陳佳，葉梅新，周德

(中南大學 土木建筑學院，湖南 長沙，410075)

密布橫梁混凝土橋面板體系(簡稱密布橫梁體系)是下承式鋼桁-混凝土組合橋的橋面結(jié)構(gòu)形式之一。該體系的結(jié)構(gòu)特點是不設縱梁，除了在主桁節(jié)點處設置節(jié)點橫梁外，一般在節(jié)點之間增設2～4組節(jié)間橫梁。由于沒有縱梁，節(jié)點橫梁尤其是靠近橋頭的橫梁外彎曲很大，因此，節(jié)點橫梁一般設計為抗彎剛度較大的箱型截面，節(jié)間橫梁為“工”字型截面。密布橫梁體系的優(yōu)點在于橋梁建筑高度小，橋面系不需設置下平縱聯(lián)，結(jié)構(gòu)構(gòu)造簡單，制作和架設施工方便，且加密的橫梁及混凝土橋面板提供了較大的橫向剛度，適用于高速鐵路橋梁。這種橋面體系在我國應用和研究得較少[1-5]。密布橫梁體系按照混凝土橋面板是否與主桁下弦桿結(jié)合，分為半結(jié)合和全結(jié)合2種方式。半結(jié)合是指混凝土橋面板通過柔性剪力件與節(jié)點、節(jié)間橫梁結(jié)合，但不與下弦桿結(jié)合，混凝土板邊與下弦桿內(nèi)側(cè)腹板有一定距離；全結(jié)合是指混凝土橋面板除與節(jié)點、節(jié)間橫梁結(jié)合外，還與下弦桿結(jié)合，混凝土板邊與下弦桿內(nèi)側(cè)腹板無空隙。采用以上2種結(jié)合方式，橋梁的受力情況都比較復雜：主桁節(jié)點采用焊接整體節(jié)點的形式，腹桿與上、下弦桿之間采用對接方式連接，不可避免地會產(chǎn)生二次彎矩；下弦桿不僅在節(jié)點處受力，而且在節(jié)間內(nèi)也受到荷載作用；節(jié)點、節(jié)間橫梁與主桁、橋面板相連，既有面內(nèi)(豎向)彎曲變形，又有面外(水平順橋向)彎曲變形；混凝土橋面板既有荷載引起的豎向彎曲變形，又有與主桁共同作用引起的縱向受拉變形。由于橋面板與主桁結(jié)合方式不同，也使得半結(jié)合、全結(jié)合2種體系的受力狀態(tài)有差異。為此，本文作者對客運專線上1座96 m跨度的下承式密布橫梁體系鋼桁-混凝土組合橋進行空間和平面有限元計算分析，設計制作了比例尺為1∶6的全橋模型，對其進行靜態(tài)試驗研究，以考察橋梁的位移和應力狀態(tài)，分析混凝土板不同結(jié)合方式對結(jié)構(gòu)受力的影響[6]，驗證計算方法的正確性。

1 模型試驗方法

1.1 結(jié)構(gòu)尺寸

模型設計遵循以下原則：模型與實橋幾何形狀相似，邊界約束相同；模型制作材料與實橋的制作材料相同，鋼構(gòu)件型號為Q345，混凝土型號為C50。因受市場供應限制，個別桿件的鋼板厚度與實橋相比不能完全相似，按最接近相似比的板厚取材；橫梁與混凝土橋面板的連接件采用直徑為10 mm的栓釘，并按照與實橋抗剪剛度相似的原則布置[7]。

實橋的主桁采用整體節(jié)點無豎桿三角形桁式，共8個節(jié)間，節(jié)間長為12.00 m，桁高為11.50 m，2片主桁中心相距15.00 m。在橋面系每個下弦桿節(jié)點處設置1片節(jié)點橫梁(大橫梁)，每個節(jié)間內(nèi)均勻布置4片節(jié)間橫梁(小橫梁)。除節(jié)間橫梁及跨中腹桿采用“工”字型截面外，其余桿件都采用箱型截面?；炷涟逶跇蛄褐行木€處厚度為36.10 cm，設雙向坡為2%，邊緣厚為30.00 cm。按比例尺1∶6，試驗模型總長為16.00 m，節(jié)間長為2.00 m，桁高為1.92 m，2片主桁中心距2.50 m。半結(jié)合模型的混凝土橋面板寬度為2.00 m，全結(jié)合模型的混凝土橋面板寬度為 2.34 m，板厚為5.00 cm。模型總體構(gòu)造見圖1。

1.2 試驗的3個階段

模型試驗分為3個階段進行：第1階段為純鋼模型試驗，在澆注混凝土板前對純鋼結(jié)構(gòu)進行試驗，以便考察混凝土板的影響，而這種結(jié)構(gòu)在實際橋梁中是不存在的；第2階段為半結(jié)合鋼-混組合結(jié)構(gòu)模型(簡稱半結(jié)合模型)試驗，在節(jié)點、節(jié)間橫梁上翼緣布置栓釘，澆注混凝土板，板兩側(cè)與下弦桿內(nèi)側(cè)腹板之間間距均為17.00 cm，待混凝土達到設計強度后進行試驗，見圖2；第3階段為全結(jié)合鋼-混組合結(jié)構(gòu)模型(簡稱全結(jié)合模型)試驗，在下弦桿內(nèi)側(cè)腹板的伸出肢上布置栓釘，將混凝土板邊鑿毛，清除塵土雜物后將板邊與下弦桿內(nèi)側(cè)腹板之間填滿混凝土，待混凝土達到設計強度后進行試驗。

圖1 模型總體構(gòu)造圖Fig.1 Geometry of model

1.3 試驗加載

實橋所受主力荷載包括一期恒載(自重)、二期恒載(混凝土道碴槽、道碴、軌道結(jié)構(gòu)和輔助結(jié)構(gòu)等)、高速鐵路的雙線“Z-K活載”。試驗中不考慮模型的自重，只考察二期恒載(D2)與活載作用下模型的變形和受力，主要有以下3個原因：

(1)下承式鋼桁結(jié)合梁橋由自重產(chǎn)生的應力與位移，與施工方法密切相關(guān)[8]。

(2)由應變、位移測試原理可知，模型在自重作用下的初始應變、位移無法測得，需用有限元計算得到。

(3)依據(jù)相似原理，當模型與實橋材料相同時，模型自重產(chǎn)生的應力為實橋的1/6，若使自重作用下兩者的應力狀態(tài)一致，試驗應補充模型橋面系的應力為自重的5倍。純鋼模型、半結(jié)合模型、全結(jié)合模型所需的補載不同，不利于對各模型的受力性能進行直觀對比。

試驗加載共5個工況，各工況對應的荷載組合見表1，其中，工況5為超載試驗。純鋼模型在工況1和2下進行試驗；對半結(jié)合模型在工況1～ 4下進行試驗；對全結(jié)合模型在工況1～5下進行試驗。

模型試驗采用千斤頂加載。將橋面荷載轉(zhuǎn)化為等效集中力的原則如下：總荷載相等；每根橫梁端部所受豎向剪力與橋面荷載作用時所受剪力基本相等；純鋼模型無橋面板，故在每根節(jié)點、節(jié)間橫梁上方布置2個加載點；在圖2所示的半結(jié)合、全結(jié)合模型的混凝土板上方沿線路中心線每個節(jié)間布置8個加載點，加載點位置見圖3。每節(jié)間共用1個千斤頂，千斤頂荷載P依次通過一、二、三級分配梁傳遞到加載點上。施加單線偏載時，依據(jù)杠桿原理，通過調(diào)整一級分配梁的位置來實現(xiàn)荷載分配。

表1 各工況荷載組合與千斤頂荷載PTable 1 Load combination and Jack load

2 有限元計算方法

采用大型有限元分析軟件對純鋼、半結(jié)合、全結(jié)合3個階段的模型試驗進行數(shù)值計算，主桁、橋面系鋼桿件采用空間梁單元模擬，混凝土板采用板單元模擬，主桁桿件在形心處交匯，節(jié)點采用剛接，考慮上平聯(lián)對上弦桿、橋面系對下弦桿的偏心[9-12]。

對橋梁進行初步設計時，平面計算方便、實用；因此，除空間有限元計算(簡稱空間法)外，還按照 2種平面方法進行計算：平面方法1(簡稱PF1)是將板桁組合結(jié)構(gòu)簡化為1個等效的平面剛架，該等效剛架的下弦桿由原剛架的下弦桿及混凝土橋面板組成。假設橫梁面外抗彎剛度無窮大，下弦桿的等效剛度由原下弦桿截面和混凝土橋面板截面構(gòu)成的組合截面計算得到，其余桿件與原主桁中的桿件等效。平面方法2(簡稱 PF2)是直接按照原單片主桁計算，忽略橋面板的作用。

圖2 混凝土板結(jié)合方式示意圖Fig.2 Composition forms of concrete slab

根據(jù)密布橫梁體系的傳力特點，平面計算中若只將橋面荷載施加到下弦桿節(jié)點上已不合適，而下弦桿在節(jié)間內(nèi)承受的荷載(節(jié)間橫梁的傳力)需空間有限元計算才能確定?？紤]到橋面系節(jié)點橫梁剛度大于節(jié)間橫梁剛度，且每節(jié)間4根小橫梁等距離布置，將橋面系作用在下弦桿上的荷載簡化為均布荷載，這樣，使得下弦桿在節(jié)間內(nèi)受力比實際受力大，偏于安全。

3 試驗結(jié)果與分析

各階段模型位移、應力主要結(jié)果見表 2。由表 2可見：空間法計算結(jié)果與模型實測結(jié)果基本吻合，說明采用空間法能夠較正確地反映模型的變形和受力狀態(tài)。通過對比下弦桿跨中豎向變形實測值可知：純鋼模型的變形超過半結(jié)合、全結(jié)合模型變形10%以上，主桁桿件的應力也遠大于其他模型的應力，說明混凝土板對橋梁整體剛度的貢獻很大，能夠在一定程度上減小主桁桿件的受力。由于純鋼模型在實際應用中不存在，故這里不討論該模型的試驗結(jié)果。

圖3 半結(jié)合和全結(jié)合模型加載點布置圖Fig.3 Loading positions of models

表2 位移和應力測試結(jié)果Table 2 Results of displacement and stress

對半結(jié)合模型與全結(jié)合模型試驗結(jié)果進行對比發(fā)現(xiàn)：橫梁的豎向變形、上弦桿和腹桿以及混凝土板的應力測試結(jié)果均較接近；下弦桿豎向變形前者比后者大，相差在10%以內(nèi)，半結(jié)合模型的下弦桿部分應力實測值比全結(jié)合模型的應力大20%以上。模型的主要構(gòu)件在工況 1作用時受力最大(工況 5的超載試驗除外)，因此，下面以工況1為主，分析模型的受力性能。

3.1 主桁位移和應力

圖4所示為工況1作用下主桁的豎向變形?？梢姡嚎臻g法結(jié)果與實測值較吻合，而PF1和PF2的豎向變形分別比模型實測值大10%和25%以上?？梢姡褐麒斓淖冃伟雌矫嬗嬎憧尚校诎踩?。

圖4 工況1主桁豎向變形Fig.4 Vertical displacement of main truss in case 1

在工況1作用下，全結(jié)合、半結(jié)合模型主桁應力實測值見表3。主桁桿件在每個測試截面布置了4個測點，分別位于上、下翼緣中點和兩側(cè)腹板的中點。由于截面對稱，4個測點的應力均值為該截面所受軸向應力，上、下翼緣中點的應力差為面內(nèi)彎曲應力，兩側(cè)腹板中點的應力差為面外彎曲應力。由實測結(jié)果可知：上弦桿、腹桿除受到軸力外，還有明顯的彎矩作用，該彎矩即為節(jié)點剛性等因素引起的二次彎矩，由二次彎矩引起的正應力為二次應力。采用近似算法[13]，主桁桿件的一次應力為軸向應力，二次應力為二次彎矩引起的彎曲應力，上弦桿、腹桿的一、二次應力可直接根據(jù)實測值求出，如：半結(jié)合模型上弦桿A7A7′的一次應力為-70.9 MPa，二次應力為-18.4 MPa，二次應力與一次應力之比為0.25；腹桿A1E0一次應力為-71.3 MPa，二次應力為-14.2 MPa，二次應力與一次應力之比為0.19?？梢姡舷覘U和腹桿都因為節(jié)點剛性產(chǎn)生了比較大的二次應力，且二次應力對上弦桿和腹桿受力不利。

下弦桿受到軸向拉力和較大的面內(nèi)彎矩作用，面外彎矩可忽略不計，應力在每節(jié)間中點附近達到最大。其面內(nèi)彎矩可分為2部分：一部分為節(jié)點附近產(chǎn)生的二次彎矩，另一部分為橋面荷載引起的彎矩。與基本尺寸相同的縱、橫梁橋面系相比，密布橫梁體系的下弦桿更粗壯，以確保足夠的截面積與抗彎剛度。

表3中還列出了平面法PF1和PF2的主桁應力結(jié)果。模型應力實測值普遍比PF2的實測值小，與PF1的實測值較接近。為便于對比分析，分別繪出空間法、平面法的下弦桿面內(nèi)彎曲應力和軸應力曲線，分別見圖5和圖6。

由圖5可見：下弦桿彎曲應力曲線在節(jié)點處發(fā)生突變，節(jié)點附近的下翼緣出現(xiàn)壓應力，其中，端節(jié)點處壓應力最大，絕對值達到了10 MPa以上。可見：在節(jié)點剛性影響下，下弦桿節(jié)點處產(chǎn)生了二次彎矩，該彎矩的方向與橋面荷載引起的下弦桿面內(nèi)彎矩方向相反。因此，對于下弦桿來說，節(jié)點剛性引起的二次應力是有利的。PF1和PF2下弦桿的彎曲應力稍大于空間法的計算應力，表明將橋面系作用在下弦桿上的荷載簡化為均布荷載是可行且偏于安全的。

圖6中，全結(jié)合模型下弦桿軸應力與PF1應力十分接近，半結(jié)合模型下弦桿軸應力大于PF1的應力，且約為PF2應力的一半。從平面計算方法可以看出：PF1是在假定橫梁不發(fā)生水平順橋向彎曲，混凝土橋面板截面完全參與主桁軸向受拉的基礎上進行計算的，PF2則假定混凝土橋面板不參與主桁作用，而事實上橫梁會在一定程度上發(fā)生水平彎曲，釋放橋面板的部分拉力，下弦桿的實際軸向拉應力應介于PF1與PF2的應力之間。橋面板與主桁結(jié)合程度越高，橋面板參與共同作用越多，下弦桿負擔越小，其軸應力越接近PF1的應力。圖6表明：全結(jié)合模型的橋面板基本參與了主桁的共同作用，半結(jié)合模型的橋面板則未完全參與。

葉梅新等[6]引入系數(shù)ξ，以衡量橋面板參與主桁共同作用的程度。對于既有橋梁，ξ可表示為橋面系承受軸力與總軸力之比，各模型的ξ表示如下：

表3 工況1主桁應力Table 3 Results of stress on main trusses 應力/MPa

其中：ξPF1，ξPF2，ξ半結(jié)合和ξ全結(jié)合分別表示 PF1，PF2，半結(jié)合和全結(jié)合模型的橋面板參與主桁共同受力程度；σPF1，σPF2，σ半結(jié)合和σ全結(jié)合分別表示 PF1，PF2，半結(jié)合和全結(jié)合模型的下弦桿軸應力；A橋面板和A下弦桿分別表示橋面板、下弦桿的橫截面面積。

半結(jié)合模型(或全結(jié)合模型)橋面板參與共同作用的有效面積A0為：

圖5 工況1下弦桿面內(nèi)彎曲應力計算結(jié)果Fig.5 In-plane bending stress of bottom chord in case 1

圖6 工況1下弦桿軸應力計算結(jié)果Fig.6 Axial stress of bottom chord in case 1

系數(shù)γ稱為橋面板的有效面積比。只需確定γ，就能夠按照平面模型較準確地計算出第一系統(tǒng)作用時下弦桿的實際受力[14-15]。系數(shù)ξ和γ與橋面板結(jié)合方式、橋梁跨度、節(jié)間長度、主桁中心距、橫梁剛度、下弦桿剛度、橋面板寬等因素有關(guān)，其通用公式的推導較復雜，有待進一步研究。

半結(jié)合、全結(jié)合模型各節(jié)間中點處的ξ和γ值見表 4?？梢姡喝Y(jié)合模型橋面板參與主桁共同作用的程度除端部節(jié)間稍小外，其余節(jié)間為55%左右，90%以上的橋面板截面積參與了共同作用；半結(jié)合模型的參與程度明顯小于全結(jié)合模型的參與程度，為42%～43%，橋面板有效截面積比為71%～72%。

3.2 橫梁位移和應力

節(jié)點橫梁和節(jié)間橫梁的豎向位移由2部分組成：一部分是下弦桿變形造成的橫梁兩端的豎向剛體位移；另一部分是橫梁本身的豎向變形。例如，工況 1半結(jié)合模型節(jié)點橫梁3兩端豎向位移為7.48 mm，跨中豎向位移為 7.88 mm，則跨中豎向變形應為(7.88-7.48)mm即0.40 mm。從圖7所示的工況1半結(jié)合模型橫梁位移實測值可以看出：除端橫梁的豎向變形稍小外，其余節(jié)點橫梁變形基本一致；節(jié)間小橫梁的豎向變形明顯大于節(jié)點橫梁的豎向變形，這是部分橋面荷載由小橫梁傳至下弦桿，且小橫梁截面抗彎剛度較小的緣故。

節(jié)點、節(jié)間橫梁在工況1作用下的應力見表5。節(jié)點橫梁靠近跨中側(cè)的腹板受拉，靠近橋頭側(cè)的腹板受壓，說明橫梁發(fā)生兩端向外的水平彎曲。在半結(jié)合模型中，節(jié)點橫梁1和2的1/4跨截面處面外彎曲應力分別達17.7 MPa和16.1 MPa，應力由端節(jié)點橫梁向跨中橫梁遞減。全結(jié)合模型各節(jié)點橫梁面外彎曲應力的變化趨勢與半結(jié)合模型的一致，但都比半結(jié)合模型的低。可見：橋面板直接與下弦桿結(jié)合的方式能夠在一定程度上減輕靠近橋頭的節(jié)點橫梁的負荷。但由于該橋跨度屬中等，且節(jié)點橫梁的面外抗彎剛度較大，面外彎曲應力與面內(nèi)彎矩應力相比較小，2種模型節(jié)點橫梁的最大應力都出現(xiàn)在節(jié)點橫梁2的下翼緣。

圖7 工況1半結(jié)合模型橫梁豎向位移實測值Fig.7 Vertical displacement of crossbeams on semi-composition model in case 1

表4 橋面板參與主桁共同作用程度及有效面積比Table 4 Degree of floor system taking part in combined actions and effective area ratio

表5 工況1節(jié)點和節(jié)間橫梁應力Table 5 Test results of stress on node crossbeams and internode crossbeams in case 1 應力/MPa

表6 工況1混凝土板上板面正應力Table 6 Test results of stress on concrete slab in case 1 正應力/MPa

節(jié)間橫梁的受力特點與節(jié)點橫梁的一致，主要受雙向彎曲作用，工況1端部節(jié)間的小橫梁面外彎曲應力超過10 MPa。由于小橫梁的截面抗彎剛度很小，雖然所受的面外彎矩、豎向剪力都遠比節(jié)點橫梁的小，其總體應力仍明顯大于節(jié)點橫梁應力，最大應力出現(xiàn)在位于端節(jié)間中部的小橫梁2和3上，相同節(jié)間內(nèi)的小橫梁1和4由于受到相鄰節(jié)點橫梁的影響，應力稍小。

3.3 混凝土板應力

表6所示為工況1混凝土板上板面正應力實測值，半結(jié)合模型與全結(jié)合模型的混凝土板應力分布規(guī)律一致?；炷辽习迕鏅M橋向受壓，順橋向整體受拉，并在豎向集中荷載作用下產(chǎn)生彎曲變形，相當于彈性支承上的連續(xù)板。加載點附近的順橋向壓應力較大，節(jié)點橫梁上方的混凝土板上板面順橋向拉應力較大，全結(jié)合模型實驗中節(jié)點橫梁4上方的順橋向拉應力實測值達到4.5 MPa。截面上正應力分布不均勻，減滯效應明顯。在全結(jié)合模型的超載試驗中(工況5)，當荷載達到二恒+1.5倍活載時，混凝土板上板面仍未發(fā)現(xiàn)肉眼可見的裂縫。

4 結(jié)論

(1)空間有限元分析結(jié)果與試驗結(jié)果較吻合。采用空間有限元分析法能夠較正確地反映模型的變形和受力狀態(tài)。

(2)主桁桿件受到比較大的二次應力，腹桿、上弦桿的二次應力與一次應力之比達0.19以上。下弦桿受到軸向拉力和較大的面內(nèi)彎矩作用，各節(jié)間最大應力出現(xiàn)在節(jié)間中點附近。

(3)節(jié)點橫梁為雙向彎曲桿件，其面外彎矩由跨中橫梁向橋頭橫梁逐漸增大，節(jié)點橫梁的最大應力出現(xiàn)在橫梁2的下翼緣。節(jié)間橫梁的應力明顯高于節(jié)點橫梁應力，各節(jié)間中部的小橫梁應力高于靠近主桁節(jié)點的小橫梁應力，最大應力出現(xiàn)在端節(jié)間小橫梁2和3處。

(4)混凝土上板面橫橋向受壓，順橋向整體受拉，并在豎向集中荷載作用下產(chǎn)生彎曲變形，相當于彈性支承上的連續(xù)板。

(5)全結(jié)合模型橋面板參與主桁共同作用的程度除端部節(jié)間稍小外，其余節(jié)間為55%左右，90%以上的橋面板截面參與了共同作用；半結(jié)合模型橋面板的參與程度明顯比全結(jié)合模型的小，為42%～43%，橋面板有效截面積比為71%～72%。

(6)混凝土橋面板與下弦桿結(jié)合的方式能夠增加橋面板參與主桁共同作用的程度，在一定程度上減少了橫梁尤其是橋頭橫梁的面外彎曲，減小下弦桿負荷，對其他桿件以及橋面板的受力影響很小。

(7)對下承式密布橫梁體系鋼-混組合橋梁進行初步設計時，主桁桿件的位移與內(nèi)力可按照1個等效平面剛架計算，其下弦桿的等效剛度由原下弦桿截面和混凝土橋面板截面組合而成；下弦桿所受橋面荷載可轉(zhuǎn)化為按均布荷載施加。

[1] 葉梅新, 秦紹清. 既有線路提速改造中下承式鋼桁結(jié)合橋的應用研究[J]. 鐵道科學與工程學報, 2004, 1(2): 69-74.YE Mei-xin, QIN Shao-qing. Study of through truss composite bridges in the speed-up reconstruction of lines under service[J].Journal of Railway Science and Engineering, 2004, 1(2): 69-74.

[2] 李鳳芹, 何偉, 楊欣然. 鋼桁結(jié)合梁橋面系結(jié)構(gòu)設計研究[J].鐵道勘測, 2007(S1): 20-23.LI Feng-qin, HE Wei, YANG Xin-ran. Research on structural design of steel truss combined bridge surface[J]. Railway Investigation and Surveying, 2007(S1): 20-23.

[3] 徐勇, 戴曉春. 高速鐵路96 m鋼桁梁橋面系結(jié)構(gòu)形式比較研究[J]. 鐵道勘察, 2007(S1): 24-27.XU Yong, DAI Xiao-chun. Research on comparison between tied structure patterns for 96 m steel truss bridge surface in high speed railway[J]. Railway Investigation and Surveying, 2007(S1):24-27.

[4] 彭嵐平, 徐升橋, 高靜青. 鋼桁梁有碴橋面結(jié)構(gòu)設計研究[J].鐵道勘察, 2007(S1): 14-19.PENG Lan-ping, XU Sheng-qiao, GAO Jing-qing. Research on structural design for ballast bridge surface of steel truss beam[J].Railway Investigation and Surveying, 2007(S1): 14-19.

[5] 高靜青. 雙線下承式鋼桁結(jié)合梁橋面系構(gòu)造研究[J]. 鐵道標準設計, 2005(5): 73-75.GAO Jing-qing. Deck system of double-track through steel truss girder and composite girder[J]. Railway Standard Design,2005(5): 73-75.

[6] 葉梅新, 陳佳. 下承式簡支鋼桁-混凝土組合橋的研究[R]. 長沙: 中南大學土木建筑學院, 2009.YE Mei-xin, CHEN Jia. Study on through simple-supported concrete -steel truss composite bridge[R]. Changsha: School of Civil and Architectural Engineering, Central South University,2009.

[7] 劉自明. 橋梁結(jié)構(gòu)模型試驗研究[J]. 橋梁建設, 1999, 12(4):1-7.LIU Zi-ming. Test study of bridge structure models[J]. Bridge Construction, 1999, 12(4): 1-7.

[8] 張曄芝. 下承式鋼桁半結(jié)合橋橋面系的受力狀態(tài)及改善方法[J]. 中國鐵道科學, 2008, 29(2): 53-58.ZHANG Ye-zhi. Mechanical state and improved method for the floor system of through steel truss semi-composite bridges[J].China Railway Science, 2008, 29(2): 53-58.

[9] 葉梅新, 江鋒. 蕪湖橋板桁組合結(jié)構(gòu)的研究[J]. 鐵道學報,2001, 23(5): 65-69.YE Mei-xin, JIANG Feng. Study on the concrete slab-steel truss composite structures for Wuhu Yangtze river bridge[J]. Journal of the China Railway Society, 2001, 23(5): 65-69.

[10] 何畏, 李喬. 板桁組合結(jié)構(gòu)體系受力特性及計算方法研究[J].中國鐵道科學, 2001, 22(5): 65-72.HE Wei, LI Qiao. Study on features of force bearing of plate and truss composite structure system and the calculation method[J].China Railway Science, 2001, 22(5): 65-72.

[11] 譚瑩, 田啟賢. 板桁組合結(jié)構(gòu)的受力特性及其空間分析方法[J]. 鐵道建筑, 2001(8): 2-5.TAN Ying, TIAN Qi-xian. Features of force bearing and method of spatial analysis of plate and truss composite structure[J].Railway Construction, 2001(8): 2-5.

[12] 陳玉驥, 葉梅新. 高速鐵路下承式板桁結(jié)合梁的受力分析[J].中南大學學報: 自然科學版, 2004, 35(5): 849-855.CHEN Yu-ji, YE Mei-xin. Force of through plate-truss composite beam on high-speed railway [J]. Journal of Central South University: Science and Technology, 2004, 35(5):849-855.

[13] 小西一郎. 鋼橋[M]. 韓毅, 譯. 北京: 中國鐵道出版社, 1982.Konishi K. Steel bridges [M]. HAN Yi, trans. Beijing: China Railway Press, 1982.

[14] 陳玉驥. 鋼桁梁橋面系第一體系縱向力分配情況[J]. 鐵道科學與工程學報, 2006, 3(5): 17-20.CHEN Yu-ji. Distribution of longitudinal forces of the first system on bridge deck in steel-truss beam[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2006, 3(5): 17-20.

[15] 朱海松, 江新元, 戚震華. 板桁梁作用分析[J]. 上海鐵道學院學報, 1993, 14(4): 15-22.ZHU Hai-song, JIANG Xin-yuan, QI Zhen-hua. Action analysis of plate and truss girder[J]. Journal of Shanghai Railway Institute,1993, 14(4): 15-22.