特别进入20世纪90年代以来，预应力砼连续梁桥和连续刚构在我国发展迅速，形势喜人。但是随着桥跨的增大，连续刚构桥在使用过程中的问题也凸显出来，其中之一就是随着使用年限的增加，连续刚构的跨中不断下挠，这会使桥梁运营期内出现不良线形而引起乘客的不舒适感，甚至危及行车安全。所以跨中下挠问题也成了连续刚构这种桥型建设和发展过程中厄待解决的问题。 
　　 国外，如帕劳共和国的科罗尔.巴岛（Koror-Babeldaob）桥是一座跨中带铰的三跨预应力混凝土连续刚构桥，其跨度组合为72+241+72m，是当时世界上同类桥梁中跨度最大者。1978年建成通车，通车后不久就产生了较大的挠度，到1990年，其挠度达到了1.2m。后来采用体外索施加预应力，使主跨中央挠度减小。1996年7月加固结束，加固结束处理后不到三个月就发生了倒塌事故。美国1979年竣工的鹦鹉渡口桥（Parrotts Ferry Bridge）,跨径不止为99+195+99，上部结构采用轻质混凝土建造。该桥在使用12后，主跨跨中下挠了63.5cm。
　　 国内，拿过鲁班奖的９７年成桥的虎门大桥连续刚构也已经出现了２６ｃｍ的下挠。而且还没有停止。
　　 大跨连续刚构跨中下挠的原因，大致可分为设计方面的原因，施工方面的原因，运营期间的原因，现分述如下：
　　 一、设计方面的原因
　　 设计是基于成桥状态，而施工能满足这一条件的只有满堂支架的小跨径连续梁了！跨径变大，施工必然采用悬臂浇筑或者拼装，施工至最大悬臂状态时，出现了最大的不平衡弯矩（悬臂梁与设计的预应力效应之间的差值）。而这个不平衡力在合龙后并没有消除，利用虚功原理，这种不平衡力必然引起后期的下挠，不平衡力越大挠度越大！而仅仅通过线形控制达到设计线形是不能消除这个影响的！
　　 因此，设计必须与施工过程相联系。
　　 1.1计算模式存在问题，有待进一步改进
　　 通常连续箱梁和连续刚构桥梁的计算模式是：桥梁收缩徐变完成后的恒载＋活载＋温度等组合产生的应力来控制设计，实际上某些截面的应力值不是由收缩徐变完成时的各项应力值之和控制，结构计算未能采用应力包络方式进行验算，不能保证桥梁节段施工、合龙后、加载二期恒载、活载、收缩徐变、温度等各个阶段及其组合计算出的最大应力值均控制在合理的范围内。另一方面，设计通常忽略了恒载作用下箱梁上、下截面的应力水平差问题，没有采取有效措施减少截面上下缘应力差。由于梁截面顶部和根部应力水平相差较大，应力作用下的徐变效应也有所不同，在支座附近截面，箱梁底部的应力水平要明显高于顶部，相应的产生的徐变效应亦大于顶部，从而带到箱梁产生下挠。
　　 1.2 箱梁温度应力考虑不足，导致局部出现开裂
　　 箱梁非线性温差对箱梁应力影响很大，很多桥梁由于非线性温差取值偏小而引起应力储备不足，导致箱梁开裂。以前的设计在考虑非线性温度时，由于桥规中未作具体规定，因而很多采用T梁的计算模式取为5度，但实践表明，采用T梁计算模式的温度取值远较实际的非线性温差小。以西攀高速公路金江金沙江大桥主跨275米方案为例，以跨中下缘拉应力为控制指标，通过对美国、英国BS5400、新西兰、新铁规的比较，发现不同国家规范对跨中梁高的要求是不同的，我国《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG D62-85)是采用矩形温差模型，而2004版规范改进了温差模型，采用三角形分布，经虎门辅航道连续刚构桥混凝土箱梁的温度监测表明，温度分布或温度梯度分布曲线呈现非线性的特点, 由顶板的较大值开始迅速衰减，到腹板的中下部，温度数值最低，温差接近为0；由底板上缘附近开始，温度逐渐升高, 温差逐渐增大。经空间有限元计算比较表明，箱梁的变形和应力对温度梯度模式较为敏感。温度荷载在主梁下缘引起拉应力，它与混凝土张拉预应力筋引起的二次应力相组合，将产生较大的拉应力，以138.17 m + 268m + 138.17 m的三跨预应力混凝土连续刚构箱梁桥为例，表明主梁引起的弯矩值均接近甚至超过了活载作用时的最大弯矩值，有的部位甚至数倍于活载作用的最大弯矩值。从而降低主梁截面的抗裂性 [2]。另外我国铁道部从20世纪70年代未至80年代中期对多座铁路桥梁的温度应力进行了实测，表明温差分布是与新西兰规范类似的多次抛物线模式，我国现行桥规仍偏于简单化，计算结果偏于不安全。
　　 与此同时，箱梁顶板和底板温度与环境温度存在一定滞后。在下午虽然箱梁温度达到最高，但由于滞后的原因挠度相对增加较小，而晚间的挠度反而增加；由于连续箱梁挠度与梁体刚度密切相关，支座附近梁体较高，刚度较大，跨中刚度较小，相对较柔，梁顶温度升高导致跨中产生向下的挠度，类似于跨中存在一个铰。梁顶温度升高后，挠度曲线表明跨中截面承受正弯矩，梁底板受拉。顶、底板温差越大，梁体冗余弯矩越大。估计在温度变化下如果产生的拉应力超过了预压应力，在梁底就会产生拉应力状态，经过多次循环，从而降低了混凝土寿命期内抗拉能力。
　　 1.3剪切变形及剪力滞效应考虑不足
　　 我国现行桥规与国外设计规范相比是偏于不安全的，难以充分考虑斜截面的抗剪能力。而且連续箱梁和刚构设计分析时一般采用梁单元，无法考虑剪力效应。但由于箱梁腹板相对较簿，所以箱梁腹板剪应变很敏感。轴向力首先产生在腹板，然后随着剪力滞效应，底板产生剪应变（变形）。对于较宽的横断面，剪力滞效应显著而不能忽略。而钢筋混凝土结构设计时，运用有效宽度概念，考虑剪力滞效应。对于预应力结构，荷载和预应力产生的剪力滞有所区别。直线型预应力筋等不产生剪力，因此不产生剪力滞效应，所以有效宽度的方法使用时需要注意到预应力梁真正的力学行为。通过以下三种情况的计算分析：1、仅考虑弯矩作用，不考论剪应变及剪力滞；2、考虑弯矩作用及腹板的剪应变，不考虑剪力滞；3、弯矩作用、剪应变及剪力滞均考虑。结果表明，建设期考虑剪力效应，自由端建成405天（建设期）到合拢前第685天间挠度大于不考虑剪应力效应约24%；考虑剪应力效应情况下，25年期跨中挠度增加量比不考虑时多56%。
　　 1.4纵向预应力损失考虑不足，导致预应力水平降低
　　 由于理论计算模式和计算结果往往与工程实际情况存在差异，加上一些在设计时难以计入的因素，因此在设计过程中，有必要考虑结构各个截面的应力要有一定的安全储备，即对使用荷载作用下截面的正应力和混凝土主拉应力，提供一定的应力储备，以便在设计上带来可靠保证。
　　 通过对黄石长江大桥箱梁裂缝和主跨下挠成因分析发现，主梁正弯矩和负玩矩区顶板总向预应力有效性的降低都会使主梁跨中产生下挠，当底板纵向预应力有效性降低30%时，主梁跨中将增加53mm的下挠，顶板悬臂施工束失效10%时，次边跨跨中下挠量增加133mm，中跨跨中下挠量增加137mm。
　　 1.5 高估混凝土的力学性能，结构设计安全储备不足
　　 在我国桥规设计规范中，混凝土拉应力和压应力作为设计控制指标，但事实上，我国预应力混凝土结构同普通钢筋混凝土结构一样，在受弯构件正截面强度有足够保证的情况下，仍有可能沿斜截面破坏。在斜截面破坏前，总会先出现由弯短和剪力引起的主拉应力斜裂缝。由于预应力的存在，特别在纵向和竖向预应力的共同作用下，箱梁内的主拉应力大大降低，从而使得斜截面的抗裂性比普通钢筋混凝土好。在合理进行纵向预应力钢来布置和竖向预应力钢筋设计的情况下，可以把使用荷载作用下的主拉应力控制在小于规范规定的混凝土抗拉强度（主拉应力）范围内。结构出现斜裂缝，其承载能力将会降低，甚至会突然破坏。通过主拉应力的敏感性分析得知，若不设置竖向预应力钢束或者竖向预应力失效，则必须加大腹板厚度尺寸，重新设计。若竖向预应力只考虑50％的效果时，计算所得的主拉应力仍会出现大于规范规定值的情况。
　　  如果桥梁成桥后各截面存在正（负）弯矩Mg，在若干年后混凝土所发生的徐变也必然沿着已留有的转角方向发生应变，即产生徐变挠度。有意识的设计预应力索所产生的弯矩MT与恒载Mg相反，使连续梁各个截面转角也为零θ≈0。这样就使若干年所产生的砼徐变仅发生轴向缩短而不发生下挠。一般设计都将梁体的自重挠度fg反方向预抬高，即通过调整模板，能在外形上做到了合拢时跨中梁截面标高与设计相符。这种做法没有解决力的平衡问题，在连续梁内部仍然存在弯矩，这些弯矩产生的梁体转角也没有消除，所以随着时间增长砼发生徐变后，梁体将沿着原来存在的转角也没有消除，所以随着时间增长砼发生徐变后，梁体将沿着原来存在的转角方向发生下挠。因此说挠度抬高方法实质上没有解决梁体砼徐变发生转角下挠的问题。
　　 当然徐变并不是造成下挠的全部原因，但徐变是至关重要的因素，好多问题多是围绕徐变产生的：比如，加载龄期过早；顶板预应力损失；公路桥梁规范的计算徐变结果偏小等等。
　　 二、施工方面的原因
　　  弹性模量未达到设计要求，最终造成预应力损失必然会导致后期跨中挠度的下沉量较大！
　　 其次，从施工的角度分析，纵向预应力筋虽然采用低松弛钢绞线，但毕竟是有松弛的，时间长了以后除了混凝土徐变外，预应力束发生松弛现象也会导致预应力损失。另外在进行竖向预应力筋通常使用精轧螺纹粗钢筋，而精轧螺纹粗钢筋张拉过程中由于拉伸值较小，作为我们施工来说是采用百分表来检测其伸长值，但是在锚固时不可避免会产生一部分应力损失。因此，竖向预应力筋也同样具有松弛导致预应力损失的情况发生。纵向和竖向预应力损失的出现必然会导致后期跨中挠度不断增加。
　　  三、运营期间的原因
　　 随着当地经济的发展，公路交通量明显加大，超载、超速现象也越来越严重。由于长期处于繁忙的超负荷营运状态，加剧了下挠和裂缝的发展。
　　 综上所述，对于大跨连续刚构跨中下挠的问题，要更新设计理念，精细施工，加强运营期间的管理，多方面着手，才能杜绝或减缓大跨连续刚构跨中下挠。