收縮徐變對高鐵混凝土拱橋變形影響的模型試驗研究

張雙洋，趙人達，占玉林，徐騰飛，楊 瀟

(西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031)

高速鐵路客運專線行車過程中的安全性和舒適性，對軌道平順度和鐵路橋梁剛度提出了嚴格要求。鋼筋混凝土拱橋具有剛度大、承載能力和跨越能力強等優點，在高速鐵路大跨度橋型中具有明顯優勢。目前，國內外已建和在建的大跨度鋼筋混凝土拱橋主要有：萬縣長江公路大橋、克羅地亞KRK1號橋、美國Colorado橋、澳大利亞Gladesvile橋、北盤江特大橋和南盤江特大橋。其中，北盤江大橋主跨445 m，建成后將成為世界同類橋梁之首。國內外學者對大跨度混凝土拱橋的極限跨徑進行了探索，克羅地亞和日本分別就材料和施工工藝革新展開研究，國內橋梁學者也針對不同混凝土材料和矢跨比所能達到的極限跨徑進行研究。跨徑突破的主要難題是結構優化、自重減輕和施工方法的改進，通過對國內外大跨度混凝土拱橋施工方法的對比分析，北盤江大橋最終選擇全橋范圍采用勁性骨架，外包混凝土采用縱向分段、橫向分環的施工方法，解決了施工過程中未成拱外包混凝土帶來的材料自重問題。

大跨度混凝土拱橋的長期變形直接影響結構的安全運營，混凝土收縮徐變是大跨度混凝土橋梁長期變形的重要影響因素。文獻[1-2]分別結合萬縣長江公路大橋和廣西蒲廟大橋，對大跨度混凝土拱橋收縮徐變和施工工藝進行理論研究，提出大跨度勁性骨架混凝土拱橋收縮徐變效應的分析方法和施工方法，但在分析過程中未考慮混凝土收縮徐變隨機性的影響。文獻[3]對萬縣長江大橋進行縮尺1∶10的模型試驗研究，研究主要針對橋梁的施工過程，未研究收縮徐變引起的長期變形和反推實橋變形。目前開展的拱橋模型試驗研究[4-9]多數以剛桁架拱或提籃拱為背景，上承式混凝土拱橋較少，并且國內外已建成的大跨度鋼筋混凝土拱橋中，公路橋梁居多，鐵路橋較少，相關研究資料有限。

北盤江特大橋是目前世界上最大跨度的混凝土拱橋，首次在高速鐵路客運專線上應用。混凝土的收縮徐變效應會使結構長期變形逐漸加劇，對高速鐵路軌道的平順性產生不利影響；大橋在施工過程中體系轉化次數多，結構剛度與強度是逐步形成的，且該橋施工周期長、步驟多、混凝土齡期差別大，為確保施工過程安全并為后期軌道鋪設提供技術支持，需要準確了解橋梁在施工過程及成橋后由混凝土收縮徐變引起的變形情況。國內外學者在進行大跨度拱橋收縮徐變分析時多基于現行規范的參數統一化模式，難以適應特定混凝土材料、結構形式和施工方法，因此，對大橋進行縮尺模型試驗并合理預測結構的長期變形尤為重要。

國外學者開展混凝土收縮徐變方面的研究較早，得出具有代表性的計算模型為MC78模型、MC90模型、ACI209模型、GL2000模型和B3模型，這幾種模型均是建立在試驗均值基礎上的半理論半經驗模型[10]。文獻[11-12]研究表明，GL2000模型和B3模型表現出的離散性較小，可以得到較好的預測效果并用于確定性分析，但B3模型需要先確定混凝土配合比。本文模型試驗中的混凝土材料與原型存在差異，因此以GL2000模型作為混凝土收縮徐變的計算模型，對北盤江特大橋主拱圈模型進行9個時間工況的變形預測，并根據拱橋模型的預測結果反推原型長期變形情況，與原型考慮混凝土收縮徐變隨機性的計算結果進行綜合對比分析。

1 工程概況

滬昆高速鐵路北盤江特大橋為主跨445 m、矢高100 m勁性骨架鋼筋混凝土拱橋，拱軸系數1.6，矢跨比1/4.45。該橋拱圈高度為9.0 m，主拱圈截面采用單箱三室、等高、變寬的形式，其中，拱腳65 m范圍內為18～28 m線性變寬，拱腳的變寬段由左右兩個邊箱的寬度變化來實現；左右兩個邊箱的寬度變化范圍為3.5～8.5 m，主拱圈中間315 m范圍為18 m等寬，由拱腳至拱頂方向，邊箱底板厚度由110 cm變至85 cm，邊箱頂板厚度由90 cm變至65 cm，中腹板為50 cm等厚，邊腹板厚度由65 cm變至50 cm，中箱頂底板厚度均為60 cm，勁性骨架鋼管規格為φ750×24 mm，圖1為主拱圈拱頂及拱腳的截面尺寸，圖2為主拱圈平面圖，全橋外觀效果如圖3所示。

圖1 拱圈截面(單位：cm)

圖3 北盤江大橋效果圖

圖2 拱圈平面(單位：m)

2 模型試驗

2.1 模型概況

本模型以北盤江特大橋主拱圈為原型，按照1∶7.5的比例制作，即幾何相似常數為Cl=1/7.5；二者采用相同的材料，即材料彈性模量比CE=1，材料泊松比Cμ=1，按相似理論可以得出材料容重相似系數為Cγ=7.5，即模型材料的容重為原型材料的7.5倍。要保證模型橋滿足原型受力和變形的相似關系，需要對模型橋施加6.5倍自重荷載。模型橋的恒載補償以配重塊加載方式實現，考慮到試驗可行性，本模型橋以分布集中力的形式代替均布荷載實現恒載補償，從而達到應力等效原則，即Cσ=1，相關參數的相似關系見表1。

表1 拱橋模型相關參數的相似關系

拱橋模型的骨架中心線線形為懸鏈線，計算跨度為59.33 m，拱軸系數1.6，矢高13.41 m。模型主拱圈上下弦鋼管中心桁高1.07 m，主拱圈截面采用與原型相同的截面形式，拱座向內0.46 m為拱腳埋入段，骨架寬度沿橋軸縱向由3.65 m變至3.56 m，骨架變寬由外側桁架片外傾實現；拱腳8.67 m范圍由3.56 m變至2.24 m，變寬段同樣由外側桁架片外傾實現；拱頂42 m范圍為2.24 m等寬。主拱圈勁性骨架由8根鋼管及其橫向連接系組成，拱橋模型的每個節段均設一榀橫向連接系，長度均為1.31 m。拱橋模型的勁性骨架合龍狀態和成橋狀態外觀如圖4、圖5所示。

圖4 拱橋模型勁性骨架合龍狀態外觀圖

圖5 拱橋模型勁性骨架成橋狀態外觀圖

勁性骨架鋼管縮尺后的直徑為100 mm，壁厚3.2 mm，考慮到直徑100 mm制作難度較大，最后選擇φ102×3.5 mm無縫鋼管代替，主拱圈勁性骨架結構立面圖和平面圖如圖6、圖7所示。

圖6 拱橋模型勁性骨架立面圖(單位：mm)

圖7 拱橋模型勁性骨架平面圖(單位：mm)

2.2 模型材料

根據模型設計原則，為了使拱橋模型最大程度與原型相似，本模型應采用與原型結構相同的材料制作，但由于材料購買與現場施工等條件的影響，對其中部分材料做了調整。

勁性骨架鋼管經過縮尺后內徑為94 mm，根據設計，管內材料為C80高強混凝土，其粗骨料粒徑為5～20 mm，流動性較差，無法在拱橋模型的鋼管內灌注，為保證管內材料的密實性，最終選擇橋梁專用的高強自密實砂漿(CGM砂漿)作為管內材料，其性能見表2。

表2 CGM砂漿材料試驗結果

拱橋模型的連接系和鋼筋布置較密集，且外包混凝土的各個部位尺寸均較小，給施工帶來不便。為滿足外包混凝土施工的要求，將原型C60混凝土的粗骨料級配由原來的5～20 mm調整為5～10 mm，調整后的材料配合比及性能試驗結果見表3、表4。

表3 C60細石外包混凝土配合比 kg/m3

注：摻合料為硅粉和礦渣粉，外加劑為減水劑；砂率42%，水膠比0.29。

表4 C60外包混凝土材料性能試驗結果

由表4可以看出，由于拱橋模型的骨料采用了粒徑較小的細石，模型外包混凝土的28d立方體抗壓強度和彈性模量分別為原型的97.2%和95.4%。

拱橋模型的主拱圈鋼筋均與原型保持一致，其中拱圈分布筋和拱腳實心段鋼筋采用φ8HPB235鋼筋；拱圈橫隔板和內側腹板主筋均采用φ10HRB335鋼筋；頂底板和外側腹板的縱向主筋均采用φ12HRB335鋼筋。

本次模型試驗目的是模擬主拱圈的變形行為，前期的有限元模型分析表明，調整后的材料受力未達到其屈服強度，且拱橋模型和原型外包混凝土的強度及彈性模量較接近，因此本文試驗方案對主拱圈變形的影響較小，拱橋模型可用來預測原型主拱圈的變形。

2.3 拱橋模型施工順序及加載

為減小外界對拱橋模型的影響，模型試驗選擇在原型施工現場附近進行，模型施工共分為三步：架設主拱圈勁性骨架、灌注管內砂漿、澆筑外包混凝土。在進行原型外包混凝土施工時，除拱腳實心段混凝土外，剩余節段采取橫向分環、縱向分段的方式逐步澆筑，施工過程復雜，技術難度大，工期長。模型試驗在外包過程中進行適當簡化，上下腹板合并后一次澆筑，外包混凝土的澆筑順序如圖8、圖9所示。

圖8 拱頂段截面外包混凝土施工順序

圖9 拱腳段截面外包混凝土施工順序

全橋模型共分為24個試驗工況，對每個工況開始前后進行相關測試，文中只給出其主要施工工況和預測工況，見表5。

表5 主要施工工況和預測工況劃分

為了補償模型材料的容重，每次澆筑混凝土時需施加該混凝土自重6.5倍的荷載，由于施工現場操作空間有限、恒載補償量較大，考慮到拱橋模型自重的受力特點，最終將模型主拱圈分為24段，每段設置2個恒載補償節點，以分布集中力的形式進行恒載補償。拱橋模型每部分的配重由其兩側的加載點按距離比例承擔，配重塊由素混凝土澆筑而成，平面尺寸均為2 m×1 m，每次加載時將相應配重塊堆放在規格尺寸為2 m×1 m的加載平臺上，每個加載點的補償質量根據配重塊的厚度確定(圖5)。為了防止配重塊脫落，需要保證加載梁始終處于水平狀態，因此，在配重施加過程中，要不斷調節加載梁前端與精軋螺紋鋼拉桿連接處的錨固螺母，防止加載梁發生側傾，恒載補償節點的加載裝置如圖10所示。

圖10 加載點加載裝置

2.4 測點布置

模型施工階段需要對關鍵截面的豎向位移進行實時觀測，模型主拱圈共布置7個位移測試截面，具體布置情況如圖11所示。

各測試截面的測點橫向布置如圖12所示，W1和W2為位移測點。本文主要研究拱橋模型的變形，因此只關注拱橋模型主要控制截面的位移情況。

圖12 位移測點布置圖

3 大跨度鋼筋混凝土拱橋收縮徐變計算模型

大跨度鋼筋混凝土拱橋結構的變形將在混凝土收縮徐變特性的影響下持續發展，因此，合理選擇混凝土收縮徐變計算模型，對準確預測鋼筋混凝土拱橋的長期變形有重要意義。

文獻[13]提出考慮環境濕度、體表比、加載齡期、干燥齡期和計算齡期等參數的GL2000模型。該模型可以較好預測高強混凝土的收縮徐變效應，并且考慮混凝土在加載前的干縮對加載后長期變形的影響。GL2000模型將荷載引起的長期變形表示為

(1)

式中：σ為試件加載應力；φ(t,τ)為混凝土徐變系數；Ec(τ)為加載齡期τ時混凝土彈性模量；Ec為混凝土28 d彈性模量。Ec計算表達式為

(2)

式中：fcm28為混凝土28 d軸心抗壓強度平均值。

GL2000模型彈性模量隨時間的發展方程為

(3)

(4)

式中：fcmτ表示混凝土加載齡期τ時混凝土軸心抗壓強度平均值；Ⅰ型水泥：a=2.8，b=0.77；Ⅱ型水泥：a=3.4，b=0.72；Ⅲ型水泥：a=1.0，b=0.92。

徐變系數φ(t,τ)表達式為

(5)

當τ=tc時，φ(tc)=1；

當τ>tc時，

(6)

式中：φ(tc)為混凝土加載前即干燥時的修正系數；τ為混凝土構件的加載齡期，取7 d；t為混凝土構件的計算齡期，d，按照分析時的齡期取值；tc為混凝土潮濕養護結束時或開始干燥時的齡期，取3 d；RH為環境的相對濕度(用小數表示)，根據現場實測，外包混凝土取0.66，管內混凝土取0.96；V/S為混凝土構件的體表比，取50.8 mm。

GL2000模型收縮應變隨時間發展的表達式為

εsh(t)=εshuβ(h)β(t)

(7)

(8)

β(h)=1-1.18RH4

(9)

(10)

式中：εsh(t)為混凝土構件計算齡期的收縮應變；εshu為收縮應變終值；β(h)為影響收縮的濕度修正；β(t)為影響收縮的時間修正；K為與水泥種類相關的系數[14]，取1；fcm28為混凝土28 d的軸心抗壓強度平均值，根據實測，外包混凝土取50.7 MPa，管內混凝土取65.7 MPa。

4 建立有限元模型

4.1 建模思路

北盤江特大橋主拱圈采用橫向分環、縱向分段逐步澆筑的施工方法，因此，施工順序會導致混凝土齡期不同，同一截面上不同部位混凝土產生的收縮徐變效應也會有差異，使結構的長期變形更加復雜。如果直接采用一種單元模擬整個截面的力學行為則無法得到精確的計算結果。本文在建立北盤江特大橋有限元模型時，將同一截面上的外包混凝土、鋼管和內填混凝土離散為相互平行的三個空間梁單元，前期計算結果表明，主拱圈結構具有較強的整體性，變形滿足平截面假定，因此，采用“共節點”模擬同一截面上各單元的協同作用是可行的。由于收縮徐變分析的復雜性，且本文主要研究主拱圈的長期行為，所以在進行有限元模擬時，本次計算未考慮連接系、橫隔板及拱上建筑的聯合作用。

4.2 材料參數

模型中的各種材料按照原型結構中的材料特性定義，能夠對模型試驗中材料調整后的實測結果進行驗證，并為后期預測長期變形提供支持。其中，鋼管采用Q370，彈性模量2.1×105MPa，容重76.98 kN/m3；管內混凝土彈性模量取4.2×104MPa，容重26 kN/m3；外包混凝土彈性模量取3.9×104MPa，容重26 kN/m3；扣索彈性模量取1.95×105MPa，容重78.5 kN/m3。

4.3 邊界條件及荷載

采用專業軟件MIDAS/Civil建立拱橋模型有限元計算模型，用空間梁單元模擬管內混凝土、鋼管和外包混凝土，用桁架單元模擬施工輔助扣索。根據設計，該橋主拱圈為無鉸拱形式，所以在進行有限元模擬時，分別在兩端拱腳處安裝固定支座，將其全部自由度約束，在施工過程中不考慮扣索錨固端的偏移，也對錨固端的全部自由度進行約束。內填混凝土在澆筑初期，未達到設計強度時，只作為荷載作用于鋼管上，此時按梁單元均布荷載模擬，待管內混凝土達到強度后考慮其剛度；外包混凝土的處理方法與管內混凝土相同，待外包混凝土的強度達到設計要求后，考慮其參與整體受力。在進行混凝土收縮徐變效應分析時，由于MIDAS/Civil中未自帶GL2000模型，根據MIDAS/Civil的自定義功能，將GL2000模型嵌入到軟件中。

4.4 施工階段

根據設計，該橋主拱圈施工分析共設置269個施工階段，拱上建筑施工設置12個施工階段(文中模型不考慮此施工階段)，成橋后的收縮徐變計算設置9個施工階段，共計290個施工階段。限于篇幅，不再對具體施工階段加以介紹，主要施工階段可參考表5。每個施工階段激活或鈍化相應的結構組、邊界組和荷載組，并為各施工階段新激活單元賦予其初始切向位移。主拱圈及施工節段有限元計算模型如圖13、圖14所示。

圖13 主拱圈有限元計算模型

圖14 施工節段有限元計算模型

5 收縮徐變對高速鐵路鋼筋混凝土拱橋時變行 為的影響研究

由于拱橋模型管內材料為CGM砂漿，其收縮徐變特性無法準確掌握，經計算，文中混凝土與原型中的C80混凝土存在較小差異，主拱圈的長期變形主要由外包混凝土控制，故在進行有限元分析時，管內材料仍按照C80混凝土分析。由于受到天氣情況的影響，拱橋模型處環境濕度表現出較大的離散性，實測平均環境濕度為0.66，根據設計要求，水泥類型為快干普通水泥，考慮到管內混凝土處于封閉狀態，與外界環境無水分交換，無收縮和干燥徐變，只考慮基本徐變，所以，令式(9)中的β(h)取0，求得管內濕度為0.96，外包混凝土收縮開始時間取為3 d。

5.1 模型計算與測試結果的對比分析

由于施工條件的限制，拱橋模型對實際施工過程做了適當簡化，因此，針對拱橋模型施工過程中各主要荷載工況下控制截面的變形情況，將實測結果與有限元計算結果對比分析，如圖15所示。

注：圖中①～⑤代表荷載工況，依次為骨架合龍、內填混凝土、外包邊箱、外包中箱和成橋狀態。圖15 拱橋模型施工過程主要控制截面豎向變形發展曲線

圖15為拱橋模型自鋼骨架合龍至成橋狀態關鍵截面(圖8、圖9)的變形情況，其中包括結構自重和混凝土短期收縮徐變效應引起的變形，各截面的位移取該截面左右兩個測點(W1和W2)的平均值。從圖15可以看出，隨著加載時間的增加，各主要截面的豎向變形呈增長趨勢，其中理論值最大變形出現在拱頂截面附近，為5.7 cm。在施工過程中受到材料調整、施工過程簡化等因素的影響，實測變形和理論變形之間產生較小的波動，最大波動值保持在1.0 cm以內。由于拱橋模型施工周期長，混凝土收縮徐變在短時間內就已經達到終值的75%左右，模型與原型外包混混凝土的彈性模量僅相差4.6%，因此對長期變形的預測結果不會產生較大影響。北盤江特大橋鋼管混凝土勁性骨架截面占整個截面的比例較小，設計值為8.53%，且管內混凝土只考慮基本徐變，對主拱圈的變形影響較小，外包混凝土主要起控制作用，因此，拱橋模型的實測結果和有限元計算結果可以用來預測結構的長期變形。

根據上文的研究結果，對拱橋模型的長期變形進行預測。由于施工現場條件的限制，文中只給出拱橋模型一年內的變形實測數據，由有限元計算模型對其余時間工況的長期變形進行預測，如圖16所示。

注：圖中①～⑨代表成橋后時間，依次為成橋后1個月、3個月、6個月、1年、2年、3年、5年、7年和10年，圖17、圖19同。圖16 收縮徐變效應對模型橋長期變形的影響分析

圖16為模型橋在混凝土收縮徐變效應影響下的長期變形預測曲線，隨著時間的推移，拱橋模型有持續下撓的趨勢，在一年的觀測周期內，其發展曲線出現較小波動。由于外界環境條件及人為因素的影響，在進行長期預測時，產生一定的誤差，拱橋模型成橋后十年最大變形為6.7 cm，位于拱頂截面附近。

5.2 由拱橋模型計算結果反推原型變形分析

本節通過拱橋模型的預測結果反推原型變形情況，并將反推結果與原型確定性計算結果進行對比分析，原型確定性分析中的混凝土收縮徐變模型同樣采用GL2000模型。為了提高模擬結果的準確性，二者采用相同的材料參數，根據拱橋模型設計時的相似原則，幾何相似常數Cl=1/7.5，即拱橋模型的幾何變形與原型成1∶7.5的比例關系。原則上，將拱橋模型的長期變形值按照7.5倍幾何相似比進行放大，即得到原型的的長期變形量。拱橋模型反推結果與原型確定性分析對比如圖17所示。由于拱橋模型主跨為59.33 m，其跨徑與主跨445 m的原型相比存在較大差距，并且拱橋模型在試驗過程中，受到了自然環境(如溫度、濕度)等因素的綜合影響。

圖17 拱橋模型反推結果與原型確定性分析結果對比

從圖17可以看出，隨著時間的推移，位移發展曲線表現出一定的波動，經計算，L/8截面兩結果最大差值為1.8 cm，L/4截面兩結果最大差值為2.5 cm，3L/8截面兩結果最大差值為4.6 cm，跨中截面兩結果最大差值為5.5 cm，最大誤差控制在對應截面總位移的10%以內，因此，拱橋模型的整體變形是安全、合理的，其反推結果可為原型的施工及安全運營提供技術支持。

5.3 混凝土收縮徐變的隨機性影響分析

北盤江特大橋是主跨445 m的特大型鋼筋混凝土拱橋，其跨徑以及外界環境條件與拱橋模型不同，混凝土的收縮徐變效應表現出較強的時變性和隨機性。為了進一步得到具有概率保證意義的計算結果，需要考慮混凝土收縮徐變隨機性對長期變形的影響[15]。

根據文獻[10]的研究結果，徐變模型的隨機性指徐變度函數J(t,τ)的隨機性。考慮徐變和收縮模型的隨機性，混凝土長期應變可以表示為

(11)

由式(11)可以看出，對徐變度離散性可以等效為對彈性模量的修改。由于加載齡期τ時的彈性模量和28 d時彈性模量都除以了一個相同的系數，所以不會影響到彈性模量的發展方程；對收縮的影響即為修改終極收縮系數，考慮到混凝土彈性模量、混凝土強度、環境濕度以及加載齡期等的隨機性，混凝土的長期應變可以表示為

(12)

本節將考慮隨機性的預測結果和反推結果(確定性分析結果)進行綜合分析，得出更加符合實際變形的長期預測結果。為避免采用不同收縮徐變模型帶來的計算誤差，考慮隨機性的混凝土收縮徐變模型同樣基于GL2000模型，并采用拉丁超立方抽樣技術(LHS)和基于響應面(RSM)的蒙特卡洛抽樣技術(MC)，對原型的長期時變變形進行分析，GL2000模型隨機因子(式(11)、式(12)中隨機性系數)統計特性見表6。

表6 GL2000模型隨機因子統計特性

由上文研究結果可知，主拱圈變形的最不利截面位于跨中，故以跨中為代表截面進行分析。圖18為原型跨中截面考慮混凝土收縮徐變隨機性的MC結合RSM均值、98%分位值和2%分位值的預測結果。從圖18可以看出，成橋后十年，拱頂截面確定性分析的相對位移增量為7.5 cm，隨機性分析的跨中截面相對位移均值為8.1 cm，98%分位值為10.4 cm，是確定性分析結果的1.39倍，確定性分析得到的長期預測結果偏于不安全，因此，對大跨度混凝土拱橋進行收縮徐變分析時，考慮混凝土收縮徐變的不確定性是必要的。針對該橋成橋十年后跨中截面仍存在8.1 cm的位移增量，并且考慮到無砟軌道中扣件的標高調整量僅為2 cm，建議橋面鋪設可調標高量較大的有砟軌道。

圖18 拱橋模型與原型跨中截面長期變形增量綜合對比結果

6 結論

以北盤江特大橋為工程背景，為驗證原型施工過程的安全性并預測其長期變形，對主拱圈結構進行1∶7.5的大比例縮尺模型試驗研究，得到以下結論：

(1)模型試驗過程中，對外包混凝土的澆筑步驟進行簡化；為了施工方便，對模型中的材料進行適當調整。通過對拱橋模型施工過程和成橋后時變行為的觀測，得到實測值與理論值相差較小，整體力學性能良好，符合設計要求，驗證了原型施工過程的安全性，并具有一定的安全儲備。

(2)采用GL2000收縮徐變模型對主拱圈模型的長期變形進行預測，并根據幾何相似比反推原型的長期變形。由于拱橋模型材料調整、施工工序簡化和外界條件的影響，反推結果與理論計算結果沒有嚴格遵守幾何相似關系，呈現出一定的波動，最大差值為5.5 cm，誤差控制在對應截面總位移的10%以內。

(3)將拱橋模型和原型的確定性分析結果與原型考慮混凝土收縮徐變隨機性的結果進行對比分析，確定性分析結果與隨機性分析結果表現出一定的差異。成橋后十年，隨機分析結果的98%分位值是確定性分析的1.39倍，是隨機分析均值的1.3倍，因此，對于收縮徐變較敏感的大跨度橋梁結構，確定性分析的預測結果偏于不安全，需要考慮收縮徐變的隨機性影響。

(4)隨機性分析得到的概率性結果建立在大量樣本統計的基礎上，并針對樣本的離散性預判各種響應值出現的范圍。為了更準確預測主拱結構的長期變形，建議開展主拱圈混凝土收縮徐變、強度和彈性模量的材料試驗，并對橋址處環境溫、濕度進行實時監測，用以修正模型，提高預測精度。同時加強控制全橋施工質量，關注主要截面的變形情況；針對橋面的殘余收縮徐變變形，如果鋪設無砟軌道，其扣件的一般調整量僅為2 cm，因此，建議鋪設可調標高量較大的有砟軌道，為高速鐵路的安全運營提供條件。

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