陳德寶，曾明根，蘇慶田，2

（1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092；2.上海高性能組合結(jié)構(gòu)橋梁工程技術(shù)研究中心，上海 200092）

近年來(lái)組合梁橋在中小跨徑橋梁方案比選時(shí)逐漸成為有競(jìng)爭(zhēng)力的一種橋型［1］。小跨徑組合梁橋主要采用簡(jiǎn)支組合梁，避免了鋼梁受壓失穩(wěn)及混凝土受拉開裂的問題。隨著跨徑增大，組合梁橋多采用連續(xù)梁布置形式。目前，連續(xù)組合梁橋負(fù)彎矩區(qū)鋼梁失穩(wěn)及混凝土橋面板開裂是制約這一橋型應(yīng)用的主要問題。鋼梁局部穩(wěn)定問題可通過增大板件厚度、合理布置加勁肋、設(shè)置底板混凝土［2］等措施加以解決。而負(fù)彎矩區(qū)混凝土開裂問題則更為棘手，其對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)性能的影響是多方面的，不僅會(huì)使組合梁截面剛度降低，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)內(nèi)力重分布，而且會(huì)影響混凝土橋面板的耐久性及連接件的受力性能［3］。

針對(duì)負(fù)彎矩區(qū)混凝土橋面板的開裂問題，目前在設(shè)計(jì)方法上主要有2種思路［4］：一是允許組合梁的混凝土板開裂，但是控制混凝土裂縫寬度，通常是增加結(jié)構(gòu)的配筋率使混凝土在正常使用情況下滿足裂縫寬度的限值；二是不允許組合梁的混凝土板開裂，減少或避免混凝土出現(xiàn)拉應(yīng)力，或者提高混凝土的抗拉強(qiáng)度，相應(yīng)的方法有：預(yù)壓重法、支點(diǎn)頂升法、調(diào)整混凝土板澆筑順序、負(fù)彎矩區(qū)組合截面不完全結(jié)合、配置預(yù)應(yīng)力筋、采用新型混凝土材料等［5-6］。上述方法在工程設(shè)計(jì)時(shí)均有采用，其中在負(fù)彎矩區(qū)混凝土板配置預(yù)應(yīng)力筋來(lái)施加預(yù)壓力的方法更容易被設(shè)計(jì)人員接受。根據(jù)組合梁截面形成的時(shí)間與預(yù)應(yīng)力張拉的時(shí)間先后順序，把預(yù)應(yīng)力組合梁分為2 種。一種是常規(guī)預(yù)應(yīng)力組合梁，即等到鋼梁與混凝土形成組合截面之后再?gòu)埨炷翗蛎姘逯械念A(yù)應(yīng)力筋，這種組合梁稱為先結(jié)合組合梁。另一種是文獻(xiàn)［7］提出的后結(jié)合組合梁，即先對(duì)混凝土橋面板施加預(yù)應(yīng)力，再把混凝土橋面板與鋼梁結(jié)合起來(lái)形成組合截面。

因此以某連續(xù)組合梁橋?qū)嶋H工程為原型，設(shè)計(jì)一根負(fù)彎矩區(qū)混凝土板后結(jié)合且為全預(yù)應(yīng)力混凝土的兩跨連續(xù)組合梁試驗(yàn)?zāi)Ｐ停瑢?duì)混凝土板的預(yù)應(yīng)力筋的張拉過程進(jìn)行實(shí)測(cè)，研究后結(jié)合組合梁預(yù)應(yīng)力的施加效果和混凝土預(yù)壓應(yīng)力的分布規(guī)律。另外，設(shè)計(jì)一根不施加預(yù)應(yīng)力且其余構(gòu)造均相同的普通組合試驗(yàn)梁進(jìn)行測(cè)試和對(duì)比，研究后結(jié)合預(yù)應(yīng)力連續(xù)組合梁的裂縫分布特征和抗裂性能，為實(shí)際橋梁工程設(shè)計(jì)時(shí)采用后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁提供參考依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

以某4×40m連續(xù)組合梁橋?yàn)樵停】s尺比為1：3，按照中性軸相對(duì)高度不變、結(jié)構(gòu)剛度等效的原則設(shè)計(jì)試驗(yàn)梁模型。考慮試驗(yàn)梁加載的場(chǎng)地條件，縱橋向取一完整邊跨作為長(zhǎng)跨和第一中支點(diǎn)至第二跨反彎點(diǎn)的長(zhǎng)度作為短跨，橫橋向依據(jù)對(duì)稱性取實(shí)橋橋?qū)挼囊话耄瑩?jù)此進(jìn)行縮尺模型設(shè)計(jì)。如圖1 所示，連續(xù)組合試驗(yàn)梁兩跨長(zhǎng)度分別為13.33、10.85m，總梁高730mm，鋼梁高625mm，混凝土板寬2 110mm。截面采用工字型斷面，混凝土板厚85mm，支點(diǎn)處加腋至105mm。鋼材采用Q345，混凝土采用C50。按照與實(shí)橋抗剪剛度等效的原則，試驗(yàn)梁采用Φ13×60mm 焊釘。試驗(yàn)梁GCP 為后結(jié)合組合梁，負(fù)彎矩區(qū)布置群釘，正彎矩區(qū)均勻布置焊釘。試驗(yàn)梁GCN為無(wú)預(yù)應(yīng)力的普通組合梁，全長(zhǎng)均勻布置焊釘。

根據(jù)試驗(yàn)梁原型的計(jì)算結(jié)果，在作用頻遇組合下，混凝土板上緣的最大拉應(yīng)力為7.6MPa，下緣的最大拉應(yīng)力為4.5MPa，均出現(xiàn)在中支點(diǎn)截面。如圖2 所示，試驗(yàn)梁的混凝土板布置了8 束共16 根Φs15.2mm鋼絞線（錨具下的數(shù)字表示張拉次序），每根鋼絞線的張拉控制力設(shè)計(jì)為100kN，張拉控制應(yīng)力為715MPa。按照軸心受壓構(gòu)件計(jì)算得混凝土板的預(yù)壓應(yīng)力為7.69MPa，因此設(shè)計(jì)的張拉控制力可滿足混凝土板全預(yù)應(yīng)力的設(shè)計(jì)要求。

圖2 預(yù)應(yīng)力鋼絞線布置（單位：mm）Fig.2 Layout of prestressed steel strands (unit: mm)

1.2 試驗(yàn)梁制作

與實(shí)橋施工方法相對(duì)應(yīng)，試驗(yàn)梁GCP的施工工序（見圖3）是：將混凝土板在現(xiàn)場(chǎng)澆筑，在混凝土板中埋設(shè)預(yù)應(yīng)力筋孔道，預(yù)應(yīng)力筋先行穿于孔道內(nèi)，支模并預(yù)留混凝土板內(nèi)用于布置群釘?shù)目锥?。澆筑?fù)彎矩區(qū)混凝土且等其達(dá)到強(qiáng)度要求后張拉預(yù)應(yīng)力筋并對(duì)孔道壓漿，再向混凝土板預(yù)留孔中灌注高強(qiáng)度砂漿并且澆筑正負(fù)彎矩區(qū)的濕接縫混凝土，將混凝土板連接到鋼梁上。試驗(yàn)梁GCN不布置預(yù)應(yīng)力筋，混凝土板一次澆筑成型。

圖3 現(xiàn)澆混凝土板后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁的施工工序Fig.3 Construction process of post-connected pre?stressed composite girders with cast-in-situ concrete slabs

為對(duì)后結(jié)合預(yù)應(yīng)力的施加效率和后結(jié)合混凝土板的應(yīng)力分布規(guī)律進(jìn)行研究，在預(yù)應(yīng)力筋張拉過程中布置測(cè)點(diǎn)進(jìn)行測(cè)試。在距中支點(diǎn)2倍梁高截面S1和S5（h為1 倍梁高，該截面上預(yù)留群釘孔）、距中支點(diǎn)1倍梁高截面S2和S4（該截面上未預(yù)留群釘孔）、中支點(diǎn)截面S3（該截面中支點(diǎn)橫梁上布置焊釘與混凝土板相連，且預(yù)留群釘孔）布置應(yīng)變片（圖4）。

圖4 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置Fig.4 Layout of strain gauges

如圖5 所示，在距離混凝土板端部300mm 位置處布置位移計(jì)。因相對(duì)滑移值較小，在后結(jié)合預(yù)應(yīng)力混凝土板的約1/4和3/4長(zhǎng)度位置處（距離中支點(diǎn)2m）布置千分表進(jìn)行測(cè)量。因中支點(diǎn)處混凝土板與鋼梁相連，可認(rèn)為是滑移零點(diǎn)，故在中支點(diǎn)不布置測(cè)點(diǎn)。在中間4 束鋼束（圖2）的錨固端下放置了振弦式錨索計(jì)，用于監(jiān)測(cè)錨下壓力值并進(jìn)行張拉控制。

圖5 滑移測(cè)點(diǎn)布置（單位：mm）Fig.5 Layout of relative slip measuring points (unit: mm)

1.3 靜力試驗(yàn)方案

為了研究后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁的裂縫分布特征和開裂性能，對(duì)后結(jié)合預(yù)應(yīng)力連續(xù)組合梁（試驗(yàn)梁GCP）進(jìn)行集中荷載加載試驗(yàn)，并與普通組合連續(xù)梁（試驗(yàn)梁GCN）進(jìn)行對(duì)比，研究后結(jié)合預(yù)應(yīng)力技術(shù)對(duì)改善組合梁負(fù)彎矩區(qū)混凝土板的抗裂性能的效果。在試驗(yàn)準(zhǔn)備階段，在混凝土板表面繪制150mm×150mm 方格，網(wǎng)格分布范圍以中支點(diǎn)為中心線左右各2倍梁高。

從產(chǎn)品分類來(lái)看，公司主力產(chǎn)品已經(jīng)進(jìn)入收獲期，亮丙瑞林微球、艾普拉唑保持高增長(zhǎng)，接力參芪扶正，成為公司未來(lái)三年業(yè)績(jī)?cè)鲩L(zhǎng)主力，預(yù)計(jì)2020年可以成為突破10億的重磅品種。二線產(chǎn)品增長(zhǎng)穩(wěn)健，尿促卵泡素和抗病毒顆粒收入規(guī)模過億，后續(xù)可維持5%-10%的平穩(wěn)增長(zhǎng)。此外，公司潛力品種還有雷貝拉唑、伏立康唑、氟伏沙明、哌羅匹隆等，這些品種都有望改善公司收入結(jié)構(gòu)。

對(duì)連續(xù)組合梁進(jìn)行豎向四點(diǎn)加載，采用4 個(gè)量程為200t的液壓千斤頂同步等值施加荷載（圖6），其中F1、F4分別作用在長(zhǎng)短跨跨中，F(xiàn)2、F3分別作用在中支點(diǎn)影響線數(shù)值最大的位置。經(jīng)計(jì)算，采用這樣的加載布置能保證試驗(yàn)梁正負(fù)彎矩最大截面的破壞順序與實(shí)橋相同。為便于觀測(cè)裂縫，加載制度采用分級(jí)加載。在觀察到第1 條肉眼可見裂縫前，試驗(yàn)梁GCN每級(jí)荷載增幅5kN，試驗(yàn)梁GCP每級(jí)荷載增幅10kN。開裂后，試驗(yàn)梁GCN 和GCP 每級(jí)荷載增幅25kN。加載過程中，記錄每級(jí)荷載下的裂縫分布，用裂縫觀測(cè)儀測(cè)量主要裂縫寬度。通過電阻式應(yīng)變片測(cè)量鋼梁和混凝土板應(yīng)變，通過位移計(jì)測(cè)量試驗(yàn)梁豎向位移，在試驗(yàn)梁的支點(diǎn)下方布置了壓力傳感器測(cè)量反力，以上測(cè)試數(shù)據(jù)均通過采集箱采集。

圖6 加載方案Fig.6 Loading scenario

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 張拉階段測(cè)試結(jié)果

在張拉預(yù)應(yīng)力筋階段，混凝土板和鋼梁的應(yīng)變沿截面高度的分布如圖7，圖中數(shù)值為應(yīng)變片測(cè)點(diǎn)的平均值，由圖可見，有群釘孔削弱的截面混凝土下緣應(yīng)力小、上緣應(yīng)力大；無(wú)群釘孔削弱的截面混凝土下緣應(yīng)力大、上緣應(yīng)力?。ń孛嫖恢靡妶D4）。中支點(diǎn)截面S3的混凝土板上緣平均壓應(yīng)力為9.62MPa，下緣平均壓應(yīng)力為8.16MPa，滿足全預(yù)應(yīng)力混凝土設(shè)計(jì)要求。各截面混凝土測(cè)點(diǎn)的平均壓應(yīng)力為8.87MPa。應(yīng)變測(cè)試結(jié)果表明：鋼梁下翼緣板應(yīng)變很小且基本在零數(shù)值附近波動(dòng)；上翼緣板有2～5MPa的壓應(yīng)力，是由于鋼-混結(jié)合面上的摩擦力造成的，該壓應(yīng)力數(shù)值與鋼材的強(qiáng)度值相比是很小的。說(shuō)明預(yù)壓應(yīng)力基本上由混凝土板承擔(dān)，傳遞到鋼梁上的壓應(yīng)力很小。鋼-混結(jié)合面的自然黏結(jié)在張拉過程中已被破壞，現(xiàn)澆的后結(jié)合預(yù)應(yīng)力混凝土板與鋼梁上翼緣板之間存在的摩擦力對(duì)預(yù)應(yīng)力施加效率的影響很微小。

圖7 應(yīng)變沿截面高度上的分布Fig.7 Strain distribution along the height of the section

混凝土板上緣縱向應(yīng)力沿橫向的分布如圖8所示。由圖可見：有群釘孔削弱的截面的預(yù)壓應(yīng)力沿著橫向的分布不均勻，鋼梁翼緣板上方混凝土區(qū)域的預(yù)壓應(yīng)力較小，約為平均預(yù)壓應(yīng)力的40%。原因是混凝土截面上群釘孔的存在使預(yù)壓應(yīng)力的傳力路徑不連續(xù)，鋼梁翼緣板上方混凝土區(qū)域的壓應(yīng)力通過截面應(yīng)力擴(kuò)散產(chǎn)生，所以該區(qū)域分擔(dān)的壓應(yīng)力較小。當(dāng)橋面板寬度較寬時(shí)，預(yù)壓應(yīng)力分布可能會(huì)更不均勻。

圖8 混凝土板上緣應(yīng)力沿橫向分布Fig.8 Upper edge stress distribution of the con?crete slab along the transverse direction

圖9 中，混凝土板端部向外滑動(dòng)方向規(guī)定為相對(duì)滑移的正方向。圖中試驗(yàn)值為2根主梁的相對(duì)滑移平均值，理論值按照軸向變形的公式ΔL=NpL/EcAc計(jì)算得到，式中Np為混凝土板承受的軸壓力，Ec和Ac分別為混凝土的彈性模量和截面積。由圖可見，鋼-混結(jié)合面的相對(duì)滑移以中支點(diǎn)為對(duì)稱點(diǎn)沿縱向呈線性分布，試驗(yàn)值與混凝土板軸向壓縮變形的計(jì)算值很接近，說(shuō)明在張拉預(yù)應(yīng)力筋過程中，由于鋼梁和混凝土板無(wú)焊釘連接，而鋼梁上翼緣板與混凝土板之間存在的黏結(jié)力和摩擦力對(duì)其影響可忽略不計(jì)，因此預(yù)壓應(yīng)力由混凝土板承擔(dān)。

圖9 鋼梁上翼緣板和混凝土板之間的相對(duì)滑移Fig.9 Relative slip between the upper steel flange and the concrete slab

2.2 加載階段裂縫特征

試驗(yàn)梁GCP的裂縫最早出現(xiàn)于群釘孔位置處，初始開裂荷載為170kN，加載至275kN，中支點(diǎn)截面的混凝土板在橫向跨中位置出現(xiàn)明顯開裂。試驗(yàn)梁GCN的裂縫最早出現(xiàn)于中支點(diǎn)截面處，初始開裂荷載為55kN。2個(gè)試驗(yàn)梁在各級(jí)荷載下的裂縫寬度如圖10 所示，圖中測(cè)點(diǎn)A～D 選取的是主要裂縫的位置，測(cè)點(diǎn)位置見圖11。

圖10 各級(jí)荷載下的裂縫寬度Fig.10 Crack width under incremental load

試驗(yàn)梁GCN和GCP的裂縫分布對(duì)比如圖11所示，以下描述中的荷載值為4 個(gè)千斤頂?shù)暮奢d平均值，wmax為最大裂縫寬度。由圖可見，當(dāng)加載至約0.5Pu（Pu為極限荷載）時(shí)，試驗(yàn)梁GCP的裂縫明顯較少，且主要集中于中支點(diǎn)兩側(cè)1倍梁高范圍內(nèi)，而試驗(yàn)梁GCN 的裂縫均勻密集地分布在中支點(diǎn)兩側(cè)2倍梁高范圍內(nèi)。此外，試驗(yàn)梁GCP沒有沿混凝土板橫向貫通的裂縫，試驗(yàn)梁GCN有數(shù)條沿混凝土板橫向貫通的裂縫。

圖11 裂縫分布特征（加載至約0.5Pu）Fig.11 Crack distribution characteristics (loading approximately to 0.5 Pu)

由圖12可見：試驗(yàn)梁GCP負(fù)彎矩區(qū)混凝土板的最大裂縫寬度的增長(zhǎng)過程明顯滯后于試驗(yàn)梁GCN。后結(jié)合預(yù)應(yīng)力連續(xù)組合梁的初始開裂荷載是不施加預(yù)應(yīng)力的普通組合梁的3.1 倍，群釘孔外的開裂荷載是普通組合梁的5倍。由于群釘孔內(nèi)灌注的是高強(qiáng)無(wú)收縮灌漿料，通過材性試驗(yàn)測(cè)得其軸心抗拉強(qiáng)度為4.03MPa，大于C50 混凝土的軸心抗拉強(qiáng)度2.64MPa。此外，由于混凝土的徐變作用和預(yù)應(yīng)力筋的松弛作用，群釘孔內(nèi)的灌漿料通過應(yīng)力重分布也會(huì)獲得少量的預(yù)壓應(yīng)力，所以，后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁的群釘孔內(nèi)混凝土的開裂荷載大于普通組合梁的初始開裂荷載。盡管群釘孔處的預(yù)壓應(yīng)力較小，但是截面大部分區(qū)域較高的預(yù)壓應(yīng)力水平能夠明顯提高開裂荷載，并且抑制裂縫沿著橫向貫穿混凝土板的趨勢(shì)，因此后結(jié)合預(yù)應(yīng)力技術(shù)能夠顯著改善連續(xù)組合梁負(fù)彎矩區(qū)的抗裂性能。

圖12 最大裂縫寬度隨荷載的變化曲線Fig.12 Curve of maximum crack width versus load

加載結(jié)束后試驗(yàn)梁GCP 的裂縫分布圖如圖13所示，平均裂縫間距約等于橫向鋼筋間距75mm，且裂縫位置接近橫向鋼筋擺放位置。表1在計(jì)算時(shí)將混凝土板作為軸拉構(gòu)件考慮，據(jù)此換算混凝土有效受拉截面的面積。表中dT、dEurocode2、dCEB-FIP、dGB50010分別為試驗(yàn)結(jié)果和按照Eurocode2［12］、CEB-FIP［13］以及中國(guó)規(guī)范GB 50010［14］中的混凝土構(gòu)件裂縫間距公式計(jì)算所得的平均裂縫間距。由表可見：不同規(guī)范的計(jì)算值具有一定的離散性，用來(lái)預(yù)測(cè)鋼-混凝土組合梁的混凝土板的平均裂縫間距出現(xiàn)了較大的偏差，Eurocode2和CEB-FIP計(jì)算結(jié)果偏大，GB 50010計(jì)算結(jié)果偏小。試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)的平均裂縫間距約等于橫向鋼筋間距這一結(jié)論與文獻(xiàn)［15-16］的結(jié)論相符。這是由于試驗(yàn)梁混凝土板較薄，受力接近于軸心受拉，橫向鋼筋處的混凝土有效受拉面積減小，更容易在此處產(chǎn)生應(yīng)力集中而開裂，從而對(duì)混凝土平均裂縫間距產(chǎn)生影響。此外，試驗(yàn)梁模型的混凝土保護(hù)層厚度較小，使得橫向鋼筋處產(chǎn)生的微裂縫更容易發(fā)展并在混凝土表面形成可見裂縫。

表1 試驗(yàn)梁GCP的平均裂縫間距Tab.1 Average crack spacing of specimen GCP

2.3 荷載位移曲線

圖14中Pcr1為試驗(yàn)梁GCN中支點(diǎn)截面的初始開裂荷載，Pcr2為試驗(yàn)梁GCP中支點(diǎn)截面群釘孔處的初始開裂荷載，Pcr3為試驗(yàn)梁GCP中支點(diǎn)截面橫向跨中位置出現(xiàn)裂縫時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載，Py為2 根試驗(yàn)梁的屈服荷載，Pu為2根試驗(yàn)梁的極限荷載。由圖可見，組合梁的結(jié)構(gòu)剛度在負(fù)彎矩區(qū)混凝土開裂后出現(xiàn)退化，荷載-跨中位移曲線從線性轉(zhuǎn)變?yōu)榉蔷€性，因此連續(xù)組合梁由彈性受力階段進(jìn)入非彈性受力階段。

圖14 荷載-跨中位移曲線Fig.14 Curve of load versus displacement at mid?span

3 抗裂性能分析

3.1 混凝土開裂應(yīng)力

通過換算截面法對(duì)組合梁試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜏y(cè)得的中支點(diǎn)截面開裂彎矩進(jìn)行分析。加載時(shí)在每個(gè)支點(diǎn)下方放置了壓力傳感器，所以連續(xù)組合梁的試驗(yàn)彎矩圖可以根據(jù)壓力傳感器讀數(shù)和千斤頂荷載值利用平衡關(guān)系求得。如圖15所示，將加腋混凝土板等效成矩形平板，忽略混凝土板中的縱向鋼筋（預(yù)應(yīng)力筋），計(jì)算等效截面的彈性抗彎慣性矩Iv。試驗(yàn)梁GCP中支點(diǎn)截面混凝土板上緣的開裂應(yīng)力按式（1）計(jì)算。式中，Mcr為開裂彎矩；σp為混凝土截面的平均預(yù)壓應(yīng)力；為等效截面形心軸至混凝土板上緣的距離。對(duì)于試驗(yàn)梁GCN，取σp=0 計(jì)算中支點(diǎn)截面混凝土板上緣的開裂應(yīng)力。

圖15 組合截面和疊加應(yīng)力Fig.15 Composite cross-section and superimposed stress

2 根試驗(yàn)梁的開裂應(yīng)力計(jì)算結(jié)果如表2 所示。分析表2，C50 混凝土的軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值取2.64MPa，試驗(yàn)梁GCP 和GCN 的開裂應(yīng)力與抗拉強(qiáng)度的偏差分別為5.7%和10.2%，說(shuō)明后結(jié)合組合梁在預(yù)應(yīng)力消壓后的受力狀態(tài)與普通組合梁一致，所以在設(shè)計(jì)時(shí)可認(rèn)為后結(jié)合預(yù)應(yīng)力全部施加于混凝土板上，然后對(duì)連續(xù)組合梁負(fù)彎矩區(qū)的混凝土截面進(jìn)行各項(xiàng)驗(yàn)算。

表2 中支點(diǎn)截面開裂彎矩和換算上緣開裂應(yīng)力Tab.2 Cracking bending moment and equivalent upper edge cracking stress at the intermedi?ate support cross-section

3.2 截面應(yīng)力分布

當(dāng)采用組合梁換算截面法時(shí)，分別按照未開裂截面和開裂截面計(jì)算了試驗(yàn)梁GCP和GCN中支點(diǎn)截面的鋼梁縱向應(yīng)力分布，并與實(shí)測(cè)的鋼梁應(yīng)變乘以鋼材彈性模量后得到的應(yīng)力數(shù)值進(jìn)行對(duì)比，如圖16 所示，括號(hào)內(nèi)的數(shù)值表示單個(gè)千斤頂加載至該荷載等級(jí)。不開裂截面特性的計(jì)算圖示如圖15所示，開裂截面特性不計(jì)受拉區(qū)混凝土的貢獻(xiàn)，但計(jì)入了混凝土板內(nèi)普通鋼筋（試驗(yàn)梁GCP 還計(jì)入預(yù)應(yīng)力筋）的作用。

當(dāng)荷載為50kN 時(shí)，試驗(yàn)梁GCP 和GCN 均尚未開裂。當(dāng)荷載為100kN 時(shí)，試驗(yàn)梁GCP 尚未開裂，而試驗(yàn)梁GCN已經(jīng)開裂。當(dāng)荷載為400kN時(shí)，試驗(yàn)梁GCP和GCN的混凝土裂縫均已經(jīng)充分發(fā)展。由圖可見，鋼梁下翼緣板測(cè)點(diǎn)和最靠近下翼緣的腹板測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力數(shù)據(jù)存在較大的測(cè)試誤差，與計(jì)算值的偏差較大，而其余的測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)能夠落在2 根直線之間。對(duì)比發(fā)現(xiàn)：后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁在混凝土板開裂前，鋼梁的應(yīng)力分布比較接近采用未開裂截面特性的應(yīng)力計(jì)算值。隨著混凝土的裂縫逐步發(fā)展，鋼梁的應(yīng)力分布逐漸接近采用開裂截面特性的應(yīng)力計(jì)算值。試驗(yàn)結(jié)果表明：在正常使用階段，后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁改善了連續(xù)組合梁橋負(fù)彎矩區(qū)的抗裂性能，但是，在承載能力極限狀態(tài)，偏于安全起見，依據(jù)《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG D64—2015）［17］對(duì)后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁橋進(jìn)行整體內(nèi)力分析和對(duì)鋼梁進(jìn)行配板時(shí)，負(fù)彎矩區(qū)可采用開裂截面。

圖16 試驗(yàn)梁GCP和GCN的鋼梁縱向應(yīng)力分布Fig.16 Longitudinal stress distribution of the steel girder of specimens GCP and GCN

4 結(jié)語(yǔ)

（1）后結(jié)合組合梁因群釘孔的削弱，張拉預(yù)應(yīng)力筋后混凝土截面的預(yù)壓應(yīng)力沿著橫向的分布不均勻，試驗(yàn)梁鋼梁翼緣上方的混凝土區(qū)域獲得的壓應(yīng)力較小，約為平均預(yù)壓應(yīng)力的40%。在張拉預(yù)應(yīng)力筋過程中，因鋼梁和混凝土板無(wú)焊釘連接，而鋼梁上翼緣板與混凝土板之間存在的黏結(jié)力和摩擦力對(duì)其影響可忽略不計(jì)，因此預(yù)壓應(yīng)力將由混凝土板承擔(dān)。

（2）后結(jié)合預(yù)應(yīng)力試驗(yàn)梁的初始開裂荷載是不施加預(yù)應(yīng)力的普通組合試驗(yàn)梁的3.1 倍，群釘孔外的開裂荷載是普通組合梁的5倍。盡管群釘孔處獲得的預(yù)壓應(yīng)力較小，但混凝土截面大部分區(qū)域處較高的預(yù)壓應(yīng)力水平能明顯提高開裂荷載，且抑制裂縫沿橫向貫穿混凝土板的趨勢(shì)，因此后結(jié)合預(yù)應(yīng)力技術(shù)能顯著改善連續(xù)組合梁負(fù)彎矩區(qū)的抗裂性能。

（3）試驗(yàn)梁負(fù)彎矩區(qū)混凝土的平均裂縫間距約等于橫向鋼筋間距75mm，且裂縫位置接近于橫向鋼筋擺放位置。由于試驗(yàn)梁混凝土板較薄，受力接近于軸心受拉，橫向鋼筋處的混凝土有效受拉面積減小，更容易在此處產(chǎn)生應(yīng)力集中而開裂，從而對(duì)組合梁負(fù)彎矩區(qū)的平均裂縫間距產(chǎn)生影響。

（4）在設(shè)計(jì)時(shí)可認(rèn)為預(yù)應(yīng)力全部施加于混凝土板，然后對(duì)后結(jié)合組合梁負(fù)彎矩區(qū)的混凝土截面進(jìn)行各項(xiàng)驗(yàn)算。后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁在混凝土板開裂前，鋼梁的應(yīng)力分布接近采用未開裂截面特性的應(yīng)力計(jì)算值。隨著混凝土裂縫逐步發(fā)展，鋼梁的應(yīng)力分布逐漸接近采用開裂截面特性的應(yīng)力計(jì)算值。偏于安全起見，對(duì)后結(jié)合預(yù)應(yīng)力組合梁橋進(jìn)行整體內(nèi)力分析和截面設(shè)計(jì)時(shí)，負(fù)彎矩區(qū)可采用開裂截面。

作者貢獻(xiàn)聲明：

陳德寶：試驗(yàn)設(shè)計(jì)、數(shù)據(jù)分析及論文寫作與修改。

曾明根：指導(dǎo)試驗(yàn)設(shè)計(jì)、推廣實(shí)際工程應(yīng)用。

蘇慶田：指導(dǎo)試驗(yàn)設(shè)計(jì)、數(shù)據(jù)分析及論文修改。