單跨工字鋼組合梁整體橋標準化設計案例分析目錄TOC\o"1-3"\h\u13503單跨工字鋼組合梁整體橋標準化設計案例分析 1125911.1標準化設計原則和方法 12781.1.1設計理論和基本假定 172771.1.2設計原則和步驟 2228361.1.3設計標準和基本構(gòu)造 398931.1.4設計計算參數(shù) 5252021.2工字鋼組合梁整體橋標準化設計 5297861.2.1主梁設計 565681.2.2整體式橋臺設計 13224921.2.3樁基設計 1854621.2.4施工方法 23116061.3單跨工字鋼組合梁整體橋受力性能分析 2725581.1.1單項荷載作用 2810811.1.2荷載組合作用 34108481.4單跨工字鋼組合梁整體橋合理跨徑分析 36268991.5小結(jié) 40結(jié)合工字鋼組合梁橋經(jīng)濟適用跨徑并考慮整體橋設計控制因素，開展跨徑分別為20m、30m、40m、50m四種跨徑的單跨工字鋼組合梁整體橋標準化設計，并與等跨徑的工字鋼組合梁簡支橋進行內(nèi)力和撓度對比，綜合考慮主梁容許承載能力與整體式橋臺臺頂縱向變形能力，建立單跨工字鋼組合梁整體橋縱向變形計算方法，給出單跨工字鋼組合梁整體橋合理跨徑建議。1.1標準化設計原則和方法1.1.1設計理論和基本假定組合梁設計理論根據(jù)材料利用程度一般分為彈性設計法與塑性設計法?；趶椥岳碚摰膹椥栽O計假設混凝土和鋼材均為理想彈性材料，二者可以通過一定連接方式結(jié)合達到協(xié)同受力和變形，其優(yōu)點在于可以使用參數(shù)換算簡化計算過程且計算結(jié)果有較大安全性，缺點在于不考慮材料的塑性，沒有充分利用材料的性能，因此無法真實反映結(jié)構(gòu)破壞前的臨界狀態(tài)，無法準確計算結(jié)構(gòu)承載能力。我國在橋梁工程應用鋼混組合結(jié)構(gòu)的歷史已達七十年，隨著研究的深入，在設計方法上也逐漸改進?；趶椥栽O計理論的容許應力法是我國應用較早且較為廣泛的組合結(jié)構(gòu)設計方法，其基本設計原則在于將設計荷載作用下得到的結(jié)構(gòu)應力計算值限制在規(guī)定的容許值范圍，應力容許值只能依據(jù)經(jīng)驗值確定，安全度的概念籠統(tǒng)地簡化了各類因素的具體影響程度。當前《組橋規(guī)范》中對組合梁橋的設計采用基于概率理論的極限狀態(tài)設計法，即考慮結(jié)構(gòu)在既定時間范圍的既定條件下滿足使用需求的概率，設計時采用承載能力極限狀態(tài)和正常使用極限狀態(tài)，考慮結(jié)構(gòu)在持久狀況、短暫狀況、偶然狀況、地震狀況四種狀況下相應的狀態(tài)是否滿足要求。其中，承載能力極限狀態(tài)是指對應于結(jié)構(gòu)、結(jié)構(gòu)構(gòu)件達到最大承載力或不適于繼續(xù)承載的變形或變位狀態(tài)，正常使用極限狀態(tài)是指對應于結(jié)構(gòu)或結(jié)構(gòu)構(gòu)件達到了正常使用或耐久性的某項限值的狀態(tài)?；炷翆儆趶椝苄圆牧?，具有明顯的非線性特征，鋼材屬于理想彈塑性材料，整體橋的實際應用中需要利用結(jié)構(gòu)的變形能力，結(jié)構(gòu)標準化的設計需要一定的安全儲備同時具有較廣泛適用性。本文采用以彈性設計為基礎進行的標準化設計，組合梁整體橋的標準化設計主要遵循以下假定：（1）以彈性理論為設計基礎，組合梁截面應變分布滿足平截面假定；（2）鋼梁和混凝土橋面板完全結(jié)合，忽略相對滑移的影響；（3）不考慮混凝土受拉作用；（4）橋臺、墩上受負彎矩作用的連接節(jié)點完全固結(jié)。1.1.2設計原則和步驟組合梁整體橋的標準化設計主要遵循以下原則：（1）在現(xiàn)有統(tǒng)計分析得到的組合簡支梁橋設計參數(shù)基礎上，對橋臺、墩梁節(jié)點處進行整體化設計。結(jié)構(gòu)應滿足我國現(xiàn)有設計規(guī)范相關條文規(guī)定。（2）控制組合截面形心軸的位置使得材料利用率更高?？紤]兩階段受力情況，形心軸設計在鋼梁段比設在混凝土截面內(nèi)，應力沿梁高方向分布更均勻。（3）在中小跨徑范圍內(nèi)，組合梁橋具有一定的優(yōu)勢，根據(jù)第二章所統(tǒng)計的組合梁橋參數(shù)信息，參考《通規(guī)》1.1.6條：“橋涵跨徑在50m及以下時，宜采用標準化跨徑”，對單跨跨徑20m、30m、40m、50m的組合梁整體橋開展標準化設計研究。（4）由于所設計整體橋梁跨徑較小，縱向受力變化相對簡單，考慮設計和施工的便利性，主梁采用等截面設計。（5）采用混凝土樁基，橋梁縱向變形量較小，參考《地規(guī)》附錄L中的“m法”進行下部結(jié)構(gòu)考慮結(jié)構(gòu)-土相互作用計算，研究結(jié)果便于工程設計參考應用。單跨組合梁整體橋的標準化設計主要包括三個部分：工字鋼組合梁設計、整體式橋臺設計，以及混凝土樁基礎設計。設計步驟包括：（1）以單跨組合簡支梁為基礎，結(jié)合現(xiàn)有設計參數(shù)統(tǒng)計資料，考慮設計標準、鋼結(jié)構(gòu)運輸和施工方法等條件確定截面形式，初步設計得到符合要求的簡支梁尺寸。（2）進行考慮施工方式的整體化改造，將主梁端部現(xiàn)澆固結(jié)，令端部主梁少量承擔負彎矩，從而以此達到優(yōu)化設計的作用，根據(jù)受力結(jié)果再次修改得到合適的構(gòu)造尺寸，橋臺的設計需要考慮結(jié)構(gòu)-土相互作用。（3）進行考慮結(jié)構(gòu)-土相互作用的混凝土樁基設計，并滿足承載力和變形需求。（4）組合梁整體橋優(yōu)化設計計算，結(jié)果符合相關規(guī)范要求即認為設計通過。1.1.3設計標準和基本構(gòu)造本文開展的工字鋼組合梁整體橋設計的技術參數(shù)取為：（1）道路等級：橋梁按一級公路技術標準，雙向6車道分幅設計，設計時速80km/h~120km/h；（2）設計基準期：100年，結(jié)構(gòu)設計使用年限：100年；（3）公路橋涵設計安全等級：一級，結(jié)構(gòu)重要性系數(shù)：1.1；（4）環(huán)境條件：Ⅰ類環(huán)境。統(tǒng)一整體橋各個位置的符號及命名方式，組合梁整體橋的基本構(gòu)造示意如圖3-1所示，參數(shù)符號列于表3-1中。組合梁整體橋的上部結(jié)構(gòu)典型橫斷面布置為：將標準化設計的單幅橋梁寬度統(tǒng)一按B=0.5m（護欄）+11.0m（橋面凈寬）+0.5m（護欄）=12.0m考慮，車道固定為單向3車道。主梁采用4片中心距d1=1.25m的鋼梁，橋面板統(tǒng)一采用Hm=250mm等厚度設計，采用2%的單向橫坡。(a)立面圖與剖面圖(b)跨中斷面詳圖圖3-1工字鋼組合梁整體橋截面形式表3-1工字鋼組合梁整體橋截面尺寸參數(shù)匯總類別符號定義符號定義截面尺寸參數(shù)L橋梁計算跨徑tf鋼梁翼緣板厚度B橋梁全寬b鋼梁翼緣板全寬Hm橋面板高度tw鋼梁腹板厚度D樁徑h鋼梁腹板高度H1樁帽高度d1鋼梁中心距H2端墻高度d2邊鋼梁中心至橋面邊緣T橋臺縱向厚度H主梁全高主要材料指標為：（1）混凝土上部構(gòu)造：橋面板采用C50鋼筋混凝土，防撞護欄及護欄座采用C30鋼筋混凝土，橋梁鋪裝采用瀝青混凝土；下部構(gòu)造：樁基、整體式橋臺（蓋梁和現(xiàn)澆段）、搭板采用C30鋼筋混凝土。（2）鋼材主梁：采用Q345鋼，材料典型性能應符合《橋梁用結(jié)構(gòu)鋼》（GB/T714-2015）[63]的相關要求；橫梁：采用Q345鋼，并用高強螺栓進行橫梁與主梁的連接；普通鋼筋：鋼筋直徑＜12mm者采用HPB300光圓鋼筋，直徑≥12mm者采用HRB400帶肋鋼筋。（3）臺后填土由于臺后土壓力對結(jié)構(gòu)受力會產(chǎn)生影響，因此在施工過程中，必須考慮回填土的材料和回填時間。建議實橋設計時在整體式橋臺后面使用中密度密實的粒狀回填材料，強度過低的回填材料可能會使搭板出現(xiàn)沉降問題，強度過高回填材料在溫度變化下將對橋梁產(chǎn)生過大土壓力不利于結(jié)構(gòu)變形。因此，本標準化設計選用中砂作為回填材料，具體施工時，也有在臺后土和橋臺之間增加泡沫變形材料的做法，同時滿足搭板處的承載需求和整體橋的變形需要。1.1.4設計計算參數(shù)采用橋梁專業(yè)軟件MIDAS/Civil對工字鋼組合梁整體橋的施工階段和成橋階段進行模擬計算，按梁格法整體建模，荷載及荷載組合按《通規(guī)》相關規(guī)定取值：（1）上部結(jié)構(gòu)1）荷載一期恒載：主梁鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)容重取26kN/m3，鋼結(jié)構(gòu)容重取78.5N/m3；二期恒載：包括橋面鋪裝、防撞護欄等；荷載等級：公路—I級，無人群荷載。2）溫度荷載：橋面板溫差按《通規(guī)》相關規(guī)定取值，均勻溫度作用按整體升溫39℃，降溫-6℃。其中，溫度梯度的計算根據(jù)《通規(guī)》第4.1.12條規(guī)定，橋面板區(qū)域由頂面至底面分段下降，正溫度梯度T1=20℃，T2=6.7℃；負溫度梯度T1=-10℃，T2=-1.3℃。3）收縮徐變：混凝土的收縮徐變根據(jù)《通規(guī)》要求考慮。（2）下部結(jié)構(gòu)1）按上、下部一體建立梁格模型進行計算，建模方法參照第二章。2）基礎采用鉆孔灌注樁基礎。樁基受力和配筋按照“m”法計算。設計驗算根據(jù)《通規(guī)》分別進行承載能力極限狀態(tài)和正常使用極限狀態(tài)計算，采用荷載組合包絡值計算結(jié)果。1.2工字鋼組合梁整體橋標準化設計1.2.1主梁設計為了探究主梁不同設計參數(shù)變化對組合梁整體橋受力的影響情況，首先針對單跨20m組合梁整體橋，通過有限元分析探討高跨比、腹板厚度變化、翼緣板寬度變化、翼緣板厚度等不同參數(shù)變化情況下整體橋的受力和變形情況，得到主梁合理的標準化設計方案。（1）腹板高度主梁與跨徑之比為H/L，通過建立有限元模型，比較不同高跨比時，主梁極限承載能力變化規(guī)律，從而確定主梁腹板高度，主要控制參數(shù)為主梁的應力和撓度。其中，拉應力和壓應力取極限承載能力情況下主梁任意一點的最大值；由于施工過程中，混凝土濕重全部由鋼梁承擔，該階段的鋼梁應力也加以考慮；撓度值采用持久狀況正常使用極限狀態(tài)下的頻遇組合。為便于標準化設計和施工，上下翼緣板取相同尺寸，翼緣寬B=514mm，翼緣板厚tf=25mm，鋼梁腹板厚tw=14mm，主梁與跨徑之比H/L設置在1/19~1/13之間的計算結(jié)果匯總于表3-2中。鋼材拉壓等強，將應力取絕對值最大值，應力和撓度對比如圖3-2所示?？梢钥闯?，隨著高跨比的增大，應力和撓度隨之增長，總體而言，壓應力略大于拉應力，極限狀態(tài)應力較施工階段應力大17.6%~36.7%。高跨比H/L從1/13降低到1/19，腹板高度降低360mm，拉應力從81.4MPa增大到132.1MPa，增幅為58.4%，壓應力從95.8MPa增大到131.1MPa，增幅為36.9%，施工階段的最大應力從60.6MPa增大到108.0MPa，增幅為78.2%。車輛荷載作用下，主梁跨中撓度從4.5mm增大到7.8mm，增幅為71.3%。表3-2不同高跨比下主梁應力和撓度高跨比H/L腹板高（mm）極限狀態(tài)下拉應力（MPa）極限狀態(tài)下壓應力（MPa）施工階段應力（MPa）活載撓度（mm）1/13125081.4-95.860.64.51/14114089.4-100.868.15.11/15104097.5-106.574.95.51/16960105.4-111.981.06.01/17890111.5-117.590.56.61/18820122.8-124.299.37.21/19760132.1-131.1108.07.8圖3-2不同高跨比下主梁應力和撓度對比（2）腹板厚度根據(jù)《鋼規(guī)》第5.1.3條規(guī)定，采用Q345鋼材的腹板在僅設橫向加勁肋，不設縱向加勁肋時最小厚度應不小于，其中hw為腹板高度，為不小于0.85的折減系數(shù)，，為鋼材抗剪強度設計值（Q345取160MPa），為主梁最大剪應力。經(jīng)試算，腹板厚度取tw=14mm可以滿足規(guī)范要求。驗算過程中，發(fā)現(xiàn)腹板厚度的變化對于主梁的應力和撓度影響不足1%，因此本文不討論其影響，僅取符合構(gòu)造要求的厚度，考慮實際工程中焊接需要和經(jīng)驗取值，本文建議腹板厚度取值大于12mm，并在其他跨徑標準化設計中適當增大以適應穩(wěn)定性需要。工字鋼組合梁的鋼梁設計有剛度控制和截面應力兩種方法[64]，在保證安全使用的前提下，以截面應力控制得到的設計可以減少用鋼量，如圖3-3所示。圖3-3鋼梁截面形心位置示意圖假設主梁以以截面應力控制設計，截面控制設計中最大拉應力和壓應力分別為和，理想設計狀態(tài)下，截面中性軸位置和慣性矩I為：（3-1）式中：（3-2）（3-3）（3-4）（3-5）若截面設計彎矩為M，根據(jù)截面內(nèi)力與外力平衡原理可以得到：（3-6）因此可以近似求得翼緣板所需要的面積：（3-7）將上式代入主梁全截面面積計算公式A=A+A+ht，可以得到鋼梁截面面積與腹板高度的函數(shù)關系：（3-8）令dA/dh=0，就可以求得最小截面面積相應的腹板高（即經(jīng)濟腹板高度）h值：（3-9）式中，h/t——腹板寬厚比的限值，可以根據(jù)腹板加勁肋多少和腹板的抗剪能力確定。單跨組合梁整體橋在成橋過程中支承條件有所變化，即先形成簡支梁體系再固結(jié)主梁端部形成框架體系，完成體系轉(zhuǎn)換后施加汽車荷載，則主梁端部位置將分擔部分彎矩。與僅簡支支承情況相比，主梁跨中彎矩將有所減小。兩種橋型在不同階段的邊界條件對比如表3-3所示。表3-3簡支梁橋和整體橋在不同作用階段下邊界條件對比作用階段簡支梁橋整體橋一期荷載簡支簡支二期荷載簡支固結(jié)汽車荷載簡支固結(jié)與簡支梁橋相比，整體橋通過體系變化和施工方法不同，減小了主梁跨中彎矩，因此腹板高度可以設計更低。以腹板高度和跨徑比值取1/17的情況為例，應用式（3-9）對跨徑20m的簡支梁橋和整體橋的鋼梁腹板高度進行理論計算，得到12、14、16mm三種不同腹板厚度時對應的經(jīng)濟腹板高度及相關參數(shù)，列于表3-4中?；诶碚撚嬎憬Y(jié)果，腹板厚度tw越大，組合梁整體橋腹板高度h減少量越小，三種厚度下，腹板高度均降低了7.3%。表3-4單跨20m組合梁橋腹板優(yōu)化分析項目腹板厚度tw=12mmtw=14mmtw=16mm簡支梁橋腹板高度（mm）1037960898整體橋腹板高度（mm）961890833腹板高度差值（mm）757065腹板高度降低率7.3%7.3%7.3%（3）翼緣板寬度根據(jù)《鋼規(guī)》中7.2.1條對焊接板梁的構(gòu)造要求，翼緣板伸出肢寬應小于400mm，且滿足肢寬，其中為翼緣板厚度。因此，控制翼緣板肢寬與厚度的寬厚比為8~12，本小節(jié)將對比翼緣板寬度和厚度變化對主梁受力影響情況。參考第二章統(tǒng)計數(shù)據(jù)，設定翼緣板厚tf=25mm，鋼梁腹板高Hw=890mm、厚tw=14mm，根據(jù)寬厚比變化翼緣板厚度。翼緣板寬厚比變化情況下，主梁在極限承載力狀況下的受力和撓度結(jié)果列于表3-5中，應力和撓度對比如圖3-4所示?？梢钥闯觯瑯O限狀態(tài)應力較施工階段應力大22.3%~31.3%。隨著翼緣寬度的增加，即翼緣寬厚比的增大，應力和撓度隨之降低，鋼梁壓應力略大于拉應力。翼緣板寬厚比從8增大到12，翼緣板寬度增大200mm，拉應力從131.8MPa降低到98.3MPa，降幅為26.5%；壓應力從139.9MPa降低到121.2MPa，降幅為11.4%；施工階段的最大應力從115.5MPa降低到82.1MPa，降幅為28.9%；車輛荷載作用下，主梁跨中撓度從6.3mm降低到5.5mm，降幅為11.1%。表3-5翼緣板寬度變化下主梁受力對比翼緣寬厚比翼緣寬度（mm）極限狀態(tài)下拉應力（MPa）極限狀態(tài)下壓應力（MPa）施工階段應力（MPa）撓度（mm)8414131.8-139.9115.56.39464122.4-130.2104.86.110514111.0-122.296.05.911564105.1-115.688.55.61261498.3-121.282.15.5圖3-4不同翼緣板寬度下主梁應力和撓度對比（4）翼緣板厚度構(gòu)造上，工字鋼梁的翼緣板厚度一般不應小于16mm，參考第二章統(tǒng)計數(shù)據(jù)，設定翼緣板全寬B=550mm，鋼梁腹板高Hw=1050mm、厚tw=14mm，翼緣板厚度隨寬厚比變化情況及主梁受力情況列于表3-6，應力和撓度對比如圖3-5所示。表3-6翼緣板厚度變化下主梁受力對比翼緣寬厚比翼緣厚度（mm）極限狀態(tài)下拉應力（MPa）極限狀態(tài)下壓應力（MPa）施工階段應力（MPa）撓度（mm)83195.4-107.379.55.4928101.3-114.187.05.61025111.0-122.296.05.91123120.6-128.8101.16.11221129.5-136.5111.36.3可以看出，極限狀態(tài)應力較施工階段應力增大了22.3%~31.3%，隨著翼緣厚度的減小，即翼緣寬厚比的增大，鋼梁應力和撓度隨之降低，壓應力略大于拉應力。翼緣板寬厚比從8增大到12，翼緣板厚度降低10mm，拉應力從95.4MPa增大到129.5MPa，增幅為35.7%，壓應力從107.3MPa增大到136.5MPa，增幅為26.3%，施工階段的最大應力從79.5MPa增大到111.3MPa，增幅為28.6%。車輛荷載作用下，主梁跨中撓度從5.4mm增大到6.3mm，增幅為14.3%。圖3-5不同翼緣板厚度下主梁應力和撓度對比上述討論可以看出，對于鋼梁受力影響程度從大到小的因素依次為腹板高度、翼緣板厚度、翼緣板寬度、腹板高度。因此，標準化設計時，工字鋼組合梁整體橋的高跨比建議取值為1/17~1/16之間，翼緣寬厚比建議取值為10。按照相同的設計方法，考慮到鋼結(jié)構(gòu)后期的疲勞性能，以200MPa為鋼梁應力設計控制指標，經(jīng)計算得到不同跨徑下的鋼梁尺寸參數(shù)，主梁一般截面如圖3-6~圖3-9所示，尺寸匯總于表3-7。其中，取不同跨徑下翼緣板寬度和厚度保持一致，調(diào)整鋼梁腹板高度和厚度，得到單跨跨徑20~50m工字鋼組合梁整體橋的主梁腹板高度取值范圍在890mm~2840mm之間，腹板厚度取值范圍在14~20mm之間。表3-720m~50m跨徑組合梁整體橋鋼主梁尺寸參數(shù)表位置跨徑（m）翼緣板腹板高跨比寬度（mm）厚度（mm）高度（mm）厚度（mm）2051425890141/1730514251470141/1740514252060161/1650514252840201/16圖3-6單跨20m組合梁整體橋標準斷面圖（單位：mm）圖3-7單跨30m組合梁整體橋標準斷面圖（單位：mm）圖3-8單跨40m組合梁整體橋標準斷面圖（單位：mm）圖3-9單跨50m組合梁整體橋標準斷面圖（單位：mm）圖3-10不同翼緣板寬度下主梁應力和撓度對比根據(jù)表3-7的鋼梁尺寸取值，計算得到承載能力極限狀態(tài)下，不同跨徑的工字鋼組合梁整體橋主梁拉、壓應力及施工階段應力變化趨勢如圖3-10所示。可以看出，隨著跨徑增大，主梁應力也隨之增大，跨中最大拉應力范圍在113~162MPa之間，鋼梁在橋臺處的壓應力大小在64~92MPa之間，施工階段應力大小在96~144MPa之間，均滿足規(guī)范要求。1.2.2整體式橋臺設計整體式橋臺將主梁和樁基固結(jié)在一起共同受力，其尺寸構(gòu)造將對結(jié)構(gòu)-土相互作用產(chǎn)生的變形和橋梁內(nèi)力分配有直接影響，不同樁基礎的整體式橋臺典型構(gòu)造如圖3-11所示，根據(jù)INTAB[56]的設計建議，以鋼樁為基礎的工字鋼組合梁整體橋的跨徑與橋臺高度比值建議在15~19之間，橋臺豎向高度與縱向厚度的比值在2.1~4.2之間。我國目前設計的采用混凝土樁基的多座整體橋跨徑與橋臺高度比值不超過10，目前最長整體橋的永春上坂大橋跨徑與橋臺高度比值為9.2，橋臺豎向高度與縱向厚度的比值為1.81?？傮w而言，整體式橋臺的縱橋向臺厚相對較小，近似于板結(jié)構(gòu)。將橋臺的高度定義為從樁與橋臺結(jié)合面至組合梁頂部的距離。整體橋的橋臺尺寸與跨徑、主梁高度、樁基類型等因素有關，在豎向承載力相同的情況下，由于混凝土樁截面尺寸較鋼樁的大，因而采用混凝土樁基的整體式橋臺尺寸也更大些，標準化設計時應盡量選用較小尺寸。(a)采用鋼樁的整體式橋臺(b)采用混凝土樁的整體式橋臺圖3-11典型組合梁整體式橋臺布置圖整體橋需考慮溫度、橋臺入土深度不同和基礎類型等因素影響。溫度變化會引起主梁產(chǎn)生次內(nèi)力，結(jié)構(gòu)-土間產(chǎn)生相互作用，橋臺頂部和底部由于受到約束強度的區(qū)別將發(fā)生不同的縱向變形量。橋臺高度發(fā)生變化時，對主梁受力影響很小，但需要考慮橋臺縱橋向的變形量。綜合考慮臺后土類型、橋臺縱向厚度和橋臺高度三個主要影響因素，開展整體式橋臺設計分析，以單跨20m的組合梁整體橋為例進行說明。（1）臺后土體類型變化影響采用臺高2.5m、縱向厚度1.3m的整體式橋臺，取密實程度不同的三種臺后填土：松散土、中等密實土和密實土，m值分別為8000kN/m4、15000kN/m4、23000kN/m4。荷載組合分別考慮升溫和降溫作用，樁頂和主梁端部彎矩和縱向變形如圖3-12所示?？梢钥闯?，臺后土的密實程度對樁基的影響略大于對主梁影響；隨著臺后土密實程度增加，樁頂彎矩逐漸下降而梁端彎矩略微增大，梁端水平位移大于樁頂縱向變形，但臺后土密實程度增加對縱向變形的影響有限，樁頂或梁端的內(nèi)力和縱向變形量成正比。因此，臺后采用松散土時，受力對主梁更有利；采用密實土時，受力對樁頂更有利。(a)彎矩對比(b)變形量對比圖3-12不同土體類型下關鍵截面彎矩和變形量比較（2）橋臺縱向厚度變化的影響采用固定m值為10000kN/m4的臺后填土，橋臺高度固定為2.5m，分別采用1m、1.5m、2m三種厚度，根據(jù)有限元計算結(jié)果，在兩種工況的作用下樁頂和主梁端部彎矩和縱向變形如圖3-13所示?？梢钥闯?，縱橋向橋臺厚度增大，樁頂彎矩和梁端彎矩將同時增大，樁頂變形和梁端變形幾乎不變。因此橋臺厚度的增加對整體橋的受力并不產(chǎn)生有利結(jié)果，反而因較大自重使節(jié)點內(nèi)力增大，因此橋臺厚度設計不作為主要控制因素。結(jié)合課題組先前的研究結(jié)果[57]，理論上采用混凝土樁的整體式橋臺縱橋向臺厚的尺寸與樁徑相等時，樁頂內(nèi)力和產(chǎn)生的裂縫均為最小，但考慮到橋臺受力的復雜性以及剛度和構(gòu)造要求，橋臺厚度設計相對其他部位仍需保持一定的尺寸。（3）橋臺高度變化的影響采用固定m值為10000kN/m4的臺后土，橋臺縱向厚度固定為1.3m，橋臺高度分別采用2.0m、2.5m、1.0m、1.5m、4.0m五種情況。根據(jù)有限元計算結(jié)果，在升溫與降溫兩種工況作用下樁頂和主梁端部彎矩和縱向變形如圖3-14所示。可以看出，橋臺高度的變化對樁頂彎矩的影響大于對梁端彎矩的影響。隨著橋臺高度增大，樁頂彎矩下降而梁端彎矩有所增加，梁端變形影響較小，而樁頂變形則逐漸減小。因此，橋臺高度較小時，對梁的受力更有利，高度較大時，對樁的受力更有利。(a)彎矩對比(b)變形量對比圖3-13不同橋臺縱向厚度下關鍵截面彎矩和變形量比較(a)彎矩對比(b)變形量對比圖3-14不同橋臺高度下關鍵截面彎矩和變形量比較過大的變形量和內(nèi)力都容易引起橋梁結(jié)構(gòu)失效，隨著跨徑、尺寸設計的增大，這種效應必然更加明顯。參考《無縫橋規(guī)》第1.4.6條規(guī)定的整體橋縱向變形限值，“有設枕梁時不超過2.54cm，無枕梁時不超過1.20cm”，因此整體橋的設計需要控制橋臺合適的尺寸以達成變形和內(nèi)力的協(xié)調(diào)。尺寸太小的整體式橋臺承載能力不足，易開裂導致結(jié)構(gòu)失效，尺寸過大的整體式橋臺由于自重將產(chǎn)生較大的內(nèi)力，不利于變形，且造價增加較大。實際設計時在滿足受力需要的情況下，應盡量使用較小尺寸的橋臺，既便于應用單排樁基礎適應變形，同時可以合理分配各節(jié)點的內(nèi)力產(chǎn)生較好的效益。升溫作用下，不同跨徑下的單跨工字鋼整體橋橋臺高度變化與臺頂縱向變形關系變化如圖3-15所示?？梢钥闯?，臺頂縱向變形范圍在5.7mm~10.5mm之間，樁頂縱向變形量在2.5mm~1.1mm之間，四組橋臺縱向變形量均沿臺高呈線性變化。結(jié)合已有設計經(jīng)驗和整體橋施工順序，對于不同跨徑的單跨組合梁整體橋，整體式橋臺按照施工先后順序可分為兩個階段：第一階段為樁基和樁帽施工，為橋梁奠定支承基礎，并為架設鋼梁提供支承，樁基頂部嵌入蓋梁一段距離以形成固結(jié)連接，將樁基橫向聯(lián)系起來；第二階段為鋼梁布置在厚度為跨徑1/1000的支承鋼板上形成組合簡支梁體系后，再將組合梁端部沿橫向現(xiàn)澆固結(jié)形成端墻，最終將主梁、樁基通過橋臺固結(jié)成整體，形成框架受力體系。按照這樣的施工方法，以組合梁和支承鋼板總高度為端墻高度，從而反算出樁帽高度。因此根據(jù)已確定的組合梁截面高度設計，擬定20m、30m、40m、50m跨徑橋臺尺寸設計列于表3-8中，橋臺高度在2400mm~6300mm之間，縱橋向厚度對應增大，在1200mm~3200mm之間，橋臺高厚比在2.0~2.1之間。整體式橋臺構(gòu)造如圖3-16所示，臺后設置牛腿以支承引板，整體式橋臺與引板通過X型鋼筋連接，釋放部分橋臺彎矩不傳遞到引板。為使結(jié)構(gòu)受力更合理，橋臺、支承鋼板、混凝土樁基中心線應保持同一垂線。圖3-15不同跨徑下橋臺升溫時縱向變形量表3-820m~50m跨徑整體式橋臺標準尺寸參數(shù)表跨徑（m）橋臺全高（mm）樁帽高度（mm）端墻高度（mm）縱橋向厚度（mm）橋臺高厚比2024001190121012002.03036001800180017002.14051002550255024002.15063003110319032002.0圖3-16組合梁整體橋橋臺設計1.2.3樁基設計整體橋與有縫橋的樁基礎設計上的主要區(qū)別在于需要考慮由于內(nèi)外力作用上部結(jié)構(gòu)傳導而來的內(nèi)力和變形，為了減小這種影響，常見的措施有：（1）使用具有一定柔性的樁基礎，如H型鋼樁；（2）樁周采用具有緩沖、吸收變形作用的裝置，如在樁頂一定范圍內(nèi)嵌套彈性材料或使用具有變形填充材料；（3）采用鉸接、半剛性的樁-橋臺連接節(jié)點。本文標準化設計采用鋼筋混凝土樁基礎，主要考慮以下原因：（1）當前階段下，由于工程習慣和工程經(jīng)驗的原因，我國更偏向于使用鋼筋混凝土樁。（2）本文研究對象為中小跨徑橋梁，上部結(jié)構(gòu)較輕，縱向伸縮變形量不大，混凝土樁基可以滿足縱向變形要求。（3）橋臺位置采用單排兩根樁設計，在保證豎向承載力的基礎上，混凝土樁仍具有一定側(cè)向柔度。我國目前已建多座采用混凝土樁基的整體橋，如福建永春上坂大橋、福建漳州錦浦橋等運營狀況良好，均獲得了不錯的效益。在豎向承載力滿足的條件下，單跨20m組合梁整體橋采用單排直徑為1m的圓形鉆孔灌注樁。計算發(fā)現(xiàn)，樁基在達到一定深度以后，樁的縱向變形并不明顯，因此根據(jù)《地規(guī)》附錄L的“m”法計算彈性樁在荷載組合作用下的效應，將地面線或局部沖刷線以下至第一個反彎點以上的樁長作為實樁局部沖刷線以下等代樁長對結(jié)構(gòu)進行簡化計算。這種計算方法有如下假定：（1）將樁基和土體視為彈性體，根據(jù)深度考慮其地基基床系數(shù)；（2）假定承臺相對樁基剛度無窮大，兩者為剛性連接；地質(zhì)情況以第二章依托工程為參考，考慮為中密型地基土，取地基土比例系數(shù)m=12000kN/m4，討論等代樁長計算方法。a）最大沖刷線處荷載計算按照《橋通規(guī)》中承載能力極限狀態(tài)下的效應組合計算最大沖刷線處的內(nèi)力，計算考慮分項系數(shù)的單跨汽車、行人等活載效應的組合，即式（3-10）：（3-10）式中，為承載能力極限狀態(tài)下基本組合的效應設計值，結(jié)構(gòu)重要性系數(shù)=1.2，=1.2，=1.4，=0.75，=1.4（風荷載取=1.1）。最大沖刷線處取水平力H0=82kN，彎矩M0=1243kN·m。對樁徑d≥1.0m的樁，采用式（3-11）計算單樁的計算寬度b1，當d=1時，b1=1.8m≤2d=2m，可以滿足要求。（3-11）式中：——形狀換算系數(shù)，圓形樁取0.9；——垂直于水平力作用方向的樁寬度，跨徑20m情況下取1m；——樁間相互影響系數(shù)，單排樁的系數(shù)取1。樁基中樁的變形系數(shù)，按式（3-12）計算：（3-12）地基土比例系數(shù)，按中砂考慮：m=12000kN/m4。樁的抗彎剛度按式（3-13）計算：（3-13）式中：Ec——C30混凝土樁彈性模量，取1.0×104Mpa樁的毛面積截面慣性矩：。當基礎側(cè)面地面或局部沖刷線以下hm=2（d+1）m（對αh≤2.5的情況，取hm=h）單位力作用在局部沖刷線處，可以計算樁基在該處產(chǎn)生變位。αh=0.4494×（75.94-58.75）=7.73m>2.5m的情況下，h為地面或局部沖刷線以下深度，實橋取58m。樁基在單位力作用下的變形簡圖如圖3-17所示。在水平力M0、彎矩Q0作用下產(chǎn)生的變位用X0表示水平位移、φ0轉(zhuǎn)角位移，可由力法計算得到，首先計算單位力作用在地面或局部沖刷線處樁柱在該處產(chǎn)生的變位。當僅有Q0=1作用時，令X0=，φ0=，按下式計算：（3-14）（3-15）(a)Q0=1時樁身變形(b)M0=1時樁身變形圖3-17單位力作用下樁身變形[65]當僅有M0=1作用時，此時令X0=，φ0=，類似地可以得到：（3-16）（3-17）其中，表示因樁底反力對、、的影響系數(shù)，根據(jù)依托工程地質(zhì)，取Kh=0。A3、B3、C3、D3、A4、B4、C4、D4等參數(shù)按αh>4.0時，查《地規(guī)》附表L.0.8得到，樁側(cè)面受土壓力的作用效應和位移計算結(jié)果如下式：（3-18）（3-19）（3-20）（3-21）在Q0、M0作用下，樁在沖刷線處的的變形量X0、φ0計算如下：=82×1.826×10-5+1243×5.450×10-6=0.0082713m=8.27mm=-（82×5.450×10-6+1243×2.645×10-6）=-1.73×10-3rad因此，樁在深度Z處的彎矩由下式得到：（3-22）將已有系數(shù)代入式（3-22），可得式（3-23）：Mz=2460.22A3-2471.73B3+1243C3+182.46D3（3-23）樁身彎矩值計算列于表3-9，由表可得，樁身最大彎矩設計值為Md=1294.87kN·m，Z=1.11m，而在Z=8.90m的位置時，Md=0.10kN·m，可視為樁身第一個反彎點處。因此，實橋局部沖刷線以下等效樁長可取8.9m。組合梁整體橋樁基受力在荷載組合作用下可以簡化視為受壓桿，實橋有限元建模驗算發(fā)現(xiàn)，在一定樁深下受力和變形受上部結(jié)構(gòu)影響逐漸減弱，因此采用m法計算其反彎點，取第一個反彎點以的樁基長度作為等代樁長，便于建模分析。計算結(jié)果表明，等代樁長的取值與地基土性質(zhì)、樁身的尺寸、形狀有關，在實橋地基條件下，對各跨徑下的混凝土樁基進行初步設計，樁直徑設計和等代樁長計算結(jié)果列于表3-10。表3-10樁基等代樁長設計跨徑（m）樁直徑（m）樁基變形系數(shù)α等代樁長（m）201.00.4498.9301.20.39610.1401.40.35611.2501.60.32512.3

表3-9樁身彎矩計算表αZZ（m）A3B3C3D3MZ（kN·m）00001012430.10.22-0.00017-0.0000110.11260.850.20.45-0.00133-0.000130.999990.21276.530.30.67-0.0045-0.000670.999940.31288.250.40.89-0.01067-0.002130.999740.399981294.670.51.11-0.02083-0.005210.999220.499911294.870.61.34-0.036-0.01080.998060.599741288.140.71.56-0.05716-0.020010.99580.699351274.210.81.78-0.08532-0.034120.991810.798541252.950.92.00-0.12144-0.054660.985240.897051224.661.02.23-0.16652-0.083290.975010.994451189.581.12.45-0.22152-0.121920.959751.090161148.241.22.67-0.28737-0.17260.937831.183421101.271.32.89-0.36496-0.23760.907271.27321049.441.41.12-0.45515-0.319330.865731.35821991.451.51.34-0.5587-0.420390.810541.4368934.221.61.56-0.67629-0.543480.738591.50695872.531.71.78-0.80848-0.691440.646371.56621809.221.84.01-0.95564-0.867150.529971.61162745.081.94.23-1.11796-1.073570.385031.63969680.912.04.45-1.29535-1.313610.206761.64628617.422.24.9-1.69334-1.90567-0.270871.57538495.062.45.34-2.14117-2.66329-0.948851.35201382.452.65.79-2.62126-1.59987-1.877340.91679282.772.86.23-1.10341-4.71748-1.107910.19729198.1336.68-1.54058-5.99979-4.68788-0.89126129.611.57.79-1.91921-9.54367-10.3404-5.8540226.0448.90-1.61428-11.73066-17.9186-15.07550.10

1.2.4施工方法單跨工字鋼組合梁整體橋與傳統(tǒng)組合梁橋的結(jié)構(gòu)相似，但混凝土澆筑順序、回填土的回填時間對于工字鋼組合梁整體橋中的受力分布形式有一定影響，組合梁對鋼材抗拉、混凝土抗壓能力的應用主要體現(xiàn)在正彎矩區(qū)梁段，但單跨組合梁整體橋橋臺位置將不可避免產(chǎn)生負彎矩，可通過合理的施工方式來降低橋臺處的負彎矩。負彎矩區(qū)受力全過程包括：（1）當作用荷載很小，受拉區(qū)混凝土和鋼筋共同工作，混凝土的拉應力小于混凝土的抗拉極限強度，截面呈彈性工作，應力線性分布。（2）荷載繼續(xù)增加，混凝土拉應力達到其極限強度時，混凝土翼板開裂并退出工作但橋面板內(nèi)的鋼筋仍處于彈性受拉狀態(tài)，截面中性軸下移到梁腹板內(nèi)，壓應力由中性軸以下的鋼梁承受，此時受拉鋼筋和鋼梁均未達到屈服。（3）在接近破壞階段，受壓區(qū)鋼梁首先達到屈服強度或因失穩(wěn)破壞?？赏ㄟ^調(diào)整施工工序來減少裂縫，使裂縫寬度在允許范圍以內(nèi)。形成整體式橋臺前使主梁充分受力變形，降低二次作用下的彎矩，或者采用預應力鋼筋提高負彎矩區(qū)的抗裂性。當限制設計跨徑大小并采用合理工序時，負彎矩得到控制，采用普通鋼筋即可滿足使用需求并簡化設計施工過程，取得較好效益。借鑒已有工程實例的實踐經(jīng)驗，為避免整體式橋臺受負彎矩較大而開裂的情況，通常需在施工過程中先形成簡支梁再澆筑橋臺處混凝土形成整體式橋臺，澆筑橋面板時不使用臨時支架支承，由簡支梁承受全部混凝土、模板以及鋼梁的重量，澆筑上部結(jié)構(gòu)混凝土時，待跨中正彎矩區(qū)橋面板固結(jié)后，再現(xiàn)澆橋臺負彎矩區(qū)?；炷琉B(yǎng)護后施加的附加荷載和活載重分布作用在已形成兩端固定約束的主梁上。本文根據(jù)形成整體橋前是否使用支架支承以控制主梁受力變形的程度討論三種不同施工方法對結(jié)構(gòu)受力的影響，主要施工過程對比如表3-11所示。三種不同施工方法下不同跨徑組合梁整體橋產(chǎn)生的彎矩對比圖如圖3-18所示，端部負彎矩值列于表3-12中?？梢钥闯?，方法一產(chǎn)生的負彎矩值最小，跨中正彎矩最大，主要由跨中截面控制設計，方法三由于應力重分布，端部負彎矩遠大于跨中正彎矩，轉(zhuǎn)變?yōu)槎瞬拷孛婵刂圃O計。顯然，施工過程中鋼梁變形越充分，產(chǎn)生的負彎矩越小，在滿足結(jié)構(gòu)使用要求的情況下，由于開裂引起結(jié)構(gòu)失效的可能性也越低。

表3-11組合梁整體橋主要施工過程對比施工階段施工方法一施工方法二施工方法三CS1樁基、樁帽施工，形成基礎支承。樁基、樁帽施工，形成基礎支承。樁基、樁帽施工，形成基礎支承。CS2簡支架設鋼梁，僅由鋼梁承重。由支架支承鋼梁，鋼梁空載。由支架支承鋼梁，鋼梁空載。CS3澆筑正彎矩區(qū)橋面板，僅由鋼梁承重。澆筑橋面板，濕重和鋼梁自重由支架承重，橋面板形成90%以上強度后去除支架，簡支架設組合梁。澆筑正彎矩區(qū)橋面板至形成強度，僅由支架承重。CS4現(xiàn)澆橋臺負彎矩區(qū)混凝土，整體固結(jié)替代簡支支承?，F(xiàn)澆橋臺負彎矩區(qū)混凝土，整體固結(jié)替代簡支支承?，F(xiàn)澆橋臺負彎矩區(qū)混凝土，固結(jié)后去除支架。(a)跨徑20m（恒載）(b)跨徑20m（恒載+汽車荷載）(c)跨徑30m（恒載）(d)跨徑30m（恒載+汽車荷載）(e)跨徑40m（恒載）(f)跨徑40m（恒載+汽車荷載）(g)跨徑50m（恒載）(h)跨徑50m（恒載+汽車荷載）圖3-18不同施工方法下主梁彎矩圖對比表3-12主梁端部負彎矩絕對值（單位：kN·m）跨徑荷載組合施工方法一施工方法二施工方法三20m恒載269401957恒載+汽車荷載567700125530m恒載4178072312恒載+汽車荷載12711662316740m恒載65713424198恒載+汽車荷載20672833568950m恒載115422597117恒載+汽車荷載364247479605當負彎矩區(qū)不設置預應力鋼筋時，保守認為在正常使用極限狀態(tài)下，混凝土不起抗拉作用，合成截面重心G距鋼梁下邊緣的距離簡化計算如下：（3-24）式中：—鋼梁截面重心到其下邊緣的距離；H—組合梁全高；—普通鋼筋面積重心到混凝土翼緣板上邊緣的距離；—鋼梁截面面積；—負彎矩區(qū)混凝土橋面板中的縱向普通鋼筋截面面積；負彎矩區(qū)合成截面換算截面面積為：（3-25）合成截面對其重心軸的慣性矩按下式換算：（3-26）式中：——鋼梁對其自身重心軸的慣性矩；——鋼材彈性模量與混凝土彈性模量比值；整體式橋臺負彎矩區(qū)混凝土上翼緣處于不開裂的狀態(tài)下，拉應力為：（3-27）式中：——鋼材彈性模量與混凝土彈性模量比值，取5.971；——二期荷載引起的彎矩值；——活載引起的彎矩值；——混凝土容許拉應力，建議值取=0.6，故C50混凝土對應=1.59MPa；根據(jù)式（3-27）計算表3-12負彎矩對應的負彎矩區(qū)上翼緣混凝土拉應力，結(jié)果列于表3-13，對于不同跨徑的組合梁整體橋，不同施工方法產(chǎn)生的拉應力值在1.39~12.17MPa之間，施工方法一、二、三產(chǎn)生的拉應力逐漸增大，汽車荷載作用產(chǎn)生的端部負彎矩占比最大，對負彎矩混凝土是否開裂影響最大；當負彎矩區(qū)只配置普通鋼筋時，在恒載下各跨徑組合梁整體橋僅在采用施工方法一對應的整體式橋臺可認為不會開裂，其余情況均應按混凝土開裂的情況考慮。負彎矩越大，對橋臺越不利，根據(jù)計算結(jié)果，三種施工方法中施工方法一可以將端部負彎矩降到最低，是最優(yōu)選擇。僅配置普通鋼筋的組合梁整體橋易開裂，應滿足《混橋規(guī)》規(guī)定的容許裂縫寬度要求。表3-13負彎矩區(qū)上翼緣混凝土拉應力（單位：MPa）跨徑荷載組合施工方法一施工方法二施工方法三20m恒載1.502.886.87恒載+汽車荷載4.075.029.0130m恒載1.471.108.89恒載+汽車荷載4.896.3912.1740m恒載1.442.788.70恒載+汽車荷載4.285.8711.7850m恒載1.392.728.57恒載+汽車荷載4.395.7211.57綜合以上分析，給出工字鋼混凝土組合梁整體橋的主要施工流程為：（1）下部結(jié)構(gòu)施工，包括現(xiàn)澆鉆孔灌注摩擦樁基礎的施工，先填土，再打樁，以免樁承受太大的側(cè)土壓力，后澆筑蓋梁作為整體式橋臺第一部分；（2）安裝臨時支承，架設鋼主梁，形成簡支梁結(jié)構(gòu)并焊接主梁橫向連接；（3）利用主梁作為支承，搭設模板，分段澆筑組合梁橋面板；（4）在低溫時，澆筑橋臺現(xiàn)澆段，減小負彎矩，形成樁基、橋臺、主梁固結(jié)的整體式橋臺；（5）回填臺后土，澆筑搭板，橋面鋪裝施工，安裝附屬設施等后期工作。1.3單跨工字鋼組合梁整體橋受力性能分析不同跨徑下單跨工字鋼組合梁整體橋設計驗算見附錄A，標準設計圖見附錄C1。本節(jié)對不同跨徑下單跨工字鋼組合梁整體橋在單項荷載和荷載組合作用下受力進行對比，并與相應跨徑的工字鋼組合梁簡支橋進行比較，分析采用整體式橋臺后結(jié)構(gòu)受力的異同。1.1.1單項荷載作用（1）恒載作用如表3-14所示，在恒載作用下，組合梁簡支橋和整體橋最大彎矩值均在跨中，組合梁整體橋的彎矩略小于簡支梁橋，不同跨徑的彎矩降低了10.0%~11.7%。在跨徑增大后，兩種橋型在跨徑50m情況下較20m時彎矩分別增大了5.7、5.8倍。在恒載作用下，兩種橋型最大軸力值均在跨中，組合梁整體橋的軸力略大于簡支梁橋，不同跨徑的軸力降低了4.0%~19.1%。在跨徑增大后，兩種橋型在跨徑50m情況下較20m時軸力分別增大了2.5、2.9倍。在恒載作用下，兩種橋型最大剪力值均在主梁端部，組合梁整體橋的剪力略大于簡支梁橋，不同跨徑的剪力降低了25.0%~51.2%。在跨徑增大后，兩種橋型在跨徑50m情況下較20m時剪力分別增大了125.3%~136.6%。表3-14恒載作用下內(nèi)力對比跨徑（m）最大彎矩（kN·m）最大軸力（kN）最大剪力（kN）簡支梁橋整體橋簡支梁橋整體橋簡支梁橋整體橋2022692036-377-3923083853055164900-703-7784026164098708711-917-1105655828501302111718-941-1121694911恒載作用下不同跨徑組合梁整體橋應力分布如圖3-19所示?？梢钥闯?，鋼梁產(chǎn)生對稱分布的拉應力，應力隨跨徑增加逐漸增大，跨中最大拉應力分別為112.0MPa、149.1MPa、155.4MPa、159.3MPa，簡支梁橋鋼梁最大應力分別為109.2MPa、121.4MPa、150.5MPa、149.3MPa，不同跨徑整體橋較簡支梁橋增加了2.7%~17.5%；橋面板混凝土主要產(chǎn)生對稱分布的壓應力，應力從主梁端部逐步增長，在跨中達到最大值，最大值分別為-4.3MPa、-4.9MPa、-5.5MPa、-5.2MPa，簡支梁橋橋面板最大應力分別為-4.7MPa、-4.3MPa、-4.7MPa、-1.8MPa，不同跨徑整體橋較簡支梁橋變化了8.1%~26.9%。因此，隨著跨徑增大，恒載作用引起的鋼梁、混凝土應力均逐漸增大。(a)鋼梁(b)混凝土橋面板圖3-19恒載作用下主梁應力對比（2）溫度作用分別對比考慮整體升溫和梯度升溫作用下的受力變化。簡支梁橋和整體橋整體升溫作用下內(nèi)力對比如表3-15所示。簡支梁橋的最大彎矩值位于跨中，且為負值，組合梁整體橋的最大彎矩則位于橋臺處，為正值，可以看出設置整體式橋臺后，彎矩控制位置發(fā)生變化，且數(shù)值上有較大增長。在跨徑增大后，兩種橋型在跨徑50m情況下較20m時彎矩分別增大了9.2、6.8倍。在整體升溫作用下，簡支梁橋和組合梁整體橋的最大軸力值都位于跨中，且為負值，不同跨徑下整體橋的軸力相較簡支梁橋增加了334.8%~414.7%。在跨徑增大后，兩種橋型在跨徑50m情況下較20m時軸力分別增大了5.6、5.0倍。兩種橋型在整體升溫作用下，均受較小剪力。表3-15整體升溫作用下內(nèi)力對比跨徑（m）最大彎矩（kN·m）最大軸力（kN）最大剪力（kN）簡支梁橋整體橋簡支梁橋整體橋簡支梁橋整體橋2034-311-88-431353080-782-205-9644640139-12482124-494-214854整體升溫作用下主梁應力對比如圖3-20所示。單跨20~50m組合梁整體橋鋼梁主要產(chǎn)生對稱分布的壓應力，應力值沿主梁方向均勻分布，最大值分別為-18.9MPa、-24.3MPa、-29.4MPa、-31.3MPa，簡支梁橋鋼梁最大應力分別為1.3MPa、5.1MPa、6.2MPa、10.9MPa，不同跨徑整體橋較簡支梁橋應力方向發(fā)生改變，幅值變化了22.2MPa~44.2MPa；橋面板混凝土主要產(chǎn)生對稱分布的壓應力，沿主梁方向分布均勻且應力值較小，最大值分別為-0.28MPa、-0.32MPa、-0.40MPa、-0.48MPa，簡支梁橋橋面板最大應力分別為-0.55MPa、-1.35MPa、-1.9MPa、-1.8MPa，不同跨徑整體橋較簡支梁橋應力值增加了1~7倍。由此可見，整體升溫作用引起的鋼梁、橋面板應力隨跨徑增大而逐漸增大。(a)鋼梁(b)混凝土橋面板圖3-20整體升溫作用下主梁應力對比簡支梁橋和整體橋在梯度升溫作用下內(nèi)力對比如表3-16所示。可以看出，組合梁簡支橋和整體橋最大彎矩值均在跨中，組合梁整體橋的彎矩都大于簡支梁橋，不同跨徑的彎矩增加了362.1%~466.7%。在跨徑增大后，簡支梁橋和整體橋在跨徑50m情況下較20m時彎矩分別增大了5.2、4.6倍。在梯度升溫作用下，兩種橋型最大軸力值均在跨中，組合梁整體橋的軸力都大于簡支梁橋，不同跨徑的軸力降低了8.5%~22.8%。在跨徑增大后，兩種橋型在跨徑50m情況下較20m時軸力分別增大了1.7、4.2倍。兩種橋型在溫度梯度升溫作用下，均受較小剪力。表3-16梯度升溫作用下內(nèi)力對比跨徑（m）最大彎矩（kN·m）最大軸力（kN）最大剪力（kN）簡支梁橋整體橋簡支梁橋整體橋簡支梁橋整體橋2039221-82-89333076371-175-1933340140647-250-30742502011022-307-37241梯度升溫作用下，不同跨徑的單跨組合梁整體橋鋼梁主要產(chǎn)生對稱分布的拉應力，變化如圖3-20所示。整體橋鋼梁應力值沿主梁方向均勻分布，最大值分別為6.8MPa、6.0MPa、5.0MPa、4.4MPa，簡支梁橋鋼梁最大應力分別為-1.8MPa、-1.4MPa、-1.0MPa、-2.6MPa，不同跨徑整體橋較簡支梁橋應力發(fā)生改變，應力范圍在7.0~10.6MPa；橋面板混凝土主要產(chǎn)生對稱分布的壓應力，混凝土橋面板應力值沿主梁方向均勻分布，最大值分別為-4.3MPa、-4.6MPa、-4.8MPa、-5.0MPa，簡支梁橋橋面板最大應力分別為-4.0MPa、-4.3MPa、-4.1MPa、-5.0MPa，不同跨徑整體橋較簡支梁橋均有增加，最大為14.6%。由此可見，隨著跨徑增大，梯度升溫引起的鋼梁應力隨跨徑增大而逐漸增大，而橋面板應力隨跨徑增大逐漸減少。(a)鋼梁(b)混凝土橋面板圖3-21梯度升溫作用下主梁應力對比（3）混凝土徐變作用混凝土徐變作用下，簡支梁橋由跨中彎矩控制設計，組合梁整體橋則由橋臺處彎矩控制設計。簡支梁橋和整體橋混凝土徐變作用下內(nèi)力對比如表3-17所示。可以看出，設置整體式橋臺后，彎矩控制位置發(fā)生變化，且數(shù)值上有一定增長。在跨徑增大后，兩種橋型在跨徑50m情況下較20m時彎矩分別增大了2.2、5.1倍。混凝土徐變作用下，簡支梁橋的最大軸力值位于跨中，且為正值，組合梁整體橋的最大軸力則位于橋臺處，為負值，不同跨徑下整體橋的軸力增加了159.1%~181.1%。在跨徑增大后，兩種橋型在跨徑50m情況下較20m時軸力分別增大了1.7、2.1倍。兩種橋型在混凝土徐變作用下，均受較小剪力。表3-17混凝土徐變作用下內(nèi)力對比跨徑（m）最大彎矩（kN·m）最大軸力（kN）最大剪力（kN）簡支梁橋整體橋簡支梁橋整體橋簡支梁橋整體橋20-9897203-1383330-129165308-1825540-173328322-2317550-217499354-28784徐變作用下單跨20~50m組合梁整體橋鋼梁主要產(chǎn)生對稱分布的拉應力，變化如圖3-22所示。整體橋鋼梁應力沿主梁方向均勻分布，最大值分別為11.8MPa、11.4MPa、11.0MPa、10.7MPa，簡支梁橋鋼梁最大應力分別為5.4MPa、4.2MPa、2.7MPa、2.9MPa，不同跨徑整體橋較簡支梁橋增加了54.2%~75.5%?；炷翗蛎姘鍓簯ρ刂髁悍较?qū)ΨQ均勻分布且應力值較小，最大值分別為-2.6MPa、-2.2MPa、-1.5MPa、-1.1MPa，簡支梁橋橋面板最大應力分別為1.5MPa、1.2MPa、1.7MPa、0.8MPa，不同跨徑整體橋較簡支梁橋應力方向發(fā)生改變，幅值變化了1.9MPa~6.1MPa。由此可見，隨著跨徑增大，徐變作用引起的鋼梁、橋面板應力隨跨徑增大而逐漸減小，當跨徑達到50m，端部應力由拉應力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯Α?a)鋼梁(b)混凝土橋面板圖3-22徐變作用下主梁應力對比（4）混凝土收縮作用簡支梁橋和整體橋在混凝土收縮作用下內(nèi)力對比如表3-18所示。可以看出，組合梁簡支橋和整體橋都受負彎矩作用，簡支梁橋的最大彎矩值位于跨中，組合梁整體橋的最大彎矩則位于橋臺處，設置整體式橋臺后，彎矩控制位置發(fā)生變化，且數(shù)值增長了450.9%~587.4%。在跨徑增大后，兩種橋型在跨徑50m情況下較20m時彎矩分別增大了5.7、4.9倍。在混凝土收縮作用下，簡支梁橋和組合梁整體橋的最大軸力值都位于跨中，為正值，不同跨徑下整體橋的軸力相較簡支梁橋增加了1.6%~22.4%。在跨徑增大后，兩種橋型在跨徑50m情況下較20m時軸力分別增大了5.5、5.6倍。兩種橋型在混凝土收縮作用下，均受較小剪力，整體橋的最大剪力大于簡支梁橋。表3-18混凝土收縮作用下內(nèi)力對比跨徑（m）最大彎矩（kN·m）最大軸力（kN）最大剪力（kN）簡支梁橋整體橋簡支梁橋整體橋簡支梁橋整體橋20-111-763183223102930-188-1269618628112340-411-22649921037131650-633-3715101212421411收縮作用下單跨20~50m組合梁整體橋主梁應力對比如圖3-23所示。鋼梁主要產(chǎn)生對稱分布的壓應力，應力值沿主梁方向均勻分布，最大值分別為-28.5MPa、-22.8MPa、-16.9MPa、-11.6MPa，簡支梁橋鋼梁最大應力分別為8.0MPa、9.4MPa、10.5MPa、9.5MPa，不同跨徑整體橋較簡支梁橋應力方向發(fā)生改變，幅值變化了21.1MPa~36.5MPa。橋面板混凝土主要產(chǎn)生對稱分布的拉應力，沿主梁方向分布均勻且應力值較小，最大值分別為2.0MPa、2.4MPa、4.0MPa、4.9MPa，簡支梁橋最大應力分別為1MPa、1.8MPa、1.5MPa、4.8MPa，不同跨徑整體橋較簡支梁橋增加了2.0%~50.0%。由此可見隨著跨徑增大，收縮作用引起的鋼梁應力隨跨徑增大而逐漸減小、橋面板應力隨跨徑增大而逐漸增大。(a)鋼梁(b)混凝土橋面板圖3-23收縮作用下主梁應力對比綜上可知，單項荷載作用下，恒載起到主導作用，溫度荷載作用下，整體溫度變化起到主導作用，因此整體橋的尺寸設計容易受到環(huán)境溫度的影響。兩種橋型的控制截面有所不同，對比簡支梁橋，整體橋在整體溫度荷載作用下內(nèi)力由于支點存在約束無法釋放而大增，并且隨著跨徑增大內(nèi)力增長迅速，簡支梁橋轉(zhuǎn)變?yōu)檎w橋時，內(nèi)力控制點也會發(fā)生改變，簡支梁橋主要由跨中受力控制設計，整體橋則受跨中和橋臺處受力控制設計。1.1.2荷載組合作用（1）承載能力極限狀態(tài)在荷載組合作用下20~50m組合梁整體橋應力包絡分布如圖3-24所示?？梢钥闯?，整體橋鋼梁端部區(qū)域為壓應力但主要以跨中拉應力控制設計，跨中最大拉應力分別為121.2MPa、147.0MPa、166.7MPa、175.3MPa，均在應力容許范圍內(nèi)，簡支梁橋鋼梁均受拉應力，跨中最大拉應力分別為131.3MPa、169.4MPa、171.7MPa、208.7MPa，不同跨徑整體橋較簡支梁橋減小了6.6%~19.1%；整體橋橋面板混凝土跨中受壓應力，最大值分別為-6.5MPa、-6.7MPa、-7.1MPa、-7.9MPa，主梁端部區(qū)域受拉應力，最大值分別為5.2MPa、5.8MPa、6.5MPa、7.5MPa，簡支梁橋橋面板均受壓應力分別為-7.5MPa、-8.4MPa、-8.7MPa、-10.9MPa，不同跨徑整體橋較簡支梁橋變化了15.4%~18.0%。由于端部固結(jié)，相同跨徑下的整體橋在承載能力極限狀態(tài)下應力小于同尺寸的簡支梁橋。(a)鋼梁(b)混凝土橋面板圖3-24荷載組合作用下主梁應力對比（2）正常使用極限狀態(tài)汽車荷載作用下，整體橋與簡支梁橋的跨中撓度對比列于表3-19中，兩種橋型均滿足撓度小于L/500，其中L為橋梁計算跨徑，整體橋的撓度在6.9~12.5mm之間，簡支梁橋的撓度在12.0~24.8mm之間，整體橋與簡支梁橋在跨徑由20m增長到50m時，撓度分別增大了2.1倍和1.8倍。因此，采用整體式橋臺可使20~50m整體橋主梁撓度降低42.5%~49.6%。表3-19汽車荷載作用下跨中撓度對比跨徑（m）整體橋（mm）簡支梁橋（mm）容許撓度值（mm）206.912.040309.417.4604010.618.9805012.524.8100準永久組合作用下，整體橋與簡支梁橋的跨中撓度對比列于表3-20中?？梢钥闯觯w橋的跨中撓度均小于簡支梁橋，降低幅度在4.2%~20.9%之間，整體橋與簡支梁橋在跨徑由20m增長到50m時，撓度分別增大了2.8倍和1.4倍。因此，隨著跨徑越大，采用整體式橋臺可以提高橋梁豎向抗彎剛度，明顯減小主梁撓度。表3-20準永久組合作用下跨中撓度對比跨徑（m）整體橋（mm）簡支梁橋（mm）2034.536.03062.871.54078.989.55098.2124.11.4單跨工字鋼組合梁整體橋合理跨徑分析整體橋與傳統(tǒng)有縫橋在溫度作用下縱向變形有很大區(qū)別，有縫橋橋臺位置預留伸縮縫，溫度作用下結(jié)構(gòu)縱向可以自由伸縮變形，而單跨整體橋主梁在縱向上受到橋臺與臺后填土約束，屬于細長結(jié)構(gòu)，假定截面的溫度場為均勻溫度場，結(jié)構(gòu)因溫度變化發(fā)生的伸縮變形受到約束，將在梁體內(nèi)產(chǎn)生附加縱向力。鋼混組合梁中鋼材和混凝土材料線膨脹系數(shù)不同，縱橋向伸縮縫變形將大于鋼筋混凝土橋梁。因此，鋼混組合梁整體橋的縱向變形更值得重視，變形量太大容易引起結(jié)構(gòu)失效，橋梁縱向變形量和組合梁受力情況共同限制著組合梁整體橋的跨徑。美國對于無縫橋跨徑與總長的限制主要考慮主梁材料和結(jié)構(gòu)形式，如表3-21所示，對于應用鋼筋混凝土梁的整體橋跨徑限制在18.3~61.0m之間，總長在45.8~358.4m之間，對于應用鋼梁的整體橋跨徑限制在19.8~91.6m之間，總長在45.8~198.3m之間。表3-21美國采用的三種形式無縫橋跨徑與總長設計準則結(jié)構(gòu)限制結(jié)構(gòu)形式鋼筋混凝土梁鋼梁跨徑（m）整體橋18.3~61.019.8~91.6半整體橋27.5~61.019.8~61.0延伸橋面板橋27.5~61.024.4~61.0總長（m）整體橋45.8~358.445.8~198.3半整體橋27.5~1000.027.5~152.5延伸橋面板橋61.0~228.861.0~137.3一般情況下，溫度作用下橋梁縱向變形主要考慮以下參數(shù)：主梁的彈性模量E，主梁換算截面面積A，橋梁計算跨徑L和各跨跨長Li，臺后土壓力大小，若是多跨橋梁則要考慮第i個墩頂剛度Ki。對于采用混凝土樁基的工字鋼組合梁整體橋，混凝土橋面板被剛性連接到橋臺和橋墩上，上部結(jié)構(gòu)與混凝土樁基礎協(xié)同受力變形，而橋臺直接與路堤相連，橫橋向與縱橋向荷載將由橋臺直接傳遞至路堤，橋臺設計對整體橋的縱向變形量有很大的影響。圖3-25單跨整體橋橋臺處水平受力圖對于單跨工字鋼組合梁整體橋，在溫度升高和降低作用下，沿著主梁縱向?qū)⒎謩e發(fā)生膨脹和收縮，跨中為變形零點。如圖3-25所示，取半跨整體橋并繪出水平力平衡下的受力情況，圖中，N1為溫度作用下梁體內(nèi)產(chǎn)生的附加縱橋向水平力，假定設計為等截面梁，因此可以根據(jù)材料力學得到半跨變形協(xié)調(diào)方程如下式：（3-28）式中，L為橋梁跨徑，為便于計算，需將鋼混組合梁截面等效換算為鋼截面，計算方法詳見附錄A1節(jié)，Es為鋼材的彈性模量，A0為換算主梁截面面積，α采用鋼材線膨脹系數(shù)，?Li為單跨組合梁橋單側(cè)橋臺頂部變形量。又由水平力平衡條件可以得到下式：