大跨预应力混凝土变截面连续箱梁桥悬臂施工关键技术研究PPT

1、大跨预应力混凝土变截面连续箱梁桥悬臂施工关键技术研究 科研鉴定汇报中铁七局石武客专郑州东站联络线工程郑州公司第三项目经理部课题组长、汇报人：刘辉课题研究背景（工程概况）n石武客专西南下行联络线51#54#墩（70m120m70m）连续梁位于半径R=1000m、坡度为i=7的圆曲线上，上跨石武正线、西北联络线两条新建铁路线，其中两个中墩52#、53#墩墩身高度分别为23.0m、22.5m，设计为悬臂灌注施工单线连续梁。n单线连续梁采用变截面变高度直腹板单箱单室箱梁，梁底下缘按1.6次抛物线Y=AX变化，=1.6，A=0.005505971；中支点梁高8.2m，边支点及跨中梁高4.6m，全桥箱梁底

2、板箱宽6.1m，桥面板宽8.5m，腹板厚分别为0.45m、0.7m、0.9m，底板厚由跨中的0.38m按抛物线变化至中支点梁根部的1.0m，顶板厚0.5m；箱梁在中支点处设置厚2.5m的横隔板，梁端支座处设置厚1.3m的端横隔板，跨中设置厚0.6m的横隔板。工程概况：主梁上部结构轮廓图 工程概况：主梁半跨中半支点截面 课题研究内容n临时固结体系研究 n三角挂篮设计与计算研究 n施工方案与施工监控研究 临时固结体系研究 ：研究具体内容 n临时固结体系设计 n理论计算 n实验研究 临时固结体系设计制 图图 号 临时固结体系设计临时固结体系设计临时固结体系研究 ：创新点n课题组提出了混凝土临时支撑与

3、钢管临时支撑相结合的临时固结体系，克服了单纯的大体积混凝土临时支撑拆除施工难的问题和钢管混凝土临时支撑浪费材料，污染环境的问题（原设计图纸为直径1.5m的钢管混凝土柱固结在0梁体内）。而且两临时支撑形成了双保险，保证了悬臂施工过程的安全。n为精确分析临时固结体系力学性能而建立的全三维实体有限元模型，考虑了预应力的影响，考虑了平曲线的影响。从分析方法上这是一次全新的尝试，实践证明该方法精度高，效果好。为今后临时固结体系的设计，乃至于连续梁、连续钢构施工阶段的应力分析提供了一种新思路。 临时固结体系研究 ：ANSYS有限元空间三维实体建模思路n为研究临时固结体系的受力情况，建立了桥梁最大悬臂状态下

4、的主梁、桥墩以及临时固结体系的ANSYS有限元模型。主梁、桥墩及钢筋混凝土临时支墩采用Solid45单元剖分，钢管立柱（钢轨传立柱）临时支撑采用Beam188单元划分，预应力钢束采用link8单元划分，混凝土临时支撑内的竖向锚筋也采用link8单元划分。主墩底部施加全约束。nSolid45单元是Ansys中用于构造三维实体的一个单元，通过8个节点来定义一个6面体、棱柱体或四面体。本工程构造复杂，采用6面体和棱柱体单元剖分困难，故采用的是4面体单元。为保证计算结果的精度，对单元剖分尺寸进行了控制。临时固结体系研究 ：ANSYS有限元空间三维实体建模思路n本工程位于半径R=1000m的圆曲线上，为

5、精确分析临时固结体系的受力，有限元模型考虑了平曲线。 n预应力的考虑方法为实体力筋法，即在每一梁段的梁端，建立预应力钢筋的锚固点，力筋单元与梁体Solid45单元在此位置共节点，给力筋施加预应力（拉力）就能顺利传递到梁体上（压力）。给力筋施加预应力可以定义link8单元的初应变，也可以采用降温法。本工程计算选定初应变方法。 临时固结体系研究 ：ANSYS有限元空间三维实体建模思路n永久支座的模拟是个难点。永久支座采用的是大吨位的球形支座，能将主梁的重量传递给主墩，但是不约束主梁的转动，所以永久支座不能采用一个实体单元建立。一种办法是按照实际情况建立支座上下两部分，在接触位置定义接触对，这样静力

6、分析问题变成了接触分析问题，而接触分析是一种非线性分析，计算规模会成倍增加。另一办法是对永久支座进行刚度等效，用一种替代的结构模拟永久支座，保证其仅传递竖向力而不传递弯矩。本模型采用Link8单元去模拟。临时固结体系研究 ：理论计算ANSYS全三维实体建模工况分析考虑钢支撑立柱的全桥ANSYS全三维实体有限元模型（立面图）考虑钢支撑立柱的全桥ANSYS全三维实体有限元模型（平面图）临时固结体系研究 ：理论计算 墩顶混凝土临时支撑及支座垫石有限元模型全桥三向预应力筋有限元模型临时固结体系研究 ：理论计算永久支座的等代结构临时固结体系研究 ：计算工况n采用三维实体有限元模型进行临时固结体系计算，是

7、一次全新的尝试。其目的不仅是研究在偏载作用下临时固结体系的力学参数，保证悬臂施工安全。还要详尽的研究预应力、偏载等对临时固结体系力学参数的影响，研究临时固结体系优化设计方法，为今后同类型桥梁临时固结体系的设计提供参考，因此计算工况划分较多，共分为七种工况。 n就临时固结体系来说，主要关心的力学参数是混凝土临时支撑应力场的情况（应力的大小、应力极值出现的位置），与混凝土临时支撑接触的主梁的应力场情况，钢管立柱（钢轨传立柱）临时支撑的轴力、弯矩情况。主墩由于是实体墩，墩顶与临时支撑接触区域应力较容易保证，一般临时支撑应力满足要求，可不对墩顶应力进行验算。n最不利偏载工况组合：中跨侧主梁超重5%+中

8、跨侧风荷载-0.82kN/m2+边跨侧风荷载0.82kN/m2+中跨16#合拢梁段及挂篮自重。临时固结体系研究 ：七种工况工况预应力钢立柱临时支撑混凝土临时支撑工况编号对称加载工况不计算不计算计算工况计算不计算计算工况计算计算计算工况最不利偏载工况计算不计算计算工况计算计算计算工况计算受压侧计算受压侧计算工况计算受压侧计算不计算工况计算工况分类表临时固结体系研究 ：理论计算（工况分析为例：不考虑预应力作用下全桥各结构体系应力及变形分析）全桥ANSYS全三维主梁体及钢支撑立柱的应力云图临时固结体系研究 ：理论计算ANSYS全三维主梁体及墩顶砼固结块应力云图（三向应力）临时固结体系研究 ：理论计算

9、ANSYS全三维主梁体0块X、Y、Z方向应力云图临时固结体系研究 ：工况分析结果项子项数值结果单位验算竖向位移边跨悬臂端-124.7mm/中跨悬臂端-124.7全桥应力x方向最大12.9MPa不满足x方向最小-35.6不满足混凝土临时支撑应力x方向最大0.8MPa满足x方向最小-28.5满足y方向最大1.2满足y方向最小-14.7满足z方向最大0.9满足z方向最小-50.3不满足第一主应力最大2.9满足第三主应力最小-58.4不满足主梁0#块应力x方向最大12.5MPa不满足x方向最小-31.3满足y方向最大1.9满足y方向最小-7.9满足z方向最大1.0满足z方向最小-19.5满足第一主应力

10、最大12.6不满足第三主应力最小-41.4不满足临时固结体系研究 ：理论计算钢支撑体系面内及面外的MIDAS有限元屈曲稳定分析图临时固结体系研究 ：实验研究钢管柱及钢轨（43）传力柱外置焊接式温度应力型智能应变传感器布置图（金码高科JMZX-212型表贴式智能弦式传感器） 临时固结体系研究：结论n1）仅采用混凝土临时支撑的固结体系，无法保证桥梁对称悬臂施工，尤其是承受偏载情况下的安全性。本工程采用的混凝土临时支撑和钢立柱临时支撑相结合的临时固结体系，可保证对称悬臂施工时的安全性。在偏载情况下，允许部分构件失效。在最不利情况下，临时固结体系的强度安全系数仍然是满足要求的。n2）传统的做法是在混凝

11、土临时支撑内布置精轧螺纹钢筋抵抗偏载时可能承受的拉应力。课题组研究结论指出，在偏载工况下，即使受拉区混凝土退出工作，精轧螺纹钢锚筋也没有出现受拉的情况。对精轧螺纹钢筋施加竖向预应力只会增加混凝土临时支撑的压应力，反而使得混凝土临时支撑的受力情况更为不利。所以建议不设竖向精轧螺纹钢筋，但建议增加横向钢筋网片的数量，以增加混凝土临时支撑的抗压和抗剪能力。临时固结体系研究：结论n3）稳定计算表明，本工程钢管立柱在最不利情况下的面内稳定安全系数为50.1，面外稳定安全系数为3.41。该稳定安全系数没有考虑三根钢立柱平联、斜撑的作用，考虑后稳定安全系数将更高。在最不利偏载工况下，即使混凝土临时支撑、受拉

12、一侧的钢临时支撑退出工作，受压的钢立柱的稳定性仍然是可以满足的。从而在悬臂施工阶段临时固结体系不会产生失稳问题。n4）偏载计算工况均表明，若一旦承受偏载主梁悬臂端将出现一端上挠，另一端下挠的情况，这给判明结构的偏载情况提供了依据。在施工过程中应该加强观测，若两悬臂端出现过大的挠度差，应该暂停施工，判明原因。偏载不仅增加了悬臂施工过程的安全风险，而且引起桥梁的线形偏离设计要求，所以应该在施工中尽力避免 。临时固结体系研究：结论n5）应力实际测试结果表明桥梁悬臂施工阶段未出现严重的偏载，钢临时支撑应力实测值与理论计算值比较接近，而混凝土应力误差较大。实验测试不仅保证了悬臂施工的安全，而且验证了理论

13、计算的正确性。 n6）本工程的采用的混凝土临时支撑与钢立柱临时支撑相结合的临时固结体系，既减少了大尺寸混凝土临时支撑的拆除难度，又减少了采用钢管混凝土临时支撑的材料浪费，而且两种临时支撑构成了双保险，保证了大跨PC连续梁悬臂施工阶段的安全性。采用全三维实体有限元分析临时固结体系的受力情况，结果详实，可靠。本文研究结论可以为同类型工程所借鉴。三角挂篮设计与计算：研究内容n三角挂篮设计 n理论计算n实验研究三角挂篮设计：（MIDAS三维分析）n斜拉式三角挂篮由主梁承重系统、后锚及行走系统、底模及悬吊系统、外侧及内侧模系统、悬吊系统五个分系统组成。 三角挂篮主梁承重系统立面图三角挂篮设计：底模设计三

14、角挂篮底模系统构造图三角挂篮设计：外模设计三角挂篮外模系统构造图三角挂篮设计：内模设计R80160320202080?50R2?39-0.02-0.08310310120? 50? 12053549.839.22302305031035380三角挂篮内模系统构造图三角挂篮设计：主梁承重材料表主梁承重系统材料数量表代号名称数量材料重量(kg)单件总计XH0911-01挂篮底梁2Q2351355.12710.2XH0911-02挂篮前斜拉梁2Q235537.41074.8XH0911-03挂篮后斜拉梁2Q2355701140XH0911-04挂篮立柱2Q2356561312XH0911-05挂篮后

15、连接板4Q235130.6522.4XH0911-06挂篮前连接板4Q23569276XH0911-07横连接梁2Q235317.1634.2XH0911-08插销6Q23530180XH0911-09横连接梁插销6Q2353.822.8XH0911-10上横梁1Q23526422642XH0911-11后上横梁1Q2351010.71010.7XH0911-12下横梁2Q2351574.63149.2XH0911-13滑梁4Q23511714684XH0911-14吊环8Q235102.1816.8XH0911-15后锚固梁12Q235107.51290三角挂篮理论计算：两个最不利计算工况有

16、限元（MIDAS）分析工况 ：三角挂篮整体MIDAS空间受力有限元模型图工况为浇注混凝土工况（5#梁段混凝土为全梁自重最大节段，各梁段不同） ，该工况下三角挂篮承受的荷载最为不利。 三角挂篮理论计算：两个最不利计算工况有限元（MIDAS）分析工况：三角挂篮空载走行最大长度(10m)阶段整体MIDAS空间受力有限元模型图工况为移动挂篮工况，挂篮移动时再不承受梁段混凝土的压力，但是外侧模滑梁和内模滑梁的后锚点位置没有改变，外侧模滑梁和内侧模滑梁的计算长度随着挂篮移动而增大，对挂篮受力不利，应予以验算。最不利的情况是挂篮移动到位而后锚点的位置尚没有改变时，外侧模滑梁和内模滑梁前后锚固点间的距离达到1

17、0m，该工况下为检算挂篮整体空载倾覆最不利检算工况。 三角挂篮理论计算：工况梁单元应力工况梁单元应力(单位：kPa) 三角架主纵梁、立柱、立柱横梁、前上横梁、底模横梁等采用梁单元建模 三角挂篮理论计算：工况桁架应力工况桁架单元应力（单位：kPa）三角架前后斜拉杆、吊杆等采用桁架单元建模 三角挂篮理论计算：工况变形工况挂篮变形图（单位：m）三角挂篮理论计算：工况梁单元应力工况梁单元应力(单位：kPa) 三角架主纵梁、立柱、立柱横梁、前上横梁、底模横梁等采用梁单元建模 三角挂篮理论计算：工况桁架应力 工况桁架单元应力（单位：kPa）三角架前后斜拉杆、吊杆等采用桁架单元建模 三角挂篮理论计算：工况变

18、形工况挂篮变形图（单位：m）三角挂篮理论计算：两个最不利计算工况有限元（MIDAS）分析n工况有限元分析结论： 1. 从提取的各梁单元应力图上可以看出所有梁中产生的最大拉应力为188.6MPa，最大压应力达到251.4MPa。应力值较大，应在详细分析中找出产生该最大应力的部位，如不满足强度条件应进行相应得补强。三角架中的前后斜拉杆、32精轧螺纹钢吊杆以及角钢联系撑为桁架单元，这些桁架单元中产生的最大拉应力为254.5MPa，拉应力值较大。三角挂篮底模锚固在已完工的梁段的底板上，而前端由吊杆悬吊在前上横梁上，在荷载作用下底模必然向下的挠度，在底模前横梁上、内模滑梁前端和前上横梁上较大，约为5cm

19、，在5号梁段，在立模时应设置相应的抛高值来消除荷载作用下挂篮变形对主梁线型的影响。 2. 腹板纵梁中产生的应力极值为164.2MPa（压应力），小于1.2 =168 Mpa，强度条件满足要求。纵梁后端挠度6.4mm，前端挠度48.2mm，跨中挠度38.5mm，则在荷载作用下跨中相对梁端的挠度为f=38.5-(48.2-2.6)/2=15.7mm。纵梁跨中挠跨比为f/L=1/318.5。 三角挂篮理论计算：两个最不利计算工况有限元（MIDAS）分析 3. 从工况作用下底板下纵梁的各应力及变形图中可以看出底板纵梁中产生的应力极值为130.3MPa（压应力），小于1.2 =168 Mpa，强度条件满

20、足要求。纵梁后端挠度1.5mm，前端挠度47.0mm，跨中挠度36.9mm，则在荷载作用下跨中相对梁端的挠度为f=36.9-(47.0-1.5)/2=14.2mm。纵梁跨中挠跨比为f/L=1/352.1。挠跨比较大，但是对于临时结构来说刚度条件不作为控制条件，其挠度可以通过设置预拱度予以解决。 4 底模前横梁由四根吊杆吊起，从各弯矩图、应力图、变形图图中可以看出底模前横梁在吊点处产生最大负弯矩。应力最大值亦产生在吊点位置，最大值为53.8MPa（拉应力），小于=140MPa。吊点处挠度值为47.3mm，亦即底模前端整体下沉47.3mm，跨中绝对挠度为46.4mm，梁端扰度为55.2mm，则跨中

21、及梁端相对于支点处的扰度分别为0.9mm，7.9mm。三角挂篮理论计算：两个最不利计算工况有限元（MIDAS）分析 5. 从各弯矩图、应力图、变形图图中可以看出底模后横梁在吊点处产生最大负弯矩。应力最大值亦产生在吊点位置，最大值为126.8MPa（拉应力），小于=140MPa。在工况作用下，后横梁跨中向上的挠度为3mm，梁端向下的挠度为28.1mm。 6. 外侧模滑梁总长度10m，在浇注混凝土时其前端由吊杆悬吊于前上横梁上，中间5m处由锚杆锚固于主梁顶板上，后端自由。两主梁之间承受主梁翼缘板混凝土重力及施工荷载、模板荷载等的作用。外侧模滑梁采用双36b型槽钢，并用25012mm钢板加强。两吊点

22、之间跨中位置产生最大正弯矩。外侧模滑梁的最大应力为57.6MPa（拉应力），小于=140MPa。 外侧模滑梁前吊点向下的位移为28.4mm，跨中位移为18.0mm，因此跨中的相对挠度值f=18.0-28.4/2=3.9mm，f/L=1/1282。外侧模滑梁后端具有向上的位移，位移值为37.7mm。而实际上当后端产生向上的位移时，已浇注的主梁底板会产生约束作用，这样外侧模滑梁就具有了三个支点，中支点处会产生一定的负弯矩，正弯矩和跨中挠度值相应减小，但是中支点的支承力相应增加，对后锚吊杆的受力不利。 三角挂篮理论计算：两个最不利计算工况有限元（MIDAS）分析 7. 内模滑梁总长度10m，在浇注混

23、凝土时其前端由吊杆悬吊于前上横梁上，中间5m处由锚杆锚固于主梁顶板上，后端自由。两主梁之间承受主梁顶板混凝土重力及施工荷载、模板荷载等的作用。内模滑梁的弯矩图见图4.22，两吊点之间跨中位置产生最大正弯矩。内模滑梁的最大应力为142.3MPa（压应力），小于1.2=168MPa。 内模滑梁前吊点向下的位移为44.8mm，跨中位移为37.5mm，因此跨中的相对挠度值f=37.5-44.8/2=15.1mm，f/L=1/331。外侧模滑梁后端具有向上的位移，位移值为69.6mm。而实际上当后端产生向上的位移时，已浇注的主梁顶板下缘会产生约束作用，这样内模滑梁就具有了三个支点，中支点处会产生一定的负

24、弯矩，正弯矩和跨中挠度值相应减小，但是中支点的支承力相应增加，对后锚吊杆的受力不利。 三角挂篮理论计算：两个最不利计算工况有限元（MIDAS）分析 8. 前上横梁是挂篮的主要承力构件，底模、侧模及内模上的荷载通过吊杆传递到前上横梁上。前上横梁材质为Q235钢，采用双36b型槽钢，并用25012mm钢板加强。经计算前上横梁从各弯矩图、应力图、变形图中可看出中跨中正弯矩达到339.5kNm，在此弯矩作用下，跨中段最大应力为130.7MPa，小于=140MPa，强度条件满足要求。前上横梁支点处向下的位移为36.0mm，跨中处向下的位移为49.1mm，因此前上横梁总体的下移量为36.0mm，跨中相对支

25、点处的挠度为f=13.1mm，挠跨比f/L=1/381.7。 9 主梁的承重系统是该挂篮的最主要承力构件，由主纵梁、立柱、前斜拉杆、后斜拉杆组成。在计算时将主纵梁和立柱按照梁单元来计算，因篇幅限制该系列构件及吊杆、锚杆的有限元分析就不再赘叙，具体的详见三角挂篮设计与计算研究报告分册2。三角挂篮理论计算：两个最不利计算工况有限元（MIDAS）分析n工况有限元分析结论： 1. 此工况作用下挂篮梁单元应力图、桁架单元应力图、全挂篮变形图可看出梁单元中最大应力仅为77.8Mpa，桁架单元最大应力90.5MPa，均小于Q235钢的强度设计值。全挂篮位移最大值为28.8mm。 2. 外侧模滑梁最大应力为5

26、9.8Mpa，小于Q235钢的强度设计值。外侧模滑梁前端竖向位移11.8mm，最大竖向位移21.3mm。跨中相对支点处的挠度为f=15.4mm，挠跨比f/L=1/649.4，刚度条件满足要求。 3. 内模滑梁最大应力为72.2Mpa，小于Q235钢的强度设计值。外侧模滑梁前端竖向位移11.6mm，最大竖向位移28.8mm。跨中相对支点处的挠度为f=23.0mm，挠跨比f/L=1/434.8，刚度条件满足要求。挂篮对拉加载试验对拉加载试验方法：选择一块平地，将一套挂篮的两片主梁桁架水平放置，并利用水准仪抄平，然后将后端用精轧螺纹钢锁定，在中部用垫板将两片主桁分开，前端用千斤顶对拉加载，最终加载值

27、为使用荷载的120%，按照50%、30%、20%、10%逐级进行加载实验测出的结果，绘制力与位移的关系曲线，求出挂篮弹性和非弹性变形。挂篮设计与计算：研究结论n1）经计算和分析，工况作用下除三角架主纵梁外其余构件均满足强度要求。应对三角架主纵梁进行加强，采用52020mm钢板对上下进行加强，加强区间为从前上横梁内侧起的3m段。工况作用下所有构件均满足强度要求。n2）通过对拉加载实验，实测各级荷载作用下的三角形主桁架的前端位移，了解挂篮主承重结构的工作性能，并消除主承重结构的非弹性变形。对拉加载实验结果表明，加载到120%时，三角桁架仍处于弹性工作阶段，挂篮的实际工作状态比理论计算状态更好，挂篮

28、具有良好的强度与刚度，能够满足该工程对称悬臂施工要求。实验结果与理论计算值吻合良好也说明本桥的计算假定是合理的，理论计算结果是准确的。通过两次对拉加载实验，已消除了挂篮大部分的非弹性变形，挂篮的非弹性变形与弹性变形相比是比较小的，对悬臂浇筑施工影响不大。施工方案与施工监控研究 ：研究内容n施工方案 n施工阶段分析 n线形监测与控制 n应力监测与控制 施工方案：0#块施工方案毎制 图设 计复 核审 核审 定图 号比 例日 期第 页 共 页 中铁七局石武客专郑州东站联络线工程项目部西南下行联络线悬臂施工0#段支架设计图施工方案：0#块施工方案制 图设 计复 核审 核审 定图 号比 例日 期第 页

29、共 页 中铁七局石武客专郑州东站联络线工程项目部西南下行联络线悬臂施工0#段支架设计图施工方案：0#块施工方案制 图设 计复 核审 核审 定图 号比 例日 期第 页 共 页 中铁七局石武客专郑州东站联络线工程项目部西南下行联络线0#段梯形架设计图施工方案：1#15#块施工方案施工方案：边跨现浇段施工方案碗口式支架斜支撑横向方木纵向方木边跨合拢段模板边跨现浇支架示意图处理后的水平地面基础施工方案：合拢及体系转换第2步：边跨合拢 形成2单悬臂梁连续梁体系转换过程第1步：形成双悬臂静定体系第3步：中跨合拢 形成3跨简支梁第4步：体系转换 形成连续梁体系说明：1、利用一个挂篮进行中跨合拢段施工，张拉预

30、应力束，同时在中跨合拢段的另一端进行平衡压重，压重量与一个挂篮的重量相同。合拢在一天中最低气温时进行，然后拆除膺架和临时支座。2、边跨合拢段在陆地上搭设的支架上现浇，现浇前张拉预应力束后临时锁定装置拆除。3、拆除挂篮和移走平衡压重，单悬臂静定体系转变为设计和连续梁（连续刚构）体系。施工阶段分析 （二维BSAS分析）n1）桥梁施工控制中的结构分析方法包括前进分析法、倒退分析法以及无应力状态法。对于分节段悬臂浇筑施工的预应力混凝土连续梁桥、连续刚构桥，施工控制结构计算的方法通常采用前进分析法和倒退分析法 。本桥采用前进分析法。前进分析为成桥结构的受力提供较为精确的结果，也是结构强度、刚度验算的依据

31、，而且为施工阶段理想状态的确定、完成桥梁结构施工控制奠定基础。n2）根据设计图纸所提供设计最大不平衡荷载为20t，分析时以集中了的形式施加于最大悬臂端外侧。n3）根据该桥主桥施工设计图，FSM段为支架法区段。根据悬臂法施工中对施工顺序的叙述，并结合施工设计图C5-3-6-22主桥施工步骤图，本桥施工划分为56个施工阶段。每一个桥梁节段划分为一个单元。主梁单元号由左至右为1-84，节点号由左至右为1-85.共84个梁单元， 85个节点。施工阶段分析 （二维BSAS分析） 全桥正装施工阶段二维分析模型 运用西南交通大学李乔的开发的BSAS平面结构分析软件施工阶段分析：最大悬臂内力全桥最大悬臂状态结

32、构弯矩图（单位：kN-m）及结构剪力图（单位：kN） 施工阶段分析：最大悬臂应力全桥最大悬臂状态结构上缘及下缘正应力图（单位：MPa）施工阶段分析：成桥后内力 成桥状态结构弯矩图（单位：kN-m） 及结构剪力图（单位：kN）施工阶段分析：成桥后上下缘应力成桥状态结构上缘及下缘应力图（单位：MPa） 施工阶段分析：成桥后竖向位移成桥状态结构竖向位移图（单位：mm）线形监测与控制：原理与方法自适应控制原理自适应控制方法线形监测与控制：高程测试截面与测点布置及注意事项 n1）挠度观测资料是控制成桥线形最主要的依据，线形监测断面设在每一阶段的端部，按照后续图设置梁顶标高测点，梁底标高直接测量该段模板前

33、端。n2）布置0#块件的高程测点是为了控制顶板的设计标高，同时也作为以后各悬浇阶段高程观测基准点。每个0#块的顶板各布置7个高程观测点。n3）悬浇阶段每个监测断面上布置两个对称的高程观测点，不仅可以测量箱梁的挠度，同时可以观测箱梁是否发生扭转变形，标高测点用12圆钢筋，顶部磨平，露出顶板23cm，并用红油漆作为标记。n4）测点布置原则：尽量靠近腹板；测点离梁段端部l0cm；不妨碍施工及挂篮的行走、固定等；易于保护；尽量使测量工作减少，如立一次仪器即可以测试全部测点的高程，最好设置在挂篮内侧，这样也可以减少转仪器引起的误差。为了减少温度影响，夏季测量在太阳出来之前完成。线形监测与控制：高程测试截

34、面与测点 线形监测截面 标高测点布置图 线形监测与控制：52#主墩最大悬臂理论变形与实测变形线形监测与控制：53#主墩最大悬臂理论变形与实测变形线形监测与控制：线形控制总结 n1）限于篇幅，仅列出部分梁段的施工结果，52#墩及53#墩15#块混凝土浇筑后的主梁线形理论值与实测值的对比图 。n2）臂阶段混凝土浇筑时的梁体向下的位移曲线与理论曲线基本吻合，误差控制在允许范围内。说明本桥监控计算采用的计算参数反映了本桥的实际情况。部分梁段离散性稍大，监控中实时调整了悬臂阶段的预拱度设置，适当增大了中跨梁体的预拱度。应力监测与控制：应力测试点布设及注意事项n1）应变测试截面应布置在理论计算应力较大的截

35、面，并应避开截面突变处。本工程的应力测试截面选择在边跨1/2截面、0#块前端截面、中跨1/4截面、中跨中截面，共9个测试截面。应变测试截面布置如下图。n2）每个应变测试截面设置4个应变测点，应变测点同时能对主梁的温度场进行测量。2#、3#、 5# 、 7#、8#测试截面的应变测点的布置见下图所示，其余测试测点布置与此相似。n3）为减少局部温差的影响，应力的观测安排在早晨太阳出来之前进行，每个施工阶段的变形测试时间根据施工阶段的进度来定。 n4）利用应变计测量混凝土应力时，必须进行复杂的计算。因为应变测量结果中包括很多非应力应变因素引起的应变，计算时必须加以扣除，否则应变的测量结果无法反映结构的

36、真实应力状态，有时候甚至是完全背离的。应力监测与控制：应力测试截面应力监测与控制：应力测点布置 a)2#、3#、7#、8#测试截面 b) 5#测试截面应力测点布置应力监测与控制：应力监测结果1#截面应力理论位移与实测位移 应力监测与控制：应力实测结论n1）实测结果表明，混凝土的收缩、徐变对测试结果有较大影响，讨论了从应力测试数据中扣除收缩、徐变影响的方法，并对实测数据进行了分析。本桥经验表明，由混凝土的收缩、徐变引起的结构非应力部分应变可占到全部应变的30%40%；n2）各测试断面混凝土实际应力（实测数据扣除混凝土收缩徐变等的影响后）与理论数据的对比结果表明，各断面应力测点的应力增长趋势与理论趋势相同，最大悬臂