多跨連續(xù)剛構(gòu)橋邊中跨同時(shí)合龍關(guān)鍵技術(shù)

解亞?wèn)|，王少輝，呂志強(qiáng)，文八斤，彭濤

(1.中交一公局第一工程有限公司，北京市 102205；2.長(zhǎng)沙理工大學(xué) 土木工程學(xué)院)

連續(xù)剛構(gòu)橋合龍是其由施工階段的靜定結(jié)構(gòu)向成橋階段的超靜定結(jié)構(gòu)進(jìn)行轉(zhuǎn)換的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，直接影響其成橋狀態(tài)的內(nèi)力和線(xiàn)形。傳統(tǒng)的多跨連續(xù)剛構(gòu)橋合龍施工一般按照“先邊后中”的逐跨合龍順序進(jìn)行，該方法需要進(jìn)行多次合龍施工才能完成體系轉(zhuǎn)換，而采用邊中跨同時(shí)合龍工藝，只需一次合龍就可完成體系轉(zhuǎn)換，可大大縮短合龍工期，減少施工成本。合龍方式的變化不但影響結(jié)構(gòu)成橋狀態(tài)的內(nèi)力和線(xiàn)形，而且影響結(jié)構(gòu)合龍施工期的安全性。采用邊中跨同時(shí)合龍時(shí)，結(jié)構(gòu)一次性轉(zhuǎn)換到多次超靜定的最大連續(xù)長(zhǎng)度狀態(tài)、溫度變化和混凝土收縮徐變等因素對(duì)合龍段混凝土的影響比傳統(tǒng)的多次合龍方法大大增加，合龍段混凝土養(yǎng)護(hù)待強(qiáng)過(guò)程中極易開(kāi)裂，需要有效的控制方法和技術(shù)措施確保結(jié)構(gòu)的安全。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者圍繞連續(xù)剛構(gòu)橋的合龍施工進(jìn)行了廣泛研究，取得了一系列的研究成果。胡清和等以主梁與橋墩的變形為控制目標(biāo)，對(duì)多跨連續(xù)剛構(gòu)橋合龍方案及合龍段頂推量進(jìn)行了比較分析；張剛剛等以?xún)勺B續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)楸尘?，探討了頂推力的確定原則；魏建斌等基于有限元分析和相關(guān)工程經(jīng)驗(yàn)確定了考慮混凝土收縮徐變和溫度等因素的合理頂推力；陳淮等基于數(shù)值仿真對(duì)主梁合龍順序、合龍頂推力和邊跨支架拆除時(shí)機(jī)等關(guān)鍵問(wèn)題進(jìn)行了研究；李軍等基于有限元數(shù)值模擬驗(yàn)證了大跨徑連續(xù)剛構(gòu)橋頂推合龍施工的合理性；殷任宏等研究了連續(xù)剛構(gòu)橋合龍順序?qū)χ髁?、主墩?yīng)力和線(xiàn)形的影響；吳鋒等提出了一種基于線(xiàn)性規(guī)劃對(duì)連續(xù)剛構(gòu)合龍段頂推力進(jìn)行求解的方法；劉建彪等探討了連續(xù)剛構(gòu)橋的不同合龍順序?qū)Y(jié)構(gòu)內(nèi)力及位移的影響；馬玉榮等研究了考慮不同溫差的一次性合龍方式的連續(xù)剛構(gòu)橋梁合龍頂推力；陳金盛分析了多跨連續(xù)剛構(gòu)橋合龍時(shí)墩頂水平變位與頂推力的關(guān)系；徐鵬等探討了連續(xù)剛構(gòu)橋邊、中跨同步合龍方案對(duì)成橋線(xiàn)形及應(yīng)力的影響；鐵木爾分析了某大跨連續(xù)剛構(gòu)3種不同施工方案對(duì)結(jié)構(gòu)應(yīng)力與變形的影響。

綜上所述，現(xiàn)有研究成果主要集中于剛構(gòu)橋合龍方案、合龍順序、合龍頂推力的計(jì)算、一次性合龍方式的可行性等方面，對(duì)邊中跨同時(shí)合龍施工關(guān)鍵技術(shù)的系統(tǒng)性研究仍較為欠缺。該文以貴州劍榕高速公路的白坪1號(hào)大橋?yàn)楸尘?，?duì)邊中跨同時(shí)合龍方案的可行性、合龍頂推力的計(jì)算以及合龍段養(yǎng)護(hù)階段應(yīng)力控制方法等關(guān)鍵技術(shù)展開(kāi)研究。

1 工程背景

貴州劍榕高速公路白坪1號(hào)大橋主橋?yàn)榭鐝浇M合(80+2×150+80)m的分幅4跨預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋，橋型布置立面如圖1所示。主梁采用標(biāo)號(hào)為C55的單箱單室預(yù)應(yīng)力混凝土箱形梁，主梁梁高由跨中3.5 m按1.8次拋物線(xiàn)變化為根部的9.0 m，箱梁頂、底板寬分別為12.125、6.5 m；主梁采用掛籃懸臂澆筑施工，0#塊總長(zhǎng)14.0 m，單幅橋梁共設(shè)4個(gè)合龍段(單個(gè)長(zhǎng)度2.0 m)。為了適應(yīng)橋位處起伏較大的地形，大橋主墩采用墩高為93～115 m不等的帶系梁的雙肢墩，主墩墩身采用C40混凝土，主墩縱向總寬度12 m，雙肢間凈距5 m；每肢采用單箱截面空心薄壁墩，橫橋向?qū)挾?.5 m，壁厚85 cm；順橋向?qū)挾?.5 m，壁厚60 cm。為了加快施工進(jìn)度，施工時(shí)對(duì)大橋的合龍方案進(jìn)行了變更，即從原方案的先邊跨后中跨的常規(guī)合龍方式變更為邊中跨同時(shí)合龍的方式。

圖1 白坪1號(hào)大橋橋型立面(單位：cm)

2 邊中跨同時(shí)合龍的可行性分析

白坪1號(hào)大橋合龍方案的變更必然影響大橋成橋狀態(tài)的內(nèi)力和線(xiàn)形，有必要對(duì)邊中跨同時(shí)合龍方式的可行性進(jìn)行論證，為此，采用Midas/Civil有限元軟件分別建立大橋的原方案常規(guī)逐跨合龍方式和邊中跨同時(shí)合龍方式下的施工全過(guò)程計(jì)算模型，對(duì)兩種合龍方式下成橋狀態(tài)的內(nèi)力、應(yīng)力和線(xiàn)形進(jìn)行對(duì)比分析，考慮到論證的對(duì)比性，兩種計(jì)算模型采用相同的荷載和邊界條件，僅體系轉(zhuǎn)換和合龍施工的施工階段定義不同。結(jié)構(gòu)自重按照單元重量由程序自動(dòng)施加，橋面鋪裝、防撞護(hù)欄等二期恒載按設(shè)計(jì)圖紙計(jì)算得到其重量后，按均布線(xiàn)荷載形式施加于主梁；兩種計(jì)算模型均假定在設(shè)計(jì)合龍溫度15 ℃條件下進(jìn)行體系轉(zhuǎn)換。大橋有限元模型，全橋結(jié)構(gòu)共劃分為261個(gè)節(jié)點(diǎn)，252個(gè)單元，主梁各跨在l/4、l/8和跨中截面設(shè)置了節(jié)點(diǎn)，0號(hào)塊節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了適當(dāng)加密，其余標(biāo)準(zhǔn)梁段均劃分為1個(gè)單元；主墩單元尺寸設(shè)置為4 m左右。模型邊界條件為：橋墩墩底固結(jié)，主墩和主梁之間采用剛臂連接；邊梁支座采用彈性連接模擬，其橫向與豎向剛度按照支座剛度換算得到。混凝土收縮徐變參數(shù)按照J(rèn)TG 3362—2018《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》定義，環(huán)境相對(duì)濕度按照設(shè)計(jì)文件定義為70%，構(gòu)件的理論厚度按照實(shí)際截面的特性值計(jì)算得到，混凝土加載齡期設(shè)為7 d。限于篇幅，該文僅給出兩種合龍方式下主梁的應(yīng)力和變形計(jì)算結(jié)果。

2.1 主梁應(yīng)力

多跨連續(xù)剛構(gòu)橋逐跨合龍方式和邊中跨同時(shí)合龍方式下，主梁成橋狀態(tài)關(guān)鍵截面順橋向的最大正應(yīng)力如表1所示。從表1可得：兩種合龍方式下主梁最大正應(yīng)力值均未超過(guò)規(guī)范允許值，兩種合龍方式的主梁各墩頂和跨中截面的最大正應(yīng)力值較為接近，最大相差0.18 MPa，表明合龍方式的變化對(duì)主梁的受力影響較小，從主梁受力角度看，邊中跨同時(shí)合龍方案可行。

表1 不同合龍方式下主梁最大順橋向正應(yīng)力比較

2.2 主梁線(xiàn)形

多跨連續(xù)剛構(gòu)橋邊中跨同時(shí)合龍和逐跨合龍方式下，主梁成橋狀態(tài)的累計(jì)豎向位移比較如圖2所示。由圖2可得：逐跨合龍和邊中跨同時(shí)合龍方式下，主梁在成橋狀態(tài)的最大豎向位移分別為-54.26、-56.21 mm，二者相差3.48%；各截面的位移趨勢(shì)基本一致，大部分截面的累計(jì)豎向位移值較為接近，但部分位置數(shù)值有一定的差別，兩種方案的豎向位移的最大差值為14.50 mm，出現(xiàn)在8#和9#墩之間跨中位置，結(jié)果表明：兩種合龍方案的主梁成橋線(xiàn)形有一定差別，需要按照實(shí)際的合龍方式重新計(jì)算各懸臂澆筑節(jié)段的施工預(yù)拱度值以及合龍頂推力，為確保成橋線(xiàn)形達(dá)到設(shè)計(jì)目標(biāo)可通過(guò)調(diào)整施工預(yù)拱度值和合龍頂推力等方式調(diào)整主梁成橋線(xiàn)形，因此從主梁線(xiàn)形的角度看，邊中跨同時(shí)合龍方案也是可行的。

圖2 不同合龍方式下主梁累計(jì)豎向位移

3 基于多目標(biāo)優(yōu)化的合龍頂推力計(jì)算

3.1 多目標(biāo)優(yōu)化模型的建立

在混凝土收縮徐變及合龍溫差等因素作用下，混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋合龍后橋墩墩頂將向跨中方向發(fā)生一定量的位移，導(dǎo)致橋墩的頂、底端產(chǎn)生較大附加彎矩。目前，一般采用合龍前在合龍口對(duì)梁體施加水平頂推力的方法改善墩身的受力和線(xiàn)形，因此合龍頂推力的計(jì)算是多跨剛構(gòu)橋施工的關(guān)鍵技術(shù)環(huán)節(jié)，目前已有眾多學(xué)者和工程師對(duì)合龍頂推力的計(jì)算或優(yōu)化提出了各種方法，但現(xiàn)有的方法大都以主墩的墩頂水平位移或應(yīng)力為控制目標(biāo)，采用單目標(biāo)的優(yōu)化方法計(jì)算頂推力，而成橋后橋墩的墩頂水平位移和應(yīng)力以及主梁的線(xiàn)形都與頂推力的大小相關(guān)，如何確定頂推力值使得剛構(gòu)成橋后墩身的受力及主梁線(xiàn)形達(dá)到最優(yōu)，實(shí)質(zhì)上是一個(gè)多目標(biāo)優(yōu)化問(wèn)題。該文將多目標(biāo)優(yōu)化的思想和求解方法引入到多跨連續(xù)剛構(gòu)橋邊中跨同時(shí)合龍頂推力計(jì)算中，提出基于多目標(biāo)優(yōu)化的合龍頂推力計(jì)算方法。由于多跨連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)樽兘孛娑啻纬o定結(jié)構(gòu)，考慮到混凝土收縮徐變及其引起的次內(nèi)力、實(shí)際與設(shè)計(jì)合龍溫度差異等因素影響，頂推力與成橋狀態(tài)橋墩內(nèi)力之間為非線(xiàn)性關(guān)系，因此計(jì)算不采用簡(jiǎn)化分析的解析法，而是基于有限元分析完成。如果實(shí)際合龍溫度與設(shè)計(jì)合龍溫度有差異，可通過(guò)調(diào)整模型中溫度作用的數(shù)值考慮實(shí)際溫差作用的影響。

具有r個(gè)合龍段、n個(gè)橋墩的多跨連續(xù)剛構(gòu)橋邊中跨同時(shí)合龍的頂推力計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖3所示。

圖3 剛構(gòu)橋合龍頂推力計(jì)算簡(jiǎn)圖

豎直剛構(gòu)橋橋墩鉛垂無(wú)偏位時(shí)，其受力狀態(tài)最優(yōu)。為了使成橋狀態(tài)下橋墩受力最優(yōu)、主梁線(xiàn)形達(dá)到最接近設(shè)計(jì)線(xiàn)形狀態(tài)，取成橋10年?duì)顟B(tài)各主墩墩頂偏位為目標(biāo)函數(shù)F1，其表達(dá)式如下：

(1)

式中：Ui為第i個(gè)主橋墩成橋10年時(shí)的墩頂位移值；n為主橋墩總數(shù)。

取主梁關(guān)鍵截面線(xiàn)形與設(shè)計(jì)狀態(tài)之間的偏差為目標(biāo)函數(shù)F2，其表達(dá)式如下：

(2)

式中：Dj為主梁第j個(gè)截面成橋10年時(shí)的標(biāo)高與設(shè)計(jì)標(biāo)高的偏差值；m為主梁關(guān)鍵截面總數(shù)，取邊跨的跨中、1/4截面，中跨的跨中、1/4和1/8截面為關(guān)鍵截面。

取各施工階段橋墩受力安全，各截面應(yīng)力滿(mǎn)足規(guī)范要求為約束條件，具體定義如下：

(3)

式中:σtmax、σcmax分別為施工全過(guò)程中橋墩各截面的最大拉應(yīng)力和壓應(yīng)力；[σt]、[σc]分別為施工過(guò)程中的允許拉應(yīng)力和壓應(yīng)力。

多目標(biāo)優(yōu)化的設(shè)計(jì)變量為各合龍口的頂推力，表示如下：

X=[X1,X2,…,Xr]

(4)

式中：X1、X2、…、Xr分別為第1、2、r合龍口的頂推力。

3.2 優(yōu)化過(guò)程

基于多目標(biāo)優(yōu)化的連續(xù)剛構(gòu)橋合龍頂推力計(jì)算的實(shí)質(zhì)是以構(gòu)建包含橋墩和主梁應(yīng)力和線(xiàn)形參數(shù)的目標(biāo)函數(shù)為優(yōu)化目標(biāo)，采用合適的多目標(biāo)優(yōu)化算法，尋求最優(yōu)頂推力的過(guò)程。具體實(shí)施是通過(guò)自編程序?qū)④浖﨧atlab的多目標(biāo)優(yōu)化算法模塊和Ansys有限元軟件的結(jié)構(gòu)分析結(jié)合起來(lái)實(shí)現(xiàn)頂推力的優(yōu)化求解。運(yùn)用Batch模式，可實(shí)現(xiàn)Ansys有限元軟件只在后臺(tái)運(yùn)行，并輸出指定的結(jié)果；有限元分析完成后，再利用Matlab程序調(diào)用相應(yīng)的分析結(jié)果；剛構(gòu)橋模型的建立、計(jì)算和輸出全部采用Ansys有限元軟件的APDL語(yǔ)言編寫(xiě)相應(yīng)代碼完成。

首先定義合適的參數(shù)，在Ansys有限元軟件中建立多跨剛構(gòu)橋結(jié)構(gòu)的參數(shù)化計(jì)算模型，并對(duì)各個(gè)模型參數(shù)進(jìn)行初始值定義，設(shè)置各合龍段頂推力的初始數(shù)值及取值范圍；然后對(duì)其參數(shù)化的計(jì)算模型進(jìn)行有限元分析，完成后提取下一步優(yōu)化計(jì)算需要的各類(lèi)結(jié)果并按指定的格式寫(xiě)入到輸出文件，例如橋墩和主梁的位移值、應(yīng)力值等；隨后Matlab程序讀取以上輸入、輸出文件，進(jìn)入多目標(biāo)優(yōu)化模塊進(jìn)行相關(guān)計(jì)算與操作，通過(guò)設(shè)置的優(yōu)化算法的控制條件，完成對(duì)連續(xù)剛構(gòu)橋合龍頂推力多目標(biāo)優(yōu)化的求解，采用Ansys有限元軟件建立的多跨剛構(gòu)橋參數(shù)化計(jì)算模型如圖4所示，基于多目標(biāo)優(yōu)化的頂推力計(jì)算流程如圖5所示。

圖4 多跨連續(xù)剛構(gòu)橋Ansys模型圖

圖5 基于多目標(biāo)優(yōu)化的頂推力計(jì)算流程

3.3 優(yōu)化結(jié)果

采用NSGA-Ⅱ算法對(duì)頂推力進(jìn)行優(yōu)化求解，種群個(gè)體數(shù)設(shè)為20，交叉概率設(shè)為0.9，變異概率設(shè)為0.1，最大進(jìn)化代數(shù)設(shè)為50。優(yōu)化后得到Pareto前沿及Pareto協(xié)調(diào)最優(yōu)解，白坪1號(hào)大橋合龍頂推力的最優(yōu)協(xié)調(diào)解為X=[1 255,1 369]kN，即多目標(biāo)優(yōu)化后在設(shè)計(jì)合龍溫度15 ℃下7#和8#墩之間合龍口的頂推力為1 255 kN，8#和9#墩之間合龍口的頂推力為1 369 kN。原設(shè)計(jì)方案的兩個(gè)合龍口的頂推力均為1 000 kN，將原設(shè)計(jì)頂推力和多目標(biāo)優(yōu)化后的頂推力作用下大橋運(yùn)營(yíng)10年橋墩和主梁的線(xiàn)形進(jìn)行對(duì)比，限于篇幅，該文僅列出兩種頂推力作用下主墩墩頂位移值(表2)，主梁各跨在大橋運(yùn)營(yíng)10年時(shí)的預(yù)測(cè)標(biāo)高與設(shè)計(jì)標(biāo)高的最大偏差值如表3所示。其中，主梁在運(yùn)營(yíng)10年的預(yù)測(cè)標(biāo)高是以合龍前主梁的實(shí)測(cè)標(biāo)高為基礎(chǔ)，加上后續(xù)各個(gè)施工階段以及考慮混凝土收縮徐變等累計(jì)變形計(jì)算得到。從表2可得：頂推力經(jīng)多目標(biāo)優(yōu)化后，各墩在大橋運(yùn)營(yíng)10年?duì)顟B(tài)的墩頂位移比原頂推力方案下的墩頂位移顯著減小，最大值從12.9 mm減小到3.5 mm；從表3可得：頂推力經(jīng)多目標(biāo)優(yōu)化后，主梁各跨在大橋運(yùn)營(yíng)10年時(shí)的預(yù)測(cè)標(biāo)高與設(shè)計(jì)標(biāo)高之間的偏差最大值也有一定的減小，最大值從11.5 mm減小到7.1 mm。因此，多目標(biāo)優(yōu)化后的成橋10年時(shí)的主墩偏位得到了較大改善，主梁也更接近設(shè)計(jì)線(xiàn)形。

表2 頂推力優(yōu)化前后的墩頂位移比較

表3 頂推力優(yōu)化前后的主梁標(biāo)高偏差比較

4 合龍段養(yǎng)護(hù)階段應(yīng)力控制

多跨連續(xù)剛構(gòu)橋邊中跨同時(shí)合龍時(shí)，多個(gè)合龍口的勁性骨架要求全部鎖定后才澆筑合龍段混凝土，而勁性骨架鎖定后其結(jié)構(gòu)體系已轉(zhuǎn)換為多次超靜定結(jié)構(gòu)。合龍段混凝土澆筑后在養(yǎng)護(hù)待強(qiáng)過(guò)程中，由于結(jié)構(gòu)體系為多次超靜定且邊跨支座存在一定的順橋向摩阻力，在溫度變化和混凝土收縮徐變等因素作用下，主梁會(huì)發(fā)生豎向及順橋向變形，使得合龍段兩端會(huì)發(fā)生一定量的錯(cuò)動(dòng)變形。相比于常規(guī)的逐次合龍，邊中跨同時(shí)合龍是結(jié)構(gòu)一次性轉(zhuǎn)化為最大連續(xù)長(zhǎng)度，因此溫度變化和混凝土收縮徐變等因素對(duì)合龍段的影響比常規(guī)合龍方法大大增加，合龍段混凝土養(yǎng)護(hù)待強(qiáng)過(guò)程中極容易開(kāi)裂。

為了保證多跨連續(xù)剛構(gòu)橋邊中跨同時(shí)合龍的順利實(shí)施，該文提出一種合龍段養(yǎng)護(hù)階段應(yīng)力控制方法，控制裝置的立面如圖7所示。該方法的原理是在合龍段混凝土內(nèi)布置一定數(shù)量的帶溫度測(cè)試的應(yīng)變計(jì)和臨時(shí)預(yù)應(yīng)力鋼束，應(yīng)變計(jì)分別綁扎在合龍段的頂板、底板位置處的縱向鋼筋上，通過(guò)傳感器實(shí)時(shí)感知混凝土養(yǎng)護(hù)待強(qiáng)過(guò)程中的應(yīng)變和溫度，應(yīng)變采集器通過(guò)導(dǎo)線(xiàn)可以收集到應(yīng)變和溫度數(shù)據(jù)，并將其傳入到主控電腦；然后利用建立的有限元模型進(jìn)行數(shù)值分析，根據(jù)計(jì)算結(jié)果決定是否需要張拉臨時(shí)預(yù)應(yīng)力鋼束，如需要張拉時(shí)，進(jìn)一步計(jì)算得到需對(duì)預(yù)應(yīng)力筋施加的張拉力，預(yù)應(yīng)力筋由張拉端錨具、錨固端錨具的作用反過(guò)來(lái)對(duì)合龍段混凝土施加壓應(yīng)力以抵消拉應(yīng)力，確保合龍段混凝土不開(kāi)裂。提出的新裝置和方法操作簡(jiǎn)單，施工方便，可以控制養(yǎng)護(hù)階段合龍段混凝土的應(yīng)力狀態(tài)，防止裂縫的產(chǎn)生，在貴州劍榕高速公路的兩座多跨連續(xù)剛構(gòu)橋施工中進(jìn)行了應(yīng)用，取得了良好的效果，實(shí)橋合龍后各合龍段混凝土均未出現(xiàn)裂縫。

圖6 合龍段養(yǎng)護(hù)階段應(yīng)力控制裝置的立面示意圖

5 結(jié)論

(1)邊中跨同時(shí)合龍和逐跨合龍兩種不同合龍方式的主梁各截面最大應(yīng)力值較為接近，最大差值在0.2 MPa以?xún)?nèi)；兩種不同合龍方式的主梁大部分截面豎向位移值較為接近，但部分截面數(shù)值有一定的差別；表明合龍方式的變化對(duì)主梁的受力影響較小，而對(duì)主梁成橋線(xiàn)形有一定影響，合龍方式變更后需要通過(guò)調(diào)整施工預(yù)拱度和合龍頂推力值等方式調(diào)整主梁成橋線(xiàn)形，邊中跨同時(shí)合龍方案可行。

(2)取各合龍段的頂推力為設(shè)計(jì)變量，分別以各主墩墩頂成橋10年時(shí)的偏位平方和、主梁關(guān)鍵截面線(xiàn)形與設(shè)計(jì)狀態(tài)之間的偏差平方和為優(yōu)化目標(biāo)，以各施工階段橋墩截面應(yīng)力滿(mǎn)足規(guī)范要求為約束條件，構(gòu)建了確定頂推力的多目標(biāo)優(yōu)化模型，并基于NSGA-Ⅱ算法進(jìn)行求解，提出了一種基于多目標(biāo)優(yōu)化的多跨連續(xù)剛構(gòu)橋邊中跨同時(shí)合龍時(shí)頂推力的計(jì)算方法。

(3)針對(duì)采用邊中跨同時(shí)合龍方法時(shí)，合龍段混凝土養(yǎng)護(hù)待強(qiáng)過(guò)程中極容易開(kāi)裂的難題，提出了一種簡(jiǎn)單易行的合龍段混凝土養(yǎng)護(hù)階段應(yīng)力控制方法，并在貴州劍榕高速公路兩座多跨連續(xù)剛構(gòu)橋施工中進(jìn)行了應(yīng)用，取得了良好的效果。