陕西特大桥工程超高墩大跨预应力连续刚构悬灌线型控制技术

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，必须进行探索、研究。1.2工程概况XX河特大桥是西部大通道XX线XX境XX至XX段高速公路上的一座特大型桥梁，桥梁全长1468m。主桥为90m+3×160m+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6×3.0+6×3.5+4×4.0+4×4.5m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。图3-1XX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：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⑴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。⑵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，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。⑶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段（截至22005年8月8日止）左幅右幅71198106913810138⑷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=150×sin(X×π/40)边跨分布方程为：Hy=150×sin(X1×π/0.618×45)Hy=150×sin(X2×π/0.372×45)上述方程中，其中Hy为预留的徐变沉降量,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，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γ=25kN/m3预应力钢材标准强度Ryb=1860MPa钢束弹性模量Ey=1.9×105MPa锚下张拉控制应力σk=0.75×Ryb=1395MPa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2.3.10#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，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（Φ12，顶部打磨光滑，比本梁段测处施工立模标高高出5mm~8mm）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2.6~2.9，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3-2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（MPPa）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3.5×104MPa。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19Φj15.24钢绞线；边孔及中孔底板采用16Φj15.24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μ和孔道偏差影响系数k值，经过测试：μ=0.2；k=0.002。计算模型中的取值为：μ=0.19，k=0.001。而随着梁段的伸长，预应力管道越来越长，μ和k均增加。μ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#墩的挂篮静载试压为例，其测试结果如表3-3所示。表3-3不同同工况下挂挂篮弹性与与非弹性变变形值一览览表项目工况工况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（mmm）99888810988项目工况工况3.5m长节段段4.5m长节段段7#段8#段9#段10#段11#段12#段17#段18#段19#段20#段弹性变形（mmm）109998810999非弹性变形(mmm)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△ｔ时，必须进行墩高ｈ的温度修正，即有△ｈ＝△ｔ×ｈ×α，其中α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。⑴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，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⑵测试仪器温度观测采用铜和铜镍合金热电偶测量混凝土体内温度，其主要性能指标如下：量程：（-855～+85）OC精度：±0.11OC温度测试仪器采采用电位差差计UJA，其主要要性能指标标如下：分辨率：0.001μV⑶多日连续观测的的实测数据据及分析由于影响太阳辐辐射对混凝凝土箱形结结构物温度度场的因素素众多，因因而其表面面和内部温温度荷载是是一个随机机变化的复复杂函数，加加之工程结结构的温度度分布在几几何上又是是多维的，所所以分析求求解这种温温度荷载非非常复杂，若若要求得一一个严格的的函数解是是不可能的的。对于这这种复杂的的温度分布布，不可能能去分析计计算每一瞬瞬间的温度度分布，实实际上也不不需要这样样做。从工工程角度来来讲，只需需从各种复复杂的温度度分布中选选取某几种种特定的温温度分布即即：对混凝凝土结构的的温差应力力产生最不不利影响的的几种温度度分布。尽尽管不一定定能找到这这种分布，但但至少能够够求得接近近最不利的的温度分布布，并依此此确定设计计和施工所所需要的控控制温度分分布状态。从从而在确定定温差值T0和它相应应的温差分分布曲线之之后，即可可求得相应应温度荷载载。图3-59#墩主梁内外空气温度观测时变图(8月30日)tT3020℃℃℃1014:0011:008:004:0000:0021:0021:0017:00梁外气温梁内气温梁内气温梁外气温tT3020℃℃℃102:0023:0020:0014:0011:008:008:005:0017:00图3-69#墩主梁内外空气温度观测时变图(9月2日)为了求得一比较较符合工程程实际、图3-59#墩主梁内外空气温度观测时变图(8月30日)tT3020℃℃℃1014:0011:008:004:0000:0021:0021:0017:00梁外气温梁内气温梁内气温梁外气温tT3020℃℃℃102:0023:0020:0014:0011:008:008:005:0017:00图3-69#墩主梁内外空气温度观测时变图(9月2日)由图3-5～3-66和图3-7～3-9可知，对对于连续晴晴好天气，主主梁箱室内内外大气温温度在21:000至8:00基本一致致，相差很很小。早上上8:00后，在太太阳辐射的的作用下，大大气温度急急剧上升，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。由于观测截面处处于主梁上上，观测时时间受很多多客观因素素影响，所所以观测次次数较少，选选择在无雨雨的混凝土土养护阶段段进行。为求得接近最不不利的温度度分布，我我们在8月到10月里每月月选择了一一个晴天进进行观测，并并对所获得得的观测数数据进行分分析。并以以8月31日、9月15日及10月21日的实测数数据为代表表进行了数数据分析。通过比较分析发发现，主梁梁各壁板以以内侧翼缘缘板3测点，外外侧腹板5测点，底底板6测点规律律比较明显显。现将各各连续晴好好天气的主主梁内外气气温及3、5、6测点内外外壁的实测测资料列入入表3-4～表3-6。表3-48月31日（晴）温温度观测数数据表(℃)时间测点21:300:008:0010:3012：3014:3017:0021:30324.816.223.332.541.347.536.526.33’20.81617.724.528.931.626.325.5519.51521.933.929.829.228.5235’17.11416.91823.427.426.420.5620.517.216.522.326.633.428.522.96’19.518.517.51922.523.425.521.2内16.616.215.41717.417.61816外2017132126302617表3-59月15日（晴）温温度观测数数据表(℃)时间测点21:000:008:0010:3012：3014:3017:0021:00316.013.517.823.925.335.724.017.03’14.813.313.01314.615.216.513.2517.614.018.029.525.723.221.018.75’14.314.011.51214.215.214.513.961714.617.822.723.518.217.8176’1413.913.414.314.715.214.213内14.012.410.213.013.41414.213.5外15.413.610.626.528.430.823.216.8表3-610月21日（晴）温温度观测数数据表(℃)时间测点21:000:008:0010:3012：3014:3017:0021:00316.215.31518.72536.523.6183’14.1141414.615.216.316.514515.315.012.032.025.624.42215.35’14.014.012.013.014.615.615.714.4616.015.612.14.215.016.217.115.26’13.813.11012.512.714.314.214.6内13.211.68.513.413.814.114.213外1312915.219.024.722.713根据上表资料将将数据绘制制成折线图图如图3-7～3-18所示。由图3-12、3--15和3-18与图3-7～3-9对比可知知，底板底底面与箱外外大气温度度、底板顶顶面与箱内内大气温度度变化趋势势基本一致致，这是由由于底板受受不到日照照辐射的影影响，其温温度变化仅仅仅由于箱箱体内外气气温的影响响，只有东东边的底板板边缘受到到腹板温度度差的影响响，而测点点处于底板板中线，所所以观察不不到温度变变化。根据图3-100、3-13、3-16的测点3、3’的温度变变化可知，位位于右幅外外侧翼缘板板外侧的测测点3，由于处处于顶板上上缘，受到到日照时间间很长，直直到早上8:00日出起，温温度逐渐升升高，侧晒晒逐渐变为为正晒，温温度升高幅幅度逐渐变变大，直到到下午14:330左右达到到最高温度度和最大温温差；测点点3’位于箱内内壁且壁厚厚较大达到到70cmm，不受日日照，所以以温度变化化较为平缓缓，17:000左右达到到最高温度度。而图3-11、3-14、3-17的测点5处于外侧侧腹板，方方位正东，日日出后受正正晒较大，温温度迅速升升高，于10:330左右达到到最高值并并产生最大大温差，其其后由于太太阳已高和和外侧翼缘缘板的遮蔽蔽，只受太太阳辐射的的漫射和气气温的影响响温度逐渐渐降低；测测点5’位于箱内内壁，温度度变化趋势势与3’类似，只只是受外壁壁温度影响响值稍微偏偏大。⑷回归求解温差分分布函数为初步确定混凝凝土连续刚刚构主梁的的温度分布布形式，对对9号墩6号梁段进进行了沿壁壁厚方向6个关键点点的温度观观测，观测测数据整理理后如下表表（表3-7～表3-8），其中中基准温度度取箱梁内内侧壁板表表面温度。表3-7内侧翼缘缘板温度观观测数据表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018.420.521.30.1011.512.213.20.206.57.67.80.353.43.53.60.5251.31.51.40.70000表3-8外侧腹板板温度观测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015.917.5190.107.48.8100.204.14.24.50.301.82.22.60.450.70.750.850.60000由刘兴法的《混混凝土结构构的温度应应力分析》可可知，梁身身壁板沿厚厚度方向温温度分布为为指数分布布形式，故故可按照指指数曲线来来初步拟合合主梁在梁梁高方向和和梁厚方向向上的温度度分布形式式。令：式中：为计算算点位置处处的温差值值，单位：：度；为向阳面箱壁板板温差，单单位：度；；为计算点至箱外外壁板表面面的距离，单单位：m；为指指数系数。从表达式上可以以看出，最最大温差值值和系数就决决定了整个个箱室断面面的温度差差异分布形形式，再跟跟据表3-7（梁高方向向温度观测测数据）和和表3-8（壁板厚度度方向温度度观测数据据）就可通通过对实测测数据进行行回归分析析得到。为将（3-1）式式转化成常常规方程，对对（3-1）式两边边同时取对对数得：令：，，则：根据最小二乘法法，设法使使计算值与与实际值误误差的平方方和为最小小。即可求求得温差值值和系数。假假设观测数数据共有m组，并令令，则拟合合误差的平平方和为：：由对多元函数求求极值的法法则，分别别对，求偏导即即：代入参数求解得得：将表3-7、表3--8中的温差差取自然对对数并列表表如下（表表3-9～表3-10）表3--9对内侧翼翼缘板壁厚厚温差取后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02.91235513.02042253.05870070.102.44234472.50143362.58021170.201.87180022.02814482.05412240.351.22377751.25276631.28093340.5250.26236640.40546650.33647720.7－－－表3-10对对外侧腹板板壁厚温差差取后数据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02.76631192.86220012.94443390.102.0014882.17475522.30258850.201.41098871.43508851.50407770.350.58778870.78845570.95550.525-0.36677-0.287660.33647720.7－－－代入实测数据进进行求解，并并将三个观观测日的计计算结果列列入下表（表3-11～表3-12）。表3-111内侧翼缘缘板温差分分布式的拟拟合结果表表观测日期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3-122外侧腹板板温差分布布式的拟合合结果表观测日期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拟合表达式对于温度差，可可根据观测测的实际取取最大温差差；而对于于参数统一一取5.2和6.8，故拟合合表达式可可以用下式式表示：对于梁高方向温温度场表达达式为：对于梁宽方向温温度场表达达式为：根据8月和9月份的实测数据据，绘制曲曲线图如下下。8月318月31日温差观测对照图18.4℃温差Toyy(高度）o18.4e实测曲线e17.5℃o温差Toyy(厚度）17.5e9月15日温差观测对照图实测曲线17.5e18.4图3-19温温差观测对对照图从温差观测对照照图可以看看出，根据据实测数据据回归拟合合的曲线都都与实测数数据曲线接接近，说明明该温度场场的表达方方式与实际际耦合较好好,可以采用用该表达式式进行温度度效应的主主桥箱梁挠挠度分析。⑸实桥箱梁挠度计计算计算采用桥梁分分析计算软软件Midaas进行。为为便于计算算，在模型型计算中暂暂时不考虑虑温度变化化对桥墩的的影响。根根据现场观观测资料可可知，主梁梁温度变化化沿桥向基基本一致，除除了少数因因为挂篮或或其他施工工机具遮挡挡而导致局局部的温度度差异性，但但由于其温温度相差不不大，且相相对面积也也比较小，故故而可略去去沿桥纵向向的温度变变化。模型的状态为最最大悬臂状状态，这样样得出的挠挠度变化对对“T”构合拢的的挠度控制制就有很高高的参考价价值。模型分为46个个单元，桥桥面系单元元44个，桥墩墩单元为2个。模型型为单T形结构，边边界条件为为墩底固结结，悬臂端端无约束。模模型节点如如图3-20所示，实实体如图3-21所示。图3-20模型型节点图图3-211模型实体体图由于梁高方向和和腹板厚度度方向的最最高温差出出现的时间间分别在14:330和10:330，故而两两者不能进进行组合，而而腹板方向向温差荷载载由于外侧侧翼缘板的的关系不易易布置，而而且腹板厚厚度方向的的温差不如如梁高来得得大，因此此现在仅对对梁高方向向施加温度度荷载，求求得其温差差产生位移移。由于温度荷载在在模型中是是按等宽的的温度面加加载的，故故而要选择择适当的温温度变化点点高度。由由于梁的顶顶板宽度是是有变化的的，翼缘板板最小厚度度为18ccm，顶板板厚度为228cm，再再参考测点点埋置位置置，确定温温度变化点点，并按上上述温度变变化曲线反反算其温差差。现确定定施加3层温度荷荷载，其变变化点分别别在翼缘板板最薄处，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温度变化化点位置及及其计算温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018.420.521.30.1011.112.512.60.187.58.48.40.284.55.14.9⑹挠挠度计算结结果将3种工况分别进行行加载后得得出以下位位移表，节节点1-22为半个悬悬臂。结果果详见表3-14～3-16所示。表3-148月30号14:330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+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+000Dz-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+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+000Dz-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--04-3.26E--04-2.70E--04-2.16E--04Dy0.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+000Dz-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+0000.00E+0000.00E+0000.00E+000Dz-3.50E--04-1.71E--04-5.10E--050.00E+000表3-159月15号14:330位移表单位（m）节点号123456Dx-2.19E--03-2.02E--03-1.85E--03-1.67E--03-1.51E--03-1.36E--03Dy0.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+000Dz-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+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+000Dz-1.29E--02-1.06E--02-8.55E--03-7.01E--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+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+000Dz-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+0000.00E+0000.00E+0000.00E+000Dz-3.84E--04-1.88E--04-5.60E--050.00E+000表3-16100月21号14:330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+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+000Dz-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+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+000Dz-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+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+000Dz-3.62E--03-2.74E--03-2.00E--03-1.47E--03-1.03E--03-6.75E--04节点号19202122Dx-1.87E--04-1.31E--04-7.60E--05-5.10E--05Dy0.00E+0000.00E+0000.00E+0000.00E+000Dz-3.99E--04-1.95E--04-5.80E--050.00E+000上述位移表中的的Dx、Dy、Dz分别为沿沿纵桥向、横横桥向及桥桥梁竖向三三个方向。从从位移表可可以看出当当顶板上缘缘向下呈降降温趋势时时，悬臂端端将会下挠挠，而且随随着温差由由18.4℃、20.5℃、21.3℃逐渐变大大，最大挠挠度也由33.35ccm、3.700cm、3.822cm逐渐渐变大；而而且在最大大悬臂状态态时，1-6#块段的挠挠度变形值值较小，几几乎可以不不予考虑；；悬臂长度度加长时，其其挠度变形形值随之加加大，符合合变形规律律。通过上上述计算，我我们还发现现，日照温温差对于箱箱梁的横桥桥向的变形形影响很小小，几乎可可以不做考考虑，这就就使得主桥桥悬灌轴线线控制时不不考虑温度度效应对于于箱梁部分分的影响。⑺实际施工监控过过程中的立立模标高及及挠度观测测值得温度度修正根据上述的挠度度变形分析析可知，日日照温差效效应对于未未合拢的“T”构而言，由由于悬臂端端为自由端端，其挠度度变形较大大，施工监监控过程中中需要对不不同墩的相相同块段的的立模标高高分别作出出相应的温温度修正。温温度修正可可以采用桥桥梁分析计计算软件Midaas，按照上上述方式采采用挠度测测定时刻或或立模标高高时刻的即即时温差进进行计算，然然后按此挠挠度进行温温度修正。由表3-3～表3--5及图3-7～图3-18可知，在在晚9:00后至第二二日早8:00前温差变变化较小，此此时是进行行挠度观测测和立模标标高测定的的最佳时间间段，故一一般建议最最好在8:00左右温度度场比较均均匀的时间间进行立模模标高测定定或进行挠挠度的观测测，此时只只需对当时时的温度与与合拢时的的温度之差差对墩顶位位移的影响响进行修正正即可。2.5.3墩身身温度效应应对墩顶产产生的横向向和竖向位位移进行主主梁的挠度度修正由于主墩为薄壁壁空心高墩墩，在“T”构施工过过程中，主主墩的变形形不受约束束，在日照照温差的作作用下，空空心墩内外外壁板的温温差过大，主主墩会产生生弯曲，墩墩顶将产生生位移，此此时，“T”构也将由由于主墩墩墩顶的横向向位移而产产生较大的的变形。主主梁轴线与与方位角的的夹角为115℃，早晚太太阳光与桥桥主墩的轴轴线基本垂垂直，根据据对主墩墩墩顶温度效效应的研究究和现场的的实际观测测，在该项项目中，墩墩身温度效效应对主梁梁的竖向挠挠度的影响响很小，而而对于轴线线控制影响响较大，尤尤其对于轴轴线的横桥桥向方向（即Y坐标）产生的影响较大。鉴于上述因素的的考虑，必必须对实际际施工控制制中的挠度度观测和立立模标高的的实施中进进行温度效效应的修正正，一方面面以期取得得挠度观测测的准确数数据，为下下一节段的的标高调整整提供准确确可靠基础础数据，以以利于进行行参数识别别并进行修修正；另一一方面，在在实施立模模标高时，有有助于排除除温度效应应的干扰，将将预报的挠挠度值准确确的予以实实施。2.6立模标高高实施及挠挠度变形数数据的采集集2.6.1观测测内容：⑴⑴挂篮模板板安装就位位后的挠度度观测；⑵⑵浇筑前预预拱度调整整测量；⑶⑶混凝土浇浇筑后的挠挠度观测；；⑷张拉前的的挠度观测测；⑸张拉后的的挠度观测测；⑹已完成各各阶段之荷荷载及温度度、徐变收收缩引起的的挠度计算算、观测；；⑺合拢段合合拢前的温温度修正；；⑻温度观测测；⑼应力观测测（通过在在控制截面面内预埋测测试仪器搜搜集数据）。⑽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3～4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：根据温度效应对对主梁的挠挠度影响分分析计算，温温度影响主主要是日照照温差影响响立模放样样和日常挠挠度数据测测量采集，因因此放样与与日常测量量宜安排在在早晨8:00以前，否否则必须按按照上述方方法进行温温度修正，并并且每天将将已浇完的的梁段控制制点进行复复测后进行行数据汇总总，观察变变化，分析析原因，并并及时调整整立模标高高。2.7参数识别别法在施工工过程中的的实际应用用XX河特大桥主主梁标高控控制采取以以最小二乘乘法为基础础进行参数数识别与修修正的误差差分析和状状态预测方方法。在确确保所得的的挠度观测测数据及立立模标高进进行温度修修正后，不不受温度效效应影响之之后，对所所采集的实实测数据与与计算数据据进行对比比分析，通通过对已成成结构实际际状态与仿仿真计算理理想状态之之间误差的的分析，采采用最小二二乘法对计计算模型中中的参数进进行调整，使使仿真计算算的结果与与实际结构构状态相一一致。经过过反复几次次的参数识识别调整之之后，修正正过的仿真真计算模型型的计算结结果与结构构的实际状状态逐渐相相吻合，施施工进入自自适应状态态，由此，可可以比较准准确地预测测结构的后后期标高，保保证结构线线型满足设设计和施工工的要求。根根据对实际际施工中混混凝土的容容重和弹性性模量、预预应力管道道的摩阻率μ和孔道偏偏差影响系系数k值进行测测定的结果果，结合敏敏感性参数数分析表明明主梁混凝凝土的容重重、弹性模模量和预应应力束张拉拉力对线型型控制影响响较大，将将该三项参参数作为待待识别的参参数。施工时建立控制制网络，具具体识别方方法是以最最小二乘法法为参数估估计准则，进进行施工控控制。具体体操作如下下：在施工工第N号节段时时，由挂篮篮移位的梁梁体变位实实测值与理理论计算值值得差别，可可识别出第第N-1号节段的的弹性模量量的真实值值；同样，由由浇筑混凝凝土时的变变位值可识识别出第N号节段的的重量即混混凝土的容容重真实值值；由预应应力张拉时时的变位可可识别出第第N号节段对对应的预应应力束的张张拉力。在在识别出各各参数后，及及时将它们们反映在GQJS的计算中中，以获得得修正后的的下一节段段的预抛高高值。至此此，形成施施工、量测测、识别、修修正、预测测、调整、施施工的循环环过程。2.8边跨现浇浇段施工方方案改变后后主梁线型型控制调整整由于原设计的变变跨现浇段段的施工难难度较大，为为确保施工工质量及施施工进度，节节约施工投投入，在主主梁左幅已已经浇筑至至10-113#段、右幅幅浇筑至6-9#段时，将将原设计的的方案变更更为：在边边跨采用挂挂篮不平衡衡悬臂浇筑筑21#段，启用用边跨顶板板纵向预应应力束，改改变合拢顺顺序的方案案来缩短边边跨现浇段段长度，将将原设计中中的边跨现现浇段的落落地支架方方案变更为为墩身预埋埋托架的施施工方案。这这一方案的的实施既解解决了边跨跨现浇段施施工难度，又又节约了大大量的施工工时间和施施工投入。通通过GQJS程序计算算发现，实实施方案变变更后各块块段计算的的挠度值与与变更前的的挠度值有有一定的差差距，而已已经浇筑块块段的线型型无法进行行调整，只只有通过对对后续施工工的块段进进行调整才才能实现整整体线型的的控制，满满足合拢精精度和线型型控制的要要求，这使使得挠度控控制的难度度大大增加加。GQJS程序计计算各块段段变更前后后的计算位位移值见表表3-17、3-18、3-19、3-20所示。表3-177#墩变更前前后计算位位移差值黄陵侧变更前变更后变更前变更后延安侧变更前变更后变更前变更后差值（mm）附注：表中梁段段长度及位位移值单位位为m；21#块段仅在7#墩XX侧变更更后的计算算中才有。表3-188#墩变更前前后计算位位移差值黄陵侧变更前变更后变更前变更后延安侧变更前变更后变更前变更后附注：表中梁段段长度及位位移值单位位为m。表3-1999#墩变更前前后计算位位移差值XX侧变更前变更后变更前变更后XX侧变更前变更后变更前变更后附注：表中梁段段长度及位位移值单位位为m。表3-20110#墩变更前前后计算位位移差值XX侧变更前变更后变更前变更后XX侧变更前变更后变更前变更后附注：表中梁段段长度及位位移值单位位为m；21#块段仅在10#墩XX侧变更更后的计算算中才有。表3-17～表33-20中的位移移均为垂直直位移，且且为预计在在成桥状态态时，当前前块件的垂垂直位移。通过表3-17～表3-20的对比可可以发现，变变更前后的的计算位移移值变化较较大。对于于已经实施施块段，由由于悬灌线线型的不可可逆性，已已经无法再再进行调整整，这种差差值只有在在后续实施施的块段中中进行逐步步调整。具具体做法是是：将已经经浇筑的各各块段的位位移差值全全部叠加后后反号平均均摊入尚未未浇筑的后后续块段的的预抛高值值内；后续续尚未浇筑筑块段的位位移差值直直接反号后后按各块段段号摊入变变更前各块块段的预抛抛高值内。其其它参照上上述2.77中所述方方法采用参参数识别法法利用最小小二乘法进进行参数修修正，使线线型控制进进入自适应应状态。由于左幅浇筑的的块段较多多，而且可可调整的剩剩余块段已已经不多，因因此，在线线型控制中中，必须严严格进行要要求，以确确保合拢精精度。在边跨“T”构构悬臂浇筑筑不平衡段段的施工中中，应严格格注意行走走挂篮、浇浇筑混凝土土时，在另另一端的平平衡配重，尤尤其在浇筑筑混凝土及及平衡配重重时，对两两个悬臂端端的挠度变变形进行监监控，防止止一端变形形过大结构构出现失稳稳的情形。尤尤其在7#墩实施时时，由于墩墩柱高度为为80m，不平衡衡的悬臂长长度为77.5m，此时结结构的稳定定性储备最最低，是整整个“T”构在悬臂臂施工阶段段的重点。2.9合拢精精度控制技技术⑴每个T构从合拢前4个个梁段起，对对全桥各梁梁段的标高高线形进行行联测，并并在这四个个梁段内逐逐步调整，以以控制合拢拢精度。⑵合拢前，对所有有合拢口两两侧悬臂端端的箱梁顶顶面高程及及轴线、底底板底面高高程进行联联测，并连连续观测气气温变化及及梁体相对对标高的变变化和轴线线偏移量，观观测合拢段段在温度影影响下的梁梁体长度变变化。连续续观测时间间不少于48，观测间间隔时间一一般为3h。并依据据相对高差差，结合设设计配重和和水平顶推推力，对合合拢口两侧侧的悬臂端端进行配重重顶推，保保证合拢口口悬臂端底底板底面相相对竖向挠挠度差在10mm以内；否否则，应通通过加大在在悬臂端的的配重来调调整该竖向向挠度差，确确保竖向挠挠度差控制制在10mm以内。⑶在各T构最后一节梁段段浇注张拉拉完成后，清清除T构上不必必要的施工工荷载，一一时无法清清除的可以以移至0#块上，使使各T构上的施施工荷载处处于相对平平衡状态。合合拢时卸载载也必须对对称同步对对称进行，避避免在合拢拢段端部造造成相对变变形，影响响合拢精度度。⑷锁定支承：采用用劲性骨架架支撑和张张拉临时束束锁定方案案，使合拢拢段两端形形成可以承承受一定弯弯矩和剪力力的刚结点点，防止由由于温度等等各种因素素影响在合合拢尚未完完成之前就就产生变形形。刚性支支撑锁定时时间根据观观测的结果果在梁体相相对变形最最小和温度度变化幅度度最小的时时间区间内内。为减少少锁定时间间，在锁定定之前，应应完成合拢拢临时束张张拉的准备备工作，待待刚性支撑撑焊完之后后，要求在在1h之内张拉拉完按设计计要求的全全部合拢临临时束。⑸合拢段混凝土浇浇注：锁定定劲性骨架架支撑后，应应立即浇注注混凝土。为为保证浇注注混凝土过过程中混凝凝土始终处处于稳定状状态，在浇浇注之前各各悬臂端应应加与混凝凝土重量相相等的配重重。加配重重时要按桥桥轴线对称称加载，卸卸载时按浇浇注量分级级卸载。2.10实际际线型控制制结果采用上述方法对对XX河特大大桥主桥的的悬灌线型型进行控制制，以右幅幅为例，其其合拢后的的标高控制制结果见后后页表3-21～表3-24所示。根根据表3-21～表3-24可得合拢拢段的合拢拢误差，见见表3-25所示，最最大合拢误误差为8mm。表3-25右右幅合拢段段合拢误差差部位设计高程（m）实测高程（m）合拢误差(mmm)7#墩XX侧20号段段960.9655960.978878#墩XX侧20号段段960.9266960.93118#墩XX侧20号段段958.4377958.434479#墩XX侧20号段段958.4144958.41779#墩XX侧20号段段957.1899957.1811810#墩XX侧侧20号段957.1822957.1822表3-2177#墩合拢后后箱梁顶板板顶面中线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XX21964.6200964.63000.01020964.5133964.51770.00419964.4155964.3999-0.01618964.3199964.3066-0.01317964.2200964.23550.01516964.1177964.1022-0.01515964.0200964.02770.00714963.9200963.92330.00413963.8177963.81770.00012963.7144963.7033-0.01011963.6211963.6100-0.01210963.5288963.52990.0019963.4344963.4011-0.0338963.3399963.3100-0.0297963.2444963.2088-0.0366963.1500963.1244-0.0265963.0699963.0377-0.0324962.9899962.9722-0.0173962.9100962.8688-0.0432962.8333962.8044-0.0281962.7566962.7277-0.029XX1962.3299962.3122-0.0172962.2622962.2455-0.0173962.1988962.1822-0.0164962.1344962.1299-0.0055962.0722962.0699-0.0036962.0111962.02000.0097961.9411961.96660.0258961.8722961.90660.0339961.8055961.83880.03310961.7388961.74440.00611961.6722961.6644-0.00912961.6077961.60770.00013961.5333961.53880.00514961.4599961.4499-0.01015961.3855961.40220.01716961.3100961.31770.00717961.2255961.22770.00218961.1400961.14660.00619961.0533961.06110.00820960.9655960.97880.013表3-2288#墩合拢后后箱梁顶板板顶面中线线标高墩号方向梁段号设计标高(m))实测标高差值8#墩XX20960.9266960.93110.00519960.8366960.84440.00818960.7455960.75880.01317960.6533960.65990.00616960.5599960.56660.00615960.4766960.4655-0.01114960.3922960.41110.01913960.3088960.32660.01812960.2255960.22880.00311960.1522960.15770.00510960.0799960.08880.0089960.0088960.01990.0118959.9377959.9344-0.0027959.8677959.8655-0.0026959.7999959.7888-0.0115959.7411959.7311-0.0104959.6855959.6700-0.0153959.6300959.5988-0.0322959.5766959.5522-0.0241959.5244959.5044-0.020XX1959.2411959.2144-0.0262959.1988959.1900-0.0083959.1588959.1388-0.0204959.1188959.0999-0.0195959.0800959.0788-0.0026959.0433959.0411-0.0027959.0011959.01330.0128958.9600958.97000.0109958.9211958.92440.00310958.8822958.89220.01011958.8444958.85990.01512958.8077958.8033-0.00413958.7655958.7633-0.00214958.7233958.7066-0.01715958.6811958.68000.00016958.6388958.64770.00917958.5899958.59880.00918958.5400958.5322-0.00819958.4899958.49990.01020958.4377958.4344-0.003表3-2399#墩合拢后后箱梁顶板板顶面中线线标高墩号方向梁段号设计标高(m))实测标高差值9#墩XX20958.4144958.41770.00419958.3600958.36880.00818958.3055958.30550.00017958.2499958.25770.00816958.1911958.1877-0.00415958.1400958.14990.00914958.0888958.0799-0.00913958.0366958.0200-0.01612957.9855957.98550.00011957.9400957.9300-0.01010957.8955957.8899-0.0069957.8522957.8499-0.0038957.8099957.7922-0.0177957.7677957.7499-0.0186957.7277957.7077-0.0205957.6933957.6688-0.0264957.6611957.6299-0.0323957.6300957.6022-0.0282957.6000957.5599-0.0411957.5722957.5577-0.015XX1957.4333957.3955-0.0382957.4144957.3833-0.0313957.3988957.3877-0.0114957.3822957.3755-0.0075957.3688957.3499-0.0196957.3555957.35660.0017957.3411957.34550.0048957.3288957.35110.0239957.3177957.32110.00410957.3066957.31550.00811957.2966957.2844-0.01212957.2888957.2800-0.00813957.2777957.2688-0.00914957.2677957.2555-0.01215957.2566957.26880.01216957.2466957.25550.00917957.2333957.23440.00118957.2200957.22660.00519957.2055957.2033-0.00320957.1899957.1811-0.008表3-2410#墩合拢后后箱梁顶板板顶面中线线标高墩号方向梁段号设计标高(m))实测标高差值10#墩XX20957.1822957.18220.00019957.1644957.16550.00018957.1455957.1411-0.00517957.1255957.12770.00216957.1033957.11550.01215957.0844957.0688-0.01614957.0655957.0611-0.00313957.0444957.0299-0.01512957.0255957.0100-0.01511957.0077957.02220.01510956.9911956.99990.0089956.9766956.98550.0098956.9611956.97110.0107956.9488956.94770.0006956.9355956.94660.0115956.9255956.9200-0.0054956.9177956.92110.0043956.9111956.9000-0.0112956.9044956.8933-0.0111956.9000956.8966-0.003XX1956.9055956.90770.0022956.9100956.9000-0.0103956.9188956.9066-0.0124956.9266956.92660.0005956.9355956.94220.0076956.9466956.95440.0087956.9599956.9566-0.0038956.9711956.97550.0049956.9866956.9755-0.01110956.9999957.00660.00711957.0144957.02330.00912957.0277957.0255-0.00213957.0400957.04110.00114957.0544957.0455-0.00915957.0666957.0633-0.00316957.0766957.07660.0001795