后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁橋的混凝土預(yù)應(yīng)力實效測試與分析

蘇慶田，鄒迪升，張龍偉，陶仙玲，黃 超

（1.同濟大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092；2.臺州市交通勘察設(shè)計院有限公司，浙江臺州 318000；3.臺州高速公路建設(shè)指揮部，浙江臺州 317000；4.杭州市市政工程集團有限公司，浙江杭州 310006）

鋼混組合梁橋是一種通過剪力連接件將鋼梁和混凝土橋面板結(jié)合成一體，并共同承擔(dān)作用的梁式橋。在正彎矩作用下組合梁橋中的鋼材和混凝土優(yōu)勢互補，材料各自的力學(xué)性能得到了充分的發(fā)揮，但是在負彎矩作用下容易出現(xiàn)鋼梁受壓失穩(wěn)和混凝土橋面板受拉開裂［1］。目前大跨徑連續(xù)鋼混組合梁橋成為實際工程中跨越線路和路口位置處比較合理的結(jié)構(gòu)形式。連續(xù)組合梁橋最突出的問題是負彎矩區(qū)混凝土橋面板受拉開裂，從而降低其使用性能和耐久性能［2］。

提高負彎矩區(qū)橋面板抗裂性能的方法一般可歸納于三類：第一類是減少混凝土橋面板在使用過程中承擔(dān)的拉應(yīng)力，常用的方法有在負彎矩區(qū)鋼梁底板上澆筑混凝土［3］、降低負彎矩區(qū)鋼梁與混凝土橋面板之間連接程度［4］、改變?nèi)珮蚧炷翗蛎姘鍧仓樞颍?］等；第二類是增加橋面板內(nèi)的預(yù)壓應(yīng)力儲備，常用的方法有常規(guī)預(yù)應(yīng)力法［6］、調(diào)整中支點高度法［7］以及預(yù)加荷載法等；第三類是提高混凝土材料自身的抗力，選擇抗拉性能更好的混凝土材料［8］。

上述方法在工程中均有使用，其中預(yù)應(yīng)力法使用較為廣泛。但是在鋼梁與混凝土板形成組合截面后再施加預(yù)應(yīng)力，會把預(yù)應(yīng)力也施加到鋼梁上。特別是隨著橋梁跨度的增大，鋼梁在組合截面中所占剛度比例在增加，導(dǎo)致常規(guī)預(yù)應(yīng)力方法的混凝土預(yù)應(yīng)力效率降低。文獻［9］提出了后結(jié)合預(yù)應(yīng)力方法，在混凝土板和鋼梁沒有形成組合截面之前僅對混凝土板施加預(yù)應(yīng)力。為了研究后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁負彎矩區(qū)的力學(xué)性能，劉思維［10］、郭瑞［11］、陳德寶［12］等開展了模型加載試驗，證明后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁可以有效提高負彎矩區(qū)混凝土橋面板的開裂荷載，并限制裂縫的出現(xiàn)和發(fā)展。胡一鳴［13］采用數(shù)值方法對后結(jié)合大跨徑連續(xù)組合梁橋進行了不同跨徑組合梁橋的截面尺寸優(yōu)化。目前，基于后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法的研究僅局限于數(shù)值分析和模型試驗，還未對實際橋梁的運用效果進行測試評估，也沒有分析比較后結(jié)合法的適用范圍。鑒于后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法開始在工程中運用，非常有必要結(jié)合實際工程的現(xiàn)場測試檢驗后結(jié)合預(yù)應(yīng)力方法的效果，并對理論方法進行校驗。因此本文首先基于換算截面法推導(dǎo)了后結(jié)合法和常規(guī)預(yù)應(yīng)力法的中支點截面應(yīng)力計算公式，然后對國內(nèi)首次采用后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法的大跨度組合梁橋進行實橋?qū)崪y，對比分析后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法和常規(guī)預(yù)應(yīng)力法在組合梁負彎矩區(qū)產(chǎn)生的預(yù)壓應(yīng)力效果，進一步對不同跨徑連續(xù)組合梁橋的后結(jié)合橋面板提出合理的配束方案，為以后的組合梁橋設(shè)計提供參考依據(jù)。

1 后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法的理論效果

為了分析后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法的理論效果，分別計算后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁和常規(guī)預(yù)應(yīng)力組合梁負彎矩區(qū)截面的受力狀態(tài)。簡化的截面計算圖示如圖1所示，圖中A、E和I分別代表面積、彈性模量和慣性矩，對應(yīng)下標(biāo)s、c、r、p和o分別代表鋼梁、混凝土板、普通鋼筋、預(yù)應(yīng)力鋼筋和組合截面，鋼梁和混凝土板的高度分別為hs和hc，各部分形心到鋼梁上頂緣的距離為y。通過換算截面法［14］計算鋼梁和混凝土的應(yīng)力，采用如下基本假定：①組合梁中鋼梁和混凝土之間的滑移忽略不計，②鋼混組合截面的變形符合平截面假定，③截面在使用過程中處于線彈性狀態(tài)，應(yīng)力狀態(tài)可以線性疊加，④不考慮群釘孔對橋面板的削弱作用。

在后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁橋的施工和使用過程中，中支點截面的受力狀態(tài)可分為三個階段，如圖2所示，設(shè)鋼梁和混凝土橋面板作用于中支點截面的一期恒載彎矩為M1，二期恒載和使用荷載作用于中支點截面的彎矩為M2。

圖2 各階段荷載作用下的組合梁中支點全截面彈性應(yīng)變分布Fig.2 Elastic section strain distribution at the intermediate support of composite beam under each construction stage

圖中第一階段僅由鋼梁承擔(dān)一期恒載產(chǎn)生的內(nèi)力；第二階段僅由混凝土橋面板承擔(dān)預(yù)應(yīng)力鋼束產(chǎn)生的內(nèi)力，可將施加的后結(jié)合有效預(yù)應(yīng)力Np1視為外荷載直接作用于混凝土板；第三階段由鋼混組合截面共同承擔(dān)二期恒載和使用荷載產(chǎn)生的內(nèi)力。由上述受力過程可以推導(dǎo)出后結(jié)合組合梁中支點截面處鋼梁上緣應(yīng)力σPst，鋼梁下緣應(yīng)力σPsb和混凝土橋面板上表面應(yīng)力σPct。其中壓應(yīng)力為正、拉應(yīng)力為負，上標(biāo)括號內(nèi)的數(shù)字代表受力階段編號。

式中：nc為彈性模量比，nc=EsEc；Acn為扣除預(yù)應(yīng)力管道面積的混凝土凈截面面積。

常規(guī)預(yù)應(yīng)力組合梁在張拉預(yù)應(yīng)力前，混凝土板就已經(jīng)和鋼梁結(jié)合在一起。在第二階段中可將施加的常規(guī)結(jié)合有效預(yù)應(yīng)力Np2視為外荷載作用于組合截面，同時要考慮預(yù)應(yīng)力次效應(yīng)在中支點截面處產(chǎn)生的贅余彎矩Mp2。常規(guī)預(yù)應(yīng)力組合梁中支點截面處鋼梁上緣應(yīng)力σNst，鋼梁下緣應(yīng)力σNsb和混凝土橋面板上表面應(yīng)力σNct可按照式（4）～（6）計算。

式中：An，In為換算組合截面的幾何特性，其中混凝土采用扣除預(yù)應(yīng)力管道面積的凈截面計算；yn為換算組合凈截面形心到鋼梁上頂緣的距離。

從式（4）～（5）可以看出，常規(guī)預(yù)應(yīng)力組合梁中的鋼梁應(yīng)力比后結(jié)合多出一項，該項應(yīng)力是由第二階段的有效預(yù)應(yīng)力Np2和贅余彎矩Mp2共同作用于組合截面中產(chǎn)生的。從式（3）、式（6）可以看出，混凝土板上表面應(yīng)力σPct和σNct的區(qū)別僅體現(xiàn)于兩者分別獲得不同的預(yù)壓應(yīng)力σ(2)Pct和σ(2)Nct。常規(guī)預(yù)應(yīng)力組合梁存在由預(yù)應(yīng)力次效應(yīng)產(chǎn)生的贅余彎矩Mp2，該彎矩在混凝土橋面板的上表面產(chǎn)生拉應(yīng)力，一定程度上降低了預(yù)應(yīng)力張拉效果。

為了定量比較后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法的理論效果，以浙江省臺州市一跨徑為36 m+60 m+36 m大跨度組合梁為背景工程，取6個組合箱梁中一根主梁進行簡化，簡化的中支點截面如圖3所示。為了計算常規(guī)結(jié)合中的贅余彎矩Mp2，將三跨連續(xù)梁簡化成半結(jié)構(gòu)計算（圖4）。

圖3 實橋中支點截面的簡化圖示（單位：mm）Fig.3 Simplified diagram of intermediate support section of the bridge(unit:mm)

圖4 常規(guī)預(yù)應(yīng)力法的實橋半結(jié)構(gòu)力學(xué)模型（單位：m）Fig.4 Half structure mechanical model of real bridge based on the conventional prestressing method(unit:m)

后結(jié)合的橋面板有效預(yù)壓應(yīng)力σ(2)Pct只取決于橋面板的構(gòu)造形式。已知橋面板縱向普通鋼筋的直徑為16 mm，間距100 mm雙層布置。預(yù)應(yīng)力鋼絞線的直徑為15.2 mm，共103根，預(yù)應(yīng)力張拉控制應(yīng)力為1 534 MPa。假設(shè)考慮短期預(yù)應(yīng)力損失度為17%［14］，預(yù)應(yīng)力全部作用于混凝土形心處。將以上參數(shù)代入式（7）計算可得σ(2)Pct為8.86 MPa。

常規(guī)結(jié)合的橋面板有效預(yù)壓應(yīng)力σ(2)Nct取決于組合截面的幾何特性，以及結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的次效應(yīng)。根據(jù)力法原理，令中支點反力為贅余力X，列出力法方程式（9）～（11）。

按《公路鋼混組合橋梁設(shè)計與施工規(guī)范》（JTG D64-01—2015）［15］第5.3.2條考慮剪力滯效應(yīng)的影響，邊跨慣性矩I1、主跨慣性矩I2和負彎矩區(qū)慣性矩I3分別為0.320、0.430和0.842 m4。假設(shè)考慮17%的短期預(yù)應(yīng)力損失，Np2的值與Np1的值相同，則求解出贅余反力X和贅余彎矩MX分別為193 kN和6 961 kN.m，預(yù)應(yīng)力次效應(yīng)占主效應(yīng)的15.51%。將以上參數(shù)代入式（8）計算可得σ(2)Nct為6.77 MPa。

綜上計算結(jié)果表明，相比于常規(guī)預(yù)應(yīng)力法，后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法顯著提高了預(yù)應(yīng)力張拉效率。對于本背景工程中的組合梁，后結(jié)合橋面板上表面獲得的預(yù)壓應(yīng)力比常規(guī)結(jié)合橋面板增加了30.9%。值得關(guān)注的是常規(guī)結(jié)合橋面板的預(yù)壓應(yīng)力沿著高度方向遞減分布，混凝土板底面的預(yù)壓應(yīng)力更小，而后結(jié)合橋面板在混凝土全截面都能維持相同的預(yù)壓應(yīng)力水平。

2 后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁橋的現(xiàn)場實測效果

2.1 工程概述

本文背景工程為浙江省臺金高速東延臺州市區(qū)連接線36 m+60 m+36 m連續(xù)槽形鋼-混凝土組合梁橋，橋面板寬度為44 m，橫向由6個箱室構(gòu)成。主梁負彎矩區(qū)采用變高度截面，總梁高從2.35 m均勻變化成3.22 m，橋面板一般厚度為260 mm，加腋處厚度為360 mm。本工程為了提高負彎矩區(qū)混凝土橋面板在使用過程中的抗裂性能，采用后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法增加橋面板的預(yù)壓應(yīng)力儲備。施工中的關(guān)鍵步驟如表1所示。

表1 后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁施工關(guān)鍵步驟Tab.1 Critical construction stage of the post-combined prestressing composite bridge

背景工程在主梁負彎矩區(qū)采用了帶鋼套箱的新型群釘連接構(gòu)造（圖5和圖6）以實現(xiàn)后結(jié)合預(yù)應(yīng)力技術(shù)，在鋼梁上翼緣頂部鋪設(shè)油毛氈隔離鋼梁與混凝土，放置鋼套箱并制作鋼筋網(wǎng)。鋼套箱的尺寸為450 mm×550 mm×330 mm，套在4×5布局的群釘外作為澆筑混凝土的群釘孔內(nèi)模，防止混凝土在澆筑過程中和焊釘根部連為一體。張拉完預(yù)應(yīng)力鋼束后，在鋼套箱內(nèi)澆筑自密實高強砂漿，從而形成組合體系共同受力。

圖5 鋼套箱群釘構(gòu)造Fig.5 Group studs with steel casing

圖6 澆筑負彎矩橋面板Fig.6 Casting of negative moment zone

2.2 測試方案

為了檢測后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法在實際橋梁中的使用效果，本工程在負彎矩區(qū)中支點截面布置了若干應(yīng)變測點測量各施工階段中鋼主梁和混凝土橋面板的應(yīng)力。選取南側(cè)中支點靠邊的三個箱室作為應(yīng)力測試截面，截面的應(yīng)變計編號如圖7b所示。圖中，C、T、L分別代表混凝土橋面板、鋼梁上翼緣、鋼梁底板的應(yīng)變計測點。

圖7 測點布置圖Fig.7 Configuration of field test positions

2.3 鋼梁應(yīng)力測試結(jié)果

將實橋中測得的同一箱室的鋼梁上翼緣應(yīng)力和底板應(yīng)力分別取平均值，隨著施工的不斷進行，應(yīng)力平均值的變化如圖8、圖9所示。同時建立全橋的板殼實體有限元模型，并分析施工過程中鋼梁的受力狀況，提取測點位置處的計算結(jié)果。從圖8中可以看出，不同箱室上翼緣的實測結(jié)果反映出了相同的變化規(guī)律，鋼梁上翼緣的應(yīng)力在前4個工況中增長顯著，而在張拉預(yù)應(yīng)力過程基本沒有發(fā)生變化。從圖9中可以看出，在預(yù)應(yīng)力張拉過程中鋼梁底板的應(yīng)力幾乎沒有發(fā)生變化。以上測試結(jié)果表明實橋中采用后結(jié)合預(yù)應(yīng)力方法不會把預(yù)應(yīng)力轉(zhuǎn)移到鋼梁上。

圖8 中支點鋼梁上翼緣應(yīng)力測試結(jié)果Fig.8 Measured stress in the steel top flange of the intermediate support

圖9 中支點鋼梁底板應(yīng)力測試結(jié)果Fig.9 Measured stress in the steel bottom plate of the intermediate support

2.4 混凝土應(yīng)力測試結(jié)果

負彎矩區(qū)混凝土橋面板的預(yù)壓應(yīng)力儲備主要來自于張拉預(yù)應(yīng)力鋼束。圖10為張拉預(yù)應(yīng)力鋼束后橋面板實測預(yù)壓應(yīng)力的橫向分布圖，總體規(guī)律為靠近內(nèi)護欄箱室的混凝土應(yīng)力大于靠近邊護欄箱室。位于鋼梁上翼緣之間的混凝土橋面板平均獲得10.49 MPa的預(yù)壓應(yīng)力，位于鋼梁上翼緣頂部的混凝土橋面板僅平均獲得1.76 MPa的預(yù)壓應(yīng)力，兩者相差近6.0倍。該現(xiàn)象說明群釘孔構(gòu)造削弱了橋面板的整體性，預(yù)壓應(yīng)力無法傳遞到縱向兩個群釘孔之間的混凝土中。為了評價后結(jié)合橋面板在張拉鋼束后平均獲得的預(yù)壓應(yīng)力，將橋面板橫截面按圖11編號，并劃分成兩種區(qū)域，有群釘孔的區(qū)域為低預(yù)壓應(yīng)力區(qū)，無群釘孔的區(qū)域為高預(yù)壓應(yīng)力區(qū)。按面積比例得到每個區(qū)域的測試權(quán)重，采用式（12）得到測試結(jié)果的加權(quán)平均值為9.14 MPa，與第1節(jié)的理論計算結(jié)果8.86 MPa比較接近，說明第1節(jié)的理論計算方法可以較好地預(yù)測后結(jié)合預(yù)應(yīng)力的實施效果。

圖10 張拉預(yù)應(yīng)力鋼束后橋面板實測預(yù)壓應(yīng)力橫向分布圖（單位：MPa）Fig.10 Transverse distribution of the pre-compression stress measured in the bridge deck after prestressing(unit：MPa)

圖11 后結(jié)合橋面板平均預(yù)壓應(yīng)力計算示意圖Fig.11 Calculation diagram of mean pre-compression stress in the post-combined deck

同時采用全橋的板殼實體有限元模型，計算了混凝土橋面板在張拉預(yù)應(yīng)力時的應(yīng)力分布。各測點預(yù)壓應(yīng)力的平均值為10.15 MPa，與實測值相差11%。主要是在有限元模型中忽略普通鋼筋、群釘孔和預(yù)應(yīng)力管道的影響及測試誤差造成的。此外，采用有限元方法分析常規(guī)預(yù)應(yīng)力法在橋面板內(nèi)產(chǎn)生的預(yù)壓應(yīng)力，各測點應(yīng)力的平均值為7.65 MPa。將有限元和理論計算結(jié)果匯總于表2，可以看出：相較于常規(guī)預(yù)應(yīng)力法，本背景工程采用后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法可以使橋面板的預(yù)壓應(yīng)力提升30%，后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法相比于常規(guī)預(yù)應(yīng)力方法具有更高的預(yù)應(yīng)力施加效率。

表2 張拉預(yù)應(yīng)力鋼束后后結(jié)合和常規(guī)結(jié)合橋面板預(yù)壓應(yīng)力比較Tab.2 Comparison of pre-compression stress in the post-combined deck and the conventional pre-combined deck after prestressing

3 后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法和常規(guī)預(yù)應(yīng)力法比較分析

為了更廣泛地比較后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法和常規(guī)預(yù)應(yīng)力法在負彎矩區(qū)橋面板內(nèi)產(chǎn)生的預(yù)壓應(yīng)力效果，基于文獻［13］中優(yōu)化的中大跨徑（主跨40～120 m）后結(jié)合預(yù)應(yīng)力連續(xù)槽型鋼箱組合梁橋進行簡化分析。按照常見的高速公路雙向四車道布置，單個槽型箱室對應(yīng)的混凝土板寬度為6 800 mm，厚度隨跨徑從260 mm增加至300 mm。

在主跨40～70 m的后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁中，橋面板可以按照全預(yù)應(yīng)力方案進行配束，然而對于主跨70 m以上的組合梁橋面板，由于受到尺寸限制，在考慮構(gòu)造因素的情況下最多只能布置125根預(yù)應(yīng)力鋼束。假設(shè)預(yù)應(yīng)力張拉控制應(yīng)力為1 534 MPa，短期預(yù)應(yīng)力損失為17%，預(yù)應(yīng)力全部作用于混凝土形心處。分別按照式（7）和式（8）計算后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法和常規(guī)預(yù)應(yīng)力法在橋面板上表面產(chǎn)生的預(yù)壓應(yīng)力儲備，計算結(jié)果如圖12所示。從圖中可以看出，主跨跨徑從40 m增加到120 m，相比常規(guī)預(yù)應(yīng)力方法，后結(jié)合方法橋面板的預(yù)應(yīng)力提升效率從11%增加到52%。后結(jié)合橋面板獲得的預(yù)壓應(yīng)力只取決于橋面板的尺寸和預(yù)應(yīng)力配束方案，預(yù)壓應(yīng)力水平在主跨70 m以下隨鋼束的增加而變大，在主跨70 m以上隨橋面板的增厚而降低。對于常規(guī)結(jié)合橋面板，跨徑越大則組合梁截面等效抗彎慣性矩也越大，預(yù)應(yīng)力偏心彎矩在組合截面頂部產(chǎn)生的預(yù)壓應(yīng)力越小，因此常規(guī)結(jié)合橋面板上表面獲得的預(yù)壓應(yīng)力水平顯著降低，更多的預(yù)壓應(yīng)力為鋼主梁所承擔(dān)。分析結(jié)果表明，后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法在主跨50 m以上的連續(xù)組合梁中具有較高的應(yīng)用價值，相較于常規(guī)預(yù)應(yīng)力法，在相同配束條件下，后結(jié)合橋面板能始終獲得較高的預(yù)壓應(yīng)力儲備，且不會在鋼主梁中引入多余的壓應(yīng)力使得鋼梁底板和腹板受壓屈曲。然而后結(jié)合橋面板需要預(yù)留群釘孔，施工過程較常規(guī)預(yù)應(yīng)力法更加復(fù)雜，因此在主跨40 m以下的連續(xù)組合梁中，常規(guī)預(yù)應(yīng)力法仍具有較高的競爭優(yōu)勢。

圖12 后結(jié)合和常規(guī)結(jié)合橋面板上表面應(yīng)力計算結(jié)果Fig.12 Calculation result of up surface stress in the post-combined deck and the conventional precombined deck

4 后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法的應(yīng)用方案

針對組合梁負彎矩區(qū)頂板混凝土受力的不利情況，目前工程上采用了三種設(shè)計準(zhǔn)則［14］設(shè)計混凝土橋面板：①混凝土始終處于受壓狀態(tài)的全預(yù)應(yīng)力構(gòu)件，②混凝土允許受拉但不允許開裂的A類構(gòu)件，③混凝土受拉允許開裂，但嚴(yán)格控制裂縫寬度的B類構(gòu)件。

為了得到不同跨徑后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁的合理鋼束布置方案，在第3節(jié)的研究基礎(chǔ)上，計算頻域組合和準(zhǔn)永久組合作用下中支點橋面板上表面的拉應(yīng)力。根據(jù)《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》（JTG 3362—2018）［16］給出了全預(yù)應(yīng)力構(gòu)件和部分預(yù)應(yīng)力的A類構(gòu)件需要滿足的條件，表3列出了不同設(shè)計準(zhǔn)則下，后結(jié)合和常規(guī)結(jié)合橋面板分別所需的鋼束數(shù)量。以預(yù)應(yīng)力鋼束最低布置為限制條件，對于寬度為6 800 mm的橋面板，預(yù)制后結(jié)合橋面板最多可以布置125根鋼束，現(xiàn)澆橋面板最多可以布置115根鋼束。從表中可以看出，后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁在負彎矩區(qū)橋面板內(nèi)配置較少的預(yù)應(yīng)力鋼束就能達到常規(guī)預(yù)應(yīng)力組合梁相同的效果。常規(guī)結(jié)合橋面板在主跨40 m以上無法滿足全預(yù)應(yīng)力構(gòu)件要求，在主跨70 m以上無法滿足部分預(yù)應(yīng)力A類要求。后結(jié)合橋面板在主跨70 m以下都能滿足全預(yù)應(yīng)力構(gòu)件要求，在主跨110 m以下都能滿足部分預(yù)應(yīng)力A類要求，說明后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法可以提高預(yù)應(yīng)力使用效率，進一步改善橋面板的抗裂性能。

表3 不同設(shè)計準(zhǔn)則下橋面板所需鋼束數(shù)量Tab.3 Required number of prestress strands for the bridge deck under different design principles

5 結(jié)語

本文通過對首次采用后結(jié)合預(yù)應(yīng)力法的一大跨度連續(xù)組合梁橋進行實橋測試，結(jié)合理論和有限元分析，進一步研究了后結(jié)合預(yù)應(yīng)力技術(shù)在鋼混組合梁橋中合理的適用范圍，得出如下結(jié)論：

（1）現(xiàn)場測試結(jié)果表明，對于采用鋼套箱群釘連接件的后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁，在張拉預(yù)應(yīng)力前，負彎矩區(qū)鋼主梁和混凝土橋面板可以完全分離，預(yù)應(yīng)力僅施加于混凝土橋面板內(nèi)，不會在鋼梁上產(chǎn)生壓應(yīng)力，后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁提高了預(yù)應(yīng)力張拉效率，進而提高了負彎矩區(qū)橋面板的預(yù)應(yīng)力儲備。

（2）背景工程中，后結(jié)合法產(chǎn)生的預(yù)壓應(yīng)力效果比常規(guī)預(yù)應(yīng)力法提高了30%。分析表明：在主跨50 m以上的連續(xù)組合梁中選擇后結(jié)合法具有明顯的優(yōu)勢，但是在主跨40 m以下選擇常規(guī)預(yù)應(yīng)力法仍具有較高的性價比。

（3）后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁在主跨50～70 m中可以實現(xiàn)全預(yù)應(yīng)力配束方案，在80～110 m中可以將橋面板設(shè)計成部分預(yù)應(yīng)力A類構(gòu)件，在120 m以上只能將橋面板設(shè)計成部分預(yù)應(yīng)力B類構(gòu)件。

作者貢獻說明：

蘇慶田：構(gòu)思論文框架，指導(dǎo)試驗設(shè)計、數(shù)據(jù)分析、論文寫作與修改。

鄒迪升：參與試驗設(shè)計、完成數(shù)據(jù)分析及論文初稿的寫作與修改。

張龍偉：參與實橋設(shè)計與數(shù)值分析，論文寫作與修改。

陶仙玲：參與實橋測試。

黃超：參與實橋測試。