朱偉慶++劉永健++衡江峰++王衛(wèi)山

摘要：建立考慮橋臺土、樁土相互作用的整體式無縫橋有限元分析模型，并選取下部結構形式、溫度作用、臺后填土性質以及橋梁跨徑為研究參數(shù)，對比分析了采用不同下部結構形式的整體式無縫橋受力特征。結果表明：下部結構剛度越大，其對上部結構的約束作用越強，橋梁縱向整體性更明顯，但對主梁梁端和橋臺的受力越不利；當下部結構剛度較大時，溫度對橋梁內力和變形的影響更明顯；隨著橋梁跨徑的增大，整體溫度作用的影響逐漸成為溫度作用中的主要因素；當下部結構采用矮橋臺與樁基礎時，臺后填土密實度對梁端和橋臺彎矩以及主梁軸力的影響不明顯；當采用墻式橋臺時，隨著臺后填土密實度的增大，溫度作用下主梁軸力會快速增大；隨著橋梁跨徑的增大，整體式無縫橋的內力不斷增大，且當采用剛度較大的下部結構時增大的速率更快；若以橋臺在正常使用極限狀態(tài)下的混凝土裂縫寬度為控制目標，應對整體式無縫橋的最大橋長進行限制，且下部結構剛度越大，最大橋長的限制越嚴格。

關鍵詞：橋梁工程；整體式無縫橋；有限元分析；受力特征；結構土相互作用

中圖分類號：TU311文獻標志碼：A

Mechanical Characteristics of Integral Abutment Bridges with

Different SubstructuresZHU Weiqing1， LIU Yongjian1， HENG Jiangfeng1， WANG Weishan1，2

（1. School of Highway， Changan University， Xian 710064， Shaanxi， China；

2. Xian Highway Research Institute， Xian 710065， Shaanxi， China）Abstract： Considering the abutmentsoil interaction and pilesoil interaction， the finite element models of integral abutment bridges were established. The parameters including the types of substructures， temperature action， backfill properties and bridge length were selected， and the mechanical characteristics of integral abutment bridges with different substructures were studied. The results show that the substructures with larger stiffness provides stronger restraint to superstructures and the longitudinal structural integrity of the bridge is more obvious， but the stress states of girder ends and abutments are worse. The effects of temperature action on the internal forces and deformations of bridges are more obvious if the stiffness of substructures is larger. The influence of the uniform temperature effect becomes the main factor of temperature action with the increase of bridge length. When the short abutment and pile foundation are used， the effects of backfill density on the bending moment of girder ends and abutments， and the axial force of girders are not obvious. When the walltype integral abutments are used， with the increase of backfill density， the axial force of main beam will increase rapidly under temperature action. The internal forces of the integral abutment bridges increase with the increase of bridge length， and the increasing rate is faster when the substructures with larger stiffness are used. If the widths of concrete cracks are chosen as the control target when the abutments are under serviceability limit state， it is suggested that the bridge length should be limited， and the limit of maximum bridge length is more strict when the stiffness of the substructure is greater.

Key words： bridge engineering； integral abutment bridge； finite element analysis； mechanical characteristic； structuresoil interaction

0引言

整體式無縫橋將橋梁上部結構的主梁與下部結構的橋臺澆筑成整體，從而形成一個上、下部結構整體受力的框架結構，在受力上具有較強的整體性。同時，整體式無縫橋取消了伸縮縫，可避免道路不平順、行車舒適度較低的問題，而且可避免維護和更換伸縮縫的巨額花費和交通中斷。因此，整體式無縫橋在美國、歐洲、日本等發(fā)達國家和地區(qū)的中小跨徑橋梁中得到了廣泛應用，并逐漸成為無縫橋中應用較多的一種。

與傳統(tǒng)的有伸縮縫橋梁不同，整體式無縫橋的下部結構對上部結構有較強的約束作用，在溫度、土壓力等作用下，其主梁、橋臺內部會產生較大的次內力和次應力[1]。因此，設計整體式無縫橋時一般可遵循2種思路[2]。第1種為在保證結構承載能力的前提下，下部結構采用柔性設計，從而將上部結構產生的變形傳遞至橋臺后。據(jù)此，國外整體式無縫橋一般采用混凝土橋臺下設柔性鋼樁基礎的下部結構。中國長期形成的建設習慣中，中小跨徑橋梁一般采用墻式橋臺或者混凝土橋臺下設混凝土樁基礎等下部結構形式，這2種下部結構均具有更大的水平向剛度。因此，中國的中小跨徑橋梁常用的下部結構形式更符合第2種設計思路，即下部結構采用較大的抗彎剛度，以抵抗上部結構在荷載作用下的變形（僅適用于較小跨徑的橋梁）。由于具有較大剛度的下部結構對上部結構的約束作用更大，結構內部的次內力也會更大，因此采用不同的下部結構形式，整體式無縫橋的受力特征也會有明顯不同。

國外學者針對采用柔性下部結構（鋼筋混凝土矮橋臺下設鋼樁）的整體式無縫橋受力特征開展了卓有成效的研究，包括溫度、活載等作用下的受力特征[35]、臺土和樁土相互作用的考慮方法[68]以及最大橋長[911]等。然而，以上國外的整體式無縫橋研究成果、設計和建設經驗并不直接適用于目前中國普遍采用大剛度下部結構的中小跨徑橋梁。國內學者針對中國的實際情況開展了相關無縫橋理論和應用研究[1222]，如設計建造了采用鋼筋混凝土橋臺下設置鋼筋混凝土樁基礎的整體式無縫橋，為在中國設計和建造整體式無縫橋積累了寶貴的經驗。

本文在已有研究基礎上，通過有限元模擬方法，考慮橋臺土和樁土相互作用，并通過開展參數(shù)（包括下部結構形式、溫度作用、臺后填土性質和橋梁跨徑）研究，系統(tǒng)對比分析不同下部結構形式的整體式無縫橋受力特征，研究成果可為中國整體式橋梁的設計和建造提供理論指導。

1參數(shù)選擇

為分析采用不同下部結構形式的整體式無縫橋受力特征，并減少其他因素的干擾，本文將研究對象限定于無斜交角單跨對稱結構，整體式無縫橋如圖1所示。選取對結構內力、變形以及長期使用性能有較大影響的參數(shù)（包括下部結構形式、溫度作用、臺后填土性質和橋梁跨徑）開展研究[2324]。

圖1整體式無縫橋

Fig.1Integral Abutment Bridge（1）下部結構形式。結合國內外整體式無縫橋的應用現(xiàn)狀，選取剛度不同的下部結構形式（不同樁基礎截面如圖2所示）：RC（鋼筋混凝土）墻式橋臺（橋臺Ⅰ）、RC矮橋臺+RC樁基礎（橋臺Ⅱ）、RC矮橋臺+鋼樁基礎（強軸時為橋臺Ⅲ，弱軸時為橋臺Ⅳ）。

圖2不同樁基礎截面

Fig.2Crosssection of Different Piles（2）溫度作用。整體式無縫橋的溫度作用是其區(qū)別于傳統(tǒng)有伸縮縫橋梁的最重要特點，在分析設計過程中應當充分考慮其對于結構產生的不利影響[25]。根據(jù)《公路橋涵設計通用規(guī)范》（JTG D60—2015），分別取梯度升溫、梯度降溫、整體升溫（包括整體升溫14 ℃，24 ℃或34 ℃）和整體降溫（包括整體降溫3 ℃，10 ℃或23 ℃）等溫度作用工況。

（3）臺后填土性質。整體式無縫橋的臺后填土材料宜選用級配良好的顆粒狀填料，因此選擇臺后填土密實度為松散、中密和密實的3個參數(shù)水平，不同密實度時對應的臺后填土性質如表1所示。

表1臺后填土性質

Tab.1Backfill Properties臺后填土密實度松散中密密實重度/（kN·m-3）151920內摩擦角/（°）202224地基承載力/kPa3507001 400靜止土壓力系數(shù)0.6580.6250.593（4）橋梁跨徑。橋梁跨徑選取8（僅對橋臺Ⅰ），10，13，16，20 m五個參數(shù)水平。不同跨徑時橋梁結構參數(shù)見表2。表2不同跨徑時橋梁結構參數(shù)

Tab.2Structural Parameters with Different Bridge Lengths跨徑/m主梁型號橋臺型號橋臺Ⅰ橋臺Ⅱ～Ⅳ橋臺Ⅰ基礎型號橋臺Ⅱ基

礎型號橋臺Ⅲ，Ⅳ基礎

型號812×（8 m×42 cm×99 cm）12 m×0.6 m×3.2 m12 m×1.6 m×0.5 m1012×（10 m×50 cm×99 cm）12 m×0.6 m×3.2 m12 m×0.6 m×1.5 m12 m×1.6 m×0.5 m4×D608×（HP200×54）1312×（13 m×55 cm×99 cm）12 m×0.6 m×3.2 m12 m×0.6 m×1.5 m12 m×1.6 m×0.5 m4×D808×（HP250×85）1612×（16 m×70 cm×99 cm）12 m×0.6 m×3.2 m12 m×0.6 m×1.5 m12 m×1.6 m×0.5 m4×D1008×（HP310×110）2012×（20 m×80 cm×99 cm）12 m×0.6 m×3.2 m12 m×0.6 m×1.5 m12 m×1.6 m×0.5 m4×D1208×（HP310×125）注：12×（8 m×42 cm×99 cm）表示主梁采用12塊42 cm厚、99 cm寬、8 m長的標準空心板，其余同；4×D60表示當下部結構采用橋臺Ⅱ

時，2個橋臺下共對稱設置4根直徑為60 cm的鋼筋混凝土樁，其余同；8×（HP200×54）表示當下部結構采用橋臺Ⅲ，Ⅳ時，2個橋臺

下共對稱設置8根型號為HP200×54的鋼樁，其余同。2數(shù)值模擬方法

整體式無縫橋與傳統(tǒng)有伸縮縫橋梁的計算方法有較大不同，計算分析時應將上部結構與下部結構作為整體分析，并考慮橋臺土、樁土相互作用的影響。

2.1橋臺土相互作用

橋臺所受到的土壓力大小以及分布規(guī)律受到橋臺位移方向、橋臺后填土的種類、橋臺剛度等因素的影響。已有研究表明，橋臺產生離開土體的變形時，臺后填土對橋臺產生的主動土壓力可以近似忽略[26]；當橋臺向臺后填土方向運動時，橋臺所受到的土壓力與上部結構的伸長量相關，準確的土壓力系數(shù)K介于靜止土壓力系數(shù)K0與被動土壓力系數(shù)Kp之間，且取決于整體式無縫橋上部結構的變形量。Broms等[27]通過試驗研究表明，臺后填土壓力與橋臺產生的縱向位移呈線性關系。Duncan等[28]通過試驗數(shù)據(jù)和有限元分析得到了實際土壓力系數(shù)的表達式，即

K=K0+φd≤Kp（1）

式中：d為橋臺向臺后方向的縱向位移；φ為K與d之間的比例系數(shù)。

Lehane等[29]提出了方便應用于計算機程序的臺后填土壓力簡化計算方法，該方法將臺后填土對于橋臺的側向作用模擬成一系列線性彈簧，彈簧剛度根據(jù)橋梁跨徑、橋臺剛度、臺后填土的性質和單元面積計算得到，橋臺豎向支撐的彈簧剛度通過地基反力系數(shù)來確定。該方法能考慮橋臺土相互作用產生的縱向約束和轉動約束。

2.2樁土相互作用

樁基礎的變形隨著深度的變化而變化，樁土相互作用表現(xiàn)出明顯的非線性。文獻[30]～[32]確定了樁側土壓力的大小與其變形量的關系，提出對于不同類型的樁側填土，樁側土壓力應該采用不同的計算公式?；谏鲜鲅芯砍晒?，Matlock等[33]提出了計算樁土相互作用的簡化計算方法（圖3），將樁側土對于樁身的側向作用模擬成一系列非線性彈簧，豎向作用模擬成線性彈簧，該方法能夠考慮樁土相圖3樁土相互作用

Fig.3Pilesoil Interaction互作用的豎向約束與側向約束。彈簧剛度與樁側土類型、樁徑等參數(shù)相關，其計算公式為

EId4vdx4=-py=-ky（x，v）v（2）

px=kx（x，u）u（3）

式中：EI為樁的抗彎剛度；x表示沿樁縱向的位置；v，u分別為沿樁基礎側向和縱向的變形；py，px分別為側向和豎向彈簧的力；ky，kx分別為側向和豎向彈簧的剛度。2.3有限元模型

模型橋選自某在建的8 m跨度整體式無縫橋（荷載等級為公路Ⅰ級），橋寬12 m，上部結構由12片標準板梁組成，橋面鋪裝10 cm鋼筋混凝土層+9 cm瀝青混凝土層。數(shù)值模型中的結構部分僅模擬主梁、橋臺及基礎，橋面鋪裝等附屬設施通過施加二期恒載的方式考慮。上部結構采用梁格法進行模擬，其中，主梁采用梁單元，鉸縫的橫向聯(lián)系作用采用修正的梁單元；橋臺采用厚板單元以考慮其在荷載作用下的剪切變形，樁基礎采用梁單元（橋臺Ⅱ對稱布置4根RC樁，橋臺Ⅲ，Ⅳ分別對稱布置8根鋼樁）。模型中的材料參數(shù)取值如表3所示。橋臺土和樁土相互作用采用節(jié)點彈性支撐進行模擬，橋臺后的彈簧剛度按照文獻[29]的方法計算，樁側的彈表3材料參數(shù)

Tab.3Parameters of Materials材料抗壓強度/MPa抗拉強度/MPa彈性模量/kPa重度/（kN·m-3）泊松比熱膨脹系數(shù)/℃-1C50混凝土（主梁）32.42.653.45×10725.000.21.0×10-5C50（虛擬橫梁）32.42.653.45×1070.000.21.0×10-5C30混凝土（橋臺、混凝土樁基礎）20.12.013.00×10725.000.21.0×10-5Q345鋼（鋼樁基礎）根據(jù)板厚按《公路鋼結構橋梁設計規(guī)范》取值2.06×10876.980.31.2×10-5簧剛度按照文獻[33]的方法計算?；鶞蕼囟热? ℃。計算模型示意及有限元模型如圖4所示。

圖4計算模型示意及有限元模型

Fig.4Schematic Diagrams of Calculation

Modes and FE Model3參數(shù)分析

根據(jù)計算，由路緣石向道路中心線的第4片主梁及相應范圍內橋臺的受力最為不利，因此選擇該主梁及相應橋臺來分析橋梁的受力特點。同時，根據(jù)計算結果，本文分析主要考慮4種荷載工況：①工況1為自重+二期恒載+汽車荷載+整體降溫+梯度降溫；②工況2為自重+二期恒載+汽車荷載+梯度降溫；③工況3為自重+二期恒載+汽車荷載+整體升溫+梯度升溫；④工況4為自重+二期恒載+汽車荷載+整體升溫。

3.1下部結構形式

表4為工況1，3時的結構內力。由表4可知，采用不同的下部結構形式時結構內力有較大不同，主要表現(xiàn)在：①整體式無縫橋的主梁與橋臺分別有較大的軸力與剪力，且采用橋臺Ⅰ時最大，采用橋臺Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ時依次減?。虎诓捎脴蚺_Ⅰ時，主梁梁端（橋臺臺頂）負彎矩絕對值最大，橋臺Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ依次減小。相應地，跨中彎矩也受到了一定影響，其絕對值按照上述順序逐漸增大，如采用橋臺Ⅰ時的跨中彎矩要比橋臺Ⅳ降低15.6%。因此，橋臺Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ對上部結構的約束作用逐漸減弱，采用橋臺Ⅰ時結構的縱向整體性最強，但對橋臺與主梁梁端受力最不利；采用橋臺Ⅲ，Ⅳ時，下部結構對上部結構的約束最弱，對主梁與橋臺的受力最有利。

3.2溫度作用

圖5為僅考慮整體升溫、降溫時采用不同下部結構形式的整體式無縫橋內力變化。由圖5可知：整體升溫或降溫作用下，梁端和臺頂彎矩、主梁軸力的大小按照橋臺Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ的順序逐漸遞減，且在整體降溫時四者差距相對較小，而在整體升溫時采用橋臺Ⅰ的結構內力明顯更大。這是因為橋臺Ⅰ不僅水平剛度最大，而且其臺后填土壓力也最大。因此，當下部結構剛度較大時，整體式無縫橋的內力對溫度作用更敏感。

表5為僅考慮整體升溫、降溫時橋臺高度方向沿橋梁縱向的平均變形量。由表5可知：在整體溫度作用下，橋臺縱向變形按照橋臺Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ的順序依次增大，且在整體降溫時四者相差相對不明顯；整體升溫時，主梁的伸長和橋臺的側移受到臺后填土較大的約束，因此橋臺變形量小于整體降溫時；整體升溫作用時，由于橋臺Ⅰ不僅剛度最大，而且受到的土壓力也最大，因此橋臺Ⅰ的變形遠小于橋臺Ⅱ～Ⅳ。綜上所述，下部結構剛度對溫度作用效應的影響較為明顯，下部結構剛度越大，主梁變形受到的約束作用越強，由此引起越大的結構內力；同時，整體升溫時橋臺受到的土壓力較整體降溫時更大，結構由于變形受到更強的約束而產生更大的次內力。

3.3臺后填土

圖6為不同臺后填土密實度時的結構內力。由圖6可知：梁端和臺頂彎矩以及主梁軸力均隨著臺后填土密實度的增大而增大；下部結構采用矮橋臺與樁基礎時，結構內力隨臺后填土密實度的變化相對不明顯；采用墻式橋臺時，梁端和臺頂彎矩隨臺后填土密實度的變化同樣不是十分顯著，但是主梁軸力隨著臺后填土密實度的增大而顯著增大。表6為采用不同臺后填土密實度時橋臺沿縱橋向的變形量。由表6可知，由于橋臺Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ對上部結構的約束逐漸減弱，而且橋臺Ⅰ中橋臺土相互作用的范圍遠大于其他下部結構形式，因此臺后填土密實度對采用橋臺Ⅰ時的影響最小，對后三者的影響較為顯著。因此，當采用矮橋臺與樁基礎的下部結構時，臺后填土應進行合理設計。若臺后填土密實度過小，在升溫與降溫的周期性作用下橋臺對臺后填土的擠壓變形影響較大，搭板下易出現(xiàn)沉降，進而影響其受力和結構的長期性能。

3.4橋梁跨徑

圖7為跨徑分別為10，13，16，20 m時在工況1表4不同下部結構形式時的結構內力

Tab.4Internal Forces of Structures with Different Substructures工況編號下部結構形式彎矩/（kN·m）剪力/kN梁端（臺頂）跨中臺底梁端臺頂軸力/kN1橋臺Ⅰ-310.8111.672.0-720.7-360.6-62.0橋臺Ⅱ-218.5117.7222.4-656.8-360.2-61.6橋臺Ⅲ-180.1129.7-3.4-636.6-278.2-83.9橋臺Ⅳ-175.9132.1-4.7-645.4-263.5-82.93橋臺Ⅰ-291.8132.4-119.2-720.7-434.6-553.1橋臺Ⅱ-175.9155.4-588.0-656.8-269.3-100.4橋臺Ⅲ-167.0143.1-6.8-636.6-246.4-80.0橋臺Ⅳ-167.9140.5-6.7-645.4-244.0-80.0作用下的結構內力變化曲線。由圖7可知：采用不同下部結構形式的整體式無縫橋的內力均隨著跨徑的增大而有不同程度的增大；下部結構采用橋臺Ⅰ時，結構內力隨跨徑的增大急劇增大，且增大速率不斷變快，如跨徑由10 m增加至20 m時，臺頂彎矩絕對值增大了100%，臺頂剪力（主梁軸力）增大了93%；下部結構采用橋臺Ⅲ，Ⅳ時，結構內力隨跨徑增加的增大幅度相對較小，且增大速率也逐漸減緩。因此，當橋梁跨徑較大時，應采用剛度較小的下部結構。

為研究不同跨徑時各類溫度作用對整體式無縫橋內力的影響，表7對比分析了各類溫度作用下梁端和臺頂?shù)膹澗刂?。由?可知：整體升溫、梯度降溫分別在梁端和臺頂產生負彎矩，將與恒載等的作用效應相互疊加；整體降溫、梯度升溫分別在梁端和臺頂產生正彎矩，將與恒載等的作用效應相互抵消；圖5不同溫度作用下的結構內力

Fig.5Internal Forces of Structures with

Different Temperature Actions

表5不同溫度作用下的橋臺變形

Tab.5Deformations of Abutments with

Different Temperature Actions下部結構形式不同溫度（℃）作用下的橋臺變形/mm-23-10-3142434橋臺Ⅰ-0.95-0.41-0.120.390.680.96橋臺Ⅱ-0.98-0.43-0.130.601.021.45橋臺Ⅲ-0.93-0.40-0.120.560.931.37橋臺Ⅳ-0.95-0.41-0.120.580.991.40圖6臺后填土密實度對結構內力的影響

Fig.6Effects of Backfill Density on

Internal Forces of Structures隨著跨徑的增大，起控制作用的溫度作用類型會發(fā)生改變，當跨徑較小時起控制作用的為梯度降溫，而跨徑較大時整體升溫逐漸轉變?yōu)槠鹂刂谱饔玫臏囟茸饔?。例如，采用橋臺Ⅰ時跨徑大于10 m和采用橋臺Ⅱ時跨徑大于16 m后，整體升溫逐漸成為起控制作用的溫度作用。因此，在進行橋梁的分析和設計時，不同跨徑的橋梁應組合起控制作用的溫度作用。4最大橋長限值

由前文分析可知，采用不同下部結構形式的整體式無縫橋的受力有所不同，且隨著跨徑的增大，結構內力尤其是臺頂彎矩均有不同程度的增大。橋臺作為上部結構與下部結構連接的重要部位，受力較為復雜，而且其埋置于臺后填土之中，出現(xiàn)病害之后很難發(fā)現(xiàn)并及時處理。因此，對于整體式無縫橋，應通過限制橋長來控制橋臺的裂縫寬度以滿足正常使

表6不同臺后填土密實度時的橋臺變形

Tab.6Deformations of Abutments with

Different Backfill Densities臺后填土密實度橋臺變形/mm橋臺Ⅰ橋臺Ⅱ橋臺Ⅲ橋臺Ⅳ松散-1.599-2.124-2.097-2.065中密-1.526-1.986-1.900-1.884密實-1.418-1.814-1.783-1.779用要求。本文在進行整體式無縫橋的計算分析時，臺后填土密實度取為中密荷載工況應組合在該跨徑時起控制作用的溫度作用。求得橋臺臺頂所受到的軸力和彎矩后，便可按照《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》中混凝土結構偏心受壓構件的裂縫寬度計算方法計算得到不同下部結構的整體式無縫橋在不同跨徑時其橋臺的裂縫寬度（圖8）。

若按二類環(huán)境進行設計，考慮到橋臺可能會受地下水的影響，在正常使用極限狀態(tài)下橋臺混凝土裂縫寬度不得超過0.20 mm。由圖8便可得到采用不同下部結構形式的整體式無縫橋最大橋長限值：采用橋臺Ⅰ時為10 m，采用橋臺Ⅱ時為18 m，而采用橋臺Ⅲ或橋臺Ⅳ時可遠遠超過20 m。由此可見，下部結構的剛度越大，整體式無縫橋的適用跨徑越小。因此，若采用符合中國目前建設習慣的下部結構時，橋長一般不應超過18 m，否則下部結構應采用橋臺Ⅲ或橋臺Ⅳ，或者采用經柔性設計后的圖7不同跨徑時的結構內力

Fig.7Internal Forces of Structures with

Different Bridge Lengths圖8不同橋梁跨徑時的橋臺裂縫寬度

Fig.8Crack Widths of Abutments with

Different Bridge Lengths橋臺Ⅱ，如采用厚度較薄的矮橋臺下設矩形RC樁或厚度較薄的矮橋臺下密設小直徑RC樁等。5結語

（1）下部結構剛度越大，其對上部結構的約束作用越強，橋梁縱向整體性更明顯，但是對主梁梁端和橋臺的受力越不利。

（2）下部結構剛度對溫度作用效應的影響較為明顯，下部結構剛度越大，主梁變形受到的約束作用表7不同下部結構形式時橋梁跨徑對結構內力的影響

Tab.7Effects of Bridge Lengths on Internal Forces of Structures with Different Substructures下部結構形式跨徑/m梁端（臺頂）彎矩/（kN·m）整體升溫整體降溫梯度升溫梯度降溫橋臺Ⅰ8-33.518.180.4-40.410-53.028.096.1-48.813-72.940.1122.6-62.316-105.261.5123.6-65.920-118.082.7132.1-71.7橋臺Ⅱ10-25.417.258.3-29.213-32.021.772.7-36.316-52.035.290.3-45.120-69.046.799.9-50.0橋臺Ⅲ10-25.217.038.4-19.213-33.422.658.0-29.016-56.138.082.6-41.320-74.950.788.1-44.1橋臺Ⅳ10-16.015.332.0-16.013-31.621.450.6-25.316-55.937.874.4-37.220-74.250.278.8-39.4越強，由此引起越大的結構內力；同時，整體升溫時橋臺受到的土壓力較整體降溫時更大。隨著跨徑的增大，起控制作用的溫度作用會發(fā)生改變，當跨徑較小時起控制作用的為梯度降溫，而當跨徑較大時，整體升溫逐漸轉變?yōu)槠鹂刂谱饔玫臏囟茸饔谩?/p>

（3）下部結構采用橋臺Ⅱ～Ⅳ時，結構內力隨臺后填土密實度的變化相對不明顯；采用橋臺Ⅰ時，梁端和臺頂彎矩隨臺后填土密實度的變化同樣不是十分顯著，但是主梁軸力隨著臺后填土密實度的增大而顯著增大。當采用橋臺Ⅱ～Ⅳ時，若臺后填土密實度過小，在升溫與降溫的周期性作用下，橋臺對臺后填土擠壓變形的影響較大，因此臺后填土應進行合理設計。

（4）下部結構采用橋臺Ⅰ時，結構內力隨跨徑的增大急劇增大，且增大速率不斷變快；下部結構采用橋臺Ⅲ，Ⅳ時，結構內力隨跨徑增加的增大幅度相對較小，且增大速率也逐漸減緩。

（5）在進行整體式無縫橋的設計時，若以橋臺在正常使用極限狀態(tài)下的混凝土裂縫寬度為控制目標，應對最大橋長進行限制，且下部結構剛度越大，限制越嚴格。參考文獻：

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