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    變截面三跨連續(xù)箱梁橋活載作用下的約束扭轉(zhuǎn)分析

    2021-12-07 05:58:36尉浩浩張?jiān)?/span>
    公路交通科技 2021年11期
    關(guān)鍵詞:偏心箱梁力矩

    尉浩浩,張?jiān)?/p>

    (蘭州交通大學(xué) 土木工程學(xué)院, 甘肅 蘭州 730070)

    0 引言

    約束扭轉(zhuǎn)作為箱梁理論的重要組成部分,國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)其做了大量研究[1-7]。箱梁在偏載作用下發(fā)生約束扭轉(zhuǎn)時(shí),不僅會(huì)因彎曲而產(chǎn)生彎曲應(yīng)力,還會(huì)因扭轉(zhuǎn)而產(chǎn)生翹曲應(yīng)力[8-10]。為分析箱梁在偏載作用下的約束扭轉(zhuǎn)效應(yīng),文獻(xiàn)[11]通過實(shí)際橋梁的有限元模型,研究了影響波形鋼腹板組合箱梁抗扭性能的因素,并指出扭轉(zhuǎn)正應(yīng)力最大值的出現(xiàn)位置。文獻(xiàn)[12]通過有限元法和解析法的對(duì)比分析,研究了箱梁在活載作用下發(fā)生約束扭轉(zhuǎn)時(shí)翹曲應(yīng)力的大小和變化規(guī)律。以上文獻(xiàn)對(duì)約束扭轉(zhuǎn)引起的翹曲應(yīng)力進(jìn)行了探討和分析,但未對(duì)偏載引起的應(yīng)力放大效果做出具體分析和總結(jié)。為給橋梁設(shè)計(jì)提供直接有效的理論依據(jù),文獻(xiàn)[13]以波形鋼腹板三跨連續(xù)箱梁橋?yàn)閷?shí)例,通過理論計(jì)算、有限元數(shù)值分析和模型試驗(yàn),分析了偏載系數(shù)的影響因素及變化規(guī)律。文獻(xiàn)[14]采用實(shí)體有限元模型,用偏載系數(shù)和剪滯系數(shù)討論了偏載效應(yīng)和剪滯效應(yīng)。文獻(xiàn)[15]在推導(dǎo)彎曲、約束扭轉(zhuǎn)和畸變單元?jiǎng)偠染仃嚨幕A(chǔ)上編寫了用于箱梁分析的計(jì)算程序,通過程序計(jì)算與試驗(yàn)分析得到了較為精確的偏載系數(shù)。目前,在橋梁設(shè)計(jì)中,考慮偏載對(duì)應(yīng)力的放大效應(yīng)時(shí)仍采用經(jīng)驗(yàn)系數(shù),一般認(rèn)為因約束扭轉(zhuǎn)引起的翹曲正應(yīng)力與彎曲正應(yīng)力的比值在15%左右,而這種近似的處理方法仍值得商榷,因此對(duì)具體的變截面連續(xù)箱梁橋的約束扭轉(zhuǎn)效應(yīng)仍需做進(jìn)一步的研究。

    本研究引入應(yīng)力放大系數(shù)表征偏載對(duì)正應(yīng)力的放大效應(yīng),并自編程序YSNZ分析了變截面三跨連續(xù)箱梁橋在偏心車道荷載作用下的約束扭轉(zhuǎn)效應(yīng)。

    1 約束扭轉(zhuǎn)控制微分方程及初參數(shù)解

    根據(jù)烏曼斯基第二理論,對(duì)薄壁箱梁約束扭轉(zhuǎn)變形問題,關(guān)于扭轉(zhuǎn)角θ(z)的控制微分方程[16]為:

    (1)

    式(1)對(duì)應(yīng)的齊次微分方程的初參數(shù)解為:

    (2)

    (3)

    (4)

    T(z)=T0,

    (5)

    式中,β′(z)為廣義翹曲位移;T(z)為扭矩;B(z)為翹曲雙力矩;G為剪切模量;Id為抗扭慣性矩;θ0,β0,T0和B0為4個(gè)初參數(shù),分別表示z=0時(shí)的扭轉(zhuǎn)角、廣義翹曲位移、扭矩和翹曲雙力矩。

    式(2)~式(5)只適用于跨間無外荷載作用的情況,當(dāng)箱梁跨間作用外荷載時(shí)需增加相應(yīng)荷載項(xiàng),當(dāng)跨間滿布均布扭矩荷載mt時(shí)有:

    (6)

    (7)

    (8)

    T(z)=T0-mtz,

    (9)

    確定4個(gè)初參數(shù)所需的邊界條件如下:

    自由端:T=0,B=0;簡(jiǎn)支端:θ=0,B=0;固定端:θ=0,β′=0。

    2 單元?jiǎng)偠染仃嚰暗刃ЫY(jié)點(diǎn)荷載列陣

    以箱梁約束扭轉(zhuǎn)時(shí)的扭轉(zhuǎn)角和廣義翹曲位移為結(jié)點(diǎn)位移,根據(jù)約束扭轉(zhuǎn)控制微分方程的初參數(shù)解推導(dǎo)箱梁?jiǎn)卧獎(jiǎng)偠染仃嚭偷刃Ч?jié)點(diǎn)荷載列陣。箱梁?jiǎn)卧鐖D1所示,圖中S為箱梁截面的扭轉(zhuǎn)中心,C為截面形心,在扭心坐標(biāo)系下分析約束扭轉(zhuǎn)效應(yīng),在形心坐標(biāo)系下分析豎向撓曲,本研究此處對(duì)約束扭轉(zhuǎn)效應(yīng)的分析以扭轉(zhuǎn)中心為坐標(biāo)原點(diǎn)。引入局部坐標(biāo)系下的節(jié)點(diǎn)位移列陣δ=[θiβ′iθjβ′j]T和單元節(jié)點(diǎn)力列陣F=[TiBiTjBj]T。

    圖1 箱梁?jiǎn)卧狥ig.1 Box girder element

    根據(jù)有限元理論,單元平衡方程為:

    F=Kδ,

    (10)

    (11)

    式中,K為單元?jiǎng)偠染仃嚕籯ij(i=1,2,3,4;j=1,2,3,4)的物理意義表示結(jié)構(gòu)在第j列對(duì)應(yīng)的梁端位移分量為1(其余梁端位移分量均為0)時(shí),所引起的i行對(duì)應(yīng)的梁端力分量的數(shù)值。

    記z=0為i端,z=l為j端。令θi=1,β′i=θj=β′j=0,即只有在i端發(fā)生單位扭轉(zhuǎn)角,其余節(jié)點(diǎn)位移為0,根據(jù)式(2)~式(5)有:

    (12)

    (13)

    (14)

    Tl=T0,

    (15)

    將式(12)、式(13)聯(lián)立解得:

    T0=-kDGIdshkl,

    (16)

    B0=-μDGId(1-chkl),

    (17)

    Bl=-B0=μDGId(1-chkl),

    (18)

    Tl=T0=-kDGIdshkl。

    (19)

    根據(jù)kij的物理意義可知,式(16)~式(19)所求出的T0,B0,Tl,Bl依次代表單元?jiǎng)偠染仃囍械?列4個(gè)元素,而微分方程中待求量的方向與單元?jiǎng)偠染仃嚪较虿煌耆恢?,單元?jiǎng)偠染仃囍械?列和第2列的系數(shù)均需變換正負(fù)號(hào)。故有:

    k11=kDGIdshkl;k21=μDGId(1-chkl), (20)

    k31=-kDGIdshkl;k41=μDGId(1-chkl)。

    (21)

    同理,按上述步驟先后令β′i=1,θj=1,β′j=1,根據(jù)其邊界條件可求得單元?jiǎng)偠染仃嚾肯禂?shù),將系數(shù)組集后得到對(duì)稱的4×4階單元?jiǎng)偠染仃嚒O旅媪谐鼍仃囅氯堑钠溆嘣貫椋?/p>

    k33=-k31=k11;k21=-k32=-k43=k41

    (22)

    (23)

    當(dāng)梁?jiǎn)卧g作用均布扭矩荷載時(shí),由對(duì)稱性有:

    (24)

    令式(6)、式(8)中c=0,z=l,根據(jù)邊界條件有θ0=β′0=θl=β′l=0,聯(lián)立兩式解得:

    (25)

    (26)

    3 應(yīng)力放大系數(shù)

    在對(duì)箱梁空間效應(yīng)的分析中,為簡(jiǎn)化問題常將箱梁上作用的偏心荷載分解為相互獨(dú)立的對(duì)稱荷載和反對(duì)稱荷載(扭矩荷載)。對(duì)稱荷載作用下,箱梁發(fā)生豎向撓曲,按梁的彎曲理論求解,反對(duì)稱荷載作用下,箱梁發(fā)生扭轉(zhuǎn),按箱梁扭轉(zhuǎn)理論求解,然后將兩者計(jì)算結(jié)果疊加。

    在形心坐標(biāo)系Cxyz下分析箱梁的豎向撓曲,由箱梁彎曲理論得彎曲正應(yīng)力σm的表達(dá)式為:

    (27)

    式中,M為計(jì)算截面的彎矩;y為應(yīng)力計(jì)算點(diǎn)到截面中性軸的距離;Ix為截面對(duì)x軸的慣性矩。

    在扭心坐標(biāo)系Sxyz下分析箱梁的約束扭轉(zhuǎn),由箱梁約束扭轉(zhuǎn)理論得約束扭轉(zhuǎn)翹曲正應(yīng)力σω的表達(dá)式為:

    (28)

    根據(jù)力的獨(dú)立作用原理,將對(duì)稱荷載引起的彎曲正應(yīng)力和扭矩荷載引起的翹曲正應(yīng)力按照疊加原理疊加,可得兩者的應(yīng)力和。為表示約束扭轉(zhuǎn)效應(yīng)對(duì)應(yīng)力的放大效果,此處引入彎曲應(yīng)力、翹曲應(yīng)力之和與彎曲應(yīng)力的比值作為應(yīng)力放大系數(shù)η,其計(jì)算表達(dá)式為:

    (29)

    4 程序驗(yàn)證

    本研究參考有限元程序FRAME2[17],利用Fortran語言編寫用于分析變截面連續(xù)箱梁橋約束扭轉(zhuǎn)效應(yīng)的程序YSNZ,用所編程序?qū)ξ墨I(xiàn)[16]第78頁算例所給的兩跨連續(xù)箱梁橋的內(nèi)力進(jìn)行計(jì)算,將雙力矩和扭矩的計(jì)算結(jié)果匯總整理為圖2和圖3。

    圖2 雙力矩曲線Fig.2 Curve of bi-moment

    圖3 扭矩曲線Fig.3 Curve of torque

    將圖2、圖3與文獻(xiàn)[16]所給雙力矩圖、扭矩圖對(duì)比可知本研究值與文獻(xiàn)[16]第84頁圖3-23所給值完全一致,驗(yàn)證了程序的正確性。

    5 工程實(shí)例分析

    以京杭古運(yùn)河大橋?yàn)樗憷?,該橋是一座跨徑布置?45+80+45) m的變截面三跨連續(xù)箱梁橋。橋?qū)?5 m,沿中央分隔帶對(duì)稱布置,橋中間設(shè)置寬度為1.0 m的中央分隔帶,橋兩側(cè)設(shè)置寬度為0.5 m的外護(hù)欄,內(nèi)側(cè)設(shè)置寬度為1.0 m的內(nèi)護(hù)欄。行車道為寬15.5 m的單向車道,根據(jù)規(guī)范[18]設(shè)置為4條車道。箱梁根部梁高4.6 m,跨中梁高2.0 m,頂板寬為17.0 m,底板寬為9.0 m,翼緣板懸臂長(zhǎng)為4.0 m,其中主梁高度從距墩中心1.75 m處到跨中合龍段呈二次拋物線分布。工況1為在中跨布置偏心距為e的集中荷載P1和均布荷載q,P1作用在中跨跨中位置,此布載方式會(huì)使中跨跨中正彎矩達(dá)到最大。工況2為在中跨跨中布置偏心距為e的集中荷載P1,在一邊跨和中跨布置偏心距為e的均布荷載q,此布載方式會(huì)使中支點(diǎn)處負(fù)彎矩達(dá)到最大。工況3為在左邊跨跨中布置偏心距為e的集中荷載P2,在兩邊跨布置偏心距為e的均布荷載q,此布載方式會(huì)使邊跨跨中正彎矩達(dá)到最大。計(jì)算簡(jiǎn)圖及荷載布置見圖4,截面尺寸見圖5。彈性模量E=34 GPa,剪切模量G=14.45 GPa,車道荷載為公路I級(jí)。

    圖4 立面及布載示意圖(單位:m)Fig.4 Schematic diagram of elevation and layout of loads (unit: m)

    圖5 中支點(diǎn)和中跨跨中處橫截面圖(單位:cm)Fig.5 Cross-section of middle support and middle of central span(unit: cm)

    箱梁在偏載作用下發(fā)生空間效應(yīng)時(shí),截面上的正應(yīng)力主要由彎曲正應(yīng)力和翹曲正應(yīng)力組成,根據(jù)文獻(xiàn)[15]和經(jīng)驗(yàn)系數(shù)可知,彎曲正應(yīng)力在總的正應(yīng)力中占比較大,故本研究的算例橋按照使該橋彎曲效應(yīng)最顯著的布載方式布載,即按照4車道布載,同時(shí)這也是與實(shí)際情況最相符的布載方式,計(jì)算得偏心距e=1.95 m。根據(jù)規(guī)范[18]的相關(guān)規(guī)定,橋面布置多車道荷載時(shí)需考慮橫向車道布載系數(shù)(4車道為0.67),折減后集中荷載P1=964.8 kN,P2=938 kN,均布荷載q=28.14 kN/m。

    用程序分析前,需先將箱梁橋劃分為若干個(gè)箱梁?jiǎn)卧?,每個(gè)單元兩端各對(duì)應(yīng)一個(gè)節(jié)點(diǎn),每個(gè)節(jié)點(diǎn)對(duì)應(yīng)一個(gè)截面,取單元兩端節(jié)點(diǎn)對(duì)應(yīng)的兩個(gè)截面幾何特征值的平均數(shù)為該單元幾何特征值,然后將節(jié)點(diǎn)、單元、約束及荷載等信息按一定規(guī)則編輯成輸入文件。

    輸入文件中單元的幾何信息由單元幾何特征值體現(xiàn),將單元組集成結(jié)構(gòu)時(shí)認(rèn)為將各等截面單元對(duì)應(yīng)截面的扭心置于結(jié)構(gòu)的軸線上,并以扭心位置為該截面對(duì)應(yīng)的節(jié)點(diǎn)位置。由程序計(jì)算可得每個(gè)單元的內(nèi)力及位移,然后將第n個(gè)單元i端值與第n-1個(gè)單元j端值相反數(shù)的平均值作為第n個(gè)單元i端值,將第n個(gè)單元j端值與第n+1個(gè)單元i端值相反數(shù)的平均值作為第n個(gè)單元j端值。計(jì)算結(jié)果的精確度由劃分的單元數(shù)決定,對(duì)于同一模型,劃分的單元越小,結(jié)果越精確。本研究在分析時(shí)將全橋劃分為132個(gè)單元,由此可得節(jié)點(diǎn)與其對(duì)應(yīng)的截面各133個(gè),相同尺寸的截面為一種截面類型,共有32種截面類型。

    利用FRAME2程序可計(jì)算各截面的剪力和彎矩。圖6為3種工況下的彎矩分布圖。

    圖6 彎矩曲線Fig.6 Curves of bending moment

    利用YSNZ程序可計(jì)算各截面扭轉(zhuǎn)角、廣義翹曲位移、總扭矩和翹曲雙力矩。圖7為3種工況下的廣義翹曲位移圖。從圖7可以看出,廣義翹曲位移主要分布在偏心活載作用的橋跨內(nèi);在工況1或工況2下,廣義翹曲位移均在縱向坐標(biāo)為75 m處達(dá)到峰值。

    圖7 廣義翹曲位移曲線Fig.7 Curves of generalized warping displacement

    圖8 縱向坐標(biāo)75 m處的截面翹曲位移圖(單位:mm)Fig.8 Section warping displacement at longitudinal coordinate of 75 m (unit: mm)

    圖9為3種工況下的雙力矩分布圖。從圖9可以看出,翹曲雙力矩具有從峰值點(diǎn)向兩側(cè)快速衰減的規(guī)律,在3種工況下翹曲雙力矩均在中支點(diǎn)截面和集中荷載作用截面出現(xiàn)極值,這說明支座約束和集中荷載會(huì)對(duì)雙力矩產(chǎn)生較大的影響。

    圖9 雙力矩曲線Fig.9 Curves of bi-moment

    利用式(23)和式(24)可分別計(jì)算截面上各點(diǎn)彎曲正應(yīng)力和翹曲正應(yīng)力。因篇幅所限,本研究?jī)H給出工況1下的彎曲正應(yīng)力圖以及工況1和工況2下的翹曲正應(yīng)力圖。圖10為工況1下截面上計(jì)算點(diǎn)的彎曲正應(yīng)力分布圖。

    圖10 彎曲正應(yīng)力曲線(工況1)Fig.10 Curves of bending normal stress (case 1)

    圖11為2種工況下截面上計(jì)算點(diǎn)的翹曲正應(yīng)力分布圖。從圖11可以看出,翹曲正應(yīng)力除了具有上述翹曲雙力矩的所有分布規(guī)律外,在不同工下,翹曲正應(yīng)力的極值均出現(xiàn)在集中荷載作用截面,最大正值出現(xiàn)在底板與腹板的交點(diǎn)處,最大負(fù)值出現(xiàn)在頂板與腹板的交點(diǎn)處。

    圖11 翹曲正應(yīng)力曲線Fig.11 Curves of warping normal stress

    利用ANSYS有限元軟件,對(duì)工況1下的京杭古運(yùn)河大橋采用空間塊體單元建立模型并進(jìn)行分析,將ANSYS有限元軟件與本研究程序的應(yīng)力計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。圖12為根據(jù)計(jì)算結(jié)果繪制的縱向坐標(biāo)為75 m 處的截面正應(yīng)力圖。從圖12可以看出,本研究程序計(jì)算結(jié)果與ANSYS有限元軟件計(jì)算結(jié)果相差不大,截面上同一點(diǎn)處兩者的差值不超過該點(diǎn)程序計(jì)算結(jié)果的5.7%;此外從圖12中可以看出,程序計(jì)算的應(yīng)力在箱梁截面上為直線分布,而ANSYS有限元軟件計(jì)算出的應(yīng)力為曲線分布。

    圖12 縱向坐標(biāo)75 m處的截面正應(yīng)力圖(單位:kPa)Fig.12 Normal stresses of section at longitudinal coordinate of 75 m (unit: kPa)

    一般在分析偏載作用對(duì)箱梁應(yīng)力的放大效應(yīng)時(shí),先選取若干控制截面,然后以控制截面作為參考進(jìn)行活載內(nèi)力增大系數(shù)的取值。表1列出了4個(gè)控制截面(邊跨跨中、中支點(diǎn)、中跨1/4和中跨跨中)分別在3種工況下的應(yīng)力放大系數(shù)(橫截面上的最大值)。從表1可以看出,應(yīng)力放大系數(shù)分布在 1.0~1.407之間,與文獻(xiàn)[13,16]的相關(guān)計(jì)算結(jié)果接近,這也再次驗(yàn)證了本研究計(jì)算方法的可靠性。

    表1 應(yīng)力放大系數(shù)Tab.1 Stress amplification factor

    為清楚地看出應(yīng)力放大系數(shù)的分布規(guī)律,圖13示出了3種工況下截面上計(jì)算點(diǎn)的應(yīng)力放大系數(shù)分布圖。從圖13可以看出,變截面三跨連續(xù)箱梁橋在偏載作用下發(fā)生約束扭轉(zhuǎn)時(shí),應(yīng)力放大系數(shù)的極值點(diǎn)出現(xiàn)在翹曲正應(yīng)力的極值點(diǎn)所在截面,最大值出現(xiàn)在彎曲正應(yīng)力極值點(diǎn)所在截面。

    圖13 應(yīng)力放大系數(shù)分布曲線(主跨80 m)Fig.13 Distribution curves of stress amplification factors (80 m mainspan)

    從圖13(a)可以看出,在工況1下,應(yīng)力放大系數(shù)主要分布在1.0~1.126之間,在中跨跨中截面的頂板與腹板交點(diǎn)為1.126。但也可看出,在縱向坐標(biāo)為63~67 m和103~107 m的區(qū)域內(nèi),應(yīng)力放大系數(shù)大于1.126,在這些區(qū)域內(nèi)的截面上,彎曲正應(yīng)力的絕對(duì)值均小于中跨跨中截面底板與腹板交點(diǎn)處彎曲正應(yīng)力值的8.7%。從圖13(b)可以看出,在工況2下,應(yīng)力放大系數(shù)主要分布在1.0~1.135之間,在中支點(diǎn)截面的翼緣板端部為1.135,在縱向坐標(biāo)為2~8,67~69和103~108 m的區(qū)域內(nèi),應(yīng)力放大系數(shù)大于1.135,在這些區(qū)域內(nèi)的截面上,彎曲正應(yīng)力的絕對(duì)值均小于中跨跨中截面底板與腹板交點(diǎn)處彎曲正應(yīng)力值的9.2%。從圖13(c)可以看出,在工況3下,應(yīng)力放大系數(shù)主要分布在1.0~1.110之間,在邊跨跨中截面的頂板與腹板的交點(diǎn)為1.110,在縱向坐標(biāo)為34~49 m和114~131 m的區(qū)域內(nèi),應(yīng)力放大系數(shù)大于1.110,在這些區(qū)域內(nèi)的截面上,彎曲正應(yīng)力值的絕對(duì)值均小于左邊跨跨中截面底板與腹板交點(diǎn)處彎曲正應(yīng)力值的11.5%。

    對(duì)于彎曲正應(yīng)力值較小的截面上的計(jì)算點(diǎn),在考慮了對(duì)應(yīng)的應(yīng)力放大系數(shù)后其應(yīng)力值仍不大,對(duì)橋梁的結(jié)構(gòu)安全性無影響。對(duì)本研究算例橋,舍去彎曲正應(yīng)力值小于該工況下彎曲正應(yīng)力最大值的11.5%的區(qū)域即可使應(yīng)力放大系數(shù)的取值合理。相反,若是在應(yīng)力放大系數(shù)取值時(shí)考慮彎曲正應(yīng)力值較小的點(diǎn),就會(huì)造成應(yīng)力放大系數(shù)取值偏大的問題。

    分析表1和圖13可以看出,由表1所得到的應(yīng)力放大系數(shù)最大值遠(yuǎn)大于由圖13所到的結(jié)果,這是由于在表1的分析中未對(duì)彎曲應(yīng)力值較小的區(qū)域進(jìn)行分析并做合理取舍,而這也解釋了一些文獻(xiàn)中活載內(nèi)力增大系數(shù)取值偏大的原因。顯然,根據(jù)圖13所得到的結(jié)論更為合理,對(duì)于京杭古運(yùn)河大橋,應(yīng)力放大系數(shù)分布在1.0~1.135之間。

    本研究再對(duì)跨徑布置為(75+120+75) m的預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁橋進(jìn)行分析,因篇幅所限,此處不再詳細(xì)給出工程概況及截面尺寸。工況1為中跨滿布均布偏心荷載q,中跨跨中布置偏心集中荷載P。工況2為第1個(gè)邊跨和中跨滿布均布荷載q,中跨跨中布置集中荷載P。其中q=42.997 5 kN/m,P=842.4 kN。

    分析該三跨連續(xù)箱梁橋的約束扭轉(zhuǎn)效應(yīng),其翹曲雙力矩、廣義翹曲位移、截面翹曲變形、翹曲正應(yīng)力和應(yīng)力放大系數(shù)的分布規(guī)律與主跨為80 m的變截面三跨連續(xù)箱梁橋相同。圖14為該橋在2種工況下的應(yīng)力放大系數(shù)分布圖。從圖14可以看出,應(yīng)力放大系數(shù)在工況1下分布在1.0~1.096,在工況2下分布在1.0~1.124。

    圖14 應(yīng)力放大系數(shù)分布曲線(主跨120 m)Fig.14 Distribution curves of stress amplification factors(120 m mainspan)

    6 結(jié)論

    (1) 翹曲雙力矩和翹曲應(yīng)力都具有從峰值點(diǎn)向兩側(cè)快速衰減的規(guī)律,都會(huì)在支座約束和集中荷載作用位置出現(xiàn)極值。翹曲正應(yīng)力的峰值出現(xiàn)在集中荷載作用截面。

    (2) 變截面三跨連續(xù)箱梁橋在偏載作用下發(fā)生約束扭轉(zhuǎn)時(shí),應(yīng)力放大系數(shù)的極值點(diǎn)出現(xiàn)在翹曲應(yīng)力的極值點(diǎn)所在截面,峰值點(diǎn)出現(xiàn)在彎曲應(yīng)力極值點(diǎn)所在的截面。

    (3) 在利用內(nèi)力增大系數(shù)法分析約束扭轉(zhuǎn)效應(yīng)對(duì)彎曲正應(yīng)力的放大效應(yīng)時(shí),為避免內(nèi)力增大系數(shù)取值偏大,不宜考慮彎曲正應(yīng)力值較小的區(qū)域,建議選取彎曲正應(yīng)力極值點(diǎn)所在截面為控制截面。

    (4) 對(duì)于本研究計(jì)算的2座變截面三跨連續(xù)箱梁橋,不同工況下的應(yīng)力放大系數(shù)均小于1.135。

    (5) 變截面三跨連續(xù)箱梁橋在偏心荷載作用下發(fā)生約束扭轉(zhuǎn)時(shí),翹曲變形主要分布在偏心活載作用的橋跨內(nèi)。

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