【《单跨工字钢组合梁整体桥标准化设计案例分析》19000字】

单跨工字钢组合梁整体桥标准化设计案例分析目录TOC\o"1-3"\h\u13503单跨工字钢组合梁整体桥标准化设计案例分析 1125911.1标准化设计原则和方法 12781.1.1设计理论和基本假定 172771.1.2设计原则和步骤 2228361.1.3设计标准和基本构造 398931.1.4设计计算参数 5252021.2工字钢组合梁整体桥标准化设计 5297861.2.1主梁设计 565681.2.2整体式桥台设计 13224921.2.3桩基设计 1854621.2.4施工方法 23116061.3单跨工字钢组合梁整体桥受力性能分析 2725581.1.1单项荷载作用 2810811.1.2荷载组合作用 34108481.4单跨工字钢组合梁整体桥合理跨径分析 36268991.5小结 40结合工字钢组合梁桥经济适用跨径并考虑整体桥设计控制因素，开展跨径分别为20m、30m、40m、50m四种跨径的单跨工字钢组合梁整体桥标准化设计，并与等跨径的工字钢组合梁简支桥进行内力和挠度对比，综合考虑主梁容许承载能力与整体式桥台台顶纵向变形能力，建立单跨工字钢组合梁整体桥纵向变形计算方法，给出单跨工字钢组合梁整体桥合理跨径建议。1.1标准化设计原则和方法1.1.1设计理论和基本假定组合梁设计理论根据材料利用程度一般分为弹性设计法与塑性设计法。基于弹性理论的弹性设计假设混凝土和钢材均为理想弹性材料，二者可以通过一定连接方式结合达到协同受力和变形，其优点在于可以使用参数换算简化计算过程且计算结果有较大安全性，缺点在于不考虑材料的塑性，没有充分利用材料的性能，因此无法真实反映结构破坏前的临界状态，无法准确计算结构承载能力。我国在桥梁工程应用钢混组合结构的历史已达七十年，随着研究的深入，在设计方法上也逐渐改进。基于弹性设计理论的容许应力法是我国应用较早且较为广泛的组合结构设计方法，其基本设计原则在于将设计荷载作用下得到的结构应力计算值限制在规定的容许值范围，应力容许值只能依据经验值确定，安全度的概念笼统地简化了各类因素的具体影响程度。当前《组桥规范》中对组合梁桥的设计采用基于概率理论的极限状态设计法，即考虑结构在既定时间范围的既定条件下满足使用需求的概率，设计时采用承载能力极限状态和正常使用极限状态，考虑结构在持久状况、短暂状况、偶然状况、地震状况四种状况下相应的状态是否满足要求。其中，承载能力极限状态是指对应于结构、结构构件达到最大承载力或不适于继续承载的变形或变位状态，正常使用极限状态是指对应于结构或结构构件达到了正常使用或耐久性的某项限值的状态。混凝土属于弹塑性材料，具有明显的非线性特征，钢材属于理想弹塑性材料，整体桥的实际应用中需要利用结构的变形能力，结构标准化的设计需要一定的安全储备同时具有较广泛适用性。本文采用以弹性设计为基础进行的标准化设计，组合梁整体桥的标准化设计主要遵循以下假定：（1）以弹性理论为设计基础，组合梁截面应变分布满足平截面假定；（2）钢梁和混凝土桥面板完全结合，忽略相对滑移的影响；（3）不考虑混凝土受拉作用；（4）桥台、墩上受负弯矩作用的连接节点完全固结。1.1.2设计原则和步骤组合梁整体桥的标准化设计主要遵循以下原则：（1）在现有统计分析得到的组合简支梁桥设计参数基础上，对桥台、墩梁节点处进行整体化设计。结构应满足我国现有设计规范相关条文规定。（2）控制组合截面形心轴的位置使得材料利用率更高。考虑两阶段受力情况，形心轴设计在钢梁段比设在混凝土截面内，应力沿梁高方向分布更均匀。（3）在中小跨径范围内，组合梁桥具有一定的优势，根据第二章所统计的组合梁桥参数信息，参考《通规》1.1.6条：“桥涵跨径在50m及以下时，宜采用标准化跨径”，对单跨跨径20m、30m、40m、50m的组合梁整体桥开展标准化设计研究。（4）由于所设计整体桥梁跨径较小，纵向受力变化相对简单，考虑设计和施工的便利性，主梁采用等截面设计。（5）采用混凝土桩基，桥梁纵向变形量较小，参考《地规》附录L中的“m法”进行下部结构考虑结构-土相互作用计算，研究结果便于工程设计参考应用。单跨组合梁整体桥的标准化设计主要包括三个部分：工字钢组合梁设计、整体式桥台设计，以及混凝土桩基础设计。设计步骤包括：（1）以单跨组合简支梁为基础，结合现有设计参数统计资料，考虑设计标准、钢结构运输和施工方法等条件确定截面形式，初步设计得到符合要求的简支梁尺寸。（2）进行考虑施工方式的整体化改造，将主梁端部现浇固结，令端部主梁少量承担负弯矩，从而以此达到优化设计的作用，根据受力结果再次修改得到合适的构造尺寸，桥台的设计需要考虑结构-土相互作用。（3）进行考虑结构-土相互作用的混凝土桩基设计，并满足承载力和变形需求。（4）组合梁整体桥优化设计计算，结果符合相关规范要求即认为设计通过。1.1.3设计标准和基本构造本文开展的工字钢组合梁整体桥设计的技术参数取为：（1）道路等级：桥梁按一级公路技术标准，双向6车道分幅设计，设计时速80km/h~120km/h；（2）设计基准期：100年，结构设计使用年限：100年；（3）公路桥涵设计安全等级：一级，结构重要性系数：1.1；（4）环境条件：Ⅰ类环境。统一整体桥各个位置的符号及命名方式，组合梁整体桥的基本构造示意如图3-1所示，参数符号列于表3-1中。组合梁整体桥的上部结构典型横断面布置为：将标准化设计的单幅桥梁宽度统一按B=0.5m（护栏）+11.0m（桥面净宽）+0.5m（护栏）=12.0m考虑，车道固定为单向3车道。主梁采用4片中心距d1=1.25m的钢梁，桥面板统一采用Hm=250mm等厚度设计，采用2%的单向横坡。(a)立面图与剖面图(b)跨中断面详图图3-1工字钢组合梁整体桥截面形式表3-1工字钢组合梁整体桥截面尺寸参数汇总类别符号定义符号定义截面尺寸参数L桥梁计算跨径tf钢梁翼缘板厚度B桥梁全宽b钢梁翼缘板全宽Hm桥面板高度tw钢梁腹板厚度D桩径h钢梁腹板高度H1桩帽高度d1钢梁中心距H2端墙高度d2边钢梁中心至桥面边缘T桥台纵向厚度H主梁全高主要材料指标为：（1）混凝土上部构造：桥面板采用C50钢筋混凝土，防撞护栏及护栏座采用C30钢筋混凝土，桥梁铺装采用沥青混凝土；下部构造：桩基、整体式桥台（盖梁和现浇段）、搭板采用C30钢筋混凝土。（2）钢材主梁：采用Q345钢，材料典型性能应符合《桥梁用结构钢》（GB/T714-2015）[63]的相关要求；横梁：采用Q345钢，并用高强螺栓进行横梁与主梁的连接；普通钢筋：钢筋直径＜12mm者采用HPB300光圆钢筋，直径≥12mm者采用HRB400带肋钢筋。（3）台后填土由于台后土压力对结构受力会产生影响，因此在施工过程中，必须考虑回填土的材料和回填时间。建议实桥设计时在整体式桥台后面使用中密度密实的粒状回填材料，强度过低的回填材料可能会使搭板出现沉降问题，强度过高回填材料在温度变化下将对桥梁产生过大土压力不利于结构变形。因此，本标准化设计选用中砂作为回填材料，具体施工时，也有在台后土和桥台之间增加泡沫变形材料的做法，同时满足搭板处的承载需求和整体桥的变形需要。1.1.4设计计算参数采用桥梁专业软件MIDAS/Civil对工字钢组合梁整体桥的施工阶段和成桥阶段进行模拟计算，按梁格法整体建模，荷载及荷载组合按《通规》相关规定取值：（1）上部结构1）荷载一期恒载：主梁钢筋混凝土结构容重取26kN/m3，钢结构容重取78.5N/m3；二期恒载：包括桥面铺装、防撞护栏等；荷载等级：公路—I级，无人群荷载。2）温度荷载：桥面板温差按《通规》相关规定取值，均匀温度作用按整体升温39℃，降温-6℃。其中，温度梯度的计算根据《通规》第4.1.12条规定，桥面板区域由顶面至底面分段下降，正温度梯度T1=20℃，T2=6.7℃；负温度梯度T1=-10℃，T2=-1.3℃。3）收缩徐变：混凝土的收缩徐变根据《通规》要求考虑。（2）下部结构1）按上、下部一体建立梁格模型进行计算，建模方法参照第二章。2）基础采用钻孔灌注桩基础。桩基受力和配筋按照“m”法计算。设计验算根据《通规》分别进行承载能力极限状态和正常使用极限状态计算，采用荷载组合包络值计算结果。1.2工字钢组合梁整体桥标准化设计1.2.1主梁设计为了探究主梁不同设计参数变化对组合梁整体桥受力的影响情况，首先针对单跨20m组合梁整体桥，通过有限元分析探讨高跨比、腹板厚度变化、翼缘板宽度变化、翼缘板厚度等不同参数变化情况下整体桥的受力和变形情况，得到主梁合理的标准化设计方案。（1）腹板高度主梁与跨径之比为H/L，通过建立有限元模型，比较不同高跨比时，主梁极限承载能力变化规律，从而确定主梁腹板高度，主要控制参数为主梁的应力和挠度。其中，拉应力和压应力取极限承载能力情况下主梁任意一点的最大值；由于施工过程中，混凝土湿重全部由钢梁承担，该阶段的钢梁应力也加以考虑；挠度值采用持久状况正常使用极限状态下的频遇组合。为便于标准化设计和施工，上下翼缘板取相同尺寸，翼缘宽B=514mm，翼缘板厚tf=25mm，钢梁腹板厚tw=14mm，主梁与跨径之比H/L设置在1/19~1/13之间的计算结果汇总于表3-2中。钢材拉压等强，将应力取绝对值最大值，应力和挠度对比如图3-2所示。可以看出，随着高跨比的增大，应力和挠度随之增长，总体而言，压应力略大于拉应力，极限状态应力较施工阶段应力大17.6%~36.7%。高跨比H/L从1/13降低到1/19，腹板高度降低360mm，拉应力从81.4MPa增大到132.1MPa，增幅为58.4%，压应力从95.8MPa增大到131.1MPa，增幅为36.9%，施工阶段的最大应力从60.6MPa增大到108.0MPa，增幅为78.2%。车辆荷载作用下，主梁跨中挠度从4.5mm增大到7.8mm，增幅为71.3%。表3-2不同高跨比下主梁应力和挠度高跨比H/L腹板高（mm）极限状态下拉应力（MPa）极限状态下压应力（MPa）施工阶段应力（MPa）活载挠度（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图3-2不同高跨比下主梁应力和挠度对比（2）腹板厚度根据《钢规》第5.1.3条规定，采用Q345钢材的腹板在仅设横向加劲肋，不设纵向加劲肋时最小厚度应不小于，其中hw为腹板高度，为不小于0.85的折减系数，，为钢材抗剪强度设计值（Q345取160MPa），为主梁最大剪应力。经试算，腹板厚度取tw=14mm可以满足规范要求。验算过程中，发现腹板厚度的变化对于主梁的应力和挠度影响不足1%，因此本文不讨论其影响，仅取符合构造要求的厚度，考虑实际工程中焊接需要和经验取值，本文建议腹板厚度取值大于12mm，并在其他跨径标准化设计中适当增大以适应稳定性需要。工字钢组合梁的钢梁设计有刚度控制和截面应力两种方法[64]，在保证安全使用的前提下，以截面应力控制得到的设计可以减少用钢量，如图3-3所示。图3-3钢梁截面形心位置示意图假设主梁以以截面应力控制设计，截面控制设计中最大拉应力和压应力分别为和，理想设计状态下，截面中性轴位置和惯性矩I为：（3-1）式中：（3-2）（3-3）（3-4）（3-5）若截面设计弯矩为M，根据截面内力与外力平衡原理可以得到：（3-6）因此可以近似求得翼缘板所需要的面积：（3-7）将上式代入主梁全截面面积计算公式A=A+A+ht，可以得到钢梁截面面积与腹板高度的函数关系：（3-8）令dA/dh=0，就可以求得最小截面面积相应的腹板高（即经济腹板高度）h值：（3-9）式中，h/t——腹板宽厚比的限值，可以根据腹板加劲肋多少和腹板的抗剪能力确定。单跨组合梁整体桥在成桥过程中支承条件有所变化，即先形成简支梁体系再固结主梁端部形成框架体系，完成体系转换后施加汽车荷载，则主梁端部位置将分担部分弯矩。与仅简支支承情况相比，主梁跨中弯矩将有所减小。两种桥型在不同阶段的边界条件对比如表3-3所示。表3-3简支梁桥和整体桥在不同作用阶段下边界条件对比作用阶段简支梁桥整体桥一期荷载简支简支二期荷载简支固结汽车荷载简支固结与简支梁桥相比，整体桥通过体系变化和施工方法不同，减小了主梁跨中弯矩，因此腹板高度可以设计更低。以腹板高度和跨径比值取1/17的情况为例，应用式（3-9）对跨径20m的简支梁桥和整体桥的钢梁腹板高度进行理论计算，得到12、14、16mm三种不同腹板厚度时对应的经济腹板高度及相关参数，列于表3-4中。基于理论计算结果，腹板厚度tw越大，组合梁整体桥腹板高度h减少量越小，三种厚度下，腹板高度均降低了7.3%。表3-4单跨20m组合梁桥腹板优化分析项目腹板厚度tw=12mmtw=14mmtw=16mm简支梁桥腹板高度（mm）1037960898整体桥腹板高度（mm）961890833腹板高度差值（mm）757065腹板高度降低率7.3%7.3%7.3%（3）翼缘板宽度根据《钢规》中7.2.1条对焊接板梁的构造要求，翼缘板伸出肢宽应小于400mm，且满足肢宽，其中为翼缘板厚度。因此，控制翼缘板肢宽与厚度的宽厚比为8~12，本小节将对比翼缘板宽度和厚度变化对主梁受力影响情况。参考第二章统计数据，设定翼缘板厚tf=25mm，钢梁腹板高Hw=890mm、厚tw=14mm，根据宽厚比变化翼缘板厚度。翼缘板宽厚比变化情况下，主梁在极限承载力状况下的受力和挠度结果列于表3-5中，应力和挠度对比如图3-4所示。可以看出，极限状态应力较施工阶段应力大22.3%~31.3%。随着翼缘宽度的增加，即翼缘宽厚比的增大，应力和挠度随之降低，钢梁压应力略大于拉应力。翼缘板宽厚比从8增大到12，翼缘板宽度增大200mm，拉应力从131.8MPa降低到98.3MPa，降幅为26.5%；压应力从139.9MPa降低到121.2MPa，降幅为11.4%；施工阶段的最大应力从115.5MPa降低到82.1MPa，降幅为28.9%；车辆荷载作用下，主梁跨中挠度从6.3mm降低到5.5mm，降幅为11.1%。表3-5翼缘板宽度变化下主梁受力对比翼缘宽厚比翼缘宽度（mm）极限状态下拉应力（MPa）极限状态下压应力（MPa）施工阶段应力（MPa）挠度（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图3-4不同翼缘板宽度下主梁应力和挠度对比（4）翼缘板厚度构造上，工字钢梁的翼缘板厚度一般不应小于16mm，参考第二章统计数据，设定翼缘板全宽B=550mm，钢梁腹板高Hw=1050mm、厚tw=14mm，翼缘板厚度随宽厚比变化情况及主梁受力情况列于表3-6，应力和挠度对比如图3-5所示。表3-6翼缘板厚度变化下主梁受力对比翼缘宽厚比翼缘厚度（mm）极限状态下拉应力（MPa）极限状态下压应力（MPa）施工阶段应力（MPa）挠度（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，极限状态应力较施工阶段应力增大了22.3%~31.3%，随着翼缘厚度的减小，即翼缘宽厚比的增大，钢梁应力和挠度随之降低，压应力略大于拉应力。翼缘板宽厚比从8增大到12，翼缘板厚度降低10mm，拉应力从95.4MPa增大到129.5MPa，增幅为35.7%，压应力从107.3MPa增大到136.5MPa，增幅为26.3%，施工阶段的最大应力从79.5MPa增大到111.3MPa，增幅为28.6%。车辆荷载作用下，主梁跨中挠度从5.4mm增大到6.3mm，增幅为14.3%。图3-5不同翼缘板厚度下主梁应力和挠度对比上述讨论可以看出，对于钢梁受力影响程度从大到小的因素依次为腹板高度、翼缘板厚度、翼缘板宽度、腹板高度。因此，标准化设计时，工字钢组合梁整体桥的高跨比建议取值为1/17~1/16之间，翼缘宽厚比建议取值为10。按照相同的设计方法，考虑到钢结构后期的疲劳性能，以200MPa为钢梁应力设计控制指标，经计算得到不同跨径下的钢梁尺寸参数，主梁一般截面如图3-6~图3-9所示，尺寸汇总于表3-7。其中，取不同跨径下翼缘板宽度和厚度保持一致，调整钢梁腹板高度和厚度，得到单跨跨径20~50m工字钢组合梁整体桥的主梁腹板高度取值范围在890mm~2840mm之间，腹板厚度取值范围在14~20mm之间。表3-720m~50m跨径组合梁整体桥钢主梁尺寸参数表位置跨径（m）翼缘板腹板高跨比宽度（mm）厚度（mm）高度（mm）厚度（mm）2051425890141/1730514251470141/1740514252060161/1650514252840201/16图3-6单跨20m组合梁整体桥标准断面图（单位：mm）图3-7单跨30m组合梁整体桥标准断面图（单位：mm）图3-8单跨40m组合梁整体桥标准断面图（单位：mm）图3-9单跨50m组合梁整体桥标准断面图（单位：mm）图3-10不同翼缘板宽度下主梁应力和挠度对比根据表3-7的钢梁尺寸取值，计算得到承载能力极限状态下，不同跨径的工字钢组合梁整体桥主梁拉、压应力及施工阶段应力变化趋势如图3-10所示。可以看出，随着跨径增大，主梁应力也随之增大，跨中最大拉应力范围在113~162MPa之间，钢梁在桥台处的压应力大小在64~92MPa之间，施工阶段应力大小在96~144MPa之间，均满足规范要求。1.2.2整体式桥台设计整体式桥台将主梁和桩基固结在一起共同受力，其尺寸构造将对结构-土相互作用产生的变形和桥梁内力分配有直接影响，不同桩基础的整体式桥台典型构造如图3-11所示，根据INTAB[56]的设计建议，以钢桩为基础的工字钢组合梁整体桥的跨径与桥台高度比值建议在15~19之间，桥台竖向高度与纵向厚度的比值在2.1~4.2之间。我国目前设计的采用混凝土桩基的多座整体桥跨径与桥台高度比值不超过10，目前最长整体桥的永春上坂大桥跨径与桥台高度比值为9.2，桥台竖向高度与纵向厚度的比值为1.81。总体而言，整体式桥台的纵桥向台厚相对较小，近似于板结构。将桥台的高度定义为从桩与桥台结合面至组合梁顶部的距离。整体桥的桥台尺寸与跨径、主梁高度、桩基类型等因素有关，在竖向承载力相同的情况下，由于混凝土桩截面尺寸较钢桩的大，因而采用混凝土桩基的整体式桥台尺寸也更大些，标准化设计时应尽量选用较小尺寸。(a)采用钢桩的整体式桥台(b)采用混凝土桩的整体式桥台图3-11典型组合梁整体式桥台布置图整体桥需考虑温度、桥台入土深度不同和基础类型等因素影响。温度变化会引起主梁产生次内力，结构-土间产生相互作用，桥台顶部和底部由于受到约束强度的区别将发生不同的纵向变形量。桥台高度发生变化时，对主梁受力影响很小，但需要考虑桥台纵桥向的变形量。综合考虑台后土类型、桥台纵向厚度和桥台高度三个主要影响因素，开展整体式桥台设计分析，以单跨20m的组合梁整体桥为例进行说明。（1）台后土体类型变化影响采用台高2.5m、纵向厚度1.3m的整体式桥台，取密实程度不同的三种台后填土：松散土、中等密实土和密实土，m值分别为8000kN/m4、15000kN/m4、23000kN/m4。荷载组合分别考虑升温和降温作用，桩顶和主梁端部弯矩和纵向变形如图3-12所示。可以看出，台后土的密实程度对桩基的影响略大于对主梁影响；随着台后土密实程度增加，桩顶弯矩逐渐下降而梁端弯矩略微增大，梁端水平位移大于桩顶纵向变形，但台后土密实程度增加对纵向变形的影响有限，桩顶或梁端的内力和纵向变形量成正比。因此，台后采用松散土时，受力对主梁更有利；采用密实土时，受力对桩顶更有利。(a)弯矩对比(b)变形量对比图3-12不同土体类型下关键截面弯矩和变形量比较（2）桥台纵向厚度变化的影响采用固定m值为10000kN/m4的台后填土，桥台高度固定为2.5m，分别采用1m、1.5m、2m三种厚度，根据有限元计算结果，在两种工况的作用下桩顶和主梁端部弯矩和纵向变形如图3-13所示。可以看出，纵桥向桥台厚度增大，桩顶弯矩和梁端弯矩将同时增大，桩顶变形和梁端变形几乎不变。因此桥台厚度的增加对整体桥的受力并不产生有利结果，反而因较大自重使节点内力增大，因此桥台厚度设计不作为主要控制因素。结合课题组先前的研究结果[57]，理论上采用混凝土桩的整体式桥台纵桥向台厚的尺寸与桩径相等时，桩顶内力和产生的裂缝均为最小，但考虑到桥台受力的复杂性以及刚度和构造要求，桥台厚度设计相对其他部位仍需保持一定的尺寸。（3）桥台高度变化的影响采用固定m值为10000kN/m4的台后土，桥台纵向厚度固定为1.3m，桥台高度分别采用2.0m、2.5m、1.0m、1.5m、4.0m五种情况。根据有限元计算结果，在升温与降温两种工况作用下桩顶和主梁端部弯矩和纵向变形如图3-14所示。可以看出，桥台高度的变化对桩顶弯矩的影响大于对梁端弯矩的影响。随着桥台高度增大，桩顶弯矩下降而梁端弯矩有所增加，梁端变形影响较小，而桩顶变形则逐渐减小。因此，桥台高度较小时，对梁的受力更有利，高度较大时，对桩的受力更有利。(a)弯矩对比(b)变形量对比图3-13不同桥台纵向厚度下关键截面弯矩和变形量比较(a)弯矩对比(b)变形量对比图3-14不同桥台高度下关键截面弯矩和变形量比较过大的变形量和内力都容易引起桥梁结构失效，随着跨径、尺寸设计的增大，这种效应必然更加明显。参考《无缝桥规》第1.4.6条规定的整体桥纵向变形限值，“有设枕梁时不超过2.54cm，无枕梁时不超过1.20cm”，因此整体桥的设计需要控制桥台合适的尺寸以达成变形和内力的协调。尺寸太小的整体式桥台承载能力不足，易开裂导致结构失效，尺寸过大的整体式桥台由于自重将产生较大的内力，不利于变形，且造价增加较大。实际设计时在满足受力需要的情况下，应尽量使用较小尺寸的桥台，既便于应用单排桩基础适应变形，同时可以合理分配各节点的内力产生较好的效益。升温作用下，不同跨径下的单跨工字钢整体桥桥台高度变化与台顶纵向变形关系变化如图3-15所示。可以看出，台顶纵向变形范围在5.7mm~10.5mm之间，桩顶纵向变形量在2.5mm~1.1mm之间，四组桥台纵向变形量均沿台高呈线性变化。结合已有设计经验和整体桥施工顺序，对于不同跨径的单跨组合梁整体桥，整体式桥台按照施工先后顺序可分为两个阶段：第一阶段为桩基和桩帽施工，为桥梁奠定支承基础，并为架设钢梁提供支承，桩基顶部嵌入盖梁一段距离以形成固结连接，将桩基横向联系起来；第二阶段为钢梁布置在厚度为跨径1/1000的支承钢板上形成组合简支梁体系后，再将组合梁端部沿横向现浇固结形成端墙，最终将主梁、桩基通过桥台固结成整体，形成框架受力体系。按照这样的施工方法，以组合梁和支承钢板总高度为端墙高度，从而反算出桩帽高度。因此根据已确定的组合梁截面高度设计，拟定20m、30m、40m、50m跨径桥台尺寸设计列于表3-8中，桥台高度在2400mm~6300mm之间，纵桥向厚度对应增大，在1200mm~3200mm之间，桥台高厚比在2.0~2.1之间。整体式桥台构造如图3-16所示，台后设置牛腿以支承引板，整体式桥台与引板通过X型钢筋连接，释放部分桥台弯矩不传递到引板。为使结构受力更合理，桥台、支承钢板、混凝土桩基中心线应保持同一垂线。图3-15不同跨径下桥台升温时纵向变形量表3-820m~50m跨径整体式桥台标准尺寸参数表跨径（m）桥台全高（mm）桩帽高度（mm）端墙高度（mm）纵桥向厚度（mm）桥台高厚比2024001190121012002.03036001800180017002.14051002550255024002.15063003110319032002.0图3-16组合梁整体桥桥台设计1.2.3桩基设计整体桥与有缝桥的桩基础设计上的主要区别在于需要考虑由于内外力作用上部结构传导而来的内力和变形，为了减小这种影响，常见的措施有：（1）使用具有一定柔性的桩基础，如H型钢桩；（2）桩周采用具有缓冲、吸收变形作用的装置，如在桩顶一定范围内嵌套弹性材料或使用具有变形填充材料；（3）采用铰接、半刚性的桩-桥台连接节点。本文标准化设计采用钢筋混凝土桩基础，主要考虑以下原因：（1）当前阶段下，由于工程习惯和工程经验的原因，我国更偏向于使用钢筋混凝土桩。（2）本文研究对象为中小跨径桥梁，上部结构较轻，纵向伸缩变形量不大，混凝土桩基可以满足纵向变形要求。（3）桥台位置采用单排两根桩设计，在保证竖向承载力的基础上，混凝土桩仍具有一定侧向柔度。我国目前已建多座采用混凝土桩基的整体桥，如福建永春上坂大桥、福建漳州锦浦桥等运营状况良好，均获得了不错的效益。在竖向承载力满足的条件下，单跨20m组合梁整体桥采用单排直径为1m的圆形钻孔灌注桩。计算发现，桩基在达到一定深度以后，桩的纵向变形并不明显，因此根据《地规》附录L的“m”法计算弹性桩在荷载组合作用下的效应，将地面线或局部冲刷线以下至第一个反弯点以上的桩长作为实桩局部冲刷线以下等代桩长对结构进行简化计算。这种计算方法有如下假定：（1）将桩基和土体视为弹性体，根据深度考虑其地基基床系数；（2）假定承台相对桩基刚度无穷大，两者为刚性连接；地质情况以第二章依托工程为参考，考虑为中密型地基土，取地基土比例系数m=12000kN/m4，讨论等代桩长计算方法。a）最大冲刷线处荷载计算按照《桥通规》中承载能力极限状态下的效应组合计算最大冲刷线处的内力，计算考虑分项系数的单跨汽车、行人等活载效应的组合，即式（3-10）：（3-10）式中，为承载能力极限状态下基本组合的效应设计值，结构重要性系数=1.2，=1.2，=1.4，=0.75，=1.4（风荷载取=1.1）。最大冲刷线处取水平力H0=82kN，弯矩M0=1243kN·m。对桩径d≥1.0m的桩，采用式（3-11）计算单桩的计算宽度b1，当d=1时，b1=1.8m≤2d=2m，可以满足要求。（3-11）式中：——形状换算系数，圆形桩取0.9；——垂直于水平力作用方向的桩宽度，跨径20m情况下取1m；——桩间相互影响系数，单排桩的系数取1。桩基中桩的变形系数，按式（3-12）计算：（3-12）地基土比例系数，按中砂考虑：m=12000kN/m4。桩的抗弯刚度按式（3-13）计算：（3-13）式中：Ec——C30混凝土桩弹性模量，取1.0×104Mpa桩的毛面积截面惯性矩：。当基础侧面地面或局部冲刷线以下hm=2（d+1）m（对αh≤2.5的情况，取hm=h）单位力作用在局部冲刷线处，可以计算桩基在该处产生变位。αh=0.4494×（75.94-58.75）=7.73m>2.5m的情况下，h为地面或局部冲刷线以下深度，实桥取58m。桩基在单位力作用下的变形简图如图3-17所示。在水平力M0、弯矩Q0作用下产生的变位用X0表示水平位移、φ0转角位移，可由力法计算得到，首先计算单位力作用在地面或局部冲刷线处桩柱在该处产生的变位。当仅有Q0=1作用时，令X0=，φ0=，按下式计算：（3-14）（3-15）(a)Q0=1时桩身变形(b)M0=1时桩身变形图3-17单位力作用下桩身变形[65]当仅有M0=1作用时，此时令X0=，φ0=，类似地可以得到：（3-16）（3-17）其中，表示因桩底反力对、、的影响系数，根据依托工程地质，取Kh=0。A3、B3、C3、D3、A4、B4、C4、D4等参数按αh>4.0时，查《地规》附表L.0.8得到，桩侧面受土压力的作用效应和位移计算结果如下式：（3-18）（3-19）（3-20）（3-21）在Q0、M0作用下，桩在冲刷线处的的变形量X0、φ0计算如下：=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，桩在深度Z处的弯矩由下式得到：（3-22）将已有系数代入式（3-22），可得式（3-23）：Mz=2460.22A3-2471.73B3+1243C3+182.46D3（3-23）桩身弯矩值计算列于表3-9，由表可得，桩身最大弯矩设计值为Md=1294.87kN·m，Z=1.11m，而在Z=8.90m的位置时，Md=0.10kN·m，可视为桩身第一个反弯点处。因此，实桥局部冲刷线以下等效桩长可取8.9m。组合梁整体桥桩基受力在荷载组合作用下可以简化视为受压杆，实桥有限元建模验算发现，在一定桩深下受力和变形受上部结构影响逐渐减弱，因此采用m法计算其反弯点，取第一个反弯点以的桩基长度作为等代桩长，便于建模分析。计算结果表明，等代桩长的取值与地基土性质、桩身的尺寸、形状有关，在实桥地基条件下，对各跨径下的混凝土桩基进行初步设计，桩直径设计和等代桩长计算结果列于表3-10。表3-10桩基等代桩长设计跨径（m）桩直径（m）桩基变形系数α等代桩长（m）201.00.4498.9301.20.39610.1401.40.35611.2501.60.32512.3

表3-9桩身弯矩计算表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施工方法单跨工字钢组合梁整体桥与传统组合梁桥的结构相似，但混凝土浇筑顺序、回填土的回填时间对于工字钢组合梁整体桥中的受力分布形式有一定影响，组合梁对钢材抗拉、混凝土抗压能力的应用主要体现在正弯矩区梁段，但单跨组合梁整体桥桥台位置将不可避免产生负弯矩，可通过合理的施工方式来降低桥台处的负弯矩。负弯矩区受力全过程包括：（1）当作用荷载很小，受拉区混凝土和钢筋共同工作，混凝土的拉应力小于混凝土的抗拉极限强度，截面呈弹性工作，应力线性分布。（2）荷载继续增加，混凝土拉应力达到其极限强度时，混凝土翼板开裂并退出工作但桥面板内的钢筋仍处于弹性受拉状态，截面中性轴下移到梁腹板内，压应力由中性轴以下的钢梁承受，此时受拉钢筋和钢梁均未达到屈服。（3）在接近破坏阶段，受压区钢梁首先达到屈服强度或因失稳破坏。可通过调整施工工序来减少裂缝，使裂缝宽度在允许范围以内。形成整体式桥台前使主梁充分受力变形，降低二次作用下的弯矩，或者采用预应力钢筋提高负弯矩区的抗裂性。当限制设计跨径大小并采用合理工序时，负弯矩得到控制，采用普通钢筋即可满足使用需求并简化设计施工过程，取得较好效益。借鉴已有工程实例的实践经验，为避免整体式桥台受负弯矩较大而开裂的情况，通常需在施工过程中先形成简支梁再浇筑桥台处混凝土形成整体式桥台，浇筑桥面板时不使用临时支架支承，由简支梁承受全部混凝土、模板以及钢梁的重量，浇筑上部结构混凝土时，待跨中正弯矩区桥面板固结后，再现浇桥台负弯矩区。混凝土养护后施加的附加荷载和活载重分布作用在已形成两端固定约束的主梁上。本文根据形成整体桥前是否使用支架支承以控制主梁受力变形的程度讨论三种不同施工方法对结构受力的影响，主要施工过程对比如表3-11所示。三种不同施工方法下不同跨径组合梁整体桥产生的弯矩对比图如图3-18所示，端部负弯矩值列于表3-12中。可以看出，方法一产生的负弯矩值最小，跨中正弯矩最大，主要由跨中截面控制设计，方法三由于应力重分布，端部负弯矩远大于跨中正弯矩，转变为端部截面控制设计。显然，施工过程中钢梁变形越充分，产生的负弯矩越小，在满足结构使用要求的情况下，由于开裂引起结构失效的可能性也越低。

表3-11组合梁整体桥主要施工过程对比施工阶段施工方法一施工方法二施工方法三CS1桩基、桩帽施工，形成基础支承。桩基、桩帽施工，形成基础支承。桩基、桩帽施工，形成基础支承。CS2简支架设钢梁，仅由钢梁承重。由支架支承钢梁，钢梁空载。由支架支承钢梁，钢梁空载。CS3浇筑正弯矩区桥面板，仅由钢梁承重。浇筑桥面板，湿重和钢梁自重由支架承重，桥面板形成90%以上强度后去除支架，简支架设组合梁。浇筑正弯矩区桥面板至形成强度，仅由支架承重。CS4现浇桥台负弯矩区混凝土，整体固结替代简支支承。现浇桥台负弯矩区混凝土，整体固结替代简支支承。现浇桥台负弯矩区混凝土，固结后去除支架。(a)跨径20m（恒载）(b)跨径20m（恒载+汽车荷载）(c)跨径30m（恒载）(d)跨径30m（恒载+汽车荷载）(e)跨径40m（恒载）(f)跨径40m（恒载+汽车荷载）(g)跨径50m（恒载）(h)跨径50m（恒载+汽车荷载）图3-18不同施工方法下主梁弯矩图对比表3-12主梁端部负弯矩绝对值（单位：kN·m）跨径荷载组合施工方法一施工方法二施工方法三20m恒载269401957恒载+汽车荷载567700125530m恒载4178072312恒载+汽车荷载12711662316740m恒载65713424198恒载+汽车荷载20672833568950m恒载115422597117恒载+汽车荷载364247479605当负弯矩区不设置预应力钢筋时，保守认为在正常使用极限状态下，混凝土不起抗拉作用，合成截面重心G距钢梁下边缘的距离简化计算如下：（3-24）式中：—钢梁截面重心到其下边缘的距离；H—组合梁全高；—普通钢筋面积重心到混凝土翼缘板上边缘的距离；—钢梁截面面积；—负弯矩区混凝土桥面板中的纵向普通钢筋截面面积；负弯矩区合成截面换算截面面积为：（3-25）合成截面对其重心轴的惯性矩按下式换算：（3-26）式中：——钢梁对其自身重心轴的惯性矩；——钢材弹性模量与混凝土弹性模量比值；整体式桥台负弯矩区混凝土上翼缘处于不开裂的状态下，拉应力为：（3-27）式中：——钢材弹性模量与混凝土弹性模量比值，取5.971；——二期荷载引起的弯矩值；——活载引起的弯矩值；——混凝土容许拉应力，建议值取=0.6，故C50混凝土对应=1.59MPa；根据式（3-27）计算表3-12负弯矩对应的负弯矩区上翼缘混凝土拉应力，结果列于表3-13，对于不同跨径的组合梁整体桥，不同施工方法产生的拉应力值在1.39~12.17MPa之间，施工方法一、二、三产生的拉应力逐渐增大，汽车荷载作用产生的端部负弯矩占比最大，对负弯矩混凝土是否开裂影响最大；当负弯矩区只配置普通钢筋时，在恒载下各跨径组合梁整体桥仅在采用施工方法一对应的整体式桥台可认为不会开裂，其余情况均应按混凝土开裂的情况考虑。负弯矩越大，对桥台越不利，根据计算结果，三种施工方法中施工方法一可以将端部负弯矩降到最低，是最优选择。仅配置普通钢筋的组合梁整体桥易开裂，应满足《混桥规》规定的容许裂缝宽度要求。表3-13负弯矩区上翼缘混凝土拉应力（单位：MPa）跨径荷载组合施工方法一施工方法二施工方法三20m恒载1.502.886.87恒载+汽车荷载4.075.029.0130m恒载1.471.108.89恒载+汽车荷载4.896.3912.1740m恒载1.442.788.70恒载+汽车荷载4.285.8711.7850m恒载1.392.728.57恒载+汽车荷载4.395.7211.57综合以上分析，给出工字钢混凝土组合梁整体桥的主要施工流程为：（1）下部结构施工，包括现浇钻孔灌注摩擦桩基础的施工，先填土，再打桩，以免桩承受太大的侧土压力，后浇筑盖梁作为整体式桥台第一部分；（2）安装临时支承，架设钢主梁，形成简支梁结构并焊接主梁横向连接；（3）利用主梁作为支承，搭设模板，分段浇筑组合梁桥面板；（4）在低温时，浇筑桥台现浇段，减小负弯矩，形成桩基、桥台、主梁固结的整体式桥台；（5）回填台后土，浇筑搭板，桥面铺装施工，安装附属设施等后期工作。1.3单跨工字钢组合梁整体桥受力性能分析不同跨径下单跨工字钢组合梁整体桥设计验算见附录A，标准设计图见附录C1。本节对不同跨径下单跨工字钢组合梁整体桥在单项荷载和荷载组合作用下受力进行对比，并与相应跨径的工字钢组合梁简支桥进行比较，分析采用整体式桥台后结构受力的异同。1.1.1单项荷载作用（1）恒载作用如表3-14所示，在恒载作用下，组合梁简支桥和整体桥最大弯矩值均在跨中，组合梁整体桥的弯矩略小于简支梁桥，不同跨径的弯矩降低了10.0%~11.7%。在跨径增大后，两种桥型在跨径50m情况下较20m时弯矩分别增大了5.7、5.8倍。在恒载作用下，两种桥型最大轴力值均在跨中，组合梁整体桥的轴力略大于简支梁桥，不同跨径的轴力降低了4.0%~19.1%。在跨径增大后，两种桥型在跨径50m情况下较20m时轴力分别增大了2.5、2.9倍。在恒载作用下，两种桥型最大剪力值均在主梁端部，组合梁整体桥的剪力略大于简支梁桥，不同跨径的剪力降低了25.0%~51.2%。在跨径增大后，两种桥型在跨径50m情况下较20m时剪力分别增大了125.3%~136.6%。表3-14恒载作用下内力对比跨径（m）最大弯矩（kN·m）最大轴力（kN）最大剪力（kN）简支梁桥整体桥简支梁桥整体桥简支梁桥整体桥2022692036-377-3923083853055164900-703-7784026164098708711-917-1105655828501302111718-941-1121694911恒载作用下不同跨径组合梁整体桥应力分布如图3-19所示。可以看出，钢梁产生对称分布的拉应力，应力随跨径增加逐渐增大，跨中最大拉应力分别为112.0MPa、149.1MPa、155.4MPa、159.3MPa，简支梁桥钢梁最大应力分别为109.2MPa、121.4MPa、150.5MPa、149.3MPa，不同跨径整体桥较简支梁桥增加了2.7%~17.5%；桥面板混凝土主要产生对称分布的压应力，应力从主梁端部逐步增长，在跨中达到最大值，最大值分别为-4.3MPa、-4.9MPa、-5.5MPa、-5.2MPa，简支梁桥桥面板最大应力分别为-4.7MPa、-4.3MPa、-4.7MPa、-1.8MPa，不同跨径整体桥较简支梁桥变化了8.1%~26.9%。因此，随着跨径增大，恒载作用引起的钢梁、混凝土应力均逐渐增大。(a)钢梁(b)混凝土桥面板图3-19恒载作用下主梁应力对比（2）温度作用分别对比考虑整体升温和梯度升温作用下的受力变化。简支梁桥和整体桥整体升温作用下内力对比如表3-15所示。简支梁桥的最大弯矩值位于跨中，且为负值，组合梁整体桥的最大弯矩则位于桥台处，为正值，可以看出设置整体式桥台后，弯矩控制位置发生变化，且数值上有较大增长。在跨径增大后，两种桥型在跨径50m情况下较20m时弯矩分别增大了9.2、6.8倍。在整体升温作用下，简支梁桥和组合梁整体桥的最大轴力值都位于跨中，且为负值，不同跨径下整体桥的轴力相较简支梁桥增加了334.8%~414.7%。在跨径增大后，两种桥型在跨径50m情况下较20m时轴力分别增大了5.6、5.0倍。两种桥型在整体升温作用下，均受较小剪力。表3-15整体升温作用下内力对比跨径（m）最大弯矩（kN·m）最大轴力（kN）最大剪力（kN）简支梁桥整体桥简支梁桥整体桥简支梁桥整体桥2034-311-88-431353080-782-205-9644640139-12482124-494-214854整体升温作用下主梁应力对比如图3-20所示。单跨20~50m组合梁整体桥钢梁主要产生对称分布的压应力，应力值沿主梁方向均匀分布，最大值分别为-18.9MPa、-24.3MPa、-29.4MPa、-31.3MPa，简支梁桥钢梁最大应力分别为1.3MPa、5.1MPa、6.2MPa、10.9MPa，不同跨径整体桥较简支梁桥应力方向发生改变，幅值变化了22.2MPa~44.2MPa；桥面板混凝土主要产生对称分布的压应力，沿主梁方向分布均匀且应力值较小，最大值分别为-0.28MPa、-0.32MPa、-0.40MPa、-0.48MPa，简支梁桥桥面板最大应力分别为-0.55MPa、-1.35MPa、-1.9MPa、-1.8MPa，不同跨径整体桥较简支梁桥应力值增加了1~7倍。由此可见，整体升温作用引起的钢梁、桥面板应力随跨径增大而逐渐增大。(a)钢梁(b)混凝土桥面板图3-20整体升温作用下主梁应力对比简支梁桥和整体桥在梯度升温作用下内力对比如表3-16所示。可以看出，组合梁简支桥和整体桥最大弯矩值均在跨中，组合梁整体桥的弯矩都大于简支梁桥，不同跨径的弯矩增加了362.1%~466.7%。在跨径增大后，简支梁桥和整体桥在跨径50m情况下较20m时弯矩分别增大了5.2、4.6倍。在梯度升温作用下，两种桥型最大轴力值均在跨中，组合梁整体桥的轴力都大于简支梁桥，不同跨径的轴力降低了8.5%~22.8%。在跨径增大后，两种桥型在跨径50m情况下较20m时轴力分别增大了1.7、4.2倍。两种桥型在温度梯度升温作用下，均受较小剪力。表3-16梯度升温作用下内力对比跨径（m）最大弯矩（kN·m）最大轴力（kN）最大剪力（kN）简支梁桥整体桥简支梁桥整体桥简支梁桥整体桥2039221-82-89333076371-175-1933340140647-250-30742502011022-307-37241梯度升温作用下，不同跨径的单跨组合梁整体桥钢梁主要产生对称分布的拉应力，变化如图3-20所示。整体桥钢梁应力值沿主梁方向均匀分布，最大值分别为6.8MPa、6.0MPa、5.0MPa、4.4MPa，简支梁桥钢梁最大应力分别为-1.8MPa、-1.4MPa、-1.0MPa、-2.6MPa，不同跨径整体桥较简支梁桥应力发生改变，应力范围在7.0~10.6MPa；桥面板混凝土主要产生对称分布的压应力，混凝土桥面板应力值沿主梁方向均匀分布，最大值分别为-4.3MPa、-4.6MPa、-4.8MPa、-5.0MPa，简支梁桥桥面板最大应力分别为-4.0MPa、-4.3MPa、-4.1MPa、-5.0MPa，不同跨径整体桥较简支梁桥均有增加，最大为14.6%。由此可见，随着跨径增大，梯度升温引起的钢梁应力随跨径增大而逐渐增大，而桥面板应力随跨径增大逐渐减少。(a)钢梁(b)混凝土桥面板图3-21梯度升温作用下主梁应力对比（3）混凝土徐变作用混凝土徐变作用下，简支梁桥由跨中弯矩控制设计，组合梁整体桥则由桥台处弯矩控制设计。简支梁桥和整体桥混凝土徐变作用下内力对比如表3-17所示。可以看出，设置整体式桥台后，弯矩控制位置发生变化，且数值上有一定增长。在跨径增大后，两种桥型在跨径50m情况下较20m时弯矩分别增大了2.2、5.1倍。混凝土徐变作用下，简支梁桥的最大轴力值位于跨中，且为正值，组合梁整体桥的最大轴力则位于桥台处，为负值，不同跨径下整体桥的轴力增加了159.1%~181.1%。在跨径增大后，两种桥型在跨径50m情况下较20m时轴力分别增大了1.7、2.1倍。两种桥型在混凝土徐变作用下，均受较小剪力。表3-17混凝土徐变作用下内力对比跨径（m）最大弯矩（kN·m）最大轴力（kN）最大剪力（kN）简支梁桥整体桥简支梁桥整体桥简支梁桥整体桥20-9897203-1383330-129165308-1825540-173328322-2317550-217499354-28784徐变作用下单跨20~50m组合梁整体桥钢梁主要产生对称分布的拉应力，变化如图3-22所示。整体桥钢梁应力沿主梁方向均匀分布，最大值分别为11.8MPa、11.4MPa、11.0MPa、10.7MPa，简支梁桥钢梁最大应力分别为5.4MPa、4.2MPa、2.7MPa、2.9MPa，不同跨径整体桥较简支梁桥增加了54.2%~75.5%。混凝土桥面板压应力沿主梁方向对称均匀分布且应力值较小，最大值分别为-2.6MPa、-2.2MPa、-1.5MPa、-1.1MPa，简支梁桥桥面板最大应力分别为1.5MPa、1.2MPa、1.7MPa、0.8MPa，不同跨径整体桥较简支梁桥应力方向发生改变，幅值变化了1.9MPa~6.1MPa。由此可见，随着跨径增大，徐变作用引起的钢梁、桥面板应力随跨径增大而逐渐减小，当跨径达到50m，端部应力由拉应力转变为压应力。(a)钢梁(b)混凝土桥面板图3-22徐变作用下主梁应力对比（4）混凝土收缩作用简支梁桥和整体桥在混凝土收缩作用下内力对比如表3-18所示。可以看出，组合梁简支桥和整体桥都受负弯矩作用，简支梁桥的最大弯矩值位于跨中，组合梁整体桥的最大弯矩则位于桥台处，设置整体式桥台后，弯矩控制位置发生变化，且数值增长了450.9%~587.4%。在跨径增大后，两种桥型在跨径50m情况下较20m时弯矩分别增大了5.7、4.9倍。在混凝土收缩作用下，简支梁桥和组合梁整体桥的最大轴力值都位于跨中，为正值，不同跨径下整体桥的轴力相较简支梁桥增加了1.6%~22.4%。在跨径增大后，两种桥型在跨径50m情况下较20m时轴力分别增大了5.5、5.6倍。两种桥型在混凝土收缩作用下，均受较小剪力，整体桥的最大剪力大于简支梁桥。表3-18混凝土收缩作用下内力对比跨径（m）最大弯矩（kN·m）最大轴力（kN）最大剪力（kN）简支梁桥整体桥简支梁桥整体桥简支梁桥整体桥20-111-763183223102930-188-1269618628112340-411-22649921037131650-633-3715101212421411收缩作用下单跨20~50m组合梁整体桥主梁应力对比如图3-23所示。钢梁主要产生对称分布的压应力，应力值沿主梁方向均匀分布，最大值分别为-28.5MPa、-22.8MPa、-16.9MPa、-11.6MPa，简支梁桥钢梁最大应力分别为8.0MPa、9.4MPa、10.5MPa、9.5MPa，不同跨径整体桥较简支梁桥应力方向发生改变，幅值变化了21.1MPa~36.5MPa。桥面板混凝土主要产生对称分布的拉应力，沿主梁方向分布均匀且应力值较小，最大值分别为2.0MPa、2.4MPa、4.0MPa、4.9MPa，简支梁桥最大应力分别为1MPa、1.8MPa、1.5MPa、4.8MPa，不同跨径整体桥较简支梁桥增加了2.0%~50.0%。由此可见随着跨径增大，收缩作用引起的钢梁应力随跨径增大而逐渐减小、桥面板应力随跨径增大而逐渐增大。(a)钢梁(b)混凝土桥面板图3-23收缩作用下主梁应力对比综上可知，单项荷载作用下，恒载起到主导作用，温度荷载作用下，整体温度变化起到主导作用，因此整体桥的尺寸设计容易受到环境温度的影响。两种桥型的控制截面有所不同，对比简支梁桥，整体桥在整体温度荷载作用下内力由于支点存在约束无法释放而大增，并且随着跨径增大内力增长迅速，简支梁桥转变为整体桥时，内力控制点也会发生改变，简支梁桥主要由跨中受力控制设计，整体桥则受跨中和桥台处受力控制设计。1.1.2荷载组合作用（1）承载能力极限状态在荷载组合作用下20~50m组合梁整体桥应力包络分布如图3-24所示。可以看出，整体桥钢梁端部区域为压应力但主要以跨中拉应力控制设计，跨中最大拉应力分别为121.2MPa、147.0MPa、166.7MPa、175.3MPa，均在应力容许范围内，简支梁桥钢梁均受拉应力，跨中最大拉应力分别为131.3MPa、169.4MPa、171.7MPa、208.7MPa，不同跨径整体桥较简支梁桥减小了6.6%~19.1%；整体桥桥面板混凝土跨中受压应力，最大值分别为-6.5MPa、-6.7MPa、-7.1MPa、-7.9MPa，主梁端部区域受拉应力，最大值分别为5.2MPa、5.8MPa、6.5MPa、7.5MPa，简支梁桥桥面板均受压应力分别为-7.5MPa、-8.4MPa、-8.7MPa、-10.9MPa，不同跨径整体桥较简支梁桥变化了15.4%~18.0%。由于端部固结，相同跨径下的整体桥在承载能力极限状态下应力小于同尺寸的简支梁桥。(a)钢梁(b)混凝土桥面板图3-24荷载组合作用下主梁应力对比（2）正常使用极限状态汽车荷载作用下，整体桥与简支梁桥的跨中挠度对比列于表3-19中，两种桥型均满足挠度小于L/500，其中L为桥梁计算跨径，整体桥的挠度在6.9~12.5mm之间，简支梁桥的挠度在12.0~24.8mm之间，整体桥与简支梁桥在跨径由20m增长到50m时，挠度分别增大了2.1倍和1.8倍。因此，采用整体式桥台可使20~50m整体桥主梁挠度降低42.5%~49.6%。表3-19汽车荷载作用下跨中挠度对比跨径（m）整体桥（mm）简支梁桥（mm）容许挠度值（mm）206.912.040309.417.4604010.618.9805012.524.8100准永久组合作用下，整体桥与简支梁桥的跨中挠度对比列于表3-20中。可以看出，整体桥的跨中挠度均小于简支梁桥，降低幅度在4.2%~20.9%之间，整体桥与简支梁桥在跨径由20m增长到50m时，挠度分别增大了2.8倍和1.4倍。因此，随着跨径越大，采用整体式桥台可以提高桥梁竖向抗弯刚度，明显减小主梁挠度。表3-20准永久组合作用下跨中挠度对比跨径（m）整体桥（mm）简支梁桥（mm）2034.536.03062.871.54078.989.55098.2124.11.4单跨工字钢组合梁整体桥合理跨径分析整体桥与传统有缝桥在温度作用下纵向变形有很大区别，有缝桥桥台位置预留伸缩缝，温度作用下结构纵向可以自由伸缩变形，而单跨整体桥主梁在纵向上受到桥台与台后填土约束，属于细长结构，假定截面的温度场为均匀温度场，结构因温度变化发生的伸缩变形受到约束，将在梁体内产生附加纵向力。钢混组合梁中钢材和混凝土材料线膨胀系数不同，纵桥向伸缩缝变形将大于钢筋混凝土桥梁。因此，钢混组合梁整体桥的纵向变形更值得重视，变形量太大容易引起结构失效，桥梁纵向变形量和组合梁受力情况共同限制着组合梁整体桥的跨径。美国对于无缝桥跨径与总长的限制主要考虑主梁材料和结构形式，如表3-21所示，对于应用钢筋混凝土梁的整体桥跨径限制在18.3~61.0m之间，总长在45.8~358.4m之间，对于应用钢梁的整体桥跨径限制在19.8~91.6m之间，总长在45.8~198.3m之间。表3-21美国采用的三种形式无缝桥跨径与总长设计准则结构限制结构形式钢筋混凝土梁钢梁跨径（m）整体桥18.3~61.019.8~91.6半整体桥27.5~61.019.8~61.0延伸桥面板桥27.5~61.024.4~61.0总长（m）整体桥45.8~358.445.8~198.3半整体桥27.5~1000.027.5~152.5延伸桥面板桥61.0~228.861.0~137.3一般情况下，温度作用下桥梁纵向变形主要考虑以下参数：主梁的弹性模量E，主梁换算截面面积A，桥梁计算跨径L和各跨跨长Li，台后土压力大小，若是多跨桥梁则要考虑第i个墩顶刚度Ki。对于采用混凝土桩基的工字钢组合梁整体桥，混凝土桥面板被刚性连接到桥台和桥墩上，上部结构与混凝土桩基础协同受力变形，而桥台直接与路堤相连，横桥向与纵桥向荷载将由桥台直接传递至路堤，桥台设计对整体桥的纵向变形量有很大的影响。图3-25单跨整体桥桥台处水平受力图对于单跨工字钢组合梁整体桥，在温度升高和降低作用下，沿着主梁纵向将分别发生膨胀和收缩，跨中为变形零点。如图3-25所示，取半跨整体桥并绘出水平力平衡下的受力情况，图中，N1为温度作用下梁体内产生的附加纵桥向水平力，假定设计为等截面梁，因此可以根据材料力学得到半跨变形协调方程如下式：（3-28）式中，L为桥梁跨径，为便于计算，需将钢混组合梁截面等效换算为钢截面，计算方法详见附录A1节，Es为钢材的弹性模量，A0为换算主梁截面面积，α采用钢材线膨胀系数，∆Li为单跨组合梁桥单侧桥台顶部变形量。又由水平力平衡条件可以得到下式：