1.工程概況
本橋為某高速公路某橋互通跨線橋的主橋，橋跨為(45+80+45)預應力砼連續梁橋。橋面半幅寬為16.75m，主梁采用單箱單室變截面連續箱梁結構，箱粱頂板寬16.75m，底板寬8.75m，兩側懸臂各4.0m，粱高4.6～2.0m，底板厚70～30cm，腹板厚90～50cm。梁體采用縱向、豎向及橫向三向預應力體系，采用掛籃懸臂澆築施工，邊孔不平衡梁段在支架上現澆施工，其間經過逐段立模澆築砼節段、分批張拉預應力鋼束、轉換結構受力體系及逐跨合攏，最終形成橋跨連續結構。
連續梁橋是多次超靜定體系，施工過程中各種復雜的因素都可能引起結構的幾何形狀及內力狀況的改變。由於施工過程的復雜性，很難事先精確估計結構的實際狀態。為保證合攏時兩懸臂端豎向撓度的偏差不超過容許範圍以及合攏後橋梁線形滿足設計線形要求，在施工過程中需對梁體線形及應力進行監控。
2.施工控制的基本理論
2.1 自適應控制理論。
影響預應力砼橋梁施工過程中結構線形及內力的因素主要有砼的彈性模量，澆築砼超方量，砼收縮、徐變，橋梁施工臨時荷載，掛籃的變形特性，預應力束張拉誤差等。當上述因素與設計不符，而又不能及時識別引起控制目標偏離的真正原因時，必然導致在以後階段的懸臂施工中采用錯誤的糾偏措施，引起誤差積累。要得到較準確的控制調整量，必須根據施工中實測到的結構反應修正計算模型中的這些參數值。當結構測量到的受力狀態與模型計算結果不相符時，把誤差輸入到參數識別算法中去調節計算模型的參數，使模型的輸出結果與實際測量到的結果相壹致。得到修正的計算模型參數後，重新計算各施工階段的理想狀態，這樣，經過幾個工況的反復辨識，計算模型基本上與實際結構壹致，在此基礎上可以對施工狀態進行更好的控制。
對於采用懸臂拼裝或懸臂澆築的橋梁，主梁在墩頂處的相對線剛度較大，變形g~el,，因此，在控制初期，參數不準確帶來的誤差對全橋線形的影響較小，這對於自適應控制思路的應用是非常有利的。經過幾個節段的施工後，計算參數已得到修正，為跨中變形較大的節段的施工控制創造了良好的條件。
2.2 立模標高的確定。掛籃定位標高的控制點選擇在待施工箱梁節段底板前端處的底模上，由下式計算得到：H=Ho+H+fg+fn
式中：H——掛籃的定位標高；Ho ——梁底設計標高；H— —圈I退分析計算得到的預拱度；fg——堆籃的彈性變形；fn——待施工梁段的控制線形與設計標高的差值。
3.施工控制的實施
施工控制是壹個預告——施工——量測——識別——修正——預告的循環過程。下面主要討論技術流程中的壹些重要環節。
3.1 前期結構分析汁算。
在設計圖紙的基礎上，采用各參數的理論值(按規範規定或經驗取值)，通過有限元分析程序，用倒退分析的方法得出塊件施工時相對於設計標高的預拋高，並得出各節段的施工階段應力。
3.2 測量。為了獲得橋梁施工中的實際狀態，須對主梁進行標高測量：縱橋向每施工節段設壹測量截面，每測量截面布置兩個測點測壹節段施工的掛籃定位、澆築砼、張拉預應力等施工環節均進行標高測量。另外須進行墩頂水平位移測量：墩頂設兩個測點，每壹施工節段澆築砼前後均進行墩頂位移測量，以監測主墩的水平位移情況。
結構變形的測量方法如下：為正確反映橋梁施工的變位，把梁底標高作為施工控制的目標。每節段變位監測點從梁底測點經腹板引到橋面。掛籃定位標高按粱底待澆節段的最前沿橫截面上的測點定位，澆完砼後，通過測量梁頂預埋的鋼筋頭的標高與此時對應的梁底標高，建立梁底與梁頂測點的標高關系，這樣已澆梁段的梁底標高可通過梁頂標高的測量值反饋出來。
為消除日照溫差對梁體變位的影響，可采用以下的方法Ia．以上各項測量工作須安排在清晨日出前進行，可不計日照溫差的影響。b．當測量工作不能全部安排在清晨進行時，須對測量數據進行日照溫差修正。從積累的施工控制經驗看，由於日照溫度場不易在有限元計算中模擬，所以實踐中以采用根據實測數據進行實時修正的方法為主；選擇有代表性的節段在典型天氣時對箱梁進行24h跟蹤測量，得出箱梁變位與測量時間的關系，並在測量數據中予以修正。
3.3 修改設計參數。在獲得測量數據後，對比其與理論計算值的差別，采用分離變量法可識別出各參數的真實值。在本橋的施工控制中，取定主粱砼箱梁抗彎剛度、節段重量與預應力束張拉力為待識別的參數。具體識別方法為：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的差別，可識別出第r蔔l號節段的彈性模量的真實值；同樣，由澆築砼時的變位值可識別出第n號節段的重量；由預應力束張拉時的變位值可識別出第n號節段對應的預應力束張拉力。在識別出各參數後，須及時將它們反映在有限元計算中，以獲得修正的下壹節段的掛籃定位預拋高。
3.4 掛籃變形值的確定。．掛籃體系的變形壹般是由掛籃體系在砼重量作用下的彈性變形及掛籃系統各連接桿件因松動而引起的非彈性變形組成的。掛籃結構內部的非彈性變形可在掛籃組裝完畢後通過掛籃預壓試驗消除其影響。對於掛籃體系的彈性變形，壹般可以通過空間有限元桿系程序近似地計算懸臂澆築各節段作用下的掛籃變形，然後可以繪制掛籃彈性變形與節段重量的關系曲線。另外，從掛籃預壓資料中可以了解到掛籃體系的彈性變形和非彈性變形，這對於懸臂澆築過程中掛籃變形的確定有壹定的參考意義。
3.5 控制線形的修繕。在施工過程中，由於結構實際情況與理論計算的差異以及掛籃定位標高放樣的偏差，必將導致已建部分在成橋時呈現的線形曲線出現不能消除的誤差。如果不顧及這種誤差繼續以後節段的施工，可以造成全橋的線形反折突然，波動較大。鑒於這種情況，須對未施工節段的控制線形作出修改。在最優成橋線形控制計算中，為了減少突然大幅度的線形曲線波動，改善成橋線形曲線的光滑、平順性，以橋面豎曲線作為基準線，在已建結構懸臂端連以直線作為未建結構部分的設計線形曲線修繕。
該設計線形曲線，實際上是不能直接作為未建結構施工放樣曲線的，尚應考慮其與已建結構部分光滑連接的要求。因此，以原橋面豎曲線作為基線，在合攏段以左的未建結構段，連以下圖的實施線形曲線（合攏段以右的未建結構段，也采用相似的方法）。
實施線形曲線
4.施工控制的主要成果
4.1 整體線形。采用上述理論對該橋互通跨線橋主橋實施施工控制後，全橋線形變化平順。全橋合攏後各控制點的實測標高與設計標高相比，其最大偏差為12mm。
4.2 合攏精度。連續梁橋兩邊跨合攏偏差為8mm、6mm，中跨合攏偏差為5ram。合攏精度不僅較好地達到了設計要求，同時也達到了國內同類橋梁合攏精度的先進水平。
5.結論
本橋施工過程中的主要變形為掛籃變形、結構溫度變形和荷載引起的結構彈性變形。這些變形及其誤差都可通過以上所述方法識別計算；線形控制結果表明，全橋線形變化平順，實際線形與理論線形的基本壹致，所有節點高差及合攏誤差均滿足施工控制目標要求；為保證主梁線形的平順，在實際線形偏離控制目標時，可采用以上方法分析偏差產生的原因，並對未施工節段的控制線形作出適當的調整。
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