负弯矩作用下钢
提高负弯矩区的截面强度、刚度和混凝土顶板的抗裂能力一直是连续组合梁桥的关键技术问题。相较于传统单面组合连续梁中支座处的上混凝土板易开裂，起源于20世纪80年代的钢-混凝土双面组合梁(DCB)[1-2]，在负弯矩区设置下翼缘混凝土板在很大程度上分担了钢梁所受的压力，提高了梁截面的刚度和承载能力[3-9]。但是，连续双面组合梁在负弯矩区混凝土顶板仍会受拉开裂[10-11]，工程上通常在负弯矩区施加预应力以控制裂缝的扩展[12-13]，这使得施工工序和成本增加、结构延性变差。因此，如何构造负弯矩区的组合截面、控制混凝土顶板的开裂成为保障结构安全和提高结构耐久性的重中之重[14]。
文献[15]研究表明：相对于完全剪力连接的设计，适当减弱钢梁与混凝土板的连接作用，即改变剪力连接件的布置方式，在一定范围内不设置连接件，可以提高混凝土顶板的开裂弯矩，裂缝宽度减小约40%。但是，这一研究对象为普通组合梁，而且在不布置连接件的区段可能会发生竖向掀起作用，影响结构的正常使用。
聂建国等[16]提出了一种抗拔不抗剪连接件，此连接件可实现混凝土顶板的拉应力释放，并保证混凝土顶板在负弯矩区实现自由滑移，但保留抗拔作用使混凝土顶板与钢梁竖向变形保持一致。在应用抗拔不抗剪连接件基础上，段树金等[17]提出了钢-混凝土组合与叠合梁结构(CLB)，其混凝土顶板与钢梁上翼缘使用抗拔不抗剪连接件连接形成叠合界面；钢梁下翼缘与混凝土底板用抗剪连接件连接形成组合界面，可用于连续梁桥的负弯矩区。文献[18]分析了这种结构的截面刚度和叠合面滑移。为进一步分析这种结构的受力性能，本文对二根简支CLB和一根简支DCB模型进行了反向加载试验，并对其静力性能进行探讨。
在凡尔赛的法国国家农业研究所（INRA）的农学家玛丽-海伦·杰弗罗伊（Marie-Helene Jeuffroy）说道，混合种植法“正在变得非常流行”。法国全境3%到5%的油菜田都采用了豆类作物间种法。根据法国油菜生产商联合会7月份的一项承诺，到2030年，这一比例可将增至30%。
CLB保留传统连接件的抗拔作用并取消其抗剪作用，使混凝土顶板与钢梁的叠合界面在不发生分离的条件下产生自由滑动效应，释放混凝土板拉应力、降低混凝土板开裂风险，体现了传统以“抗”为主的抗裂理念向“抗放结合”新理念的转变。
1 负弯矩作用下CLB截面刚度和极限承载能力
CLB和DCB的截面构造分别见图1(a)和图1(b)，不同之处在于CLB中的混凝土顶板与钢梁上翼缘用抗拔不抗剪连接件连接，形成叠合界面，以此为界分为上、下层梁，分别用“1”和“2”表示；而DCB中的混凝土顶板与钢梁上翼缘用抗剪连接件连接，形成组合界面，其截面计算参见文献[8]。下面给出图1(a)所示CLB截面在承受负弯矩时的抗弯刚度和极限弯矩的计算方法。
秀容月明不是很清楚自己出来要干什么，脚下也就随意走。迎面走来数百人，有推车的，有骑驴的，大人叫，小孩哭，一个打灯笼的被什么绊了一下，跌倒了，后面的人避让不及，踩中了他，他就大骂起来。
图1 CLB和DCB的截面构造
1.1 基本假定
为简化计算，假定[18]：①混凝土和钢材为均匀、连续、各向同性材料；②不考虑上下层梁间的竖向掀起作用，上下层梁弯曲曲率相同并分别符合平截面假定；③混凝土底板与钢梁下翼缘为完全抗剪连接，界面无滑移；④上下层梁间的叠合界面受拉时产生自由滑移，不考虑叠合界面的自然黏结力：受挤压作用时为界面接触滑移问题，其摩擦抵抗与叠合界面以上作用的正压力成正比；⑤不考虑混凝土与钢筋之间的滑移及开裂混凝土的抗拉强度。
1.2 截面刚度
CLB截面见图2。CLB截面处于线弹性状态，按换算截面得到上下层梁的截面惯性矩。
图2 CLB截面及应变分布
上层梁的惯性矩为
这两点，在我后来的导演阐述里明确地告诉大家了。有了这两点作为艺术原则，我们就开始进入艺术创作了，从文本的切磋、修改，到声腔、音乐、舞美、灯光、服装以及演员的表演等各方面，都统一在这两个艺术原则的要求之下去进入再创造。
(1)
式中：I1为上层梁考虑混凝土抗拉强度和受拉钢筋作用、绕其形心轴的惯性矩；hc为混凝土顶板的高度；bc为混凝土顶板的宽度；a为板内钢筋的保护层厚度；d为受拉钢筋直径；be为受拉钢筋的等效宽度，
其中，Ar为板中受拉钢筋的面积；αE为钢材和混凝土的弹性模量比值。
下层梁的惯性矩为
2As(ys-x)2
(2)
式中：I2为下层梁的换算截面惯性矩；Is为单根钢梁绕其形心轴的惯性矩；hs为下层梁高度；As为单根钢梁截面面积；ys为钢梁截面形心轴至梁底的距离；x为下层梁截面中性轴至梁底的高度；hc2为混凝土底板的高度；bc2为混凝土底板的宽度；tf2为钢梁下翼缘厚度。
钢-混凝土组合与叠合梁的抗弯刚度包含三部分，即上层梁的刚度、下层梁的刚度和叠合界面由于挤压摩擦而产生的附加刚度。CLB的刚度为
B=EcI1+EsI2+Kf
(3)
式中：B为CLB的刚度；Kf为由于挤压摩擦而产生的叠合面连接刚度；Ec为混凝土的弹性模量；Es为钢的弹性模量。
由文献[16]可知，均布荷载作用下，叠合界面存在挤压，因此附加刚度Kf为
(4)
式中：dcs为钢筋混凝土顶板中性轴到钢梁中性轴之间的距离；
为钢筋混凝土顶板换算截面面积。
CLB在负弯矩作用下，叠合界面不存在挤压，因此摩擦刚度Kf为零。
1.3 组合与叠合截面正截面抗力分析
所采用截面的钢梁板件均满足宽厚比的要求，即不会产生局部屈曲，形成密实截面组合梁。
正截面抗力分析包括开裂弯矩、弹性极限弯矩和塑性极限弯矩的分析。
1.3.1 开裂弯矩的计算
2.文本主句中用了哪些话题(topics of all main clauses)？这些话题是通过什么方式给有机地链接到一起的？
依据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[19]，对于钢筋混凝土板，开裂弯矩Mcr为
Mcr=γmW0ft
(5)
式中：γm为截面抵抗矩塑性影响系数,对矩形钢筋混凝土板取值1.55；W0为受拉边缘的截面抵抗拒，W0=2I1/hc；ft为混凝土轴心抗拉强度。
CLB中，上下层梁分别承担的荷载通过刚度比进行分配。基于换算截面法，上层梁的荷载分配系数m为
(6)
1.3.2 弹性极限弯矩计算
在外荷载作用下，CLB中性轴2的位置一般位于钢梁腹板内，见图3。
沈阳市是辽宁省的省会，它既是一个集经济、文化、政治、交通、旅游于一体闻名遐迩的历史文化古城，又是一个工业重镇。沈阳市位于辽宁省辽河平原中部，地处东经 122°25＇9＂-123°48＇24＂ 之间，北纬 41°11＇51＂-43°2＇13＂ 之间，全市总面积逾 12948 平方公里，现辖九大区，为沈北新区、于洪区、皇姑区、大东区、沈河区、东陵区、和平区、铁西区、苏家屯区，市区面积3495.4平方公里，常住人口约800多万人。地貌类型多样，以平原为主，山地、丘陵多集中在东南部。
图3 CLB截面及应变和应力分布
组合与叠合截面的弹性极限弯矩为上层梁与下层梁的弹性极限弯矩之和。其中，上层梁的弹性极限弯矩M1e为
(7)
式中：fr为受拉钢筋的屈服强度；fc为混凝土轴心抗压强度。
下层梁的弹性极限弯矩分两种情况考虑：
本案例实验采用基于Node.js 的Express 框架实现RESTful API 服务器，自定义users 和events 两个资源项，其下各具有多个实例对象，访问控制规则ACL 作为中间件，取app 为express 的实例，利用app.use()引入该中间件[5]，按以下步骤验证角色权限：①验证JWT 签名是否有效，无效则返回默认401 状态，有效则进行下一步；②读取ACL 规则，得到JWT 中携带的角色在规则中所限定的权限；③判断该用户访问API 的权限是否符合规则。
随着通信技术的发展,常见的无线通信技术及其性能参数如表1所示,车辆检测系统对无线通信方式的性能要求体现在两个方面:传输速率和传输距离[8]。对比不同的无线通信方式可知WIFI技术在传输速度和通信距离面存在明显的优势,故本文采用无线WIFI通信方式搭建无线传感网络。
(1)钢梁上翼缘拉应力达到屈服强度fy时，弹性极限弯矩M2e1为
(8)
式中：fy为钢梁的屈服强度。
调结构、促优化、降成本、拓市场，争创综合效益最大化。近5年，兰州石化全力抓好资源、产品结构、加工路线、工艺操作和产供销“五个优化”，持续开展“十条龙”攻关和“全员发动、开源节流、挖潜增效、比作贡献”活动，推动炼化结构由燃料型为主向材料型为主转变，先后完成汽油加氢、柴油加氢、烃重组等重点工程项目，实现了汽柴油国Ⅲ、国Ⅳ、国Ⅴ质量升级“三级跳”。今年9月，国Ⅵ油品投放市场，比国家规定时间提前了4个月，满足了西北、西南市场对绿色清洁油品的需求。
(2)混凝土底板压应力达到混凝土单轴抗压强度fc时，弹性极限弯矩M2e2为
(9)
下层梁的弹性极限弯矩M2e取min(M2e1，M2e2)。组合与叠合截面的弹性极限弯矩为Me=M1e+M2e。
三根试验梁净跨均为3 m，CLB1、CLB2的混凝土顶板与钢梁用抗拔不抗剪连接件连接，钢梁与混凝土底板用抗剪连接件连接；DCB1按照完全抗剪连接进行设计。
塑性极限状态下的计算图形见图4。由受力平衡条件，可得上层梁塑性极限弯矩M1u为
(10)
式中：a1为受压混凝土矩形应力图的应力与混凝土抗压强度的比值；xc为上层梁受压混凝土的厚度。
根据合力等效原则，下层梁塑性极限弯矩M2u为钢梁的极限弯矩Ms与混凝土底板产生的附加弯矩M′之和，即
M2u=Ms+M′
(11)
CLB的中和轴2一般位于钢梁腹板内，即
Ms=Wxfy
(12)
(13)
式中：Wx为钢梁抗弯截面系数；xs为中和轴2距底边的距离；yw为钢梁形心轴到中和轴2的距离。
综上，冠心病患者行经皮冠状动脉介入治疗后，多种危险因素会对患者预后情况产生影响，增加不良心血管事件发生率，临床治疗期间，应加强对患者各种危险因素的控制，减轻危险因素的影响，并在患者出院后通过规律随访等方式实现有效控制，促进患者预后改善，提高其生存质量。
组合与叠合截面的塑性极限弯矩为Mu=M1u+M2u。
图4 CLB截面及计算应力图形
2 组合与叠合箱梁模型试验研究
2.1 试件设计与试件参数
本次试验通过对简支组合梁跨中反向加载来模拟负弯矩区的受力状态。试验设计了二根简支CLB和一根简支DCB，试件编号分别为CLB1、CLB2和DCB1。试验组合梁的钢主梁采用箱型截面，其截面形式及尺寸见图5。
凡系统都有其所处周边环境，凡动态系统都有其内在的变化动力，因此溃坝系统的全部，还要包括溃坝动力、溃坝环境和溃坝演变发展动态全过程（包括溃前、溃中与溃后三阶段）。从系统各组成元素之间联系可以看出，各组成元素之间在不同的时空环境存在大量的组织权衡协调问题，要使其有机配合联动取得相对最佳效果，全部要靠溃坝应急指挥机构来完成。
我国历史文化源远流长，进入战国时期以后，深受以孔孟为代表的“儒家”思想文化的影响。[1]随着全球经济一体化进程的不断加快，我国与西方国家的联系也日益密切，尤其是文化交流日益频繁。而就西方文化来说，深受资本主义影响，现代工业与文明起步较早，文学作品内容也与社会意识形态保持着高度一致。虽然中西方关系在不断交融和汇合，但是从二者文化的本质来说，依然存在诸多明显的差异。
图5 试验梁截面(单位：mm)
采用Q235钢板做成标准试件，截面面积为9 504 mm2，经钢板的抗拉试验测得屈服强度平均值为377 MPa。混凝土顶板和底板按C30普通混凝土进行配制，水灰比为0.41，配制1 m3混凝土需：水(W) 215 kg，水泥(C) 215 kg，砂(S) 519 kg，石子(S) 1 102 kg；混凝土试块经28 d自然养护，测得抗压强度平均值为43 MPa，弹性模量平均值为33.3 GPa；混凝土顶板的受力钢筋采用φ12，沿梁通长布置，测得屈服强度均值为457 MPa。混凝土顶板与钢梁上翼缘的栓钉型号为B13×50 mm，其中CLB栓钉包裹低弹模材料EVA泡棉胶带厚度10 mm，混凝土底板和钢梁下翼缘的栓钉型号为B13×40 mm，栓钉材料抗拉强度为400 MPa。
2.2 试验概况
试验梁两端通过螺栓将钢梁下翼缘与固定在地锚孔上的军用墩相连。由100 t的液压千斤顶在跨中梁底通过分配梁施加向上的集中力。正式加载前先进行预加载，以校核仪器是否正常工作，卸载后分级加载，加载等级为30 kN，开裂荷载和弹、塑性极限荷载附近的加载等级分别为5、10 kN。钢梁的竖向位移由位移计、钢梁与混凝土顶板间的滑移由百分表、混凝土及钢梁和钢筋的应变用电阻式应变计、裂缝宽度由电子裂缝观测仪分别测得。现场布置和测点布置见图6。
试验数据为含“岛屿”类常规多边形，图4（a）中实线是基于Delaunay三角网的多边形中轴形态，虚线是基于本文改进后算法提取的多边形中轴线。
整个试验加载过程稳定，CLB1在加载至140 kN附近时从梁体发出一声响动，判断为一根栓钉被拉断或剪断。
图6 试验加载测试系统
2.3 试验结果2.3.1 荷载-位移曲线
试验得到CLB1、CLB2、DCB1的荷载-挠度曲线见图7。分析试验结果可知，试验梁的荷载-挠度曲线可以分为混凝土顶板开裂、下层梁弹性、弹塑性和塑性4个阶段。CLB1与CLB2试验结果相似。
图7 试验梁荷载-挠度曲线
以CLB1为例，与DCB1进行比较。CLB1和DCB1在未开裂之前刚度基本相同；二者的首条裂缝均出现在跨中顶板位置，不同的是当荷载达到35.7 kN时DCB1开裂，而CLB1的开裂荷载约为70.7 kN，CLB1的开裂荷载比DCB1提高1倍左右。在钢梁和混凝土底板的弹性阶段，混凝土顶板开裂对曲线斜率影响不大，二者的荷载-挠度曲线基本呈线性变化；由于CLB1开裂形式及宽度与DCB1不同，因此CLB1的刚度仍略大于DCB1；二者的弹性极限相差不多。在弹塑性阶段，CLB1和DCB1的荷载-挠度曲线偏离原来的直线，钢梁开始屈服，DCB1的刚度超过CLB1，这主要是在加载后期，CLB1的上下层梁作为两个部分分别作用，而DCB1的钢筋和钢梁仍作为一个整体作用。继续加载，CLB1和DCB1先后进入塑性阶段，跨中挠度大幅度增长，试验中CLB1、CLB2、DCB1没有出现突然破坏的迹象。随着荷载的施加，变形继续增长，当试验梁承载能力出现下降时停止加载。
由于本试验中的m值不到0.1，混凝土顶板开裂后其值进一步减小，加之DCB中混凝土板受拉开裂后受拉钢筋引起的附加弯曲刚度与CLB中上层梁的弯曲刚度相当，所以下层梁边缘屈服前两种梁荷载-位移基本上呈线性关系，截面的弯曲刚度差别不大；曲线的明显拐点几乎处于同一水平，即弹性极限弯矩值相差不大。此后，DCB的硬化强于CLB，使得DCB的极限承载力高于CLB。
2.3.2 典型截面应变分布
组合梁的力学性能在很大程度上取决于截面中性轴的位置，试验得到4个典型截面应变沿梁高的分布。结果表明，距离跨中越近，截面的应变和中性轴移动表现越明显，CLB1距跨中200 mm处截面的应变分布见图8(a)；CLB2应变分布与CLB1应变分布相似；DCB1应变分布见图8(b)。
图8 距跨中200 mm处截面应变分布
CLB截面的应变分布大致分4个阶段，以CLB1为例，加载初期，上下层梁作为整体协同工作，中性轴距梁底面约为130 mm；荷载为20.4 kN时界面出现相对滑移，叠合界面化学黏结开始遭到破坏；荷载为88.5 kN时，滑移增大明显，中性轴开始下降；加载到177.7 kN时，混凝土顶板出现自身中性轴，上下层梁开始分别作用，随着荷载的增大，上下层梁中性轴不断移动，直到CLB1达到极限承载力396.9 kN。
DCB截面应变分布也可分为4个阶段，前两阶段与CLB1相似，荷载为82.2 kN时中性轴明显下移；随着荷载的增大，DCB1的中性轴不断下移，直到达到极限承载力442.7 kN。
1.3.3 塑性极限弯矩计算
2.3.3 界面滑移
试验测得了CLB1、CLB2、DCB1的荷载-滑移曲线。分析试验数据可知，CLB两端滑移值最大，跨中滑移值为零；而DCB在1/4跨和3/4跨位置处滑移值最大，跨中滑移值为零[2]。荷载-最大滑移曲线见图9。由图9可见，CLB滑移值远大于DCB滑移值，其原因在于CLB释放了叠合界面的纵向剪力，混凝土顶板可以自由滑移。
图9 荷载-最大滑移曲线
2.3.4 混凝土顶板开裂
以CLB1和DCB1为例，在弹性阶段不同荷载水平下，混凝土顶板裂缝分布见图10。试验梁的荷载-最大裂缝宽度曲线见图11。由图10和图11及试验观察发现：
(1)CLB1裂缝数量要多于DCB1裂缝数量；CLB1混凝土顶板开裂呈弯曲型，裂缝宽度小；而DCB1混凝土顶板开裂呈轴拉型，裂缝宽度大。
(2)CLB1的开裂荷载相比DCB1提高1倍。
3 承载力计算与试验实测值对比
根据第2节钢-混凝土组合与叠合梁截面受弯承载力计算方法和文献[8]中钢-混凝土双面组合梁截面的受弯承载力计算方法，得到CLB和DCB试验梁的开裂弯矩、弹性极限弯矩和塑性极限弯矩的理论计算值，并将试验结果与理论计算值进行对比，见表1。由表1可知，CLB的理论值与试验值吻合较好，表明钢与混凝土叠合梁中按照钢筋混凝土板受弯计算开裂弯矩和裂缝宽度的可行性；而DCB中开裂弯矩的理论值与试验值相差较大，反映出目前对普通组合梁及DCB在负弯矩作用下开裂弯矩和裂缝宽度的计算方法尚不够成熟，需要进一步深入研究。
图10 混凝土顶板裂缝分布
图11 荷载-最大裂缝宽度曲线
4 结论
本文通过2片钢-混凝土CLB和1片DCB的模型试验，研究了其承载能力及变形性能，验证了利用简化计算方法计算结构截面承载能力和截面刚度是可行的。结论如下：
(1)与DCB相比，组合与叠合试验梁的界面滑移大大增大，抗拔不抗剪连接件的应用有效地释放了顶板混凝土的拉应力，保证了混凝土顶板的自由变形，其开裂荷载提高1倍左右；组合与叠合试验梁混凝土顶板开裂呈弯曲型，裂缝宽度窄；而DCB混凝土顶板开裂基本呈轴拉型，裂缝宽度大大增加。
(2) CLB与DCB的弹性极限承载力相差不大；但DCB的塑性极限承载力高于CLB，反映出下层梁屈服后界面为组合与叠合的差异。
(3)在达到弹性极限承载力状态之前，CLB的刚度略高于DCB，其主要原因在于混凝土顶板的开裂形态和宽度。
(4) CLB的滑移在两端截面处达到最大值；DCB的最大滑移位于1/4跨和3/4跨处；CLB的最大滑移量约为DCB的3倍。
由于条件限制，本文试验梁并未按照第2节所述的截面进行设计，只是对一种特定截面的CLB进行了试验研究，钢箱顶、底板比较厚，混凝土顶板承载力不及下层组合梁的10%，整个梁的受力特性更接近于钢箱梁。对此尚需进一步深入研究，特别是试验研究，使CLB的截面构造更为合理有效。
同期，河北某抽水蓄能电站所在流域也遭遇持续强降雨，流域所有站点降雨量均达到大暴雨级，超过20年一遇洪水标准。暴雨过后，电站上、下水库库区水质异常混浊，对机组主轴密封系统、主进水球阀工作密封、辅机水泵轴封、主辅机的冷却系统等造成严重危害，影响了电站机组正常运行，机组抽水运行过程，出现多台机组的主轴密封增压泵轴封甩水等设备缺陷。电站不得已只能向电网申请机组停运，以躲过混浊的洪水，待水位下降，泥沙沉淀之后再恢复机组运行。经过河道清理、管网清污、损坏部件更换，历时2周后，电站机组才投入正常运行[2]。
表1 试验梁截面受弯强度理论值与试验值对比
荷载状态CLBDCB理论值/(kN·m)试验值/(kN·m)理论值/试验值理论值/(kN·m)试验值/(kN·m)理论值/试验值开裂弯矩54.753.01.0352.11.0530.226.81.13弹性极限弯矩239.5246.50.97235.51.02269.7260.41.04塑性极限弯矩291.9297.60.98278.51.04318.6332.00.96
参考文献：
[1]SAUL R．Bridges with Double Composite Action [J]．Structural Engineering International，1996，6(1)：32-36．
[2]邵晓辉. 钢-混凝土双面组合梁滑移效应分析[D]. 石家庄：石家庄铁道学院,2008.
[3]STROH S, SEN R. Steel Bridges with Double-composite Action: Innovative Design [J].Transportation Research Record Journal of the Transportation Research Board, 2000, 1696:299-309.
[4]STROH S, SEN R, ANSLEY M. Load Testing a Double-composite Steel Box Girder Bridge[J]. Transportation Research Record Journal of the Transportation Research Board, 2010, 2200:36-42.
[5]SHIM C，WHANG J，CHUNG C，et al．Design of Double Composite Bridges Using High Strength Steel [J]．Procedia Engineering，2011，14：1825-1829．
[6]段树金, 霍军会, 安蕊梅. 钢-混凝土双面组合连续梁承载能力研究[J].铁道学报,2010,32(5):82-87.
DUAN Shujin,HUO Junhui,AN Ruimei.Research on the Ultimate Bearing Capacity of Double Steel-concrete Composite Continuous Beam[J]. Journal of The China Railway Society,2010,32(5):82-87.
[7]聂建国,李法雄,樊健生, 等.大跨钢-混凝土组合连续箱梁桥双重组合作用[J].清华大学学报(自然科学版),2012,52(2)：133-138.
NIE Jianguo，LI Faxiong，FAN Jiansheng，et al．Double Composite Action of Large-span Steel-concrete Composite Continuous Box-girder Bridges [J]．Journal of Tsinghua University (Science and Technology)，2012，52(2)：133-138．
[8]段树金，周庆东，王海良，等．钢-混凝土双面组合连续梁的承载能力试验研究 [J]．铁道科学与工程学报，2008，5(5)：12-17．
DUAN Shujin，ZHOU Qingdong，WANG Hailiang，et al．Experimental Study on Bearing Capacity of Double Steel and Concrete Composite Continuous Beams [J]．Journal of Railway Science and Engineering，2008，5(5)：12-17．
[9]马立军.双滑移面组合梁静力试验研究[D]. 长春：吉林大学,2016.
[10]XU C, SU Q T, WU C, et al. Experimental Study on Double Composite Action in the Negative Flexural Region of Two-span Continuous Composite Box Girder[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2011,67 (10): 1636-1648.
[11]段树金,牛润明,王文超,等. 双面组合连续梁裂缝扩展机理与裂缝宽度研究[J].铁道学报,2012,34(12):96-101.
DUAN Shujin, NIU Runming,WANG Wenchao,et al. Study on Crack Propagation Mechanism and Crack Width of Double Composite Continuous Beam[J]. Journal of the China Railway Society, 2012,34(12):96-101.
[12]聂建国，高璀旭，周天然．预应力钢-混凝土组合梁承载力计算方法 [J]．建筑结构，2002，32(10)：56-57，59．
NIE Jianguo，GAO Cuixu，ZHOU Tianran．Calculation Method of Bearing Capacity of Prestressed Steel Concrete Composite Beams [J]．Building Structure，2002，32(10)：56-57，59.
[13]DUAN S J, WANG B, WANG Y Y, et al. Analysis of Shrinkage and Creep Effect of Double Composite Continuous Box-girder Bridge Constructed by Pre-jacking Method[C]//The Ninth International Structural Engineering and Construction Conference. Fargo:ISEC Press, 2017: 1-6.
[14]郭瑞，苏庆田，李晨翔，等．后结合预应力组合梁负弯矩区混凝土开裂性能试验 [J]．同济大学学报(自然科学版)，2015，43(3)：352-356．
GUO Rui，SU Qingtian，LI Chenxiang，et al．Experimental Studies on Cracking Behavior of Post-combined Prestressed Concrete Slab in Hogging Zone of Composite Girder[J]．Journal of Tongji University (Natural Science)，2015，43(3)：352-356．
[15]刘文会，常大宝．组合梁混凝土板抗裂性能试验研究 [J]．吉林建筑工程学院学报，2008，25(3)：1-3．
LIU Wenhui，CHANG Dabao．Study on the Hogging Moment Area Optimization Design of Composite Beams [J]．Journal of Jilin Institute of Architectural & Civil，2008，25(3)：1-3．
[16]聂建国，陶慕轩，聂鑫，等．抗拔不抗剪连接新技术及其应用 [J]．土木工程学报，2015，48(4)：7-14，58．
NIE Jianguo，TAO Muxuan，NIE Xin，et al．New Technique and Application of Uplift-restricted and Slip-permitted Connection[J]．China Civil Engineering Journal，2015，48(4)：7-14，58．
[17]段树金, 牛润明, 安蕊梅, 等. 钢-混凝土组合与叠合双重作用连续箱梁桥： 206109961U [P]. 2017-04-19.
[18]王园园，段树金，牛润明．钢-混凝土组合与叠合双重作用梁负弯矩区刚度和叠合面滑移研究[J]．工程力学，2018，35(S1)：265-269．
WANG Yuanyuan，DUAN Shujin，NIU Runming．Analysis of Bending Stiffness and Contact Slip of a Steel-concrete Composite Beam with Double Actions of Combination and Lamination [J]．Engineering Mechanics，2018，35(S1)：265-269．
[19]中华人民共和国住房和城乡建设部. 混凝土结构设计规范：GB 50010—2010[S]. 北京: 中国建筑工业出版社，2011.