文章编号：1001-4632 (2020) 01-0040-10中国铁道科学 CHINA RAILWAY SCIENCE
January, 2020Vol. 41 No.l大跨度铁路钢桁梁斜拉桥带水平K撑桥面系传力特性施洲，黄荣，李思阳，杨仕力(西南交通大学土木工程学院，四川成都610031)摘要：在列车制动力等纵向力及竖向荷载作用下的空间变形均会导致钢桁梁桥面系存在复杂的纵向受力 和传力，针对大跨度铁路钢桁梁斜拉桥带水平K撑内密肋桥面系，基于解析公式推导、有限元仿真分析研究其
受力特性和桥面构件的纵向传力比。在此基础上，基于应力等效准则制作1 ：4的试验模型，进行最不利工况下
加载试验，研究该桥面系的实际受力和传力特性。结果表明：纵向传力解析式显示，K撑与横梁的纵向传力比 仅与结构参数相关，为0. 69-2. 76的定值，能传递40. 83%〜73. 40%的总纵向力，K撑面积、横梁外伸长度是
影响纵向传力比的主要参数；由全桥杆系有限元模型分析的内力结果计算的纵向传力占比介于61.09%~ 72.53%之间，由局部有限元模型分析的应力结果计算的纵向传力占比介于57. 45%〜86. 60%之间，试验模型实
测应力计算的纵向传力占比介于58.16%〜87. 95%之间，不同方法计算的纵向传力占比存在一定误差，其原因
主要源于理论简化、计算模拟及测试误差，但均能反映纵向传力比的基本范围。可见，K撑构件能够有效传递纵向力，降低横梁面外弯矩，改善桥面系结构受力。关键词：铁路；钢桁梁斜拉桥；桥面系；水平K撑; 传力特性；模型试验
中图分类号：U441. 4 文献标识码：Adoi： 10. 3969/j. issn. 1001-4632. 2020. 01. 06钢桁梁斜拉桥具有跨越能力强及整体刚度大等 优点，在高速铁路大跨度斜拉桥中应用广泛口切， 如中国的武汉天兴洲大桥、黄冈大桥、汲水门大
桥面系的共同作用，陈佳口口等提出桥面板与下弦
杆结合的方式，加强桥面系参与主桁的共同作用, 在一定程度上改善横梁尤其是桥端横梁的面外弯 曲。此外，张晔芝口刃认为采用预制混凝土桥面板
不设纵梁，通过湿接缝与横梁连接的施工方法可以
桥，日本的柜石岛桥、岩黑岛桥，丹麦的厄勒海峡
大桥、托马里大桥等B匕目前，大跨度钢桁梁斜
拉桥桥面结构的主要形式有纵横梁桥面系、密布横 梁桥面系和正交异性板桥面系。传统的纵横梁桥面
系，结构简单，传力途径明确，但在列车制动力等 纵向力以及竖向荷载作用下整体桁架的空间变形会
基本消除一期恒载作用下横梁的面外弯矩，如果对
预制板进行压重可进一步消除或减少二期恒载和活
载引起的横梁面外弯矩。上述学者都是针对纵向力
导致的横梁面外弯曲和下弦杆受力复杂等问题所提
带动桥面系纵向变形而引起横梁的面外弯曲受力， 并随跨度增大而增大，甚至导致横梁开裂等问
题冋。针对纵横梁桥面系的纵向传力问题，密布
出的解决措施。张扬口幻以京沪高铁上的1座带竖
向K撑腹杆的刚性梁柔性拱桥为工程背景，研究
其竖向K撑的横断面结构形式对桥面各构件受力
横梁桥面系取消了纵梁并在节间内设置多道节间横 的影响，结果表明带竖向K撑的横断面结构形式
显著改善了主桁竖杆的面外弯矩和桥面系构件的受 力状态。可见，众多的研究者已经认识到钢桁梁空
肋，横梁及横肋能够随主桁下弦同步变形。李小 珍冈等针对榕江特大桥，通过静载试验和有限元分
析，指出密布横梁桥面因不设纵梁，横梁的面外弯
间受力带来的桥面横梁或下弦的受力问题，并不断 尝试改进。为进一步改善高速铁路钢桁梁纵横梁桥 面系存在的横梁面外弯曲受力，贵广铁路北江特大
桥采用一种新型的带水平K撑内密肋桥面系，有 效引入密布横梁桥面系的优点并避免了主桁节间受
矩较小。张敏口°〕等以南京大胜关桥为例，通过空
间有限元计算和模型试验研究，指出密布横梁体系 通过节间横肋将桥面荷载传至下弦杆节间，导致下
弦杆的竖向弯曲及总体受力复杂。为了改善主桁与收稿日期：2018-10-20!修订日期：2019-09-16基金项目：中国铁路总公司科技开发计划重大项目(2017G006-A)第一作者：施洲(1979—),男，江苏滨海人，副教授，博士。E-mail： zshil979@swjtu.edu.cn第1期大跨度铁路钢桁梁斜拉桥带水平K撑桥面系传力特性41力。为揭示该桥面系的实际受力与传力特性，本文
开展了系统的理论分析及桥面系节段模型试验
应，主桁下弦杆主要承受拉压作用，增设的水平K 撑协助横梁传递边纵梁与主桁间的纵向力。因此,
研究。设置边纵梁的带水平K撑桥面系结构有效结合传 统纵横梁桥面系和密肋横梁桥面系的优点并避免两 者的缺点。1-2纵向传力比1带水平K撑内密肋桥面系传力
特性1-1带水平K撑内密肋桥面系概况贵广铁路北江特大桥是四线双塔钢桁梁斜拉
带水平K撑桥面系在主桁架的空间受力变形 过程中，桥面系结构与主桁节点同样存在纵向变形 差以及与之相应纵向力的传递。为分析带水平K 撑桥面系在纵桥向的传力特点及关键影响因素，将
桥，设计时速为250 km・h-\\主桥跨径布置为 (57. 5 + 109. 25+230+109. 25 + 57. 5) mo 桥面系
节间长度为H. 5 m,边跨5个节间，次边跨9. 5 个节间，中跨20个节间；边跨和次边跨靠近辅助 墩的4个节间采用混凝土桥面板，其余部分采用正 交异性钢桥面板。相比传统的纵横梁桥面系，北江
特大桥桥面系将纵梁外移至两侧靠近主桁位置，横 梁外伸出纵梁连接于主桁下弦节点，每2道横梁之
间设置3道横肋，与两侧边纵梁连接形成内部的密 肋横梁桥面系。在边纵梁与主桁架之间设置水平K
撑连接下弦节点与边纵梁一横肋节点，水平K撑 两侧斜杆构件均采用上下分离的T形截面，横梁
和横肋均采用工字型截面。水平K撑与其他构件 的连接布置如图1所示。下弦杆—— i- --------f側跖i—R
L横愕
Ll|il
|l|lil图1带水平K撑桥面系局部布置图类似于传统纵横梁桥面系和密布横梁桥面系的
竖向荷载传递路径“⑸，带水平K撑内密肋桥面 系的竖向荷载的传力路径主要有如下2条。路径
1：桥面板一横梁一主桁下弦节点。路径厶桥面
板一横肋一边纵梁一横梁、水平K撑一主桁下弦 节点。其竖向荷载沿横梁向主桁节点的传递方式与
传统的纵横梁桥面系相同，在边纵梁内的荷载传递
与密布横梁桥面系相同。通过增设边纵梁，使得桥
面板(钢桥面或混凝土桥面)、横肋只与边纵梁相 连，边纵梁支承于横梁，横梁外伸出边纵梁连接于
下弦杆节点，形成边纵梁以内的密肋横梁桥面系。 边纵梁直接承受桥面竖向荷载及其产生的弯矩效
K撑及其连接构件局部从原桥结构中分离岀来进
行受力分析，推导水平K撑纵向传力占比的理论 公式。由于边纵梁与其间的横梁、横肋，其上的混
凝土桥面板或正交异性钢桥面板共同构成局部密肋
横梁桥面系，整体刚度较大，因此可忽略其纵向变
形及转角而将整个局部密肋横梁桥面系视为刚性整
体；K撑构件采用上下分离的T形截面，其抗弯
及抗扭刚度相对较小，以传递轴力为主，假定其为
二力杆；横梁与主桁下弦结点连接处可在水平面内
产生微小转动，该端介于固结与較接之间，因此分 别按固结和較接2种情况分析；此外为简化计算, 还假定：①结构发生小变形；②忽略竖向变形的影
响。简化的结构纵向传力模式如图2所示。图中:
J和U分别为下弦杆与边纵梁之间横梁和K撑的 长度；△为钢桁梁空间受力而产生的桥面与主桁节
点的微小纵向水平位移差；0为K撑与边纵梁的鉴于△为小变形可忽略变形前后0的变化。取 K撑和横梁单独进行受力分析，根据K撑受力与
变形的关系可解得K撑轴力Nk的表达式为Nk = E△罗sflAk
(1)式中：A.为上下侧K撑的截面面积和；E为钢材
的弹性模量。当假定横梁连接的主桁节点不能转动，视为固
结时：横梁面外受弯作用包含剪力与弯矩，分别根
42中国铁道科学第41卷据主桁节点处转角为0,纵向位移为△的变形协调
关系可解得横梁纵向力Fc、面外弯矩M分别为边纵梁侧顶板或底板的两侧角点应力差W表示纵
向力作用引起的面外弯矩，固结、較接时其表达式
分别为Fc = （2）（3）M。=
式中：人为横梁抗弯惯性矩。Fc~Lc 人 2 2ycFCLC =警
（9 ）（10）令K撑与横梁传递纵向力的比值为a,则a =
式中：％为横梁面外中性轴到最外侧角点的距离。
_ 2cos®Vk _ AkLc cos^2
= 61 丄k /八（4）对于K撑，除自重外不承受竖向荷载，并主要传递轴力，可忽略竖向荷载对其受力的影响，上
式中：Nk为K撑轴力。下2个T形截面杆件顶板应力为当假定横梁连接的主桁节点能够自由转动，视
为铉接时：横梁面外受弯作用仅有剪力而无弯矩,
根据主桁节点处纵向位移为△的变形协调关系即
可解得w = 3矽 °c __lT(5)进一步可得K撑与横梁的纵向力比为°z _= 2cos6!NkFc _= 3IccosLk护(6)则K撑传递纵向力占总纵向力的纵向传力占
比公为伞=— 2cos65V2cosgNkk+F c =-
]
=- ^F1a （[、a式（4）和式（6）能够阐明纵向传力比的主要 影响因素及影响规律：在纵向传力中，K撑和横 梁的传力比与外荷载类型、量值等无关，主要与结
构的几何参数特性有关，当结构尺寸确定以后，K
撑与横梁的纵向传力比为一恒定值。适当增大K
撑的组合截面面积Ak或增加边纵梁至主桁节点之
间横梁长度Lc可以提升K撑构件的纵向传力比。 对比式⑷和⑹可知，当横梁在主桁节点处视
为较接时，K撑与横梁的纵向传力比是固结时的4
倍，即横梁与主桁节点較结时K撑传递效率更高。
而在实桥中，横梁与主桁连接节点应介于固结与较
结之间。若将式（4）和式（6）中的内力换算为应力，
即可通过有限元建模计算或试验测试横梁、K撑 构件应力计算纵向传力比。假定横梁固结时，根据内力平衡及变形协调关
系可推导边纵梁侧横梁的弯矩为庇乙一胚=警 （8）假定横梁較接时，可知边纵梁侧的横梁弯矩为
FCLCO为消除面内弯矩应力的影响，可通过靠近
顶板的距离;人为单K撑截面的抗弯惯性矩。已知Ni+N2=Nk,将以上表达式代入式⑷ 和式（6）中，得到横梁固结、較接时由横梁应力 计算的纵向传力比分别为as2cosgNk = 2cos6jy<；Lc (g + 西)(13)2cos6!Nk4cos创厶(6 +o~2)（F¥）Aac(14)2带水平K撑桥面系受力及传力2.1带水平K撑内密肋桥面整体受力特性为系统了解北江特大桥桥面系的受力特性，采 用MIDAS CIVIL建立全桥有限元模型，针对桥面 系各构件进行受力分析。计算结果表明，K撑构 件以轴向拉压受力为主，其弯矩、剪力均相对较 小。横梁与横肋以面内受弯为主，面外受弯为辅。 边纵梁以承受竖平面内弯矩为主，下弦杆以承受拉 压轴力为主。其中，主力+附加力工况（含列车制 动力）下横梁沿纵桥向的最大面外弯矩分布如图3 所示，K撑上下2个T形截面杆件沿纵桥向的最 大轴力分布如图4所示。图中仅给出了半跨结果, 其中纵桥向0 m处为跨中，纵桥向一224. 25 m处 为边跨辅助墩。由图3可知，横梁最大面外弯矩沿 桥纵向分布较为平缓，最大值为716. 78 kN • m, 第1期大跨度铁路钢桁梁斜拉桥带水平K撑桥面系传力特性43发生在边跨辅助墩处。由图4可见，上下2层K 撑杆件的轴力沿纵桥向近似呈对称分布，靠近辅助 横梁的受力传力状态。表1由内力计算的纵向传力比K撑 编号墩处的K撑两侧杆件轴力相差较大，而靠近主跨 侧的K撑轴力分布较为平缓。Fc/kN2Nk/kN传力比a传力占比軒/%解析值af 8曷•、)衆>^ By<0 _______________I____________I______I______-276 -230 -184 -138 -92 -46 0距桥梁跨中的距离/m图3横梁沿纵桥向最大面外弯矩分布2 o o 8OO 曷400o 養 /-400 -800-1 200距桥梁跨中的距离/m图4 K撑沿纵桥向最大轴力分布为分析带水平K撑桥面系纵向传力的特点, 以K撑受力最不利节段为例，提取K撑最不利轴 压工况下E4-E5节间内横梁和K撑构件的内力并 代入式（4）可计算K撑与横梁的纵向传力比。在 北江特大桥实际桥梁中，4 = 2X1.68X10\" = 3.36X10—2 m2, Ic = 5. 92 X IO-3 m4, Lc = 1. 435 m, Lk = 3. 281 m, cos0=O・9。将以上参数代入式（4）—式（7）中，可得 a — 0. 699 承= 40. 83%， / = 2・76,认= 73.40%。鉴于横梁与主桁连接节 点实际刚度介于固结与較结之间，因此K撑与横 梁的理论纵向传力比介于0・69〜2. 76之间，传递 40.83%〜73.40%的总纵向力，能有效降低横梁的 面外弯矩。由有限元内力计算得到K撑的纵向传 力比介于1・57〜2.64之间，传递61.09%〜 72.53%的总纵向力，均处于解析值的范围内，更 接近杆件固结的解析结果，见表1,说明有限元计 算传力比与理论推导值总体相符良好。K撑两侧 杆件的轴力值大致相等，一侧受拉一侧受压，纵向 传力比也非定值，其主要原因在于不同工况荷载作 用下主桁架复杂的空间变形及桁架腹杆传力均会影 响桥面系纵向传力，进而影响不同节点处K撑和 E4-LE4-R-489. 5-1 389.42.5571. 830. 69〜2. 761 359.82. 5071. 430. 69〜2. 76E5-L 9-1 280. 12. 6472.530. 69〜2. 76E5-R—436.1 233. 22. 5471. 750. 69〜2. 76E4'-L-1 363. 11.8264. 540. 69〜2. 76E4Z-R674.51 357.31.8164. 410. 69〜2. 76E5Z-L-1 227.261. 830. 69〜2. 76E5Z-R682.21.621 191.81.5761. 090. 69〜2. 762.2带水平K撑内密肋桥面局部受力特性为进一步了解带水平K撑桥面系各构件的受 力特性，根据全桥有限元计算结果，选取K撑受 力最不利的E2〜E6这5个节间为研究对象，采用 ANSYS有限元软件建立空间壳单元模型，在模型 主桁下弦两端简支并在边界杆件施加等效杆件力, 分析各类构件的受力与传力特点，节段有限元模型 如图5所示。图5原桥节段有限元模型板壳有限元分析结果显示，在最不利轴压工况 作用下，桥面系各构件的应力分布较为均匀。其中 E4-E5节间内横梁、横肋底板两侧角点的最大正应 力分别为78.12和48.06 MPa,横梁的应力水平明 显高于横肋；顶底板两侧角点应力差值较小，最大 为20.0MP3,表明横梁和横肋的面外弯曲均较小, 横梁承担大部分的桥面竖向荷载，其中横梁底板两 侧角点沿轴向的应力分布如图6所示。图中：横坐 标原点为桥梁中心线。K撑两侧杆件呈对称分布, 一侧受拉，一侧受压，这主要是由于水平错动力的 作用。K撑顶板最大、最小正应力分别为59. 27和 -96.69 MPaoE4节点两侧K撑顶板沿杆件长度方向的应力 分布如图7所示。图中：横坐标原点为K撑靠近44中国铁道科学第41卷边纵梁一侧，L和R分别代表节点两侧的K撑 杆件。3带水平K撑内密肋桥面系节段模 型试验3.1节段模型构造为了验证带水平K撑内密肋桥面结构的实际 受力与传力特性，开展室内桥面模型试验研究。考 虑到试验目的、模型制作、运输条件及试验场地等 因素后，选取主桥K撑受力最不利的E4-E5节间 为研究对象，以1 ： 4比例尺制作模型。基于有限 图6横梁底板沿轴向的应力分布曲线图7 K撑顶板沿轴向的应力分布曲线将E4-E5节间处横梁和K撑构件的应力结果 及几何参数代入式(12)和式(13)计算得到的纵 向传力比见表2。由表2可见，K撑最不利轴压工 况下，由有限元应力结果计算的纵向传力比在 1. 35〜6・46之间，传递57. 45%〜86・60%的总纵 向力，受压侧杆件略大于受拉侧杆件，部分构件纵 向传力比大于0・69〜2・76 (对应传力占比为 40.83%〜73.40%)的解析值。这是由于计算应力 结果受单元划分、局部应力效应等因素影响更为显 著，进而导致计算的传力比与解析值相比偏差相对 更大。表2由理论应力计算的纵向传力比K撑A(7c/MPa6/MPa(72/MPaaaE4-L82-85.56—52. 822. 895. 78E4-R19. 67. 7040. 242. 254. 50E5-L15-51.56-25. 462. 865. 72E5-R11. 37. 1012. 521.843. 68E4'-L-78. 863. 23E4'-R18. 98-69. 266. 4630. 155& 501. 933. 86E5'-L—21. 30— 44. 842. 424. 84E5'-R11.2910. 7326. 001. 352. 70元分析结果以应力等效为准则，并考虑试验加载便 捷性、用钢量等多方面因素，优化比选并设计与原 桥等效良好的双K撑试验模型，如图8所示。试 验模型的主要尺寸均取实际结构的1/4,长6.52 m,高0. 605 m，模型材料选取与原桥相同的 Q370qD 钢材。图8双K撑桥面试验模型3.2试验加载方案试验中，模型在下弦杆4个节点处简支约束。 试验加载中，根据全桥荷载组合计算分析结果，选 取恒载、K撑最不利轴压和K撑最不利轴拉3个 工况等效加载及超载加载。试验模型的纵向力通过 3组6个支撑于临时台座后的千斤顶配合钢绞线施 加于模型的下弦杆及纵梁上；竖向荷载则通过3组 竖向千斤顶对混凝土板施加竖向力来实现，加载情 况如图9所示，试验现场布置如图10所示。各工 况均进行预加载，以消除结构的非弹性变形，正式 加载采用0. 2倍的设计荷载对模型进行分级加载, 3个工况分别以0・4, 0.6, 0.8, 0・9和1・0倍设计千斤顶千斤顶-反力墙千斤顶千斤顶图9模型加载示意图第1期大跨度铁路钢桁梁斜拉桥带水平K撑桥面系传力特性45况等效荷载加载。在3个工况加载过程中结构均未 发生明显破坏，卸载后能够快速回零，残余应变和 变形较小。遂以最不利轴压工况为主进行试验结果 分析。4. 1变形结果在最不利轴压工况作用下，结构竖向挠度最大 实测值为0. 9 mm, K撑两端相对水平位移最大实 图10试验现场布置图测值为0. 4 mm,均在结构变形允许范围内；测点 的竖向挠度和水平位移均随加载级数的增加而近似 荷载进行加载和卸载，之后进行超载工况的加载, 呈线性增长，表明结构仍处于线弹性状态。最不利 其中最大轴压超载加载至2・2倍设计荷载。各级荷 载均持荷5 min,达到最大加载力后进行分级卸 载，每个工况循环加载2次。采集各测点的应变测 试数据，测量各工况下的结构位移。3.3试验模型测点布置试验中测试如下内容：K撑、横梁等主要构 件的应变，下弦杆及桥面的挠度，以及下弦杆与边 纵梁的水平位移。根据仿真分析结果，在K撑、 横梁等构件上沿长度方向和高度方向布置测点，以 了解结构响应与测点位置之间的关系。边纵梁、下 弦杆以及横梁、横肋的测点截面均为沿轴向对称布 置，边纵梁沿轴向选取7个控制截面，与横梁连接 处两侧截面测点布置相同；下弦杆沿轴向选取5个 控制截面，各截面测点布置相同；横梁和横肋沿轴 向选取3个控制截面，靠近边纵梁的两侧截面测点 布置相同；K撑沿轴向选取3个控制截面。主要构 件的部分截面测点布置如图11所示。竖向挠度测 点共7个，分别位于下弦杆节点处，横梁中点以及 中间横肋的中点；水平位移测点共4个，分别位于 下弦杆和边纵梁同侧的节点处，以便测量两构件的 相对位移。图11模型构件测点布置图4带水平K撑内密肋桥面系节段模 型试验结果与理论分析试验过程中，最大加载为2. 2倍最不利轴压工轴压工况作用下E4和E5节点处横梁的几何位移 随加载级数的变化规律如图12所示。从图中理论 值与实测值的对比可知，理论分析与实测结果相符 良好，随加载级数的变化趋势基本一致。具体变形 量值与理论值存在一定的差异，其主要原因在于几 何位移量值较小，测量误差放大了两者的微小 差异。加载级数(a)竖向图12最不利轴压工况作用下荷载一位移曲线4. 2应力结果随加载级数的增加，结构各构件的应力近似呈 线性增加，结构处于线弹性工作状态；在最不利轴 压工况作用下，K撑的应力水平明显高于其他构 件，最大实测应力值为一194.85 MPa,表明各构46中国铁道科学第41卷件的应力均低于材料的设计强度。其中E4节点处 置测点的截面位置。横梁和横肋以及结构一侧的K撑和边纵梁在最不 利轴压工况作用下的实测与理论荷载一应力曲线如 图13所示。由图13可知，横梁和横肋的应力随加 载级数从0. 4倍增加至2. 2倍均呈现较好的线性关 系；边纵梁和K撑的应力在0.4倍至2.0倍之间 同样呈线性增长，而在2.0倍至2.2倍时，K撑应 力呈现一定的非线性增长趋势。从图中理论值与实 测值的对比可知，除K撑误差稍大外，其他构件 的理论值与实测值相符良好，应力随加载级数增加 的发展趋势基本相同；除去因应力水平较低而导致 相对误差较大的个别测点外，二者的相对误差基本 在10%以内。为研究桥面系的纵向传力特性，分析K撑、 横梁等构件的应力分布规律。最不利轴压工况下 (1.0倍荷载)节点E4和E4'处K撑两侧杆件的应 力实测值与理论值见表3。Ti和T2为K撑杆件顶 板沿轴向测点，其中Ti位于下弦杆侧，T2位于杆 件中部；Wi和W2为腹板上沿高度方向布置的两 测点，Wi为靠近顶板一侧。1・0倍轴压工况下K 撑构件和E4节点处横梁沿构件轴向的实测应力分 布曲线如图14所示，其中E1-E3为K撑沿轴向 (b) K撑与边纵梁布置测点的截面位置，D1-D3为横梁沿横桥向布图13最不利轴压工况下典型截面测点的荷载一应力曲线表3 K撑不同测点应力实测值和解析值Ti T2 实测/解析1. 091. 071. 101. 06Wi 实测/解析W2实测/ 解析编号E4-L解析值/MPa实测值/MPa-100. 91解析值/MPa实测值/MPa—106. 23解析值/MPa实测值/MPa-26. 7522. 67解析值/MPa实测值/MPa实测/解析1. 091. 101. 09-92. 38-97.291. 09— 24. 2220. 751. 1016. 0117.51E4-RE4'-L52. 71-75. 5056. 22—83. 2656. 10-84. 2456.6659. 60-88. 991.061.061.071. 091. 08-9. 41—10. 33—33. 24-36. 0420. 2202-17. 4219. 66-18. 95E4'-R56. 2759. 8460. 76431. 101. 09由表3和图14 (a)可知：K撑实测应力结果 与板壳单元有限元模型计算值相符良好；K撑一 侧杆件顶板为拉应力，另一侧为压应力，顶板应力 大值为44. 09 MPa,在同一截面高度两角点的实测 应力值存在一定的偏差，最大为7. 16 MPa,说明 横梁也存在一定的面外弯矩。4.3纵向传力比在桥面试验模型实测应力的基础上，可进一步 幅值沿J至T2截面方向稍有增大，而同一截面 顶板两角点应力水平相差不大。表明K撑纵向变 形较小，即面外弯矩较小。K撑腹板应力结果与 顶板应力异号，但其量值显著小于顶板应力值，说 明试验过程中K撑构件主要通过顶板传递轴力， 分析桥面系各构件的纵向传力特点，根据试验模型 K撑、横梁等构件在1・0倍轴压工况下的实测应力 结果，结合试验模型的各构件尺寸参数：Ak = 但也存在比理论计算结果更大的弯矩作用，其主要 原因在于K撑顶板之上加垫板与边纵梁顶底板螺 栓连接产生的偏心传力导致显著附加弯矩作用。图 2.1X10T 廿，Ic = 2. 31 X 10-5 m4, Lc = 0. 353 m, Lk = 0.821 m, cos0=0・9，yc = 0. 12 m9 y = 0. 2 m, 3；k = 0. Oil m, h = 2. 17 X IO-7 m4,由式 (7)可计算出试验模型K撑与横梁的纵向传力比, 14 (b)显示横梁以承受正弯矩作用为主，顶板受 压底板受拉，底板拉应力水平高于顶板压应力，最 并进一步根据公式(6)计算K撑纵向传力比。由 第1期大跨度铁路钢桁梁斜拉桥带水平K撑桥面系传力特性47试验模型实测应力计算的纵向传力比、传力占比结 果见表4。80计算内力的纵向传力比结果1・57〜2. 64 （对应传 力占比为40. 83%〜73.40%）,与计算应力对应的 纵向传力比结果1・35〜6.46 （对应传力占比为 57.45%〜86.60%）相近。试验加载力及测试应力 400—■— L-顶板角点1—L-顶板角点27— L-腹板角点1T— L-腹粧角点2—•— R-顶板角点1~°- R-顶板角点2T— R-腹板角点1T一 R一腹板角点2误差进一步放大了传力比的范围。尽管理论解析简 化分析、杆系有限元模型计算的内力结果、节段板 壳有限元模型计算的应力结果以及实测应力结果都 -40存在一定的误差，但计算得到的纵向传力比均处于 相近的范围内，表明K撑构件能够有效传递纵向 -80力，降低横梁面外弯矩，改善桥面系结构受力。El E2 测点截面位置（a） K撑E35结论（1） 带水平K撑桥面系的纵向传力特性解析 式显示，K撑与横梁的纵向传力比与外荷载类型、 量值无关，仅与结构参数相关，为介于0・69〜 2. 76间的定值，能传递40.83%〜73.40%的总纵 向力；K撑的截面面积Ak、边纵梁至主桁节点之 间横梁长度Lc增大可显著提高纵向传力比。（2） 有限元分析的最不利K撑轴压工况下, 测点截面位置（b）横梁由杆系模型内力结果计算的纵向传力占比介于 61.09%〜72.53%之间，均处于解析值的范围内; 图14 K撑和横梁沿构件轴向的实测应力分布曲线由局部有限元模型应力结果计算的纵向传力占比介 于57.45%〜86.60%之间，受压侧杆件大于受拉 表4 K撑实测应力纵向传力比及传力占比K撑编号E4-Las侧杆件，部分构件的计算结果大于解析值。（3） 带水平K撑桥面模型试验测点荷载一应 軒/%76. 6173. 2674. 2362. 12a sf#k/%3. 282. 742. 881. 646.555. 485. 763. 287. 3086. 75E4-RE5-L84.5785.21力/位移曲线基本呈线性关系，并与计算值吻合良 好；由试验模型实测应力计算得到的纵向传力比介 于1. 39〜7. 30之间，传递了 58. 16%〜87. 95%的 E5-RE4'-L76. 6487. 953. 653. 107& 4975.61E4'-RE5'-L6. 205. 0686.1183. 50纵向力，大于解析传力比及计算内力的纵向传力 比，与计算应力的纵向传力比结果相近。（4） 解析简化、杆系有限元模拟简化、板壳有 2. 531.3971. 675& 16E5'-R2. 7873. 54限元分析中局部应力差异、实测应力误差是纵向传 由表4可知，试验模型实测应力结果计算得到 力比出现偏差的主要原因，但四者均反映了纵向传 力比的基本范围，即理论与试验研究均表明，带水 的K撑与横梁的纵向传力比介于1. 39〜7・30之 间，传递了 58・16%〜87.95%的纵向力。实测应 力计算的纵向传力比大于解析解的传力比范围 0. 69〜2・76 （对应传力占比为40. 83%〜73・40%）、 参 考平K撑内密肋桥面系的K撑构件能够有效传递纵 向力，降低横梁面外弯矩，改善桥面系结构受力。文 献[1 ] HU N, DAI G L, YAN B, et al. 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Chengdu Sichuan 610031, China)Abstract: The spatial deformation under the action of the longitudinal force such as train braking force and the vertical load will lead to the complex longitudinal force and transmission of the floor system with steel truss girder. For the internal multi-ribbed floor system with horizontal K-struts of long-span railway cable- stayed bridge with steel truss ? the mechanical characteristics of the floor system and longitudinal force transfer ratios of bridge deck members were analyzed through analytical formula derivation and finite element simulation analysis・ On this basis, a test model with a scale o£ 1 ! 4 was designed according to the criterion of stress equivalence, and the loading tests under the most unfavorable conditions were carried out to study the actual mechanical and force transfer characteristics of the floor system. The analytical expres sion of longitudinal force transfer shows that the longitudinal force transfer ratio of K-struts to crossbeams is only related to the structural parameters, which is a constant value of 0・ 69 〜2. 76, and can transfer 40. 83% to 73・ 40% of the total longitudinal force・ The main parameters affecting the longitudinal force transfer ratio are the area of K-struts and the extension length of beam・ The longitudinal force transfer ratio calculated from the internal force results of the finite element model analysis of the whole bridge member system is between 61. 09% and 72. 53%, and that calculated from the stress results of the local finite element model is between 57. 45% and 86. 60%, and that calculated from the measured stress of the test model is between 5& 16% and 87. 95%・ There are some errors in the longitudinal force transfer ratios calculated by different methods, which are mainly due to the theoretical simplification, calculation simula tion and test errors 9 but all o£ them can reflect the basic scope of the longitudinal force transfer ratio・ It can be seen that K-struts can effectively transfer the longitudinal force, reduce the out of plane bending moment of the crossbeam and improve the stress o£ the floor system structure.Key words： Railway； Cable-stayed bridge with steel truss； Floor system； Horizontal K-struts； Force transfer characteristics ； Model test（责任编辑吴彬） 因篇幅问题不能全部显示，请点此查看更多更全内容