1、超高墩大跨预应力混凝土连续刚构悬灌线型控制技术1前言1.1背景系统地实施桥梁施工控制的历史并不长。最早较系统地把工程控制理论应用到桥梁施工管理中的是日本。我国在现代桥梁施工控制技术方面的研究相对较晚，然而其发展较迅速。80年代后期，对斜拉桥施工监控技术进行了全面研究，已初步形成系统。但对于高墩大跨连续刚构桥的线型控制而言，由于其墩高、跨大的特点，高墩的日照温差空间扭曲、日照温差对大悬臂箱梁空间扭曲等方面对主结构线型控制影响的复杂问题没有现成的技术资料可以遵循，有待探索、研究。此外，在线型控制实施后改变合拢顺序及在边跨“T”构上进行不平衡悬浇施工对于线型控制的影响也缺乏现成的技术资料可以采用，必2、须进行探索、研究。1.2工程概况 葫芦河特大桥是西部大通道包（头）北（海）线陕西境黄陵至延安段高速公路上的一座特大型桥梁，桥梁全长1468m。主桥为90m+3160m+90m预应力混凝土连续刚构箱梁桥。主桥下部结构为双薄壁空心墩，钻孔灌注桩基础。上部由上下行的两个单箱单室箱形断面组成，箱梁根部高9.0m，跨中梁高3.5m，梁高按二次抛物线变化，采用纵、横、竖向三向预应力体系。箱梁顶板厚度为0.28m，底板厚度由跨中0.30m按二次抛物线变化至根部1.1m，箱梁顶板宽12.0m，底板宽6.5m，腹板厚度分别为0.4m、0.6m，桥墩范围内箱梁顶板厚0.5m，底板厚1.3m，腹板厚0.8m，除桥墩3、顶部箱梁内设4道横隔板外，其余均不设横隔板。主桥两幅连续刚构箱梁均采用挂篮悬臂浇筑法施工，各单“T”箱梁除0#块外，分20对梁段，即63.0+63.5+44.0+44.5m进行对称悬臂浇筑，0#块长12.0m，合拢段长2.0m。原设计合拢顺序为边跨次边跨中跨，由于边墩6#及11#墩均较高，施工难度很大，在主桥悬灌施工至10-13#节段时，确定在边孔采用对称配重方式利用既有挂篮悬臂浇筑不平衡段21#段，长度为4.5m，将边孔现浇段8.9m缩短为5.2m，边孔合拢段长改为1.2m，主桥合拢顺序改为为中跨次边跨边跨。箱梁平面位于R=2500m的曲线及直线上，竖向位于R=20000m的竖曲线上，桥梁横4、坡为2.5%，桥梁纵坡为2.5%，2.5%的双向坡，采用挂篮悬臂浇筑施工，最大浇注块件的长度为4.5m，最大不平衡悬臂长度为77.5m，最大浇筑块件重量为163.0吨。主桥布置见图3-1所示，箱梁断面见图3-2所示。6#墩11#墩7#墩8#墩1300000138008000009#墩10#墩图3-1 葫芦河特大桥主桥立面图图3-2 主梁墩顶及跨中断面主要尺寸图 (单位：cm)1.3施工难点本项目的主墩高度较高，7#、8#、9#、10#的墩高分别为80m、130m、138m、58m，主跨跨径为160m。最高墩高度为138m，最大跨径为160m的连续刚构桥，在本项目实施时尚未有可借鉴的施工经验，位5、居国内领先地位。由于墩高跨大，悬臂浇注时梁段的变形较大，且受日照温差、温度、预应力、临时荷载及混凝土的强度、弹性模量的影响，各节段的预抛值控制难度较大，线型控制的合拢精度要求高（横桥向为5mm，竖桥向为10mm）。梁段的合拢施工技术较为复杂，成桥后的线型及应力状态必须与设计相吻合。由于混凝土的徐变影响，通车后跨中的挠度下沉较多，影响通车后的结构线型及使用，故必须采取可靠措施使得各“T”构在形成体系之前尽可能多的完成收缩和徐变。本项目地处西部，太阳辐射强烈，且为超高墩大跨径的曲线连续刚构桥梁，由于项目的特殊地理位置，日照温差较大，而且主墩均为薄壁空心墩，主梁为箱梁，均为箱型结构。受日照温差影响后6、，薄壁空心高墩和悬臂箱梁不可避免将出现位移，而且该两种位移相互叠加后对最大悬臂状态下结构本身的安全和悬臂挂篮施工的线型控制将产生不可预料的影响，因此在施工过程中必须给予足够重视。温度变化对超高墩混凝土结构的受力与变形影响很大，并随温度的改变而改变。在不同时刻对结构状态进行量测，其结果是不一样的，如果在施工控制中忽略了该项因素，就必然难以得到结构的真实状态数据(与控制理想状态比较)，从而也难以保证控制的有效性。由于本项目在实施过程中，鉴于边跨现浇段的施工难度，变更为：改变合拢顺序，启用边跨顶板的纵向预应力束，在边跨采用挂篮悬臂浇筑不平衡段，缩短边跨现浇段的施工方法；此时，主桥悬臂施工已经实施，各7、主墩“T”构已浇筑块段见表3-1。此时改变施工方案及合拢顺序后，大大增加了悬臂施工的线型控制难度。这在国内也无可予以借鉴的经验，具有相当难度。表3-1 改变方案后已浇筑完工节段主墩号已浇筑完工节段（截至2005年8月8日止）左幅右幅71198106913810138在悬臂施工过程中，线型控制对于全桥的总体受力及使用寿命有重要的意义。线型控制可分为平面线型及竖向挠度控制两方面，而挠度控制极为重要。影响挠度的因素较多，而挠度控制将影响到合拢精度及全桥施工的成功与否，故必须对挠度进行精确的计算及严格的控制。可以说，线型控制的关键在于施工挠度控制。根据结构稳定性计算表明，对于138m高墩在最大双悬臂状8、态下时，结构的稳定性安全储备不高，因此，在施工过程中，必须加强应力与变形的监控，防止出现结构失稳。2超高墩大跨径连续箱梁刚构悬臂浇筑施工挠度控制2.1施工挠度控制基本程序由于箱梁在悬臂浇筑施工时受混凝土自重、日照、温度变化、墩柱压缩、挂篮本身的弹性与非弹性变形、预应力钢束张拉等因素影响而产生挠度，混凝土自身还存在收缩、徐变等因素，也会使悬臂段发生变化，为使合拢后的线型及应力状态符合设计规范要求，最大限度地使实际的状态（应力与线型）与设计的相接近，必须对各悬臂施工节段的挠度、应力进行观测控制，以便在施工中及时调整有关的标高参数，为下节的模板安装提供数据预报，确定下节段的模板标高。各梁段施工时立模9、标高应考虑设计高程、预拱度、挂篮弹性非弹性变形、施工时温度影响、预应力钢束张拉、混凝土的容重及弹性模量等因素。立模标高应按下式进行确定：Hj=Hi+f1i+f2i+f3i+f4i+f5i，式中：Hi-设计标高f1i -由各梁段自重产生的在i节点的挠度总和f2i -由张拉预应力在i节点的挠度总和f3i -挂篮变形值f4i -混凝土的收缩徐变在i节点引起的挠度，按主跨跨中15cm考虑，其余按正弦分配变化，变化方程如下：次边跨及中跨分布方程为：Hy=150sin(X/40)边跨分布方程为：Hy=150sin(X1/0.61845) Hy=150sin(X2/0.37245)上述方程中，其中 Hy为预10、留的徐变沉降量,单位为mm； X为沿各“T”构纵向布置的横轴，坐标原点为0#块中心点，单位为m；X1为沿各“T”构纵向布置的横轴，坐标原点为0#块中心点，单位为m；X2为沿各“T”构纵向布置的横轴，坐标原点为边跨支点端头处，单位为m。f5i -使用荷载在i节点产生的弹性与非弹性挠度上述公式中，f1i，f2i，f4i， f5i，均由程序计算得出，并在实际实施过程中根据监测情况进行修正；f3i在挂篮加载施压后得出结果。2.2程序计算模型的确定本项目在实施过程中采用桥梁平面杆系分析程序GQJS进行分析计算，在计算模型中，主桥连续刚构共分为300个单元，其中预应力箱梁分为193个单元，每节段为一个单元11、，截面几何类型总数为35个；双薄壁墩及横撑分为107个单元；预应力钢束按不同的施工顺序及位置分为158组。箱梁每个节段的施工过程模拟为三个节段，即安装（转移）挂篮、浇筑混凝土、张拉和转移锚固，其施工周期为安装（转移）挂篮3天，浇筑混凝土3天，张拉和转移锚固1天。整个主桥连续刚构的施工过程分为79个施工阶段，在模型中全桥的施工划分为80个阶段。计算模型中主要参数取值：C50混凝土设计强度Ra=28.5MPa，Rl=2.45MPa弹性模量E=35000MPa容重=25kN/m3预应力钢材标准强度Ryb=1860MPa钢束弹性模量Ey=1.9105MPa锚下张拉控制应力k=0.75Ryb=1395 12、MPa孔道偏差系数0.001松弛率0.045摩阻率0.19锚具变形=0.006mGQJS可以计算出各节段的各工况下的施工梁段的变形值，并可以将计算的结果以各个单元左右截面的内力值和位移值的形式输出到电子文档中。在施工过程中，可以将此结果作为桥梁结构的理想状态，预测下一施工梁段的预拱度，确定立模标高。还可以将计算结果作为确定桥梁结构的受力状态及稳定性，判断桥梁结构是否安全的依据。由于在施工过程中，箱梁的实际结构尺寸、临时施工荷载，混凝土的弹性模量、收缩徐变、预应力大小与损失等情况与设计往往有差别，这种差别对结构的总体受力和成桥线型有很大的影响，因此有必要在施工过程中确定结构的实际几何尺寸、实测的13、弹性模量、实测容重等；此外，还应根据各施工阶段的实际龄期考虑混凝土的收缩、徐变。连续刚构桥在整个施工过程中结构位移和内力均产生很大变化，因此，必须密切注意桥梁在施工期间的稳定性。2.3标高监控点的设置2.3.1 0#块基准点的设置为施工方便，我们将水准点引至各主墩“T”构0#梁段上，便于施工中的测量需要。但考虑到各主墩的高度均较高，悬灌施工的上部荷载势必压缩各主墩，因此，各墩顶0#梁段绝对高度必将下降，施工中，我们在满足施工精度的前提下，经过观测和计算，每隔3-4个节段，即对墩顶的0#段上的水准点高程进行修正。此外，由于主墩均为薄壁空心高墩，受日照温差的作用，主墩发生弯曲，墩顶产生较大的位移，14、因此，在确定各主墩“T”构0#梁段基准水准点时，必须选择在日照温差作用较小的时间段进行，一般选择在早8:00前进行。2.3.2各节段施工监控点的设置施工过程中，我们在每梁段的表面埋设钢筋头，作为各梁段挠度观测点进行检测。施工控制测点布置：在梁段端部顶板左右距翼缘板边各1.25m处、顶板中心分别埋设短钢筋（12，顶部打磨光滑，比本梁段测处施工立模标高高出5mm8mm）作为固定观测点。监控点离梁段前端10cm。见图3-3所示。图3-3 监控点钢筋预埋示意图 （单位为cm）2.4各相关参数的测定我们在实际施工开始前，对上述涉及到的设计参数取值进行了测定，通过世纪的测定，我们发现，下列几个参数与设计计15、算模型中的取值偏离较大。此外，为得出挂篮的弹性与非弹性的变形值，我们对挂篮也进行了荷载试验，取得了挂篮在不同节段的变形。2.4.1混凝土的容重及弹性模量的测定混凝土特性中对竖向挠度有影响的主要为混凝土的容重及弹性模量等因素。主桥箱梁混凝土设计标号为C50混凝土，主墩均较高，要求混凝土有较好的和易性，因此优选碎石粒径为5-25mm,中粗砂细度模数为2.62.9，理论配合比为水泥：砂：碎石：水：外加剂=1：1.39：2.28：0.33：0.012。外加剂采用HJUNF-2A高效减水剂，塌落度为190mm。经试验测定，混凝土容重为24.7kN/m3，混凝土弹性模量和混凝土强度经现场测试，其结果如表316、-2所示。表3-2 混凝土强度及弹性模量编号龄期（天）轴心抗压强度（MPa）弹性模量（MPa）12845.84775222850.94697632846.046976而计算模型中的取值为：C50混凝土容重为25kN/m3，混凝土的弹性模量为3.5104MPa。混凝土容重与模型计算中的取值差别不大；但弹性模量实测值与设计差值较大。2.4.2孔道摩阻损失及局部偏差影响系数施工时，对挠度有较大影响的纵向预应力钢束和腹板下弯束。顶板钢束及边孔合拢束腹板下弯束采用19j15.24钢绞线；边孔及中孔底板采用16j15.24钢绞线。所有预应力管道均采用钢波纹管预埋成形，施工中严格按照设计及规范，保证弯曲坐标17、和弯曲角度，加强管道定位钢筋，保证管道顺畅，以减少摩阻损失。但在实际施工过程中，由于桥梁处于曲线上，预应力管道摩阻损失不可避免地存在，并且往往高于设计提供的摩阻数据。沿桥轴线方向设计的钢束所施加的预应力随梁的平面线型弯曲而产生摩阻损失。鉴于上述因素，我们与监控单位共同在8#墩左幅2#段进行了测试。在进行预应力张拉时，于张拉千斤顶和锚头间设置穿心式压力传感器（压力环），先从一端分级张拉锚下控制应力到位，使用压力环测量两端锚下应力，两端锚下应力的差值就是孔道摩阻损失值，然后从另一端张拉锚下控制应力到位，仍然使用压力环测量两端锚下应力。通过测量管道两端的锚下应力的数值，计算出管道的摩阻率和孔道偏差影18、响系数k值，经过测试：=0.2；k=0.002。计算模型中的取值为：=0.19，k=0.001。而随着梁段的伸长，预应力管道越来越长，和k均增加。和k值的增加，对预应力束的伸长量、预应力施加及梁体的挠度具有较大的影响。2.4.3挂篮变形静载试验在施工中，为确保悬浇施工的安全及施工原因，在挂篮试拼后对挂篮进行静载试验。由于挂篮施工时前端挠度主要是由于主构件及挂篮前吊带的变形引起的，另一部分是由于挂篮后锚的弹性与非弹性变形引起的。通过现场试验测出力与位移的关系曲线，消除挂篮的非弹性变形，以求得挂篮在不同长度（3.0m、3.5m、4.0m、4.5m）时不同静载下的变形挠度值。挂篮测试变形以左幅桥9#19、墩的挂篮静载试压为例，其测试结果如表3-3所示。表3-3 不同工况下挂篮弹性与非弹性变形值一览表项目工况工况3m长节段4m长节段1#段2#段3#段4#段5#段6#段13#段14#段15#段16#段弹性变形（mm）99888810988项目工况工况3.5m长节段4.5m长节段7#段8#段9#段10#段11#段12#段17#段18#段19#段20#段弹性变形（mm）109998810999非弹性变形(mm)2通过上述的试验，给出了挂篮在不同长度节段（3.0m、3.5m、4.0m、4.5m）时不同静载下的变形挠度值，为立模标高的确立提供了挂篮的变形值。2.5挠度观测及立模标高的修正由于箱梁在悬臂浇筑20、施工时受混凝土自重、日照、温度变化、墩柱压缩、张拉应力等因素影响而产生竖向挠度，混凝土自身还存在收缩、徐变等因素，也会使悬臂段发生变化，因此，在施工中，实际测量数值中确实含有环境温度变化、测量时间不同和参数差异带来的误差。为保证挠度观测及立模标高的准确性，必须对在实际施工中观测所得的数值进行温度修正。温度修正要考虑三个方面的影响因素：2.5.1主墩测量时刻温度与合拢温度的差异修正由于主墩的高度较高，此时，测量时刻的温度与合拢温度存在差异时，必须进行墩高的温度修正，即有，其中为钢筋混凝土的线膨胀系数；2.5.2主梁在不同时间段的日照温差修正白天在太阳光的照射下，箱梁顶面温度较高，混凝土膨胀，相对21、而言，地面温度低，混凝土收缩，从而使悬臂箱梁有下挠的趋势；至黑夜，箱梁顶、底面散热较快，温度低，混凝土收缩，而箱梁内由于空气不流通，散热慢，温度相对较高，混凝土膨胀，使悬臂端又有上挠变形的趋势。由于主梁在不同的时间段时，箱梁的内外温差存在相当大的差异，根据在主桥箱梁的温度观测可以发现，箱梁内外的最大温差可达21.3，此时悬臂端出现了3.82cm的挠度。由此可见，温度变化对主梁的变形影响很大，并随温度的改变而改变。在不同时刻对结构状态进行量测，其结果是不一样的，如果在施工控制中忽略了该项因素，就必然难以得到结构的真实状态数据(与控制理想状态比较)，从而也难以保证控制的有效性。因此，我们对主桥的箱22、梁内外部的温度进行观测，采用桥梁计算分析程序Midas对主梁悬臂端的挠度变形进行分析计算，应用该计算结果对此时的挠度观测和立模标高结合温度效应进行结果的修正。主梁温度测点布置温度对大桥高墩及主梁挠度的影响是十分明显的，其变化过程具有周期性、波动性大、变化幅度大等特点。主梁截面上的温度分布情况，可通过在构件上布置温度观测点进行观测。采用铜和铜镍合金线测量混凝土体内温度梯度，温度测试原理为不同材料在温度变化时产生不同电势差,因此采用高精度电势差仪。选择9#墩6#梁段作为测试对象，只设一个观测截面，该截面布置6个温度测点，32个热电偶。将热电偶一头先贴在钢筋上，做防潮和防机械损伤处理后埋入混凝土体内23、，另一头引到混凝土表面。测点布置如图3-4所示。1-1测点的埋设位置为（距外表面距离分别为0cm、7cm、14cm、28cm）,2-2和3-3测点的埋设位置为（距外表面距离分别为0cm、10cm、20cm、35cm、52.5cm、70cm）,4-4和5-5测点的埋设位置为（距外表面距离分别为0cm、10cm、20cm、30cm、45cm、60cm）,6-6测点的埋设位置为（距外表面距离分别为0cm，18cm、36cm、75cm），各内部测点不等距布置的原因是由于靠近壁板外表面温度梯度大，温差显著，靠近壁板内表面温度梯度小，温差变化小。图3-4 主梁温度测点布置图测试仪器温度观测采用铜和铜镍合金24、热电偶测量混凝土体内温度，其主要性能指标如下：量程：（-85+85） OC精度：0.1OC温度测试仪器采用电位差计UJA，其主要性能指标如下：分辨率：0.01V多日连续观测的实测数据及分析由于影响太阳辐射对混凝土箱形结构物温度场的因素众多，因而其表面和内部温度荷载是一个随机变化的复杂函数，加之工程结构的温度分布在几何上又是多维的，所以分析求解这种温度荷载非常复杂，若要求得一个严格的函数解是不可能的。对于这种复杂的温度分布，不可能去分析计算每一瞬间的温度分布，实际上也不需要这样做。从工程角度来讲，只需从各种复杂的温度分布中选取某几种特定的温度分布即：对混凝土结构的温差应力产生最不利影响的几种温度25、分布。尽管不一定能找到这种分布，但至少能够求得接近最不利的温度分布，并依此确定设计和施工所需要的控制温度分布状态。从而在确定温差值T0和它相应的温差分布曲线之后，即可求得相应温度荷载。图3-5 9#墩主梁内外空气温度观测时变图(8月30日)tT30201014:0011:008:004:0000:0021:0021:0017:00梁外气温梁内气温梁内气温梁外气温tT3020102:0023:0020:0014:0011:008:008:005:0017:00图3-6 9#墩主梁内外空气温度观测时变图(9月2日)为了求得一比较符合工程实际、当地气候条件的半经验半理论公式，对葫芦河特大桥施工现场进26、行了温度观测。现将连续晴好天气的（8月30日）及阴雨天气（9月2日）的主梁内外气温实测数据资料绘制曲线图如图3-5，图3-6所示。 由图3-53-6和图3-73-9可知，对于连续晴好天气，主梁箱室内外大气温度在21:00至8:00基本一致，相差很小。早上8:00后，在太阳辐射的作用下，大气温度急剧上升，至14:30左右气温达最高值（30）；而在箱室内，则在17:00左右温度才达到最大值，落后于箱室外两小时左右，反映出箱室内气温的明显滞后性。对于阴雨天气，主梁箱室内外气温随时间的变化较为平缓，而且温度相差不大。故而可以得出温差应力最不利情况应出现在连续晴好天气。由于观测截面处于主梁上，观测时间受27、很多客观因素影响，所以观测次数较少，选择在无雨的混凝土养护阶段进行。为求得接近最不利的温度分布，我们在8月到10月里每月选择了一个晴天进行观测，并对所获得的观测数据进行分析。并以8月31日、9月15日及10月21日的实测数据为代表进行了数据分析。通过比较分析发现，主梁各壁板以内侧翼缘板3测点，外侧腹板5测点，底板6测点规律比较明显。现将各连续晴好天气的主梁内外气温及3、5、6测点内外壁的实测资料列入表3-4表3-6。表3-4 8月31日（晴）温度观测数据表() 时间测点21:300:008:0010:3012：3014:3017:0021:30324.816.223.332.541.347.528、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内16.616.215.41717.417.61816外2017132126302617表3-5 9月15日（晴）温度观测数据表() 时间测点21:000:008:0010:3012：3014:3017:0021:00316.013.517.823.925.335.72429、.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内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）温度观测数据表() 时间测点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内13.211.68.513.413.814.114.213外1312915.219.024.722.713根据上表资料将数据绘制成折线图如图3-73-18所示。由图3-12、3-15和3-18与图3-73-9对比可知，底板底面与箱外大气温度、底板31、顶面与箱内大气温度变化趋势基本一致，这是由于底板受不到日照辐射的影响，其温度变化仅仅由于箱体内外气温的影响，只有东边的底板边缘受到腹板温度差的影响，而测点处于底板中线，所以观察不到温度变化。根据图3-10、3-13、3-16的测点3、3的温度变化可知，位于右幅外侧翼缘板外侧的测点3，由于处于顶板上缘，受到日照时间很长，直到早上8:00日出起，温度逐渐升高，侧晒逐渐变为正晒，温度升高幅度逐渐变大，直到下午14:30左右达到最高温度和最大温差；测点3位于箱内壁且壁厚较大达到70cm，不受日照，所以温度变化较为平缓，17:00左右达到最高温度。而图3-11、3-14、3-17的测点5处于外侧腹板，方32、位正东，日出后受正晒较大，温度迅速升高，于10:30左右达到最高值并产生最大温差，其后由于太阳已高和外侧翼缘板的遮蔽，只受太阳辐射的漫射和气温的影响温度逐渐降低；测点5位于箱内壁，温度变化趋势与3类似，只是受外壁温度影响值稍微偏大。回归求解温差分布函数为初步确定混凝土连续刚构主梁的温度分布形式，对9号墩6号梁段进行了沿壁厚方向6个关键点的温度观测，观测数据整理后如下表（表3-7表3-8），其中基准温度取箱梁内侧壁板表面温度。表3-7 内侧翼缘板温度观测数据表 时间距外壁板 温差()表面距离(m)8月31日9月15日10月21日018.420.521.30.10 11.512.213.20.2033、 6.5 7.67.80.35 3.4 3.53.60.525 1.31.51.40.70000表3-8 外侧腹板温度观测数据表 时间距外壁板 温差()表面距离(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由刘兴法的混凝土结构的温度应力分析可知，梁身壁板沿厚度方向温度分布为指数分布形式，故可按照指数曲线来初步拟合主梁在梁高方向和梁厚方向上的温度分布形式。令：式中： 为计算点位置处的温差值，单位：度； 为向阳面箱壁板温差，单位：度； 为计算点至箱外壁板34、表面的距离，单位：m； 为指数系数。从表达式上可以看出，最大温差值和系数就决定了整个箱室断面的温度差异分布形式，再跟据表3-7（梁高方向温度观测数据）和表3-8（壁板厚度方向温度观测数据）就可通过对实测数据进行回归分析得到。为将（3-1）式转化成常规方程，对（3-1）式两边同时取对数得：令：，则：根据最小二乘法，设法使计算值与实际值误差的平方和为最小。即可求得温差值和系数。假设观测数据共有m组，并令，则拟合误差的平方和为：由对多元函数求极值的法则，分别对，求偏导即：代入参数求解得：将表3-7、表3-8中的温差取自然对数并列表如下（表3-9表3-10） 表3-9 对内侧翼缘板壁厚温差取后数据表时35、间距外壁板 温差()表面距离(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 对外侧腹板壁厚温差取后数据表 时间距外壁板 温差()表面距离(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代入实测数据进行求解，并将三个观测日的计算结果列入下表（表3-11表3-12）。 表3-11 内侧翼缘板温差分布式的拟合结果表 观测日期8月31日9月15日10月21日观测时间14：3014:3014:30最大温差18.420.521.3参数5.014.985.20拟合表达式 表3-12 外侧腹板温差分布式的拟合结果表观测日期8月31日9月15日10月21日观测时间10：3010：3010：30最大温差15.917.519参数6.956.996.88拟合37、表达式对于温度差，可根据观测的实际取最大温差；而对于参数统一取5.2和6.8，故拟合表达式可以用下式表示：对于梁高方向温度场表达式为：对于梁宽方向温度场表达式为：根据8月和9月份的实测数据，绘制曲线图如下。8月31日温差观测对照图18.4温差Toyy(高度）o18.4e实测曲线-5.2y-5ye17.5o温差Toyy(厚度）17.5e-7y-6.8y9月15日温差观测对照图实测曲线17.5e18.4图3-19 温差观测对照图从温差观测对照图可以看出，根据实测数据回归拟合的曲线都与实测数据曲线接近，说明该温度场的表达方式与实际耦合较好,可以采用该表达式进行温度效应的主桥箱梁挠度分析。实桥箱梁挠度38、计算计算采用桥梁分析计算软件Midas进行。为便于计算，在模型计算中暂时不考虑温度变化对桥墩的影响。根据现场观测资料可知，主梁温度变化沿桥向基本一致，除了少数因为挂篮或其他施工机具遮挡而导致局部的温度差异性，但由于其温度相差不大，且相对面积也比较小，故而可略去沿桥纵向的温度变化。模型的状态为最大悬臂状态，这样得出的挠度变化对 “T” 构合拢的挠度控制就有很高的参考价值。模型分为46个单元，桥面系单元44个，桥墩单元为2个。模型为单T形结构，边界条件为墩底固结，悬臂端无约束。模型节点如图3-20所示，实体如图3-21所示。图3-20 模型节点图 图3-21 模型实体图由于梁高方向和腹板厚度方向的39、最高温差出现的时间分别在14:30和10:30，故而两者不能进行组合，而腹板方向温差荷载由于外侧翼缘板的关系不易布置，而且腹板厚度方向的温差不如梁高来得大，因此现在仅对梁高方向施加温度荷载，求得其温差产生位移。由于温度荷载在模型中是按等宽的温度面加载的，故而要选择适当的温度变化点高度。由于梁的顶板宽度是有变化的，翼缘板最小厚度为18cm，顶板厚度为28cm，再参考测点埋置位置，确定温度变化点，并按上述温度变化曲线反算其温差。现确定施加3层温度荷载，其变化点分别在翼缘板最薄处，20cm处和顶板底面，这些地方的温差占到总温差的75%以上，而且以下的实心宽急剧变小且温度变化缓慢对变形影响不大，故不予40、考虑。温度变化点位置及其计算温差如表3-13。表3-13 温度变化点位置及其计算温差表时间距外壁板 温差()表面距离(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 挠度计算结果将3种工况分别进行加载后得出以下位移表，节点1-22为半个悬臂。结果详见表3-143-16所示。表3-14 8月30号14:30位移表 单位（m）节点号123456Dx-2.01E-03-1.85E-03-1.69E-03-1.53E-03-1.38E-03-1.25E-03Dy0.00E+000.00E+000.0041、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节点号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节点号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节点号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号14:30位移表 单位（m） 节点号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节点号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-0344、-7.01E-03-5.66E-03-4.49E-03节点号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节点号19202122Dx-1.80E-04-1.26E-04-7.30E-05-4.90E-05Dy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz-3.84E-04-145、.88E-04-5.60E-050.00E+00表3-16 10月21号14:30位移表 单位（m） 节点号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节点号789101112Dx-1.27E-03-1.13E-03-9.92E-04-8.85E-04-7.88E-04-6.94E-04Dy0.00E+0046、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节点号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节点号19202122Dx-1.87E-04-1.3147、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分别为沿纵桥向、横桥向及桥梁竖向三个方向。从位移表可以看出当顶板上缘向下呈降温趋势时，悬臂端将会下挠，而且随着温差由18.4、20.5、21.3逐渐变大，最大挠度也由3.35cm、3.70cm、3.82cm逐渐变大；而且在最大悬臂状态时，1-6#块段的挠度变形值较小，几乎可以不予考虑；悬臂长度加长时，其挠度变形值随之加大，符合变形规律。通过上述计算，我们还发现，日照温差对于箱梁的横48、桥向的变形影响很小，几乎可以不做考虑，这就使得主桥悬灌轴线控制时不考虑温度效应对于箱梁部分的影响。实际施工监控过程中的立模标高及挠度观测值得温度修正根据上述的挠度变形分析可知，日照温差效应对于未合拢的“T”构而言，由于悬臂端为自由端，其挠度变形较大，施工监控过程中需要对不同墩的相同块段的立模标高分别作出相应的温度修正。温度修正可以采用桥梁分析计算软件Midas，按照上述方式采用挠度测定时刻或立模标高时刻的即时温差进行计算，然后按此挠度进行温度修正。由表3-3表3-5及图3-7图3-18可知，在晚9:00后至第二日早8:00前温差变化较小，此时是进行挠度观测和立模标高测定的最佳时间段，故一般建议49、最好在8:00左右温度场比较均匀的时间进行立模标高测定或进行挠度的观测，此时只需对当时的温度与合拢时的温度之差对墩顶位移的影响进行修正即可。2.5.3墩身温度效应对墩顶产生的横向和竖向位移进行主梁的挠度修正由于主墩为薄壁空心高墩，在“T”构施工过程中，主墩的变形不受约束，在日照温差的作用下，空心墩内外壁板的温差过大，主墩会产生弯曲，墩顶将产生位移，此时，“T”构也将由于主墩墩顶的横向位移而产生较大的变形。主梁轴线与方位角的夹角为15，早晚太阳光与桥主墩的轴线基本垂直，根据对主墩墩顶温度效应的研究和现场的实际观测，在该项目中，墩身温度效应对主梁的竖向挠度的影响很小，而对于轴线控制影响较大，尤其对50、于轴线的横桥向方向（即Y坐标）产生的影响较大。鉴于上述因素的考虑，必须对实际施工控制中的挠度观测和立模标高的实施中进行温度效应的修正，一方面以期取得挠度观测的准确数据，为下一节段的标高调整提供准确可靠基础数据，以利于进行参数识别并进行修正；另一方面，在实施立模标高时，有助于排除温度效应的干扰，将预报的挠度值准确的予以实施。2.6立模标高实施及挠度变形数据的采集2.6.1观测内容： 挂篮模板安装就位后的挠度观测； 浇筑前预拱度调整测量； 混凝土浇筑后的挠度观测； 张拉前的挠度观测； 张拉后的挠度观测； 已完成各阶段之荷载及温度、徐变收缩引起的挠度计算、观测； 合拢段合拢前的温度修正； 温度观测；51、 应力观测（通过在控制截面内预埋测试仪器搜集数据）。 挠度观测的关键是每日定时观测，时间宜选在每日温升前上午8:00以前。合拢段应在施工前进行连续24h（每次间隔2h）观测，提供合拢前的数据。 为控制挠度，应该在混凝土施工完成并达到设计要求的张拉强度后进行预应力束的张拉，应按龄期及强度进行双控，一般在混凝土施工后34天方进行张拉，以减少张拉时的混凝土收缩徐变值，使永存应力满足设计要求，相应减少张拉后产生的挠度。 2.6.2观测时间：根据温度效应对主梁的挠度影响分析计算，温度影响主要是日照温差影响立模放样和日常挠度数据测量采集，因此放样与日常测量宜安排在早晨8:00以前，否则必须按照上述方法进行52、温度修正，并且每天将已浇完的梁段控制点进行复测后进行数据汇总，观察变化，分析原因，并及时调整立模标高。2.7参数识别法在施工过程中的实际应用葫芦河特大桥主梁标高控制采取以最小二乘法为基础进行参数识别与修正的误差分析和状态预测方法。在确保所得的挠度观测数据及立模标高进行温度修正后，不受温度效应影响之后，对所采集的实测数据与计算数据进行对比分析，通过对已成结构实际状态与仿真计算理想状态之间误差的分析，采用最小二乘法对计算模型中的参数进行调整，使仿真计算的结果与实际结构状态相一致。经过反复几次的参数识别调整之后，修正过的仿真计算模型的计算结果与结构的实际状态逐渐相吻合，施工进入自适应状态，由此，可以53、比较准确地预测结构的后期标高，保证结构线型满足设计和施工的要求。根据对实际施工中混凝土的容重和弹性模量、预应力管道的摩阻率和孔道偏差影响系数k值进行测定的结果，结合敏感性参数分析表明主梁混凝土的容重、弹性模量和预应力束张拉力对线型控制影响较大，将该三项参数作为待识别的参数。施工时建立控制网络，具体识别方法是以最小二乘法为参数估计准则，进行施工控制。具体操作如下：在施工第N号节段时，由挂篮移位的梁体变位实测值与理论计算值得差别，可识别出第N-1号节段的弹性模量的真实值；同样，由浇筑混凝土时的变位值可识别出第N号节段的重量即混凝土的容重真实值；由预应力张拉时的变位可识别出第N号节段对应的预应力束的54、张拉力。在识别出各参数后，及时将它们反映在GQJS的计算中，以获得修正后的下一节段的预抛高值。至此，形成施工、量测、识别、修正、预测、调整、施工的循环过程。2.8边跨现浇段施工方案改变后主梁线型控制调整由于原设计的变跨现浇段的施工难度较大，为确保施工质量及施工进度，节约施工投入，在主梁左幅已经浇筑至10-13#段、右幅浇筑至6-9#段时，将原设计的方案变更为：在边跨采用挂篮不平衡悬臂浇筑21#段，启用边跨顶板纵向预应力束，改变合拢顺序的方案来缩短边跨现浇段长度，将原设计中的边跨现浇段的落地支架方案变更为墩身预埋托架的施工方案。这一方案的实施既解决了边跨现浇段施工难度，又节约了大量的施工时间和施55、工投入。通过GQJS程序计算发现，实施方案变更后各块段计算的挠度值与变更前的挠度值有一定的差距，而已经浇筑块段的线型无法进行调整，只有通过对后续施工的块段进行调整才能实现整体线型的控制，满足合拢精度和线型控制的要求，这使得挠度控制的难度大大增加。GQJS程序计算各块段变更前后的计算位移值见表3-17、3-18、3-19、3-20所示。36 表3-17 7#墩变更前后计算位移差值 黄陵侧变更前块段号212019181716151413梁段长01.243.724.54.54.54.5444坐标01.25.28.910.915.419.924.428.932.936.940.9位移00.0050.056、2060.0327-0.049-0.04-0.029-0.018-0.0060.0022-9E-040.01变更后坐标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变更前块段号121110987654321梁段长43.53.53.53.53.53.533333坐标44.948.451.955.458.962.4657、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变更后坐标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延安侧变更前块段号0000123456758、8梁段长32823333333.53.5坐标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变更后坐标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）-28.31-20.33-15.07-20.18-10.98-159、0.23-5.190.055.4611.3217.424.53变更前块段号91011121314151617181920梁段长3.53.53.53.544444.54.54.54.5坐标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变更后坐标124.5128131.5135139143147151155.5160164.5169位移0.02140.02670.03650.039860、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：表中梁段长度及位移值单位为m；21#块段仅在7#墩黄陵侧变更后的计算中才有。 表3-18 8#墩变更前后计算位移差值 黄陵侧变更前块段号20191817161514113121110梁段长24.54.54.54.544443.53.5坐标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变更后坐标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变更前块段号98765432100梁段长3.53.53.53.53333332坐标215.4218.9222.4225.9262、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变更后坐标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延安侧变更前块段号00123456789梁段长823333363、33.53.53.5坐标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变更后坐标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）-24.46-34.92-22.49-24.45-20.55-16.49-12.63-8.37-464、.440.524.244变更前块段号1011121314151617181920梁段长3.53.53.544444.54.54.54.5坐标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变更后坐标288291.5295299303307311315.5320324.5329位移-0.0010.00630.00740.01650.01660.02820.03570.04440.05790.0766065、.1033差值（mm）9.8813.52815.56618.95325.89329.14938.8751.01665.95484.233107.86附注：表中梁段长度及位移值单位为m。表3-19 9#墩变更前后计算位移差值黄陵侧变更前块段号20191817161514113121110梁段长24.54.54.54.544443.53.5坐标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变更后坐标366、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变更前块段号98765432100梁段长3.53.53.53.53333332坐标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变更后坐标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延安侧变更前块段号00123456789梁段长823333333.53.53.5坐标413.9415.9418.9421.9424.9427.9430.9433.9437.4440.9468、44.4位移-0.049-0.022-0.022-0.015-0.013-0.01-0.007-0.005-2E-040.00150.0075变更后坐标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变更前块段号1011121314151617181920梁段长3.53.53.544444.5469、.54.54.5坐标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变更后坐标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：表中梁段长度及位移值单位为m。表3-20 10#墩变更前后计算位移差值黄陵侧变更前块段号201918171615141131211109梁段长24.54.54.54.544443.53.53.5坐标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变更后坐标491495.5500504.5509513517521525528.5532535.5位移0.13160.1060.08871、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变更前块段号876543210000梁段长3.53.53.5333333282坐标538.9542.4545.9548.9551.9554.9557.9560.9563.9565.9573.9575.9位移-0.001-0.001-0.004-0.004-0.007-0.008-0.01-0.012-0.013-0.02-0.019-0.072、1变更后坐标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延安侧变更前块段号123456789101112梁段长3333333.53.53.53.53.53.5坐标578.9581.9584.9587.9590.9593.9597.4600.9604.4607.9611.46173、4.9位移-0.009-0.005-0.0020.00030.00310.00390.0070.00660.00980.00680.00980.006变更后坐标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变更前块段号131415161718192021梁段长4474、444.54.54.54.523.741.2坐标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变更后坐标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）-10.22-10.46-15.13-1375、.89-11.55-6.262.9318.04-41.595.41.4150附注：表中梁段长度及位移值单位为m；21#块段仅在10#墩延安侧变更后的计算中才有。表3-17表3-20中的位移均为垂直位移，且为预计在成桥状态时，当前块件的垂直位移。通过表3-17表3-20的对比可以发现，变更前后的计算位移值变化较大。对于已经实施块段，由于悬灌线型的不可逆性，已经无法再进行调整，这种差值只有在后续实施的块段中进行逐步调整。具体做法是：将已经浇筑的各块段的位移差值全部叠加后反号平均摊入尚未浇筑的后续块段的预抛高值内；后续尚未浇筑块段的位移差值直接反号后按各块段号摊入变更前各块段的预抛高值内。其它参照上76、述2.7中所述方法采用参数识别法利用最小二乘法进行参数修正，使线型控制进入自适应状态。由于左幅浇筑的块段较多，而且可调整的剩余块段已经不多，因此，在线型控制中，必须严格进行要求，以确保合拢精度。在边跨“T”构悬臂浇筑不平衡段的施工中，应严格注意行走挂篮、浇筑混凝土时，在另一端的平衡配重，尤其在浇筑混凝土及平衡配重时，对两个悬臂端的挠度变形进行监控，防止一端变形过大结构出现失稳的情形。尤其在7#墩实施时，由于墩柱高度为80m，不平衡的悬臂长度为77.5m，此时结构的稳定性储备最低，是整个“T”构在悬臂施工阶段的重点。2.9 合拢精度控制技术每个T构从合拢前4个梁段起，对全桥各梁段的标高线形进行联77、测，并在这四个梁段内逐步调整，以控制合拢精度。合拢前，对所有合拢口两侧悬臂端的箱梁顶面高程及轴线、底板底面高程进行联测，并连续观测气温变化及梁体相对标高的变化和轴线偏移量，观测合拢段在温度影响下的梁体长度变化。连续观测时间不少于48，观测间隔时间一般为3h。并依据相对高差，结合设计配重和水平顶推力，对合拢口两侧的悬臂端进行配重顶推，保证合拢口悬臂端底板底面相对竖向挠度差在10mm以内；否则，应通过加大在悬臂端的配重来调整该竖向挠度差，确保竖向挠度差控制在10mm以内。在各T构最后一节梁段浇注张拉完成后，清除T构上不必要的施工荷载，一时无法清除的可以移至0#块上，使各T构上的施工荷载处于相对平衡78、状态。合拢时卸载也必须对称同步对称进行，避免在合拢段端部造成相对变形，影响合拢精度。锁定支承：采用劲性骨架支撑和张拉临时束锁定方案，使合拢段两端形成可以承受一定弯矩和剪力的刚结点，防止由于温度等各种因素影响在合拢尚未完成之前就产生变形。刚性支撑锁定时间根据观测的结果在梁体相对变形最小和温度变化幅度最小的时间区间内。为减少锁定时间，在锁定之前，应完成合拢临时束张拉的准备工作，待刚性支撑焊完之后，要求在1h之内张拉完按设计要求的全部合拢临时束。合拢段混凝土浇注：锁定劲性骨架支撑后，应立即浇注混凝土。为保证浇注混凝土过程中混凝土始终处于稳定状态，在浇注之前各悬臂端应加与混凝土重量相等的配重。加配重时79、要按桥轴线对称加载，卸载时按浇注量分级卸载。2.10 实际线型控制结果采用上述方法对葫芦河特大桥主桥的悬灌线型进行控制，以右幅为例，其合拢后的标高控制结果见后页表3-21表3-24所示。根据表3-21表3-24可得合拢段的合拢误差，见表3-25所示，最大合拢误差为8mm。表3-25 右幅合拢段合拢误差部位设计高程（m）实测高程（m）合拢误差(mm)7#墩延安侧20号段960.965 960.978 7 8#墩黄陵侧20号段960.926 960.931 8#墩延安侧20号段958.437 958.434 7 9#墩黄陵侧20号段958.414 958.417 9#墩延安侧20号段957.18980、 957.181 8 10#墩黄陵侧20号段957.182 957.182 表3-21 7#墩合拢后箱梁顶板顶面中线标高墩号方向梁段号设计标高(m)实测标高(m) 差值（m）7#墩黄陵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 96381、.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 -0.02982、 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 9683、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#墩合拢后箱梁顶板顶面中线标高墩号方向梁段号设计标高(m)实测标高差值8#墩黄陵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 95985、.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、墩合拢后箱梁顶板顶面中线标高墩号方向梁段号设计标高(m)实测标高差值9#墩黄陵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 10957.895 957.88988、 -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 4989、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#墩合拢后箱梁顶板顶面中线标高墩号方向梁段号设计标高(m)实测标高差值10#墩黄陵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 -0.091、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 9592、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 1293、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超高墩大跨径刚构箱梁悬臂浇筑施工轴线控制葫芦河特大桥主桥平面位于R=2500m的曲线及直线上，影响轴线控制精度94、的主要因素为：温度效应对主墩墩身的变形影响及对主桥箱梁的变形影响。3.1温度效应修正根据分报告二中温度效应对薄壁空心墩身的变形分析可知，日照温差对主墩墩顶位移产生很大的影响；而分报告三中2.5.2的 的分析计算表明，日照温差对于主桥箱梁的纵桥向及竖桥向的变形影响较大，而对于主桥箱梁的横桥向的影响很小，可以在实际施工控制中忽略该项因素的影响而不做考虑。因此，在进行轴线控制时，可根据分报告二中的关于主墩墩顶温度效应的研究结果进行墩顶位移的温度修正。具体做法是：为便于施工，在墩顶0#段顶面设立基准点，各块段测量时，可直接采用该点位进行实施。在对该点位进行初测时，必须选择在早8:00主墩墩身内外温差比95、较均匀时进行，以保证初始坐标点的准确性。在进行各块段的立模测量时，尽量选择在早8:00前进行，如工期不允许，则可按照分报告二中研究方式将测量时刻的温差采用程序计算出墩顶基准点和测点坐标修正值，按修正后的坐标值进行施工放样即可，即：假设0#块基点的无温度效应时的坐标为（X0，Y0），后视点的固定坐标为（Xh，Yh），前视点无温度效应时的坐标为（Xq，Yq）；考虑主墩墩柱位移温差修正后有（X，Y），则主梁0#段中心基准点的坐标修正值为（X0，Y0），主梁前端测点的坐标修正值为（Xq，Yq）。考虑悬臂梁段和桥墩为刚性固结相联，有：（X，Y）（X0，Y0）（Xq，Yq）；则修正后的各点坐标为（X0+X96、，Y0+Y），前视点修正后的坐标为（Xq+X，Yq+Y）；后视点的坐标不修正为（Xh，Yh），实际放样时各点坐标按上述坐标实施即可。3.2合拢精度控制技术每个T构从合拢前4个梁段起，对全桥各梁段的轴线线形进行联测，并在这四个梁段内逐步调整，以控制合拢精度；合拢前，对所有合拢口两侧悬臂端的箱梁顶面轴线、底板底面轴线进行联测，并连续观测气温变化及梁体相对轴线偏移量，观测合拢段在温度影响下的梁体长度变化。连续观测时间不少于48h，观测间隔时间一般为3h。通过连续观测，掌握变形规律，为选择合适的合拢时间提供依据，确保轴线合拢精度控制在5mm以内。4结论在葫芦河特大桥主桥的悬臂箱梁施工过程中，通过细致的97、观测、测试工作和大量的计算分析工作，保证了设计的施工过程和受力状态得到了准确的实现；通过有效的线形控制将竖向挠度差控制在10mm以内，轴向误差控制在5mm以内，达到了设计和规范的要求。线型控制施工中，采用了以最小二乘法为基础的参数识别与修正的误差分析和状态预测方法，经过几次修正后，使施工控制逐渐进入自适应状态，保证了施工的线型控制。参数修正过程中，敏感性分析发现，混凝土的弹模和容重、预应力束张拉力对于主梁的挠度影响较大，说明实际施工控制中采用的结构计算及参数识别与修正方法是合理的，具有实用性。在主梁左幅悬灌已施工至10-13#节段时，为解决高边墩长大边跨现浇段在复杂地质地形条件下的施工难题，提98、出了调整合拢顺序，利用既有挂篮浇筑不平衡段，缩短边跨现浇段长度，落地支架改墩身预埋托架的施工技术。并对主梁悬灌的线型控制进行了成功的调整，在无类似施工经验的前提下，138m高墩90m+3160m+90m预应力混凝土连续刚构在悬臂施工已经实施后优化施工方案，实现了高精度的合拢。为线型控制在连续刚构已经实施的前提下进行的调整作出了有益的、探索性的成功尝试，为今后同类的施工提供了宝贵的经验，具有重要的参考价值。通过超高墩大跨预应力混凝土曲线连续刚构的日照温差效应进行的观测和研究表明，由于混凝土本身的热物理特性（导热系数小），这种较差的导热性能，在太阳辐射和大气温度的升高过程中必然导致其内部温度变化的99、明显滞后，形成非线性分布的温度状态。并且，这种滞后性在混凝土箱形主梁的纵向温度差异性不明显。而在梁高及腹板厚度方向表现显著，混凝土箱形梁内外壁的内外壁温度差最大值出现的时间并不一定发生在酷热的夏天，冬季也同样可能发生，并且有明显的区域性差异。在晚9:00至早8:00的时间段内，内外温差均衡，日照温差效应影响很小，其余时间段内温差较大，日照温差作用明显，悬臂梁端位移较大，梁部出现较大的应力，结构在此时易开裂；日照温差效应研究为主梁悬臂线型施工控制提出了指导性的意见。葫芦河特大桥的线型控制中，充分考虑了超高墩大跨预应力混凝土连续箱梁线型控制的施工难度，先后开展了主桥薄壁空心高墩在温度效应作用下的墩顶位移及主桥箱梁悬臂自由端在日照温差作用下的变形和位移研究，掌握了薄壁空心高墩和主桥箱梁悬臂端在日照温差作用下的变形规律，并将研究的结果在实际的线型控制中予以实施，取得了较好的效果。结构线形不但影响成桥后的使用条件，而且也是判断结构受力的重要标志，过大的变形是失稳的前兆。本桥最大墩高达138m，“T”构不平衡悬臂施工最大长度达77.5m，施工安全方面的风险较大，根据有关文献指出，具有如此的墩高和悬臂长度的施工体系一旦出现挂篮坠落事故，将有可能导致结构跨塌。通过有效的应力和线形控制，保证了主桥箱梁施工过程中的结构自稳及全桥的稳定性，未发生任何大的事故。