【好】高墩大跨連續(xù)剛構(gòu)橋施工技術(shù)研究報告之三

1、精品超高墩大跨預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)懸灌線型控制技術(shù)1前言1.1背景系統(tǒng)地實施橋梁施工控制的歷史并不長。最早較系統(tǒng)地把工程控制理論應(yīng)用到橋梁施工管理中的是日本。我國在現(xiàn)代橋梁施工控制技術(shù)方面的研究相對較晚，然而其發(fā)展較迅速。80年代后期，對斜拉橋施工監(jiān)控技術(shù)進行了全面研究，已初步形成系統(tǒng)。但對于高墩大跨連續(xù)剛構(gòu)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(jié)構(gòu)線型控制影響的復(fù)雜問題沒有現(xiàn)成的技術(shù)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(gòu)上進行不平衡懸澆施工對于線型控制的影響也缺乏現(xiàn)成的技術(shù)資料可以采用

2、，必須進行探索、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(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)箱梁橋。主橋下部結(jié)構(gòu)為雙薄壁空心墩，鉆孔灌注樁基礎(chǔ)。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(yù)應(yīng)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(nèi)箱梁頂板厚0.5m，底板厚1.3m，腹板厚0.8m，除

3、橋墩頂部箱梁內(nèi)設(shè)4道橫隔板外，其余均不設(shè)橫隔板。主橋兩幅連續(xù)剛構(gòu)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(shè)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(jié)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(xiàn)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

4、梁橫坡為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。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)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(xù)剛構(gòu)橋，在本項目實施時尚未有可借鑒的施工經(jīng)驗，位居國內(nèi)領(lǐng)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(yù)應(yīng)力、臨

5、時荷載及混凝土的強度、彈性模量的影響，各節(jié)段的預(yù)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(shù)較為復(fù)雜，成橋后的線型及應(yīng)力狀態(tài)必須與設(shè)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(jié)構(gòu)線型及使用，故必須采取可靠措施使得各“T”構(gòu)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(xù)剛構(gòu)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(jié)構(gòu)。受日照溫差影響后，薄壁空心高墩和懸臂箱梁不可避免將出現(xiàn)位移，而且該兩種位移相互疊加后對最大懸臂狀態(tài)下結(jié)

6、構(gòu)本身的安全和懸臂掛籃施工的線型控制將產(chǎn)生不可預(yù)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)狀態(tài)進行量測，其結(jié)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(jié)構(gòu)的真實狀態(tài)數(shù)據(jù)(與控制理想狀態(tài)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(xiàn)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(yù)應(yīng)力束，在邊跨采用掛籃懸臂澆筑不平衡段，縮短邊跨現(xiàn)澆段的施工方法；此時，主橋懸臂施工已經(jīng)實施，各主墩“T”構(gòu)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

7、型控制難度。這在國內(nèi)也無可予以借鑒的經(jīng)驗，具有相當(dāng)難度。表3-1 改變方案后已澆筑完工節(jié)段主墩號已澆筑完工節(jié)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(yán)格的控制?？梢哉f，線型控制的關(guān)鍵在于施工撓度控制。根據(jù)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性計算表明，對于138m高墩在最大雙懸臂狀態(tài)下時，結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性安全儲備不高，因此，在施工過程中，必須加強應(yīng)力與變形的監(jiān)控，防止出

8、現(xiàn)結(jié)構(gòu)失穩(wěn)。2超高墩大跨徑連續(xù)箱梁剛構(gòu)懸臂澆筑施工撓度控制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(yù)應(yīng)力鋼束張拉等因素影響而產(chǎn)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(fā)生變化，為使合攏后的線型及應(yīng)力狀態(tài)符合設(shè)計規(guī)范要求，最大限度地使實際的狀態(tài)（應(yīng)力與線型）與設(shè)計的相接近，必須對各懸臂施工節(jié)段的撓度、應(yīng)力進行觀測控制，以便在施工中及時調(diào)整有關(guān)的標(biāo)高參數(shù)，為下節(jié)的模板安裝提供數(shù)據(jù)預(yù)報，確定下節(jié)段的模板標(biāo)高。各梁段施工時立模標(biāo)高應(yīng)考慮設(shè)計高程、預(yù)拱度、掛籃彈性非彈性變形、施工時溫度影響、預(yù)應(yīng)力鋼束張拉、混凝土的容重及彈性模量等因素。立

9、模標(biāo)高應(yīng)按下式進行確定：Hj=Hi+f1i+f2i+f3i+f4i+f5i，式中：Hi-設(shè)計標(biāo)高f1i -由各梁段自重產(chǎn)生的在i節(jié)點的撓度總和f2i -由張拉預(yù)應(yīng)力在i節(jié)點的撓度總和f3i -掛籃變形值f4i -混凝土的收縮徐變在i節(jié)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(X145) Hy=150sin(X245)上述方程中，其中 Hy為預(yù)留的徐變沉降量,單位為mm； X為沿各“T”構(gòu)縱向布置的橫軸，坐標(biāo)原點為0#塊中心點，單位為m；X1為沿各“T”構(gòu)縱向布置的橫軸，坐標(biāo)原

10、點為0#塊中心點，單位為m；X2為沿各“T”構(gòu)縱向布置的橫軸，坐標(biāo)原點為邊跨支點端頭處，單位為m。f5i -使用荷載在i節(jié)點產(chǎn)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(jù)監(jiān)測情況進行修正；f3i在掛籃加載施壓后得出結(jié)果。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(xù)剛構(gòu)共分為300個單元，其中預(yù)應(yīng)力箱梁分為193個單元，每節(jié)段為一個單元，截面幾何類型總數(shù)為35個；雙薄壁墩及橫撐分為107個單元；預(yù)應(yīng)力鋼束按不同的施工順序及位置分為158組。箱梁每個節(jié)段的施工過程模擬為三個節(jié)段，即安裝（轉(zhuǎn)移）掛

11、籃、澆筑混凝土、張拉和轉(zhuǎn)移錨固，其施工周期為安裝（轉(zhuǎn)移）掛籃3天，澆筑混凝土3天，張拉和轉(zhuǎn)移錨固1天。整個主橋連續(xù)剛構(gòu)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(shù)取值：C50混凝土設(shè)計強度Ra=28.5MPa，Rl彈性模量E=35000MPa容重=25kN/m3預(yù)應(yīng)力鋼材標(biāo)準(zhǔn)強度Ryb=1860MPa105MPa錨下張拉控制應(yīng)力Ryb=1395 MPa錨具變形=GQJS可以計算出各節(jié)段的各工況下的施工梁段的變形值，并可以將計算的結(jié)果以各個單元左右截面的內(nèi)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(jié)果作為橋梁結(jié)構(gòu)的理想狀態(tài)，預(yù)測下一施工梁段

12、的預(yù)拱度，確定立模標(biāo)高。還可以將計算結(jié)果作為確定橋梁結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)及穩(wěn)定性，判斷橋梁結(jié)構(gòu)是否安全的依據(jù)。由于在施工過程中，箱梁的實際結(jié)構(gòu)尺寸、臨時施工荷載，混凝土的彈性模量、收縮徐變、預(yù)應(yīng)力大小與損失等情況與設(shè)計往往有差別，這種差別對結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)的實際幾何尺寸、實測的彈性模量、實測容重等；此外，還應(yīng)根據(jù)各施工階段的實際齡期考慮混凝土的收縮、徐變。連續(xù)剛構(gòu)橋在整個施工過程中結(jié)構(gòu)位移和內(nèi)力均產(chǎn)生很大變化，因此，必須密切注意橋梁在施工期間的穩(wěn)定性。2.3.1 0#塊基準(zhǔn)點的設(shè)置為施工方便，我們將水準(zhǔn)點引至各主墩“T”構(gòu)0#梁段上，便于施工中的測

13、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(jīng)過觀測和計算，每隔3-4個節(jié)段，即對墩頂?shù)?#段上的水準(zhǔn)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(fā)生彎曲，墩頂產(chǎn)生較大的位移，因此，在確定各主墩“T”構(gòu)0#梁段基準(zhǔn)水準(zhǔn)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。各節(jié)段施工監(jiān)控點的設(shè)置施工過程中，我們在每梁段的表面埋設(shè)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(shè)短鋼筋（1

14、2，頂部打磨光滑，比本梁段測處施工立模標(biāo)高高出5mm8mm）作為固定觀測點。監(jiān)控點離梁段前端10cm。見圖3-3所示。圖3-3 監(jiān)控點鋼筋預(yù)埋示意圖 （單位為cm）我們在實際施工開始前，對上述涉及到的設(shè)計參數(shù)取值進行了測定，通過世紀(jì)的測定，我們發(fā)現(xiàn)，下列幾個參數(shù)與設(shè)計計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(jié)段的變形。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(shè)計標(biāo)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(yōu)選碎石粒徑為5-25mm,中粗砂細

15、度模數(shù)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190mm3，混凝土彈性模量和混凝土強度經(jīng)現(xiàn)場測試，其結(jié)果如表3-2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）128477522284697632846976而計算模型中的取值為：C50混凝土容重為25kN/m3104MPa?；炷寥葜嘏c模型計算中的取值差別不大；但彈性模量實測值與設(shè)計差值較大?？椎滥ψ钃p失及局部偏差影響系數(shù)施工時，對撓度有較大影響的縱向預(yù)應(yīng)力鋼束和腹板下彎束。頂板鋼束及邊孔合攏

16、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(yù)應(yīng)力管道均采用鋼波紋管預(yù)埋成形，施工中嚴(yán)格按照設(shè)計及規(guī)范，保證彎曲坐標(biāo)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(yù)應(yīng)力管道摩阻損失不可避免地存在，并且往往高于設(shè)計提供的摩阻數(shù)據(jù)。沿橋軸線方向設(shè)計的鋼束所施加的預(yù)應(yīng)力隨梁的平面線型彎曲而產(chǎn)生摩阻損失。鑒于上述因素，我們與監(jiān)控單位共同在8#墩左幅2#段進行了測試。在進行預(yù)應(yīng)力張拉時，于張拉千斤頂和錨頭間設(shè)置穿心式壓力傳感器（壓力環(huán)），先從一端分級張拉錨下控制應(yīng)力到位，使用壓力環(huán)測量兩端錨下應(yīng)力，兩端錨下應(yīng)

17、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(yīng)力到位，仍然使用壓力環(huán)測量兩端錨下應(yīng)力。通過測量管道兩端的錨下應(yīng)力的數(shù)值，計算出管道的摩阻率和孔道偏差影響系數(shù)k值，經(jīng)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(yù)應(yīng)力管道越來越長，和k均增加。和k值的增加，對預(yù)應(yīng)力束的伸長量、預(yù)應(yīng)力施加及梁體的撓度具有較大的影響。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(gòu)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(xiàn)場試驗測出力與位

18、移的關(guān)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#墩的掛籃靜載試壓為例，其測試結(jié)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(jié)段4m長節(jié)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項目工況工況長節(jié)段長節(jié)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(jié)段（、）時不同靜載下的

19、變形撓度值，為立模標(biāo)高的確立提供了掛籃的變形值。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、張拉應(yīng)力等因素影響而產(chǎn)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(fā)生變化，因此，在施工中，實際測量數(shù)值中確實含有環(huán)境溫度變化、測量時間不同和參數(shù)差異帶來的誤差。為保證撓度觀測及立模標(biāo)高的準(zhǔn)確性，必須對在實際施工中觀測所得的數(shù)值進行溫度修正。溫度修正要考慮三個方面的影響因素：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(shù)；主梁在不同時間段的日照溫差修正白天在太陽

20、光的照射下，箱梁頂面溫度較高，混凝土膨脹，相對而言，地面溫度低，混凝土收縮，從而使懸臂箱梁有下?lián)系内厔?；至黑夜，箱梁頂、底面散熱較快，溫度低，混凝土收縮，而箱梁內(nèi)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(nèi)外溫差存在相當(dāng)大的差異，根據(jù)在主橋箱梁的溫度觀測可以發(fā)現(xiàn)，箱梁內(nèi)外的最大溫差可達，此時懸臂端出現(xiàn)了的撓度。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(jié)構(gòu)狀態(tài)進行量測，其結(jié)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(jié)構(gòu)的真實狀態(tài)數(shù)據(jù)(與控制理想狀態(tài)比較)，從而也難以保證控制的有

21、效性。因此，我們對主橋的箱梁內(nèi)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(yīng)用該計算結(jié)果對此時的撓度觀測和立模標(biāo)高結(jié)合溫度效應(yīng)進行結(jié)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(gòu)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(nèi)溫度梯度，溫度測試原理為不同材料在溫度變化時產(chǎn)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(shè)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

22、械損傷處理后埋入混凝土體內(nèi)，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(shè)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(shè)位置為（距外表面距離分別為0cm、10cm、20cm、35cm、70cm）,4-4和5-5測點的埋設(shè)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(shè)位置為（距外表面距離分別為0cm，18cm、36cm、75cm），各內(nèi)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(nèi)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

23、銅和銅鎳合金熱電偶測量混凝土體內(nèi)溫度，其主要性能指標(biāo)如下：量程：（-85+85） OC精度：OC溫度測試儀器采用電位差計UJA，其主要性能指標(biāo)如下：分辨率：1V多日連續(xù)觀測的實測數(shù)據(jù)及分析由于影響太陽輻射對混凝土箱形結(jié)構(gòu)物溫度場的因素眾多，因而其表面和內(nèi)部溫度荷載是一個隨機變化的復(fù)雜函數(shù)，加之工程結(jié)構(gòu)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(fù)雜，若要求得一個嚴(yán)格的函數(shù)解是不可能的。對于這種復(fù)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(fù)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(jié)構(gòu)的溫差應(yīng)力產(chǎn)生最不利影響的幾種溫度

24、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(shè)計和施工所需要的控制溫度分布狀態(tài)。從而在確定溫差值T0和它相應(yīng)的溫差分布曲線之后，即可求得相應(yīng)溫度荷載。圖3-5 9#墩主梁內(nèi)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(nèi)氣溫梁內(nèi)氣溫梁外氣溫tT3020102:0023:0020:0014:0011:008:008:005:0017:00圖3-6 9#墩主梁內(nèi)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(dāng)?shù)貧夂驐l件的半經(jīng)驗半理論公式，對葫蘆河特大橋施工現(xiàn)場進

25、行了溫度觀測。現(xiàn)將連續(xù)晴好天氣的（8月30日）及陰雨天氣（9月2日）的主梁內(nèi)外氣溫實測數(shù)據(jù)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(xù)晴好天氣，主梁箱室內(nèi)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(nèi)，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(nèi)氣溫的明顯滯后性。對于陰雨天氣，主梁箱室內(nèi)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(yīng)力最不利情況應(yīng)出現(xiàn)在連續(xù)晴好天氣。由于觀測截面處于主梁上，觀測時間受

26、很多客觀因素影響，所以觀測次數(shù)較少，選擇在無雨的混凝土養(yǎng)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(shù)據(jù)進行分析。并以8月31日、9月15日及10月21日的實測數(shù)據(jù)為代表進行了數(shù)據(jù)分析。通過比較分析發(fā)現(xiàn)，主梁各壁板以內(nèi)側(cè)翼緣板3測點，外側(cè)腹板5測點，底板6測點規(guī)律比較明顯?，F(xiàn)將各連續(xù)晴好天氣的主梁內(nèi)外氣溫及3、5、6測點內(nèi)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(shù)據(jù)表() 時間測點21:300:008:0010:3012：3014:3017:0021:3033 16515235 141866 19內(nèi)171

27、816外2017132126302617表3-5 9月15日（晴）溫度觀測數(shù)據(jù)表() 時間測點21:000:008:0010:3012：3014:3017:0021:0033 1355 121617176 1413內(nèi)14外表3-6 10月21日（晴）溫度觀測數(shù)據(jù)表() 時間測點21:000:008:0010:3012：3014:3017:0021:0031525183 1414145225 612.6 10內(nèi)13外1312913根據(jù)上表資料將數(shù)據(jù)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、底板頂面與箱內(nèi)大氣溫度變化趨勢基

28、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(nèi)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(jù)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(cè)翼緣板外側(cè)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(cè)曬逐漸變?yōu)檎龝?，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(nèi)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(cè)腹板，方位正東，日出后受正曬較大，溫

29、度迅速升高，于10:30左右達到最高值并產(chǎn)生最大溫差，其后由于太陽已高和外側(cè)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(nèi)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?；貧w求解溫差分布函數(shù)為初步確定混凝土連續(xù)剛構(gòu)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(guān)鍵點的溫度觀測，觀測數(shù)據(jù)整理后如下表（表3-7表3-8），其中基準(zhǔn)溫度取箱梁內(nèi)側(cè)壁板表面溫度。表3-7 內(nèi)側(cè)翼緣板溫度觀測數(shù)據(jù)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0 0.20 0.35 0.525 000表3-8 外側(cè)腹板溫度觀測數(shù)據(jù)表 時間距外壁板 溫差(

30、)表面距離(m)8月31日9月15日10月21日019 100.20 0.30 0.45 000由劉興法的混凝土結(jié)構(gòu)的溫度應(yīng)力分析可知，梁身壁板沿厚度方向溫度分布為指數(shù)分布形式，故可按照指數(shù)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表面的距離，單位：m； 為指數(shù)系數(shù)。從表達式上可以看出，最大溫差值和系數(shù)就決定了整個箱室斷面的溫度差異分布形式，再跟據(jù)表3-7（梁高方向溫度觀測數(shù)據(jù)）和表3-8（壁板厚度方向溫度觀測數(shù)據(jù)）就可通過對實測數(shù)據(jù)進行回歸分析得到。為將（3-1）式轉(zhuǎn)化成常規(guī)方程，

31、對（3-1）式兩邊同時取對數(shù)得：令：，則：根據(jù)最小二乘法，設(shè)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(shù)。假設(shè)觀測數(shù)據(jù)共有m組，并令，則擬合誤差的平方和為：由對多元函數(shù)求極值的法則，分別對，求偏導(dǎo)即：代入?yún)?shù)求解得：將表3-7、表3-8中的溫差取自然對數(shù)并列表如下（表3-9表3-10） 表3-9 對內(nèi)側(cè)翼緣板壁厚溫差取后數(shù)據(jù)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00.10 0.20 0.35 465表3-10 對外側(cè)腹板壁厚溫差取后數(shù)據(jù)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00.10 0.20 0.35 代入實測數(shù)

32、據(jù)進行求解，并將三個觀測日的計算結(jié)果列入下表（表3-11表3-12）。 表3-11 內(nèi)側(cè)翼緣板溫差分布式的擬合結(jié)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最大溫差參數(shù)擬合表達式 表3-12 外側(cè)腹板溫差分布式的擬合結(jié)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19參數(shù)擬合表達式對于溫度差，可根據(jù)觀測的實際取最大溫差；而對于參數(shù)統(tǒng)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(jù)8月和9月份的實測數(shù)據(jù)，繪制曲線圖如下。8月31日溫差觀測對照圖溫差Toy

33、y(高度）oe實測曲線-5yeo溫差Toyy(厚度）e-7y9月15日溫差觀測對照圖實測曲線e圖3-19 溫差觀測對照圖從溫差觀測對照圖可以看出，根據(jù)實測數(shù)據(jù)回歸擬合的曲線都與實測數(shù)據(jù)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(yīng)的主橋箱梁撓度分析。實橋箱梁撓度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(jù)現(xiàn)場觀測資料可知，主梁溫度變化沿橋向基本一致，除了少數(shù)因為掛籃或其他施工機具遮擋而導(dǎo)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(tài)為最大懸臂狀態(tài)，這

34、樣得出的撓度變化對 “T” 構(gòu)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(jié)構(gòu)，邊界條件為墩底固結(jié)，懸臂端無約束。模型節(jié)點如圖3-20所示，實體如圖3-21所示。圖3-20 模型節(jié)點圖 圖3-21 模型實體圖由于梁高方向和腹板厚度方向的最高溫差出現(xiàn)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(cè)翼緣板的關(guān)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(xiàn)在僅對梁高方向施加溫度荷載，求得其溫差產(chǎn)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(dāng)?shù)臏囟茸兓c高度。由于梁的頂板寬度是有變

35、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(xiàn)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00.10 撓度計算結(jié)果將3種工況分別進行加載后得出以下位移表，節(jié)點1-22為半個懸臂。結(jié)果詳見表3-143-16所示。表3-14 8月30號14:30位

36、移表 單位（m）節(jié)點號123456DxDy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz節(jié)點號789101112Dx1E-04Dy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz節(jié)點號131415161718DxDy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz節(jié)點號19202122DxDy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz0E-050.00E+00 表3-15 9月15號14:30位移表 單位（m）

37、節(jié)點號123456DxDy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz節(jié)點號789101112DxDy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz節(jié)點號131415161718DxE-04Dy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz節(jié)點號19202122DxDy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz0.00E+00表3-16 10月21號14:30位移表 單位（m） 節(jié)點號123456DxDy0

38、.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00DzE-02節(jié)點號789101112DxDy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00DzE-03節(jié)點號131415161718DxDy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz節(jié)點號19202122DxDy0.00E+000.00E+000.00E+000.00E+00Dz0.00E+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(dāng)頂板上緣向下

39、呈降溫趨勢時，懸臂端將會下?lián)?，而且隨著溫差由、逐漸變大，最大撓度也由、逐漸變大；而且在最大懸臂狀態(tài)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(guī)律。通過上述計算，我們還發(fā)現(xiàn)，日照溫差對于箱梁的橫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(yīng)對于箱梁部分的影響。實際施工監(jiān)控過程中的立模標(biāo)高及撓度觀測值得溫度修正根據(jù)上述的撓度變形分析可知，日照溫差效應(yīng)對于未合攏的“T”構(gòu)而言，由于懸臂端為自由端，其撓度變形較大，施工監(jiān)控過程中需要對不同墩的相同塊段的立模標(biāo)高分別作出相應(yīng)的溫度修正。溫度修正可以采用橋梁分析計算軟件

40、Midas，按照上述方式采用撓度測定時刻或立模標(biāo)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(biāo)高測定的最佳時間段，故一般建議最好在8:00左右溫度場比較均勻的時間進行立模標(biāo)高測定或進行撓度的觀測，此時只需對當(dāng)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。墩身溫度效應(yīng)對墩頂產(chǎn)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(gòu)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(nèi)外壁板的溫差過大，主墩會產(chǎn)生彎曲，墩頂將產(chǎn)生位移，此時，“T”

41、構(gòu)也將由于主墩墩頂?shù)臋M向位移而產(chǎn)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(jù)對主墩墩頂溫度效應(yīng)的研究和現(xiàn)場的實際觀測，在該項目中，墩身溫度效應(yīng)對主梁的豎向撓度的影響很小，而對于軸線控制影響較大，尤其對于軸線的橫橋向方向（即Y坐標(biāo)）產(chǎn)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(biāo)高的實施中進行溫度效應(yīng)的修正，一方面以期取得撓度觀測的準(zhǔn)確數(shù)據(jù)，為下一節(jié)段的標(biāo)高調(diào)整提供準(zhǔn)確可靠基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，以利于進行參數(shù)識別并進行修正；另一方面，在實施立模標(biāo)高時，有助于排除溫度效應(yīng)的干擾，將預(yù)報的撓度值準(zhǔn)確的予以實施。立模標(biāo)高實施及撓度變形數(shù)據(jù)的采集觀測內(nèi)

42、容： 掛籃模板安裝就位后的撓度觀測； 澆筑前預(yù)拱度調(diào)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； 應(yīng)力觀測（通過在控制截面內(nèi)預(yù)埋測試儀器搜集數(shù)據(jù)）。 撓度觀測的關(guān)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(yīng)在施工前進行連續(xù)24h（每次間隔2h）觀測，提供合攏前的數(shù)據(jù)。 為控制撓度，應(yīng)該在混凝土施工完成并達到設(shè)計要求的張拉強度后進行預(yù)應(yīng)力束的張拉，應(yīng)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(yīng)力滿足

43、設(shè)計要求，相應(yīng)減少張拉后產(chǎn)生的撓度。 2.6.2觀測時間：根據(jù)溫度效應(yīng)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(shù)據(jù)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溫度修正，并且每天將已澆完的梁段控制點進行復(fù)測后進行數(shù)據(jù)匯總，觀察變化，分析原因，并及時調(diào)整立模標(biāo)高。葫蘆河特大橋主梁標(biāo)高控制采取以最小二乘法為基礎(chǔ)進行參數(shù)識別與修正的誤差分析和狀態(tài)預(yù)測方法。在確保所得的撓度觀測數(shù)據(jù)及立模標(biāo)高進行溫度修正后，不受溫度效應(yīng)影響之后，對所采集的實測數(shù)據(jù)與計算數(shù)據(jù)進行對比分析，通過對已成結(jié)構(gòu)實際狀態(tài)與仿真計算理想狀態(tài)之間誤差的分析，采用最小二乘法對

44、計算模型中的參數(shù)進行調(diào)整，使仿真計算的結(jié)果與實際結(jié)構(gòu)狀態(tài)相一致。經(jīng)過反復(fù)幾次的參數(shù)識別調(diào)整之后，修正過的仿真計算模型的計算結(jié)果與結(jié)構(gòu)的實際狀態(tài)逐漸相吻合，施工進入自適應(yīng)狀態(tài)，由此，可以比較準(zhǔn)確地預(yù)測結(jié)構(gòu)的后期標(biāo)高，保證結(jié)構(gòu)線型滿足設(shè)計和施工的要求。根據(jù)對實際施工中混凝土的容重和彈性模量、預(yù)應(yīng)力管道的摩阻率和孔道偏差影響系數(shù)k值進行測定的結(jié)果，結(jié)合敏感性參數(shù)分析表明主梁混凝土的容重、彈性模量和預(yù)應(yīng)力束張拉力對線型控制影響較大，將該三項參數(shù)作為待識別的參數(shù)。施工時建立控制網(wǎng)絡(luò)，具體識別方法是以最小二乘法為參數(shù)估計準(zhǔn)則，進行施工控制。具體操作如下：在施工第N號節(jié)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(jié)段的彈性模量的真實值；同樣，由澆筑混凝土?xí)r的變位值可識別出第N號節(jié)段的重量即混凝土的容重真實值；由預(yù)應(yīng)力張拉時的變位可識別出第N號節(jié)段對應(yīng)的預(yù)應(yīng)力束的張拉力。在識別出各參數(shù)后，及