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(同濟(jì)大學(xué) 橋梁工程系，上海 200092)

1 剪力滯效應(yīng)原理

在傳統(tǒng)意義上，在箱型梁中，產(chǎn)生彎曲的剪力流通過肋板傳遞給翼板，剪力在翼緣板上分布是不均勻的，從而引起彎曲時(shí)遠(yuǎn)離肋板的翼緣縱向位移滯后于近肋板的翼緣縱向位移，或者反之，這就導(dǎo)致其彎曲正應(yīng)力的橫向分布呈曲線形，這種由于翼緣的剪切變形所造成的彎曲正應(yīng)力沿橋?qū)挿较虿痪鶆虻默F(xiàn)象稱為“剪力滯效應(yīng)”。通常用剪力滯系數(shù)來度量剪力滯效應(yīng)的變化規(guī)律[1-2]，即

對(duì)于受彎箱梁，上下翼緣板的縱向位移函數(shù)可表示為只含一個(gè)量測(cè)剪滯效應(yīng)尺寸的腹板最大縱向位移差函數(shù)U(x)和豎向位移函數(shù)w(x)的泛函，然而，若箱梁再受到軸心或偏心壓力時(shí)，除上述者外，尚需增設(shè)另一個(gè)量測(cè)剪滯效應(yīng)尺度的腹板最大縱向位移差函數(shù)ξ1(x)和軸向位移函數(shù)D(x)[3]。此時(shí)這種受力狀態(tài)產(chǎn)生的箱梁正應(yīng)力分布不均勻現(xiàn)象已經(jīng)脫離了傳統(tǒng)意義上的箱梁剪力滯的范疇，因?yàn)楦拱鍍?nèi)的平面假定已不再適用。當(dāng)箱梁受到偏心預(yù)應(yīng)力作用時(shí)，箱梁截面產(chǎn)生的正應(yīng)力分布不均勻現(xiàn)象已經(jīng)不符合傳統(tǒng)意義上的箱梁剪力滯概念，有可能是由于薄壁箱梁的空間幾何特性，使得其在不同的荷載形式下，正應(yīng)力在傳遞的過程中出現(xiàn)分布不均勻現(xiàn)象，也就是通常所說的“圣維南原理”，也有可能仍然是由于翼緣板上分布不均勻的剪力流引起，本文所涉及到的幾種荷載條件有單純預(yù)應(yīng)力作用，預(yù)應(yīng)力與自重、活載(等效車輪荷載)共同作用，自重與活載對(duì)箱梁產(chǎn)生的翼緣板正應(yīng)力不均勻分布是典型的剪力滯現(xiàn)象，為了統(tǒng)一，本文暫且先把預(yù)應(yīng)力作用下箱梁翼緣板的正應(yīng)力分布不均勻系數(shù)也稱為“剪力滯現(xiàn)象”，正應(yīng)力不均勻系數(shù)統(tǒng)稱為剪力滯系數(shù)，是不是真的由翼緣板上不均勻分布的剪力流引起的，還需要進(jìn)一步討論研究才能得出結(jié)論。

本文將采用文獻(xiàn)[2]中介紹的有機(jī)玻璃簡(jiǎn)支梁模型作為計(jì)算模型，利用實(shí)體單元建立對(duì)應(yīng)的有限元模型，在有限元分析軟件ANSYS中進(jìn)行分析求解，將數(shù)值計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)中的計(jì)算值及試驗(yàn)數(shù)值進(jìn)行比較，對(duì)計(jì)算單元的選擇與數(shù)值計(jì)算方法的正確性進(jìn)行驗(yàn)證。對(duì)于進(jìn)入塑性階段的箱梁截面的剪力滯效應(yīng)，與彈性階段的區(qū)別也需要進(jìn)一步計(jì)算才能得出相應(yīng)的結(jié)論。

2 預(yù)應(yīng)力薄壁直線箱梁的剪力滯效應(yīng)分析

2.1 有限元模型的建立

利用文獻(xiàn)[2]中所使用的簡(jiǎn)支直線有機(jī)玻璃薄壁試驗(yàn)箱梁模型，跨徑L為80 cm，材料的彈性模量為E=3 000 MPa，泊松比μ=0.385，橫截面尺寸如圖1。

用ANSYS建立的SOLID95模型，總共有87 024個(gè)節(jié)點(diǎn)，15 682個(gè)單元，如圖2所示。

圖1 箱梁橫斷面及測(cè)點(diǎn)位置(單位：cm) 圖2 有限元模型

2.2 計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性分析

文獻(xiàn)[2]中的數(shù)值計(jì)算結(jié)果是利用ANSYS的板單元SHELL63建模得到的，加載條件一樣，即忽略自重，在簡(jiǎn)支直線箱梁跨中正對(duì)腹板的上翼緣板處作用對(duì)稱集中荷載，總量為P=0.272 2 kN，為了驗(yàn)證本模型的正確性，對(duì)比二者結(jié)果如表1。

表1 簡(jiǎn)支直線箱梁跨中截面正應(yīng)力計(jì)算結(jié)果MPa位置測(cè)點(diǎn)編號(hào)本研究計(jì)算值文獻(xiàn)計(jì)算值變分法計(jì)算值試驗(yàn)數(shù)據(jù)懸1-0.202 74-0.225 83-0.242 45-0.212 24臂2-0.238 09-0.244 41-0.257 28-0.248 50板3-0.289 18-0.284 82-0.361 03-0.329 004-0.402 98-0.387 61-0.407 40—上5-0.404 14-0.387 61-0.407 40—頂6-0.303 31-0.312 56-0.361 03-0.320 04板7-0.267 84-0.283 15-0.257 28-0.260 408-0.258 16-0.274 62-0.242 45-0.245 00下110.742 660.639 670.669 29—頂120.465 660.482 560.593 130.573 76板130.411 030.436 790.442 670.398 40140.396 470.423 510.398 320.388 80

圖3 直線箱梁跨中截面頂板軸向正應(yīng)力分布圖

從表1中可以看到，利用ANSYS有限元分析軟件建立的SOLID95模型得到的數(shù)值解與文獻(xiàn)[2]用板單元SHELL63建立的模型計(jì)算結(jié)果基本相吻合，某些點(diǎn)的應(yīng)力甚至比文獻(xiàn)[2]的應(yīng)力更加接近實(shí)驗(yàn)值。其中，數(shù)值計(jì)算解與變分法理論計(jì)算值誤差在16.4%以內(nèi)，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的誤差只有兩個(gè)點(diǎn)超過6%，其余點(diǎn)均在6%以內(nèi)。以跨中截面上頂板正應(yīng)力為例，如圖3所示，表示的是本研究用ANSYS模型計(jì)算的跨中上頂板正應(yīng)力與用變分法理論計(jì)算結(jié)果和該有機(jī)玻璃模型梁試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比圖。

由圖3可見，由ANSYS求解出來的計(jì)算結(jié)果精度較高，能夠真實(shí)反映橫斷面上應(yīng)力的分布情況，為后面深入研究打下基礎(chǔ)。

2.3 預(yù)應(yīng)力受彎箱梁剪力滯效應(yīng)

為了得到箱梁翼緣板的準(zhǔn)確正應(yīng)力，將預(yù)應(yīng)力加在兩腹板上的點(diǎn)10位置處，如圖1所示，兩根鋼束的預(yù)應(yīng)力合力大小均為300 N。在ANSYS中利用LINK8單元模擬預(yù)應(yīng)力作用，通過賦予初始應(yīng)變得到所需預(yù)應(yīng)力。研究初期，也曾用等效荷載加在同一位置處，提取的結(jié)果和用LINK8單元算出來的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，最后發(fā)現(xiàn)誤差較小，說明用LINK8單元模擬縱向預(yù)應(yīng)力筋是準(zhǔn)確的?？缰惺┘拥募泻奢dP亦可模擬車輪荷載作用下在跨中的等效集中力。

2.3.1 僅軸力、純彎荷載作用下的箱梁剪力滯縱向效應(yīng)分析

當(dāng)在腹板上質(zhì)心位置上下距離1.1 cm處對(duì)稱作用方向相反的兩排共四根均為300 N預(yù)應(yīng)力時(shí)，由于軸力相互平衡，在截面只產(chǎn)生純彎荷載，而當(dāng)預(yù)應(yīng)力加在質(zhì)心位置時(shí)，僅產(chǎn)生軸力。有必要研究在這兩種情況下剪力滯系數(shù)沿跨徑方向(縱向)的分布。取跨徑L=2 m，分別畫出兩種荷載下的剪力滯系數(shù)縱向分布圖，如圖4所示，橫坐標(biāo)表示的是跨徑長(zhǎng)度范圍，縱坐標(biāo)表示剪力滯系數(shù)λ。

由圖4知，僅軸力作用和純彎作用下的剪力滯系數(shù)沿縱向分布的趨勢(shì)基本相同，僅軸力作用下和純彎荷載作用下，根據(jù)圣維南原理，在靠近支座的一段長(zhǎng)度范圍內(nèi)應(yīng)力是不符合平面均勻受壓狀態(tài)的。純彎狀態(tài)下或者僅軸力作用下離作用點(diǎn)越遠(yuǎn)即越靠近跨中位置就越符合平面變形狀態(tài)，這些區(qū)段剪力滯現(xiàn)象是不存在的。如圖5所示，在過渡段仍分布有剪應(yīng)力，說明梁端附近的過渡段是存在剪力滯效應(yīng)的。這部分剪力滯現(xiàn)象是由于預(yù)應(yīng)力錨固端及梁端板壁縱向自由變形時(shí)產(chǎn)生的。

圖4 兩種荷載下 縱向分布對(duì)比 圖5 兩種荷載下剪應(yīng)力縱向分布對(duì)比

不僅如此，通過大量有限元分析結(jié)果表明，當(dāng)荷載形式不變，僅改變荷載大小時(shí)，僅軸力作用和純彎矩作用下，存在剪力滯的過渡段長(zhǎng)度大致相同，均為距支點(diǎn)約兩倍腹板凈距。

可見在偏心的預(yù)應(yīng)力作用下，剪應(yīng)力分布圖更接近于僅軸力作用時(shí)的分布圖。由文獻(xiàn)[4]關(guān)于剪力滯系數(shù)分析可知，箱梁截面總的剪力滯系數(shù)λ取決于截面軸力的偏心距，軸力與彎矩在截面內(nèi)力貢獻(xiàn)比較分析中，偏心距越小，箱梁截面總的剪力滯產(chǎn)生的剪力滯效應(yīng)越接近于僅受到軸力作用的狀態(tài)。本文在測(cè)點(diǎn)10處施加預(yù)應(yīng)力時(shí)，截面的彎矩與軸力之比約為0.05，所以截面剪力滯系數(shù)更接近于僅受軸向荷載作用下的情況，偏心預(yù)應(yīng)力作用下的剪力滯效應(yīng)也可以理解為軸力和彎矩產(chǎn)生的剪力流在橫斷面聯(lián)合作用的結(jié)果，剪力滯系數(shù)靠近支點(diǎn)附近的最大值沒有僅軸力和純彎作用下大，主要是因?yàn)樵诳拷c(diǎn)附近處軸壓力和彎矩在翼緣板產(chǎn)生的剪力流方向相反，抵消了一部分軸壓力作用下剪力滯效應(yīng)。

2.3.2 預(yù)應(yīng)力箱梁“剪力滯”縱向效應(yīng)分析

圖6 不同寬跨比的 縱向分布圖

為了研究箱梁剪力滯系數(shù)沿縱向的分布，選取橫斷面的最大剪力滯系數(shù)也就是正對(duì)腹板的上翼緣板中心處作為控制點(diǎn)，繪出剪力滯系數(shù)沿縱向的變化趨勢(shì)，如圖6所示。先對(duì)寬跨比這個(gè)影響因素進(jìn)行分析，其中橫斷面的幾何參數(shù)不變，取跨徑L分別為0.8 m，1.2 m，1.6 m，2.0 m。以下如未作特別說明，橫坐標(biāo)表示的是跨徑長(zhǎng)度范圍，縱坐標(biāo)表示剪力滯系數(shù)λ。

由圖6知，在相同的預(yù)應(yīng)力作用下，只改變跨徑，該簡(jiǎn)支箱梁在不同的寬跨比下剪力滯系數(shù)沿縱向變化趨勢(shì)一致。從梁端到跨中的過渡段存在剪力滯效應(yīng)，而跨中幾乎不受剪力滯的影響。

文獻(xiàn)[3]中提到的，當(dāng)模型橋僅受軸向荷載時(shí)，翼板與腹板交界處剪力滯系數(shù)沿著跨徑變化曲線，影響區(qū)域大致在距離梁端部?jī)杀兜母拱逯g凈距的長(zhǎng)度范圍內(nèi)。本文加預(yù)應(yīng)力后屬于偏心受壓，說明在壓彎荷載作用下，寬跨比不會(huì)影響存在剪力滯系數(shù)的過渡段長(zhǎng)度。為了驗(yàn)證過渡段正應(yīng)力分布不均勻效應(yīng)仍然和翼緣板上不均勻分布的剪應(yīng)力有關(guān)，取出當(dāng)跨徑為2 m時(shí)從支點(diǎn)Z=-2 m到Z=-1.8 m區(qū)域內(nèi)間距為0.1 m的三個(gè)橫斷面剪應(yīng)力，如圖7所示。

由圖7可知，越靠近跨中橫斷面剪應(yīng)力的分布越均勻，在Z=-1.8 m到Z=-2 m區(qū)域內(nèi)，剪力沿著橫斷面的整體變化幅度為先增大后減小，Z=-1.8 m到Z=-1.9 m處在過渡段，橫斷面的剪應(yīng)力在逐漸增加。

由文獻(xiàn)[4]關(guān)于剪力滯系數(shù)分析可知，箱梁截面總的剪力滯系數(shù)λ取決于偏心距，偏心距越小，箱梁截面總的剪力滯產(chǎn)生的剪力滯效應(yīng)越接近于僅受到軸力作用的狀態(tài)。本文僅施加預(yù)應(yīng)力時(shí)，偏心距較小，所以截面剪力滯系數(shù)更接近于僅受軸向荷載作用下的彎矩。與文獻(xiàn)[3]中所得出的跨中剪力滯系數(shù)相近，箱梁頂板的剪力滯系數(shù)峰值(正對(duì)腹板的上翼緣板處)均為1左右，進(jìn)一步說明了本文的數(shù)值解是符合解析解的。

跨徑取為0.8 m，改變腹板厚度時(shí)，在翼緣板同一位置得到剪力滯系數(shù)沿跨徑的分布如圖8所示。

圖7 各橫斷面剪應(yīng)力分布圖 圖8 腹板厚度變化的 縱向分布對(duì)比

當(dāng)腹板越來越厚時(shí)，靠近支座的剪力滯系數(shù)和剪力滯系數(shù)峰值有所減小，其他位置的剪力滯系數(shù)差別不是很大。腹板越厚，剪力滯系數(shù)的縱向分布趨勢(shì)將越均勻。

綜上所述，對(duì)于軸向力產(chǎn)生的壓彎荷載，寬跨比對(duì)剪力滯系數(shù)沿著跨徑的縱向分布沒有影響，腹板厚度越小，在支點(diǎn)附近產(chǎn)生的剪力滯極值越大。

2.3.3 預(yù)應(yīng)力度對(duì)于預(yù)應(yīng)力簡(jiǎn)支箱梁剪力滯縱向分布的影響分析

恒載、活載對(duì)于大部分公路簡(jiǎn)支箱梁橋來說是需要主要考慮的荷載，研究預(yù)應(yīng)力簡(jiǎn)支箱梁在這兩種荷載下的剪力滯效應(yīng)是相當(dāng)有必要的。本文將箱梁的自重和等效的車輪集中力加上，得到不同的預(yù)應(yīng)力度下的剪力滯系數(shù)沿跨徑的縱向分布。本小節(jié)所有橫向坐標(biāo)表示的都是橋梁縱向位置坐標(biāo)，分別取預(yù)應(yīng)力度為1(跨中截面底板無拉應(yīng)力)和0.5(部分預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu))，得到如圖9所示。

圖9 考慮自重的四種情況下頂板 縱向分布圖

分析圖9變化規(guī)律得到，在自重(均布荷載)作用下，箱梁頂板的剪力滯系數(shù)沿縱向分布均為正剪力滯，同時(shí)，越靠近支點(diǎn)處的剪力滯系數(shù)越大，和解析解得出的規(guī)律相同。預(yù)應(yīng)力度越大時(shí)，箱梁頂板的壓應(yīng)力會(huì)變小，同時(shí)剪力滯系數(shù)也變小，說明對(duì)于這種寬大薄壁箱梁截面，加預(yù)應(yīng)力可以在減小其受壓區(qū)壓應(yīng)力的同時(shí)減小其受壓區(qū)混凝土的剪力滯系數(shù)。

除了恒載的作用，還有活載對(duì)預(yù)應(yīng)力箱梁的影響也是需要注意的。假設(shè)前述的P等效為車輪荷載作用。

暫不考慮總重，為了平衡跨中的活載，同前，當(dāng)預(yù)應(yīng)力度分別取為1和0.5時(shí)得到的剪力滯系數(shù)沿著跨徑方向的變化曲線如圖10所示。

在跨中集中力作用下，頂板剪力滯系數(shù)出現(xiàn)峰值，大約為1.4，之后遠(yuǎn)離集中力逐漸減小，但是靠近支座附近又呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì)，而加預(yù)應(yīng)力后，跨中剪力滯系數(shù)峰值約為1.3，說明預(yù)應(yīng)力對(duì)跨中剪力滯系數(shù)和靠近支座附近的剪力滯系數(shù)都有“削峰”的作用。

當(dāng)降低預(yù)應(yīng)力度降低為0.5時(shí)，跨中截面的剪力滯系數(shù)的峰值變大，對(duì)于結(jié)構(gòu)來說是不利的。這也說明了，全預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁的剪力滯系數(shù)要小于部分預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁，可以降低剪力滯對(duì)于截面受力的影響。

考慮自重、跨中車輪荷載、預(yù)應(yīng)力三者共同作用時(shí)的剪力滯系數(shù)沿跨徑分布如圖11所示，仍取預(yù)應(yīng)力度為1時(shí)，也就是預(yù)應(yīng)力恰好平衡掉由活載和自重產(chǎn)生的跨中截面底板的拉應(yīng)力，此時(shí)，剪力滯系數(shù)沿縱向分布又發(fā)生了變化，變得較為均勻，且跨中截面的最大剪力滯系數(shù)變?yōu)?.2左右。對(duì)于跨徑較大的箱梁橋時(shí)，總重所占的比重更大，采用全預(yù)應(yīng)力減小剪力滯系數(shù)的效果更好，相對(duì)于短跨徑而言，效益更好。

圖10 考慮活載的四種情況下頂板 縱向分布圖 圖11 自重、活載均考慮時(shí)頂板 縱向分布對(duì)比圖

3 塑性階段箱梁剪力滯效應(yīng)

進(jìn)入塑性階段箱梁的剪力滯效應(yīng)研究尚少，本文在ANSYS中用solid65單元建立了一個(gè)簡(jiǎn)單的懸臂鋼箱梁模型，橫斷面如圖12所示。

由于在ANSYS中計(jì)算材料非線性問題時(shí)，用混凝土材料較難收斂，所以本例中采用了懸臂鋼箱梁模型，本小節(jié)分析的均為固端截面，由解析解知該截面存在的是正剪力滯，主要比較受壓區(qū)鋼材屈服時(shí)的剪力滯系數(shù)與彈性階段的變化。鋼材的彈塑性曲線的屈服應(yīng)力為235 MPa，切線模量為790 MPa。采用雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型BKIN。荷載形式為加在翼緣板上的面均布荷載。由于截面幾何特性，得到中性軸距離翼緣板更近，因而底板比翼緣板先達(dá)到屈服壓應(yīng)力。

當(dāng)?shù)装遄钔饩壚瓚?yīng)力達(dá)到235 MPa時(shí)底板的剪力滯系數(shù)分布圖如圖13所示。此時(shí)，塑性階段的剪力滯系數(shù)是通過數(shù)值計(jì)算的結(jié)果除以屈服應(yīng)力235 MPa得到。從ANSYS中提取固端正應(yīng)力結(jié)果后，此時(shí)底板最外側(cè)幾個(gè)點(diǎn)的正應(yīng)力已經(jīng)超過屈服應(yīng)力235 MPa，其他大部分點(diǎn)均未達(dá)到屈服應(yīng)力，說明在這種均布荷載作用下各點(diǎn)的剪力滯系數(shù)與彈性階段剪力滯系數(shù)分布都差不多，同時(shí)截面的應(yīng)力分布還處于彈性階段的狀態(tài)，模型的塑性變形不明顯，主要是彈性階段的變形。

當(dāng)在模型上加了對(duì)應(yīng)于1.5倍屈服彎矩的均布荷載后，截面底板受壓區(qū)的壓應(yīng)力分布較均勻，正剪力滯效應(yīng)較大，同時(shí)，正應(yīng)力分布規(guī)律體現(xiàn)出受壓區(qū)基本進(jìn)入塑性狀態(tài)，如圖13所示。

圖12 鋼箱梁橫斷面(單位：cm) 圖13 箱梁底板正應(yīng)力分布(單位：m)

圖14 箱梁豎向正應(yīng)力分布圖

當(dāng)箱梁的固端最大彎矩為1.5倍屈服彎矩時(shí)，其截面從底板到受壓區(qū)腹板的正應(yīng)力分布較恰好達(dá)到屈服彎矩時(shí)均勻，如圖14所示，同時(shí)，受壓區(qū)腹板的壓應(yīng)力也很大，接近屈服應(yīng)力，而頂板的拉應(yīng)力增幅較大并接近屈服。此時(shí)整個(gè)模型的塑性變形比彈性變形要大很多。綜上所述，在1.5倍的屈服彎矩加上去之后，箱梁截面底板正應(yīng)力的變化和箱梁豎向正應(yīng)力的變化均較大，底板正應(yīng)力趨向于平均，剪力滯效應(yīng)影響減弱，而豎向正應(yīng)力也趨向于平均，伴隨較大塑性變形進(jìn)入塑性狀態(tài)。

如圖15所示，隨著翼緣板上均布荷載的增加，懸臂箱梁的懸臂端最大豎向位移值呈現(xiàn)出從彈性到塑性階段應(yīng)有的特性，即先線形增加后進(jìn)入平緩段。拐點(diǎn)位置處所施加的均布荷載大約為440 kN/m，比理論值計(jì)算出來的使得底板最外邊緣恰好達(dá)到屈服應(yīng)力的356 kN/m大。

底板剪應(yīng)力分析結(jié)果見圖16，由于剪力滯效應(yīng)的存在使得截面進(jìn)入塑性階段的過程較為緩慢，同時(shí)，底板在未進(jìn)入塑性階段之前的剪力相差較小，進(jìn)入塑性狀態(tài)后，截面剪力的絕對(duì)值增量幅度明顯增大。

圖15 均布荷載與最大豎向位移關(guān)系圖 圖16 箱梁底板剪應(yīng)力分布圖

4 結(jié)論

通過ANSYS數(shù)值計(jì)算與分析，可以得到以下結(jié)論：

(1)僅在預(yù)應(yīng)力作用下，箱梁翼緣板上產(chǎn)生的正應(yīng)力不均勻分布現(xiàn)象，仍然符合傳統(tǒng)意義上關(guān)于剪力滯的定義，即由于翼緣板不均勻剪力流引起的，所以引用剪力滯概念來描述這種正應(yīng)力不均勻分布現(xiàn)象是有理論依據(jù)的。由本研究得出來的結(jié)論如下：寬跨比對(duì)于箱梁剪力滯系數(shù)沿著縱向分布沒有影響；腹板越來越厚時(shí)，靠近支座的剪力滯系數(shù)和剪力滯系數(shù)峰值有所減小，其他位置的剪力滯系數(shù)差別不是很大。

(3)僅軸力作用和純彎矩作用下，存在剪力滯的過渡段長(zhǎng)度大致相同，均為距支點(diǎn)約兩倍腹板凈距，同時(shí)剪力沿跨徑在剪力滯影響區(qū)域的縱向變化趨勢(shì)兩者剛好相反。

(3)分別考慮自重，等效車輪荷載，及其共同作用時(shí)剪力滯系數(shù)的縱向分布得到的結(jié)論是：全預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)使得剪力滯系數(shù)縱向分布較為均衡，且就有較好的“削峰”效果。

(4)由于箱梁剪力滯效應(yīng)的存在，箱梁進(jìn)入塑性階段過程較緩慢，同時(shí)，進(jìn)入塑性變形之后的截面剪力較彈性變形階段的增幅會(huì)突然變大，剪力滯效應(yīng)更加明顯。

參 考 文 獻(xiàn)

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