非對稱懸臂施工曲線連續(xù)剛構(gòu)橋不同施工階段變形特性研究

楊果林，黎 勇，譚文杰，周伏良

（1.中南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410075；2.中建五局土木工程有限公司，湖南 長沙 410004）

0 引言

隨著我國交通事業(yè)以及城市建設的不斷發(fā)展，國家對于橋梁施工的要求越來越高，對于橋梁的設計也越來越精細。同時，科學技術(shù)的不斷創(chuàng)新和提高，使得我國的橋梁技術(shù)和施工水平取得了重大突破與發(fā)展[1]。橋梁施工過程中，曲線連續(xù)剛構(gòu)橋相比直線型連續(xù)剛構(gòu)橋，在結(jié)構(gòu)線形和內(nèi)力變化中有許多的不同之處，如線形變換定理在曲線連續(xù)剛構(gòu)橋中將會失去效果，導致曲線連續(xù)剛構(gòu)橋的施工難度比直線型連續(xù)剛構(gòu)橋要大很多[2-7]。

目前，許多學者對曲線連續(xù)剛構(gòu)橋的變形進行了研究，如汪永田[8]對大跨徑的高墩曲線橋在懸臂施工過程中的變形情況進行了研究，得知懸臂施工時，總和工況變形曲線的梁體豎向位移最大值發(fā)生在距懸臂端1/5 懸臂長度處；呂海燕等[9]對高墩大跨PC曲線連續(xù)剛構(gòu)橋在施工過程中的受力和變形情況進行了研究，得知高墩對曲線連續(xù)剛構(gòu)橋的豎向位移、橫向位移和扭轉(zhuǎn)的影響都較大；王帆等[10]對曲線連續(xù)剛構(gòu)橋的變形和受力特性進行了分析，得出恒載作用下彎梁豎向變形與直梁相差不足3%，而活荷載作用下直梁豎向位移比彎梁豎向位移大的結(jié)論。

多數(shù)學者對曲線連續(xù)剛構(gòu)橋的變形研究均是在對稱懸臂施工過程中開展，而對非對稱懸臂施工曲線連續(xù)剛構(gòu)橋的變形研究相對較少，故本研究擬以桐溪路景觀橋為研究對象，分析非對稱懸臂施工曲線連續(xù)剛構(gòu)橋在不同施工階段中的變形情況，以期為實際工程應用提供借鑒。

1 工程背景

桐溪路景觀橋位于湖南省長沙市大王山旅游度假中心，屬于坪塘大道至瀟湘大道東線道路工程中的一段，為長沙市重點基礎(chǔ)設施工程。桐溪路景觀橋的主橋布置圖見圖1，主橋平面圖見圖2。

圖1 主橋布置圖Fig.1 Layout of the main bridge

圖2 主橋平面圖Fig.2 Planar graph of the main bridge

桐溪路景觀橋?qū)儆谛陆蛄?，如圖1所示，其起點樁號和終點樁號分別為k0+413.793 和k0+706.793，圖1中數(shù)據(jù)單位為cm，后同。桐溪路景觀橋全長約為293 m，橋梁跨徑組成為15.0 m+55.5 m+145.0 m+55.5 m+15.0 m，主線寬度為22.6 m，景觀平臺寬5.3 m。由于該工程位于巖溶發(fā)育地區(qū)陡峭巖壁邊緣，所以設計中采用曲線橋穿越礦坑，平面線型為圓曲線，橋梁平面曲線半徑為600 m，主橋平面圖見圖2。

該橋采用掛籃懸臂現(xiàn)澆法進行對稱及非對稱施工，0#梁段采用托架現(xiàn)澆完成，其余各梁段采用掛籃懸臂澆筑，主梁合攏順序為先邊跨后中跨合攏。中跨懸臂澆筑的分塊編號如圖3所示，邊跨懸臂澆筑段的分塊編號如圖4所示。

圖3 中跨梁段分塊編號Fig.3 Block number of the mid-span beam segment

圖4 邊跨梁段分塊編號Fig.4 Block number of the side span beam segment

2 模型建立

本研究中，采用有限元分析軟件Midas/civil 建立曲線連續(xù)剛構(gòu)橋模型，全橋共有110 個單元和122個節(jié)點，其具體分布如圖5所示。桐溪路景觀橋的整體坐標系以跨中梁段對稱面為坐標系的yoz平面；坐標原點取對稱面與道路中心線的交點，即對稱面的中點；x軸取對稱面法線方向，從2#主墩指向3#主墩；y軸指向背離曲線圓心方向；z軸指向上方。為了能夠更好地模擬橋梁在不同施工階段的變形狀態(tài)，本研究中的橋模擬遵循現(xiàn)場施工階段進行，對各個階段的變形進行計算與分析。具體的施工階段劃分情況如表1所示。

圖5 曲線連續(xù)剛構(gòu)橋梁模型Fig.5 Curved continuous rigid frame bridge model

表1 施工階段劃分Table 1 Division of construction stages

在所建立的橋梁模型中，把實橋的各個梁段劃分為單元號，各個單元號都有相對應的梁段，因為0#梁段的應力較為復雜，故將其劃分為5 個單元，單元號與梁段的對應情況見表2。

表2 單元號與梁段對應表Table 2 Unit numbers with the corresponding table of beam segment

3 不同施工階段下的變形分析

曲線連續(xù)剛構(gòu)橋在空間上的受力是復雜多變的，這使得其橋梁結(jié)構(gòu)的豎向位移變化不同于直線型連續(xù)剛構(gòu)橋的，這也是一個值得深入研究的問題。在Midas/civil 計算模型中，可以根據(jù)施工順序來定義施工階段，從而可以分析不同施工階段的橋梁結(jié)構(gòu)線形的變化趨勢。然后根據(jù)得出的線形變化趨勢，可以在懸臂施工過程中提供準確的預拱度理論值，以保證成橋狀態(tài)符合預期目標。本研究的Midas/civil 曲線連續(xù)剛構(gòu)橋模型中，考慮了結(jié)構(gòu)的自重、掛籃前移以及預應力鋼束張拉等工況，分析各工況下該橋梁在懸臂施工階段的豎向位移情況。

3.1 對稱施工階段主梁變形分析

通過Midas/civil 計算模型得到的對稱施工階段各梁段的豎向位移，如圖6所示。

圖6 對稱施工階段各梁段的豎向位移曲線Fig.6 Vertical displacement of each beam segment in a symmetrical construction

由圖6可以看出，在對稱施工階段，橋梁的豎向位移變化整體呈現(xiàn)出隨著懸臂長度的增加而增大的變化趨勢。其中。最大位移處于2 號墩或者3 墩邊跨的12#梁段。2 號墩邊跨12#梁段澆筑后的最大豎向位移達16.3 mm，張拉后的最大豎向位移為6.4 mm；3 號墩邊跨12#梁段澆筑后的最大豎向位移為15.6 mm，張拉后的最大豎向位移達到了5.6 mm。在2 號墩邊跨3#梁至5#梁段中間，箱梁的豎向位移出現(xiàn)了一小段上撓，這是由于在施工過程中不斷調(diào)整預拱度所引起的，故在橋梁施工過程中，一定要給出精確的預拱度，以保證橋梁線形符合設計要求。

從圖6中還可以看出，在對稱施工階段中，2 號墩和3 號墩上邊跨梁段豎向位移與中跨梁段豎向位移并不一致，邊跨梁段的豎向變形量要比中跨梁段的變形大，這可能是由于臨時施工荷載的不確定性或者是橋梁橋墩沉降均勻性所導致的，故在曲線連續(xù)剛構(gòu)橋施工過程中，對于橋梁進行線形監(jiān)控時，不僅需要考慮其臨時荷載對橋梁的影響，而且要密切關(guān)注橋梁下部結(jié)構(gòu)的變形情況。

3.2 非對稱施工階段主梁變形分析

通過Midas/civil 計算模型得到的非對稱施工階段各梁段的豎向位移，如圖7所示。

圖7 非對稱施工階段各梁段的豎向位移曲線Fig.7 Vertical displacement of each beam segment in an asymmetric construction

邊跨合攏后，橋梁由對稱施工階段轉(zhuǎn)換為非對稱施工階段，由圖7可以看出，此時橋梁的豎向變形規(guī)律呈現(xiàn)出不同的變化趨勢，箱梁的最大位移并不是處于最大懸臂長度16#梁段上，而是位于2 號墩或3號墩上的13#梁段，2 號墩13#梁段的最大豎向位移為112.1 mm，而最大懸臂長度16#梁段的豎向位移僅為55.1 mm。對比圖6和圖7可以得知，在進入非對稱階段施工后，2 號墩或者3 號墩的邊跨7#梁段附近的豎向位移有明顯的上撓情況，而中跨箱梁位移有明顯的下?lián)锨闆r，這是由于非對稱階段的增加，導致中跨自重要大于邊跨自重所引起的，故在非對稱施工過程中，需要注意邊跨箱梁上撓及中跨箱梁下?lián)系那闆r，以避免產(chǎn)生位移過大而導致箱梁出現(xiàn)開裂的現(xiàn)象。本橋采用的是懸臂澆筑進行施工，但是橋梁結(jié)構(gòu)并不完全是對稱結(jié)構(gòu)，待橋梁對稱階段施工完成并且進行邊跨合攏后，就需要對非對稱階段（13#～16#）進行施工，因此，需要分析在非對階段施工過程中其對已經(jīng)完成的對稱階段箱梁的影響。上述論述中提到了在非對稱施工階段中，施工對邊跨7#梁段的豎向位移影響最大，故取邊跨6#梁段和7#梁段的豎向位移進行分析，得到的非對稱階段施工對邊跨箱梁豎向位移的影響曲線如圖8所示。

圖8 非對稱階段施工對邊跨箱梁豎向位移的影響曲線Fig.8 Influence of asymmetric construction on vertical displacement of the side span box girder

由圖8可以得知，邊跨6#和7#梁段的位移上撓值隨著非對稱階段梁段數(shù)的增加呈現(xiàn)出線性增長的變化趨勢，其中7#梁段上撓程度要略大于6#梁段的。在中跨13#梁段施工完成后，6#梁段的豎向位移為0.331 mm，7#梁段的豎向位移為0.327 mm，在中跨16#梁段施工完成后，6#梁段的豎向位移為9.4 mm，7#梁段的豎向位移為9.8 mm，6#梁段、7#梁段的豎向變形受非對稱施工的影響，總上撓值約為9 mm。由此可以得知，非對稱階段施工對邊跨中部的影響非常大，故在非對稱施工階段中，要密切注意邊跨中部箱梁的變形情況。

3.3 合攏段施工完成后主梁變形分析

橋梁中跨合攏是橋梁施工的一個重點與難點，為了確保橋梁順利合攏，需要嚴格控制梁體的變形情況。中跨合攏后，梁體的變形也會發(fā)生改變，為此，選取中跨合攏施工完成后的橋梁變形情況進行分析，得到的變形分析結(jié)果如圖9所示。

圖9 中跨合攏后各梁段豎向位移曲線Fig.9 Vertical displacement of each beam segment after the middle span closure

由圖9所示中跨合攏后各梁段豎向位移曲線可以看出，中跨合攏段施工完成后，2 號墩和3 號墩中跨部分梁體的豎向變形整體出現(xiàn)上撓情況，合攏段施工完成后梁體的最大豎向位移均位于中跨合攏段附近。在中跨合攏段施工之前，中跨最長懸臂端的豎向位移為58 mm，中跨箱梁最大豎向位移為112 mm；在中跨合攏段施工完成后，中跨最長懸臂端箱梁的豎向位移為48 mm，中跨箱梁最大豎向位移為104 mm，這一結(jié)果表明，中跨合攏使得中跨箱梁豎向變形上撓了約10 mm。

3.4 不同施工階段曲線連續(xù)剛構(gòu)橋變形對比分析

圖10～13 所示為對稱施工階段2 號墩和3 號墩處的實測高程與理論高程差值圖，圖中縱坐標所示誤差值為橋梁施工現(xiàn)場實測值減去Midas/civil 模型計算理論值的差值，下圖類同。

圖10 對稱施工階段2 號墩處不同梁段澆筑后的豎向位移實測值與理論值誤差曲線Fig.10 Error curves of the measured value and theoretical value of vertical displacement after the pouring of different beam segments of No.2 pier under a symmetrical construction

圖11 對稱施工階段2 號墩處不同梁段張拉后的豎向位移實測值與理論值誤差曲線Fig.11 Error curves of the measured value and the theoretical value of vertical displacement at different beam segments of No.2 pier under a symmetrical construction

由圖10和圖11可以得知，在對稱施工過程中，2 號墩上各梁段澆筑后的豎向位移的誤差最大值為14.381 mm，位于中跨5#梁段；各梁段張拉后的豎向位移誤差最大值為14.351 mm，位于中跨11#梁段。由此可以得知，在對稱施工過程中，2 號墩各梁段在澆筑后和張拉后的實測高程值與理論值的誤差均在0～15 mm 范圍之內(nèi)。

圖12 對稱施工階段3 號墩處不同梁段澆筑后的豎向位移實測值與理論值誤差曲線Fig.12 Error curves of the measured value and theoretical value of vertical displacement after the pouring at different beam segments of No.3 pier under a symmetrical construction

圖13 對稱施工階段3 號墩處不同梁段張拉后的豎向位移實測值與理論值誤差曲線Fig.13 Error curves of the measured value and the theoretical value of vertical displacement at different beam segments of No.3 pier under a symmetrical construction

由圖12和圖13可以得知，在對稱施工過程中，3 號墩各梁段澆筑后的豎向位移誤差最大值為13.847 mm，各梁段張拉后的豎向位移誤差最大值為14.873 mm，由此可見，澆筑后和張拉后3 號墩各梁段的實測高程值與理論值之間的誤差也均在0～15 mm 范圍之內(nèi)。根據(jù)線形監(jiān)控允許誤差表得出，本橋的允許誤差值為±29 mm（即145 m/5 000），故根據(jù)已有結(jié)果可以得知，2 號墩和3 號墩張拉后的誤差值都在允許誤差范圍之內(nèi)，說明在對稱施工階段和張拉后的線形都符合設計要求。

由圖12和圖13還可以得知，在混凝土澆筑后或者預應力張拉后，高程誤差值隨著梁段數(shù)的增加而增大，誤差較大處位于非對稱階段，0#梁段附近的誤差最小。由此可知，在現(xiàn)場施工過程中，對箱梁變形出現(xiàn)的誤差的修正并不是很精確，故在類似工程中，對出現(xiàn)的誤差值要及時修正并進行驗算，以提高線形控制精度。

圖14所示為非對稱施工階段不同梁段的實測位移與理論位移誤差曲線。

圖14 非對稱施工階段不同梁段的實測位移與理論位移誤差曲線Fig.14 Error curves of the measured displacement and theoretical displacement at different beam segments under an asymmetric construction

由圖14a 可以得知，非對稱施工階段中，2 號墩各梁段澆筑后的實測豎向位移與理論豎向位移的誤差值在-22～7 mm 范圍內(nèi)，張拉后的實測豎向位移與理論豎向位移的誤差值在-4.9～-19.1 mm 范圍內(nèi)，均小于±29 mm。由圖14b 可以得知，3 號墩各梁段澆筑后的實測豎向位移與理論豎向位移的誤差值在-4.9～24.8mm 范圍內(nèi)，張拉后的實測豎向位移與理論豎向位移的誤差值在-5.6～-23.7 mm 范圍內(nèi)，均小于±29 mm，說明在非對稱懸臂施工過程中，橋梁各梁段澆筑后和張拉后的變形量均符合設計要求。

本橋在施工過程中的允許誤差值為±29 mm，但是在非對稱懸臂施工過程中，最大豎向位移誤差值達到了24.8 mm，而在對稱懸臂施工過程中，最大豎向位移誤差值約為14.9 mm，故可以看出，在非對稱懸臂過程中產(chǎn)生的誤差值要比在對稱懸臂施工過程中產(chǎn)生的誤差值約大10 mm，說明橋梁在非對稱懸臂施工過程中，橋梁結(jié)構(gòu)線形控制的難度要大于對稱懸臂施工階段的。因此，在非對稱懸臂施工過程中，需要加強對線形的監(jiān)控，保證誤差值較小，以達到線形控制效果良好。

4 設計參數(shù)對梁體豎向位移的影響

4.1 混凝土容重對梁體豎向位移的影響

結(jié)合現(xiàn)場施工時的實際情況，分別取超過混凝土容重設計值幅度的2%,3%,5%，在16#梁段施工完成后，對各梁段產(chǎn)生的豎向位移進行對比分析，所得2號墩中跨各梁段的變形分析結(jié)果如圖15和圖16所示。

圖15 不同容重下2 號墩中跨各梁段的豎向位移曲線Fig.15 Vertical displacement of each beam segment in the middle span of No.2 pier under different bulk densities

圖16 不同容重下2 號墩中跨各梁段豎向位移的相對變化率曲線Fig.16 Relative change rate of vertical displacement of each beam segment of mid span at No.2 pier under different bulk densities

由圖15所示不同容重下2 號墩中跨各梁段的豎向位移曲線可以得知，混凝土容重的變化會引起箱梁梁體的豎向位移發(fā)生變化。隨著混凝土容重的增加，箱梁梁體的豎向位移增加，各梁體的豎向位移最大值位于非對稱階段第一塊（中跨13#梁段）。當混凝土的容重提高2%時，箱梁的最大豎向位移為115.3 mm；當混凝土的容重提高3%時，箱梁的最大豎向位移為117.1 mm；當混凝土的容重提高5%時，箱梁的最大豎向位移為120.7 mm。

由圖16所示不同容重下2 號墩中跨各梁段豎向位移的相對變化率曲線可以得知，混凝土容重的變化對箱梁梁體的豎向位移變化呈線性關(guān)系，當混凝土的容重提高2%時，相對于混凝土標準容重設計值下的梁體最大豎向位移值提高了3.23%，最大相對變化率為4.79%，位于中跨6#梁段；當混凝土的容重提高3%時，相對于混凝土標準容重設計值下的箱梁最大豎向位移值提高了4.85%，最大相對變化率為7.19%，位于中跨6#梁段；當混凝土的容重提高5%時，相對于混凝土標準容重設計值下的梁體最大豎向位移值提高了8.08%，最大相對變化率為11.98%，位于中跨6#梁段。由此可以得知，雖然混凝土容重的變化引起箱梁梁體豎向位移的最大變化處位于非對稱階段第一塊，但混凝土容重的改變對箱梁梁體豎向位移的影響最大處位于中跨6#梁段，這兩者的位置是不一致的。由此可知，混凝土容重的改變對對稱階段施工箱梁的豎向位移影響更大。

4.2 混凝土收縮徐變對梁體豎向位移的影響

混凝土收縮徐變對橋梁結(jié)構(gòu)變形的影響是一個長期的過程，故對該工程橋梁成橋階段和成橋10 a兩個時間點的收縮徐變進行分析，并且將該豎向位移值與不考慮收縮徐變的成橋狀態(tài)豎向位移結(jié)果進行對比，其分析及對比結(jié)果見圖17和圖18。

圖17 不同狀態(tài)下各梁段的豎向位移曲線Fig.17 Vertical displacement of each beam segment at different states

由圖17所示不同狀態(tài)下各梁段的豎向位移曲線可以得知，在不考慮收縮徐變作用和考慮收縮徐變作用兩種條件下，成橋狀態(tài)考慮收縮徐變作用的橋梁結(jié)構(gòu)的豎向位移要比不考慮收縮徐變作用的橋梁結(jié)構(gòu)的豎向位移大。從圖17中還可以看出，對于考慮收縮徐變作用時，成橋10 a 的橋梁結(jié)構(gòu)的豎向位移要增大許多。

圖18所示為考慮收縮徐變與不考慮收縮徐變時各梁段的豎向位移差值曲線，圖中的豎向位移差值為考慮收縮徐變不同狀態(tài)下各梁段的豎向位移值減去不考慮收縮徐變成橋狀態(tài)下各梁段的豎向位移值。由圖18可以看出，在考慮收縮徐變作用和不考慮收縮徐變作用這兩種狀態(tài)下，箱梁梁體的豎向位移差值變化比較大。

圖18 考慮收縮徐變與不考慮收縮徐變各梁段的豎向位移差值曲線Fig.18 Vertical displacement difference of each beam segment with or without a consideration of the shrinkage and creep

綜合圖17和圖18可以得知，成橋狀態(tài)中，在中跨合攏段附近的梁段的豎向位移差值相對較大，最大差值為18.66 mm，不考慮收縮徐變作用成橋狀態(tài)的最大豎向位移為87.2 mm，考慮收縮徐變作用成橋狀態(tài)的最大豎向位移為104.5 mm。由此可以得知，在考慮收縮徐變影響的梁段最大豎向位移值比不考慮收縮徐變影響的最大豎向位移值提高了19.8%；在成橋10 a 狀態(tài)中，箱梁梁體的豎向位移最大差值為96.3 mm，箱梁梁體最大豎向位移值為176.4 mm，相比不考慮收縮徐變影響的梁段最大豎向位移值增加了89.2 mm。

從以上的分析結(jié)果可以得知，混凝土收縮徐變對橋梁結(jié)構(gòu)的豎向變形有著較大的影響，尤其是在橋梁中跨跨中附近，混凝土收縮徐變對梁段的豎向變形影響明顯。因此，在橋梁設計中，必須重視橋梁中跨跨中附近箱梁的豎向變形。

4.3 曲率半徑對梁體豎向位移的影響

通過研究分析可知，曲線連續(xù)剛構(gòu)橋在中跨合攏后，箱梁最大的豎向位移位于2#墩和3#墩的中跨梁段處，故選取2#墩和3#墩中跨梁段的豎向位移進行分析，其變形分析結(jié)果見圖19。

圖19 中跨合攏后跨中不同梁段的豎向位移曲線Fig.19 Vertical displacement of different beam segments in the mid-span after the mid-span closure

由圖19可以得出，跨中處的箱梁豎向位移隨著曲率半徑的增大而減小，減小幅度較大處位于非對稱施工階段以及中跨合攏段。曲線連續(xù)剛構(gòu)橋跨中部分箱梁的豎向位移隨著曲率半徑的增大而減小，但是這種減小趨勢并不是很明顯，當曲率半徑增大到1 200 m 時，曲線連續(xù)剛構(gòu)橋跨中處箱梁的豎向位移僅減小了12%。

上面僅分析了曲率半徑對豎向位移的影響，為了更好地分析曲率半徑對梁體橫向位移的影響，選取2#墩和3#墩中跨梁段的橫向位移進行分析，所得變形分析結(jié)果如圖20所示。

圖20 中跨合攏后不同梁段的橫向位移曲線Fig.20 Transverse displacement of different beam segments after the mid-span closure

由圖20可以得知，曲線連續(xù)剛構(gòu)橋在中跨合攏后，跨中箱梁的橫向位移會隨著曲率半徑的增大而逐漸減小，且其減小趨勢隨著曲率半徑的增大而變得緩慢，當曲率半徑趨向無窮大時，即直線橋時，跨中箱梁基本上不會產(chǎn)生橫向位移。即曲線連續(xù)剛構(gòu)橋跨中處箱梁的橫向位移是隨著曲率半徑的增大而減小的，并且其橫向位移減小的幅度較大。當曲率半徑達1 200 m 時，2 號墩的15#梁段的橫向移位減小幅度高達87%。

5 結(jié)論

1）在橋梁對稱施工過程中，箱梁豎向位移隨著懸臂長度的增加而增大；在橋梁對稱施工階段中，2號墩和3 號墩上邊跨箱梁的豎向位移與中跨的豎向位移變化量并不一致，邊跨箱梁的位移要大于中跨箱梁的位移。

2）非對稱施工階段時，施工會對邊跨中部附近的箱梁引起較大的上撓現(xiàn)象，非對稱階段施工完成后，箱梁的最大上撓位移值達10 mm，因此，在非對稱階段施工過程中，需重點關(guān)注邊跨中部附近箱梁的豎向變形情況。

3）中跨合攏后，箱梁的豎向變形呈現(xiàn)出整體的上撓現(xiàn)象，上撓最明顯的部位位于中跨合攏段附近。

4）在非對稱施工階段中產(chǎn)生的變形誤差值要大于對稱施工階段產(chǎn)生的變形誤差值，故在非對稱階段施工過程中，需著重加強對橋梁線形的監(jiān)控，同時及時對產(chǎn)生的誤差進行修正，以提高施工精度。

5）在非對稱施工階段中，混凝土自重對橋梁結(jié)構(gòu)豎向位移的影響最大，因此在非對稱施工過程中必須嚴格控制混凝土自重的偏差，提高監(jiān)控精度?；炷潦湛s徐變對橋梁結(jié)構(gòu)線形在成橋后有較大的影響，且主要位于中跨跨中位置。因此，在后期的橋梁維護中，要重點觀察橋梁跨中附近箱梁的豎向變形，以保證橋梁結(jié)構(gòu)的安全。

6）在中跨合攏完成工況下，曲線連續(xù)剛構(gòu)橋隨著曲率半徑的增大，其豎向變形和橫向變形都會隨之改變，呈現(xiàn)出隨曲率半徑增大而逐漸變小的變化趨勢，這體現(xiàn)了曲線連續(xù)梁橋獨有的“彎扭耦合”受力特性。在曲率半徑由400 m 增大至1 200 m 的變化過程中，箱梁橫向位移變化的趨勢隨著曲率半徑的增大而越來越緩慢；箱梁豎向位移隨著曲率半徑的增大而減小，但減小幅度較小，曲率半徑對箱梁豎向變形的影響主要位于非對稱施工階段和中跨合攏段。