3956.918 956.906 -0.012 4956.926 956.926 0.000 5956.935 956.942 0.007 6956.946 956.954 0.008 7956.959 956.956 -0.003 8956.971 956.975 0.004 9956.986 956.975 -0.011 10956.999 957.006 0.007 11957.014 957.023 0.009 12

93、957.027 957.025 -0.002 13957.040 957.041 0.001 14957.054 957.045 -0.009 15957.066 957.063 -0.003 16957.076 957.076 0.000 17957.082 957.072 -0.010 18957.085 957.079 -0.006 19957.087 957.094 0.007 20957.089 957.094 0.005 21957.103 957.102 -0.001 3超高墩大跨徑剛構箱梁懸臂澆筑施工軸線控制葫蘆河特大橋主橋平面位于R=2500m的曲線及直線上，影響軸線控制精度

94、的主要因素為：溫度效應對主墩墩身的變形影響及對主橋箱梁的變形影響。3.1溫度效應修正根據分報告二中溫度效應對薄壁空心墩身的變形分析可知，日照溫差對主墩墩頂位移產生很大的影響；而分報告三中2.5.2的 的分析計算表明，日照溫差對于主橋箱梁的縱橋向及豎橋向的變形影響較大，而對于主橋箱梁的橫橋向的影響很小，可以在實際施工控制中忽略該項因素的影響而不做考慮。因此，在進行軸線控制時，可根據分報告二中的關于主墩墩頂溫度效應的研究結果進行墩頂位移的溫度修正。具體做法是：為便于施工，在墩頂0#段頂面設立基準點，各塊段測量時，可直接采用該點位進行實施。在對該點位進行初測時，必須選擇在早8:00主墩墩身內外溫差比

95、較均勻時進行，以保證初始坐標點的準確性。在進行各塊段的立模測量時，盡量選擇在早8:00前進行，如工期不允許，則可按照分報告二中研究方式將測量時刻的溫差采用程序計算出墩頂基準點和測點坐標修正值，按修正后的坐標值進行施工放樣即可，即：假設0#塊基點的無溫度效應時的坐標為（X0，Y0），后視點的固定坐標為（Xh，Yh），前視點無溫度效應時的坐標為（Xq，Yq）；考慮主墩墩柱位移溫差修正后有（X，Y），則主梁0#段中心基準點的坐標修正值為（X0，Y0），主梁前端測點的坐標修正值為（Xq，Yq）。考慮懸臂梁段和橋墩為剛性固結相聯，有：（X，Y）（X0，Y0）（Xq，Yq）；則修正后的各點坐標為（X0+X

96、，Y0+Y），前視點修正后的坐標為（Xq+X，Yq+Y）；后視點的坐標不修正為（Xh，Yh），實際放樣時各點坐標按上述坐標實施即可。3.2合攏精度控制技術每個T構從合攏前4個梁段起，對全橋各梁段的軸線線形進行聯測，并在這四個梁段內逐步調整，以控制合攏精度；合攏前，對所有合攏口兩側懸臂端的箱梁頂面軸線、底板底面軸線進行聯測，并連續觀測氣溫變化及梁體相對軸線偏移量，觀測合攏段在溫度影響下的梁體長度變化。連續觀測時間不少于48h，觀測間隔時間一般為3h。通過連續觀測，掌握變形規律，為選擇合適的合攏時間提供依據，確保軸線合攏精度控制在5mm以內。4結論在葫蘆河特大橋主橋的懸臂箱梁施工過程中，通過細致的

97、觀測、測試工作和大量的計算分析工作，保證了設計的施工過程和受力狀態得到了準確的實現；通過有效的線形控制將豎向撓度差控制在10mm以內，軸向誤差控制在5mm以內，達到了設計和規范的要求。線型控制施工中，采用了以最小二乘法為基礎的參數識別與修正的誤差分析和狀態預測方法，經過幾次修正后，使施工控制逐漸進入自適應狀態，保證了施工的線型控制。參數修正過程中，敏感性分析發現，混凝土的彈模和容重、預應力束張拉力對于主梁的撓度影響較大，說明實際施工控制中采用的結構計算及參數識別與修正方法是合理的，具有實用性。在主梁左幅懸灌已施工至10-13#節段時，為解決高邊墩長大邊跨現澆段在復雜地質地形條件下的施工難題，提

98、出了調整合攏順序，利用既有掛籃澆筑不平衡段，縮短邊跨現澆段長度，落地支架改墩身預埋托架的施工技術。并對主梁懸灌的線型控制進行了成功的調整，在無類似施工經驗的前提下，138m高墩90m+3160m+90m預應力混凝土連續剛構在懸臂施工已經實施后優化施工方案，實現了高精度的合攏。為線型控制在連續剛構已經實施的前提下進行的調整作出了有益的、探索性的成功嘗試，為今后同類的施工提供了寶貴的經驗，具有重要的參考價值。通過超高墩大跨預應力混凝土曲線連續剛構的日照溫差效應進行的觀測和研究表明，由于混凝土本身的熱物理特性（導熱系數小），這種較差的導熱性能，在太陽輻射和大氣溫度的升高過程中必然導致其內部溫度變化的

99、明顯滯后，形成非線性分布的溫度狀態。并且，這種滯后性在混凝土箱形主梁的縱向溫度差異性不明顯。而在梁高及腹板厚度方向表現顯著，混凝土箱形梁內外壁的內外壁溫度差最大值出現的時間并不一定發生在酷熱的夏天，冬季也同樣可能發生，并且有明顯的區域性差異。在晚9:00至早8:00的時間段內，內外溫差均衡，日照溫差效應影響很小，其余時間段內溫差較大，日照溫差作用明顯，懸臂梁端位移較大，梁部出現較大的應力，結構在此時易開裂；日照溫差效應研究為主梁懸臂線型施工控制提出了指導性的意見。葫蘆河特大橋的線型控制中，充分考慮了超高墩大跨預應力混凝土連續箱梁線型控制的施工難度，先后開展了主橋薄壁空心高墩在溫度效應作用下的墩頂位移及主橋箱梁懸臂自由端在日照溫差作用下的變形和位移研究，掌握了薄壁空心高墩和主橋箱梁懸臂端在日照溫差作用下的變形規律，并將研究的結果在實際的線型控制中予以實施，取得了較好的效果。結構線形不但影響成橋后的使用條件，而且也是判斷結構受力的重要標志，過大的變形是失穩的前兆。本橋最大墩高達138m，“T”構不平衡懸臂施工最大長度達77.5m，施工安全方面的風險較大，根據有關文獻指出，具有如此的墩高和懸臂長度的施工體系一旦出現掛籃墜落事故，將有可能導致結構跨塌。通過有效的應力和線形控制，保證了主橋箱梁施工過程中的結構自穩及全橋的穩定性，未發生任何大的事故。