連續鋼梁SFRC 組合橋面板的優化設計

徐晨 許琴東 孫旭霞 吳用賢 張玉彬 徐藝

（1.同濟大學 土木工程學院，上海 200092；2.同濟大學建筑設計研究院（集團）有限公司，上海 200092；3.興泰建設集團有限公司，內蒙古 呼和浩特 010000）

鋼纖維混凝土（SFRC）在基材中加入鋼纖維，可有效抑制混凝土內部微裂縫發展，將其與鋼橋面板連接形成SFRC 組合橋面板可有效改善鋼橋面板受力性能［1-2］，提高主梁抗彎剛度并降低鋼結構應力水平，同時還可改善組合橋面板負彎矩區易開裂問題。因此，合理利用SFRC 組合橋面板力學特性是提高橋梁結構受力與經濟性的可行手段。

鋼纖維混凝土按抗壓強度可分為普通、高強度及超高強度3個等級，其強度差異顯著影響材料力學性能與制備成本。針對鋼-鋼纖維混凝土組合橋面板，已有大量學者研究了不同構造對其受力性能的影響特點。曾明根等［3］開展了C60 和SFRC 組合橋面板負彎對比試驗，發現SFRC 組合橋面板開裂荷載顯著提高，且在極限荷載下仍具有較好延性。Ye 等［4］通過參數分析發現SFRC 層厚與抗彎強度是影響組合橋面板疲勞壽命的關鍵因素。李文光等［5-7］開展了大量試驗研究了超高性能混凝土層厚度、配筋率對橋面板開裂特性的影響規律。了解不同構造對組合橋面板力學性能的影響特點是優化橋面系及主梁結構的基礎。

對于市政組合橋面板連續鋼梁橋，經濟性是結構設計的重要指標。部分學者開展了相關優化設計研究。張清華等［8］基于反向傳播（BP）神經網絡確定了波形頂板-UHPC組合橋面板中主要參數及其合理取值范圍。孫瑜等［9］開展波形頂板-UHPC組合橋面板多參數優化研究，使得結構自重降低35%、用鋼量減少7%。然而，現有研究多關注組合橋面板自身受力特性，其對鋼主梁受力影響了解不足，導致實際設計中難以考慮混凝土層受力貢獻，這不僅對結構經濟性不利，還可能使其受力性能評估不準確。此外，在市政橋梁中使用UHPC材料成本較高，普通及高強SFRC具有更好的工程適用性。因此，探究考慮SFRC組合橋面板受力貢獻的連續鋼梁優化設計方法對提高結構經濟性與受力合理性具有重大意義。

基于此，本研究結合已有SFRC 組合板偏拉試驗與有限元模擬，考察SFRC 受拉開裂特性，驗證有限元分析方法的可靠性。依據現有中大跨徑連續鋼梁構造特點建立組合橋面板鋼梁負彎矩區節段模型進行參數分析，探究了SFRC板厚、鋼頂板厚度、配筋率對主梁受力性能影響的特點。在此基礎上以結構自重與和材料成本為優化目標，對中跨50 m和80 m連續鋼梁進行優化設計，并建立考慮負彎矩區SFRC 開裂的桿系模型，驗證優化方案合理性。本研究的結果可為連續鋼梁中SFRC 組合橋面板的優化設計提供依據。

1 SFRC組合板偏拉試驗的有限元模擬

1.1 試驗設計及材料力學特性

在開展大規模主梁節段模型參數分析前，對既有SFRC 組合板偏拉試驗進行模擬，考察SFRC 受拉開裂特性，驗證有限元分析方法可靠性。根據某組合橋面板鋼箱梁構造特點，設計制作組合板試件開展偏心受拉試驗。試件構造如圖1所示，試件長1 600 mm，寬240 mm，截面高242 mm。SFRC 板厚80 mm，鋼蓋板厚12 mm，肋高150 mm，厚12 mm。試件兩端板厚30 mm，用于連接地錨與分配梁。開孔板與端板和鋼蓋板焊接，并嵌入混凝土板中穿過鋼筋，以保證組合板元全截面受力穩定。

圖1 試件構造示意圖（單位：mm）Fig.1 Schematic diagram of specimen（Unit：mm）

通過有限元模擬分析主梁負彎矩區橋面板與不同偏心距下組合板截面的應變分布特點，計算得到，當偏心距設為15 mm時，兩者在彈性階段截面應變分布特征基本一致。因此，設置端板中心相對組合板元截面形心向混凝土側偏移15 mm，以模擬主梁中橋面板偏心受力狀態。圖2所示為試驗加載現場，加載時試件頂、底部端板分別與分配梁和地錨連接，試件底部固接。作動器帶動分配梁和試件共同變形，對試件均勻加載。加載時以100 kN一級增量單調加載，每級荷載持荷3～5 min記錄裂縫發展情況。

圖2 偏拉試驗現場Fig.2 Eccentric tension test site

按標準試驗方法［10］所測養護齡期28 d 的SFRC材性為：立方體抗壓強度85.0 MPa，軸心抗壓強度70.3 MPa，彈性模量38 733 MPa，抗折強度16.0 MPa，抗拉強度4.2 MPa。圖3 示出了材性試驗所得SFRC軸拉應力-應變曲線。按標準試驗方法［11］測得鋼板屈服強度和極限強度分別為328 MPa 和485 MPa，鋼筋該值分別為528 MPa 和667 MPa，焊釘極限強度為520 MPa。

圖3 SFRC軸拉應力-應變曲線Fig.3 Axial tensile stress-strain curve of SFRC

1.2 有限元模型的建立

采用Abaqus建立組合板有限元模型，圖4所示為模型示意圖。在組合界面、端板與工裝接觸面均設置“面-面接觸”，切向摩擦系數取0.3，法向設為“硬接觸”。模型采用位移加載，在分配梁頂面形心設置剛臂并與分配梁頂面耦合，在剛臂頂點施加軸向位移荷載。地錨底面設置固端約束。

圖4 有限元模型示意圖Fig.4 Schematic diagram of finite element model

材料本構結合材性試驗及相關文獻［12］設置。模型中引入混凝土塑性損傷本構，包括應力-非彈性應變關系與非彈性應變-損傷因子關系。非彈性應變和損傷因子分別根據式（1）、（2）［13-14］計算。鋼板與鋼筋本構均采用三折線模型，泊松比為0.3。模型中連接件抗剪性能根據文獻［15］中推出的試驗結果設置，彈性剛度為350 kN/mm，抗剪承載力為76 kN。

式中，εin為非彈性應變，ε為混凝土應變，σ為混凝土應力，E為混凝土彈性模量，J為損傷因子。

1.3 試驗與有限元結果分析

圖5 示出了不同荷載等級下SFRC 裂縫分布和最終破壞形態。由圖可見，試件在每級荷載下均有新裂縫產生，受鋼纖維約束影響，裂縫寬度較小，分布較密。最終破壞時SFRC 板出現多條主裂縫和較多微裂縫，觀測到裂縫14條，最大裂縫寬度達1.29 mm，裂縫平均間距約為50 mm。

圖5 試件裂縫發展及破壞形態（單位：mm）Fig.5 Crack development and failure mode of specimen（Unit：mm）

圖6 示出了偏拉試驗與數值模擬所得荷載-位移曲線。軸向位移為試件頂、底部端板位移相對值。由圖可見，試驗與有限元所得試件變形特征基本一致，均經歷彈性階段、塑性階段和破壞階段。兩者極限承載力分別為1 807 kN 和1 679 kN，對應位移分別為15.7 mm 和15.3 mm，即有限元模型可較好地模擬試驗軸向變形和極限狀態。

圖6 荷載-位移曲線對比Fig.6 Comparison of load-displacement curves

圖7示出了試驗裂縫分布與有限元模型受拉損傷分布?？梢?，模型中SFRC 受拉損傷區與試驗中裂縫數量發展情況相似，損傷區和裂縫位置也基本一致。綜合以上結果可知文中有限元分析方法可靠。由于受拉損傷因子和裂縫寬度均與SFRC 應變存在直接對應關系，因此根據模型荷載-受拉損傷與試驗荷載-最大裂縫寬度關系，得到當荷載分別為500 kN 和900 kN時，試驗中SFRC 裂縫寬度分別為0.10 mm和0.20 mm，模型中SFRC受拉損傷因子分別為0.37 和0.62。試驗中裂縫寬度與模型中受拉損傷因子的對應關系將為后續總結SFRC 組合橋面板鋼梁裂后抗彎剛度變化特征進行的參數分析提供依據。

圖7 SFRC有限元模型中受拉損傷與試驗中裂縫分布對比Fig.7 Comparison between SFRC tensile damage in finite element model and cracks in test

2 SFRC 組合橋面板鋼箱梁參數化分析

2.1 主梁節段模型的建立

依據現有中大跨徑連續鋼梁設計參數，采用SFRC 代替原設計中C50 混凝土鋪裝，通過Abaqus建立SFRC 組合橋面板鋼梁有限元模型。為減小計算成本，通過桿系模型確定其在恒載作用下負彎矩區長度，利用結構對稱性建立1/4 負彎矩區節段模型。圖8 示出了連續鋼梁構造示意圖，其中H表示主梁高度。圖9示出了負彎矩區節段模型。

圖8 連續鋼箱梁構造示意圖（單位：m）Fig.8 Schematic diagrams of continuous steel box girder（Unit：m）

圖9 負彎矩區節段有限元模型Fig.9 Finite element model of girder segment in negative moment region

表1 示出了參數分析模型匯總，其中A、B 類模型分別代表中跨50 m、80 m的跨徑節段模型，模型長度分別為9.0 m 和14.5 m，高度分別為1.6 m和2.6 m、鋼底板厚分別為20.0 mm和28.0 mm。改變鋼頂板厚度時，保持鋼梁梁高不變。為提高參數分析結果適用性，模型中鋼材彈性模量設為210 GPa，其余材料設置與組合板模型一致。分別在縱、橫向對稱面設置對稱約束，在簡支端混凝土板上設置簡支約束，在中支點鋼底板施加頂升位移引入負彎矩，模擬恒載作用下的負彎矩區受力。

表1 節段FE模型參數1）Table 1 FE model parameters of girder segment

2.2 SFRC板厚影響

2.2.1 荷載-位移曲線

圖10示出了不同SFRC板厚主梁節段模型的荷載-位移曲線?？梢?，考慮SFRC 板參與鋼梁受力后，荷載-位移曲線斜率明顯增大，極限承載力增幅較小，極限狀態由鋼梁底板屈服控制。

圖10 不同SFRC板厚有限元模型荷載-位移曲線Fig.10 Load-displacement curves of finite element models with different SFRC slab thicknesses

定義主梁節段抗彎剛度為荷載-位移曲線上點與原點的割線斜率。根據組合板偏拉試驗及模擬所得受拉損傷因子-裂縫寬度關系，模型中SFRC受拉損傷因子分別為0.37 和0.62時，分別對應裂縫寬度0.10 mm 和0.20 mm。表2 示出了各主梁節段模型在彈性狀態、裂縫寬度達0.10 mm 和0.20 mm 時的主梁抗彎剛度。彈性狀態為混凝土無損傷階段的最大荷載時刻。

表2 不同SFRC板厚有限元模型的主梁抗彎剛度1）Table 2 Bending stiffness of finite element models with different SFRC slab thicknesses

由表2 可見，考慮80～120 mm 厚的SFRC 板參與鋼梁受力后，主梁彈性抗彎剛度平均增長20%。SFRC 板對主梁的彈性抗彎剛度貢獻較大。圖11 示出了SFRC 裂縫寬度達0.10 mm 和0.20 mm 時主梁抗彎剛度相對彈性狀態時的折減情況。當SFRC 裂縫寬度達0.10 mm時，兩組模型主梁抗彎剛度約降低11%；當SFRC 裂縫寬度達0.20 mm時，兩組模型主梁抗彎剛度折減程度分別為13%～17%和18%～20%?；诖?，在后續優化結果驗證時，通過折減主梁抗彎剛度來考慮SFRC 板裂后受力貢獻，使優化結果更合理。

圖11 FE模型主梁抗彎剛度折減Fig.11 Reduction of bending stiffness of girder segment FE models

2.2.2 中支點截面鋼頂、底板應力

分別提取A組和B組主梁節段模型在17 400 kN和30 700 kN 荷載（約占極限荷載50%）下中支點鋼頂、底板的應力，對應原設計全橋桿系模型在基本荷載組合下的應力水平。圖12 示出了A 組不同SFRC 板厚主梁節段模型鋼結構應力值?？梢娍紤]80～120 mm SFRC 板參與鋼梁受力后，鋼頂板應力可降低7%～12%，底板應力增加6%～8%，B組模型計算結果基本一致。表明在連續鋼梁中考慮SFRC板有利于鋼頂板受力，因此在鋼梁中可通過增厚SFRC 板、減小鋼頂板尺寸對結構進行優化，但應注意鋼底板應力增加情況。

圖12 A組不同SFRC板厚有限元模型的鋼結構應力Fig.12 Steel flange stress of finite element models with different SFRC slab thicknesses in group A

2.3 配筋率的影響

圖13 示出了A 組不同配筋率主梁節段模型的荷載-位移曲線?？梢?，增大配筋率，模型荷載-位移曲線基本一致，極限承載力無明顯提高。圖14示出了A 組模型在彈性狀態、裂縫寬度達0.10 mm和0.20 mm 時的抗彎剛度?？梢?，增大配筋率，3 種狀態下模型抗彎剛度略有增加，而裂后剛度折減程度一致，表明配筋率對主梁裂后抗彎剛度折減程度無明顯影響。B組模型計算結果與A組一致。

圖13 A組不同配筋率有限元模型荷載-位移曲線Fig.13 Load-displacement curves of finite element models with different reinforcement ratios in group A

圖14 A組不同配筋率有限元模型的主梁抗彎剛度Fig.14 Bending stiffness of finite element models with different reinforcement ratios in group A

圖15 示出了17 400 kN 荷載（約占極限荷載50%）下A 組模型的中支點鋼頂、底板應力變化率，變化率以配筋率為1%節段模型為基準計算，B 組模型計算結果與A 組基本相同?？梢娕浣盥试龃?%，頂板應力約降低3%，底板應力無明顯變化。表明優化設計時可通過增加配筋率改善中支點鋼頂板應力。

圖15 A組不同配筋率有限元模型的鋼結構應力變化率Fig.15 Steel flange stress change rates of finite element models with different reinforcement ratios in group A

2.4 鋼頂板厚度的影響

根據參數分析結果，增大鋼頂板厚度，模型荷載-位移曲線無明顯差異（與圖13類似），模型抗彎剛度略有提高，表現為鋼頂板每增厚2 mm，剛度提升約2%～3%；模型極限承載力差異較小，這是由于極限狀態由中支點鋼底板屈服控制。

圖16 示出了不同鋼頂板厚度主梁節段模型在1/2極限荷載下的鋼結構應力變化率，變化率以純鋼梁模型應力為基準計算?？梢婁擁敯迕吭龊? mm，頂板應力約降低5%、底板應力約增加2%，頂板應力降幅較大。此外，當SFRC 板厚未達120 mm時，兩種跨徑鋼梁最小頂板厚度需分別取12 mm 和14 mm 以維持頂板應力水平。這可為后續優化分析中頂板厚度提供邊界。

圖16 不同頂板厚度有限元模型的鋼結構應力變化率Fig.16 Steel flange stress change rates of finite element models with different steel deck thicknesses

3 連續鋼梁SFRC 組合橋面板結構的優化分析

在現有中大跨徑市政連續鋼梁橋的設計中，由于其負彎矩區存在混凝土開裂風險，所以僅將混凝土鋪裝作為安全儲備而未考慮其參與主梁受力。SFRC抗裂性能良好，將混凝土層更換為SFRC并考慮其參與主梁受力，有利于提高結構經濟性與受力合理性。本節依據參數分析結果，確定連續鋼梁SFRC 組合橋面板優化變量及取值范圍，建立優化目標函數及約束條件，對結構開展優化分析。

3.1 優化變量及約束條件

表3 示出了現有鋼梁截面設計參數。根據表3和圖8 鋼梁構造特點，計算出各板件的體積之后，再結合鋼材、鋼筋及混凝土材料的單價（文中分別取1.10、0.08、0.26萬元/噸），最終計算出鋼梁的材料成本。由表4可見，原設計中鋼頂板和頂板加勁肋分別約占材料成本的25%～30%和17%～20%，橋面板鋼材用量較多，材料成本較高，這與原設計中未考慮混凝土層參與結構受力有關。

表3 鋼梁截面設計參數1）Table 3 Design parameters of steel girder cross-sections

表4 連續鋼梁材料成本Table 4 Material cost of continuous steel girder

由參數分析結果可知，在連續鋼梁上考慮SFRC 板可顯著提高主梁彈性抗彎剛度并降低鋼頂板應力。此外，增大配筋率與鋼頂板尺寸均能有效改善頂板應力，且對底板應力影響較小。由于SFRC抗裂性能良好，用SFRC代替普通混凝土并合理考慮其受力貢獻可改善結構受力并減少橋面板用鋼量。因此，設定SFRC 板厚、鋼頂板厚度、頂板加勁肋及配筋率為優化變量，對其進行優化組合，從而提高結構經濟性和受力合理性。根據參數分析結果，表5示出了結構優化變量及相應取值范圍。

表5 結構優化變量及取值范圍Table 5 Structural optimization variables and corresponding value range

由于交通量和重載交通比例是決定鋼結構橋梁疲勞壽命的關鍵外在因素，而對于市政鋼結構橋梁，重載交通比例遠低于公路鋼結構橋梁，疲勞問題并不突出，其關鍵截面鋼結構應力水平與結構變形是設計關注重點。由于原設計中因負彎矩區混凝土存在開裂風險且未考慮其參與結構受力，中支點截面鋼結構應力應作為優化設計控制條件。因此以原設計在基本荷載組合下的中支點鋼結構應力為約束條件。此外，設定主梁彈性抗彎剛度作為約束條件以保證結構整體剛度。綜上，約束條件如式（3）、（4）所示。優化后主梁彈性抗彎剛度未降低；優化后中支點鋼結構應力變幅不超過5%。

式中，Ko與Ks分別為優化設計與原設計主梁彈性抗彎剛度，σo與σs分別為優化設計與原設計中支點截面鋼結構應力。

3.2 優化目標函數

對于中大跨徑市政鋼梁橋，每平方米用鋼量及造價是影響結構經濟性的重要指標。此外，上部結構自重與下部結構成本密切相關，若通過增加SFRC來降低用鋼量，可能導致上部結構自重過大、下部結構成本增加，從而導致結構整體材料成本增加。已有研究［16］得出上部結構自重每增加1噸，下部結構成本約增加0.33～0.34萬元。因此，以每平方米材料成本及上部結構自重為優化目標，引入上部結構自重與下部結構成本間比例系數，建立其與結構設計參數的優化目標函數如式（5）所示。

式中：T（xi）為每平方米材料總成本；xi為結構設計參數；W（xi）為上部結構自重，根據參數xi和材料密度計算；Q（xi）為上部結構材料成本，根據自重W（xi）與材料單價計算；Ci為設計參數取值范圍；k為上部結構自重與下部結構成本比例系數，取0.34。

3.3 變量優化結果與討論

根據優化變量及其取值范圍，表6示出了部分變量組合，其中底板厚度在原設計上適當增加。通過優化目標函數計算材料總成本并由低到高排列。采用Abaqus建立表中板殼實體主梁節段模型計算主梁彈性抗彎剛度與中支點鋼結構應力。經計算，變量組合AO-T8R2P12J10（中跨50 m）與DO-T9R3P14J10（中跨80 m）滿足約束條件。

表6 部分優化變量組合匯總1）Table 6 Summary of partial optimization variable combinations

表7示出了原設計與優化方案的主梁彈性抗彎剛度與鋼結構應力。由表7可知，相比原設計，優化方案主梁彈性剛度可提高約13%，鋼頂板與底板應力增幅均未超過5%。從經濟性來看，優化結果材料成本分別降低14%和9%，結構經濟性得以提高，因此可初步確定優化結果的合理性。

表7 原設計與優化方案的主梁彈性抗彎剛度與鋼結構應力對比1）Table 7 Comparison of the elastic bending stiffness of the main beam and the stress of the steel structure between the original design and the optimization scheme

4 基于桿系模型的優化設計合理性的驗證

依據變量優化結果，本研究采用Midas 建立考慮負彎矩區SFRC 開裂的桿系模型驗證優化結果的合理性，對中跨50 m 和80 m SFRC 組合橋面板連續鋼梁橋的優化設計提出相關建議。

4.1 桿系模型建立

圖17示出了參照原設計與變量優化結果建立的全橋桿系模型。模型中SFRC彈性模量為38 733 MPa。為考慮SFRC 裂后受力貢獻，根據參數分析結果，當SFRC 裂縫寬度達0.20 mm時，中跨50 m 和80 m主梁抗彎剛度的折減系數分別為0.87（板厚80 mm）和0.81（板厚90 mm），因此將圖中中支點截面SFRC彈性模量分別設為17 GPa和10 GPa，使截面抗彎慣性矩分別降至原組合截面的0.87與0.81。模型邊界條件按三跨連續梁設置，即約束4個支點豎向位移和橫橋向位移，再選擇2#中支點約束其縱橋向位移。

圖17 桿系模型示意圖Fig.17 Schematic diagram of beam-truss model

依據規范［17］在桿系模型中施加的荷載包括：鋼梁自重、混凝土自重及二期鋪裝、車道荷載、收縮徐變、溫度荷載、支座沉降。其中SFRC 收縮特性根據文獻［18］設定，總收縮量為0.000 3，徐變特性根據時間-徐變系數曲線設定。設置施工階段包括：架設鋼梁（鋼梁自重）、混凝土濕重（混凝土自重）、鋼混組合、二期鋪裝、收縮徐變。以此比較原設計與優化方案的中支點截面與跨中截面應力。

4.2 結果驗證

表8示出了原設計與中跨50 m和80 m優化方案在基本荷載組合下的鋼結構應力值。由表可知，優化方案頂板應力顯著降低，降幅可達10%～24%，僅有中支點鋼底板應力略有增加，這是由于在鋼梁上考慮SFRC 板受力后，截面中性軸升高，導致鋼底板應力較原設計底板應力略有增大。

表8 原設計與優化方案在基本組合作用下的鋼結構應力對比1）Table 8 Comparison of the stress of the steel structure between the original design and the optimization scheme under the basic combination effect

按照式（6）-（8）［18-20］計算得到中跨50 m和80 m優化方案中支點SFRC 裂縫寬度值分別為0.11 mm 和0.14 mm，均未超過0.20 mm，表明上述SFRC 彈性模量折減為偏安全取值。此外，計算得到收縮徐變作用下兩種優化方案SFRC 拉應力分別為4.96 MPa和5.36 MPa，頻域荷載組合下該值分別為6.09 MPa和7.22 MPa，成橋后頻域荷載組合下SFRC 受力更為不利，施工過程中SFRC可能會產生少量微裂縫。

式中：Hcr為裂縫寬度；m1為鋼筋表面形狀系數；m2為長期效應影響系數；m3為與構件受力性質有關系數；σss為鋼筋應力；Es為鋼筋彈性模量；c為受拉鋼筋保護層厚度；d為縱向受力鋼筋直徑；ρte為有效配筋率；Ms為頻域組合下組合梁截面彎矩；Icr為開裂截面慣性矩；ys為鋼筋截面形心到鋼筋與鋼梁組合截面形心中性軸距離；Hfmax為鋼纖維混凝土構件最大裂縫寬度；Hmax為鋼筋混凝土構件最大裂縫寬度；βcw為鋼纖維對鋼筋鋼纖維混凝土構件裂縫寬度的影響系數，取0.50；λf為鋼纖維含量特征值，取0.065。

表8示出了優化方案的經濟性。經過優化，中跨50 m 和80 m SFRC 組合橋面板連續鋼梁用鋼量可分別減少13%與6%，上部結構自重可分別減小12%與6%，每平米材料成本可分別降低14%與9%，結構經濟性得以提高。

5 結論

本研究結合SFRC 組合板偏拉試驗及有限元模擬得到SFRC 受拉開裂特性，建立SFRC 組合橋面板鋼箱梁負彎矩區節段模型進行參數分析，探究了SFRC 板厚、鋼頂板厚度、配筋率對結構受力性能影響的特點，在此基礎上確定優化變量及取值范圍，以主梁彈性抗彎剛度與關鍵截面應力水平為約束條件，以上部結構自重與成本為優化目標，對現有中跨50 m 和80 m 連續鋼梁進行優化設計與驗證，得到如下結論：

（1）對比SFRC組合板偏拉試驗與有限元分析結果，驗證了文中引入材料塑性損傷的有限元分析方法的可靠性，所建立的SFRC 裂縫寬度與受拉損傷因子關系可表征SFRC開裂狀態。

（2）根據參數分析結果，80～120 mm 厚的SFRC板參與鋼梁受力后，主梁彈性抗彎剛度可提升約20%；當SFRC 裂縫寬度達0.20 mm時，主梁抗彎剛度折減13%～20%，在優化過程中可通過折減主梁抗彎剛度以考慮SFRC開裂后對主梁的受力貢獻。

（3）考慮SFRC板參與鋼梁受力后，鋼頂板應力下降約10%，底板應力增加約7%。實際設計忽略SFRC 板參與結構受力時鋼底板受力偏不安全，需適當加厚底板以降低底板應力。

（4）增加鋼頂板厚度和配筋率可有效降低鋼頂板應力，且對底板應力影響較小。優化設計時可通過調整SFRC 板厚、配筋率與鋼頂板厚度維持結構應力水平，提高結構經濟性。

（5）根據參數分析與材料成本分析，設定SFRC板厚、鋼頂板厚度、配筋率與頂板加勁肋尺寸為優化設計變量。經過優化，相比原設計，中跨50 m和80 m SFRC 組合橋面板連續鋼箱梁用鋼量分別減少13%和6%，上部結構自重分別減小12%和6%，每平米材料成本分別降低14%和9%。