王 力， 劉世忠， 丁萬鵬， 路 韡,， 牛思勝， 馮 倫

(1. 蘭州交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，蘭州 730070； 2. 西北民族大學(xué) 土木工程學(xué)院，蘭州 730030;3. 甘肅省交通運(yùn)輸廳，蘭州 730030)

隨著橋梁動(dòng)態(tài)健康監(jiān)測(cè)系統(tǒng)的不斷創(chuàng)新與發(fā)展，基于動(dòng)力特性的結(jié)構(gòu)損傷識(shí)別方法被廣泛應(yīng)用于橋梁健康監(jiān)測(cè)中。然而，模態(tài)頻率作為動(dòng)態(tài)健康監(jiān)測(cè)方法的重要判定指標(biāo)，極易受到環(huán)境溫度、車輛荷載、環(huán)境振動(dòng)等多因素的影響。大量研究表明[1-4]，溫度作用對(duì)橋梁振動(dòng)模態(tài)頻率的影響不容忽視，其對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性的改變甚至超過橋梁損傷對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性的影響。

Peeters等[5]對(duì)瑞士伯恩州一座14 m+30 m+14 m的混凝土箱梁橋經(jīng)過一年的動(dòng)態(tài)監(jiān)測(cè)，發(fā)現(xiàn)環(huán)境變化使結(jié)構(gòu)前4階振型頻率的年相對(duì)變化比為14%～18%，且時(shí)變溫度是影響模態(tài)參數(shù)的主要原因。Farrar等[6-7]分析了環(huán)境因素對(duì)阿拉莫薩峽谷橋振動(dòng)頻率的影響，得到一天內(nèi)該橋基頻的變化可達(dá)5%。周毅等[8]對(duì)東海大橋進(jìn)行動(dòng)態(tài)健康監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)分析表明，溫度是引起結(jié)構(gòu)頻率變化的主要因素之一，其與主橋各階頻率的變化呈負(fù)相關(guān)關(guān)系。楊殊珍等[9]將現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)、理論分析和有限元仿真相結(jié)合，探討了環(huán)境溫度和邊界條件對(duì)混凝土梁式橋自振頻率的影響，得出混凝土彈性模量、伸縮縫工作狀態(tài)變化均會(huì)影響橋梁的自振頻率，但對(duì)不同橋型的影響權(quán)重不同?？v觀國(guó)內(nèi)外已有研究，從研究方法來看，多數(shù)學(xué)者主要依托實(shí)橋測(cè)試、統(tǒng)計(jì)分析(如主成分分析[10]、回歸分析[11]和AR模型[12]等)、有限元仿真等途徑建立溫度和橋梁模態(tài)之間的關(guān)系，但該類分析方法研究的對(duì)象僅針對(duì)單個(gè)橋梁結(jié)構(gòu)，具有一定的局限性。從研究對(duì)象來看，既有研究以主梁為混凝土橋梁的分析居多[13-16]，而對(duì)溫度敏感性更強(qiáng)的鋼-混凝土組合梁橋的相關(guān)研究較少，對(duì)目前國(guó)內(nèi)大量興建的波形鋼腹板組合箱梁結(jié)構(gòu)的研究還鮮有報(bào)道。為更深入探究溫度對(duì)橋梁模態(tài)特性的影響機(jī)理，還需從梁結(jié)構(gòu)振動(dòng)理論出發(fā)，建立考慮溫度作用的梁模態(tài)特征方程，揭示溫度對(duì)橋梁模態(tài)的內(nèi)在影響規(guī)律。

我國(guó)西北干寒地區(qū)干燥少云、太陽(yáng)輻射強(qiáng)、日溫差大，溫度效應(yīng)問題對(duì)該地區(qū)橋梁動(dòng)力特性的影響不容小覷[17]。為了揭示該地區(qū)環(huán)境溫度對(duì)新型波形鋼腹板組合箱梁(混凝土頂板-波形鋼腹板-鋼底板)結(jié)構(gòu)振動(dòng)特性的影響機(jī)理，本文基于箱梁振動(dòng)理論，提出了一種時(shí)變溫度作用下考慮接觸面滑移效應(yīng)的新型波形鋼腹板組合箱梁自振頻率解析計(jì)算方法，并通過有限元模擬和模型試驗(yàn)梁實(shí)測(cè)對(duì)所提方法進(jìn)行驗(yàn)證。本文理論成果旨在為波形鋼腹板組合箱梁時(shí)變溫度效應(yīng)的研究提供必要依據(jù)和參考。

1 計(jì)算理論

1.1 等效偏心軸力計(jì)算

采用有限元方法推導(dǎo)任意溫度分布形式作用下溫度應(yīng)力的計(jì)算方法。選取梁上一個(gè)單元展開分析，當(dāng)縱向纖維之間不受約束而自由伸縮時(shí)，沿梁高的自由應(yīng)變與溫度保持一致，自由應(yīng)變便可表達(dá)為

εT(y)=αt(y)T(y)

(1)

式中：αt(y)為高度y處的材料線膨脹系數(shù)；T(y)為高度y處的溫度值。

由于梁上縱向纖維之間的相互約束作用，梁截面變形應(yīng)服從平截面假定。則實(shí)際應(yīng)變可以表達(dá)為

ε(y)=ε0+φy

(2)

式中：ε0為梁截面形心處的應(yīng)變；φ為截面變形曲率。

梁溫度自應(yīng)變由纖維之間約束產(chǎn)生，為實(shí)際應(yīng)變與自由應(yīng)變之差，可表示為

εs(y)=ε(y)-εT(y)

(3)

縱向纖維約束自應(yīng)力可表示為

σs(y)=E(y)εs(y)=
E(y)[αt(y)T(y)-(ε0+φy)]

(4)

式中，E(y)為高度y處纖維的彈性模量。

簡(jiǎn)支梁截面上自應(yīng)力為自平衡應(yīng)力，故內(nèi)力總和應(yīng)為0，即

(5)

(6)

式中：b(y)為高度y處的梁寬度；y0為換算截面中性軸。

聯(lián)立式(4)～式(6)，求得ε0和φ值，即可得到梁端等效軸力P和等效彎矩MP。

P=E(y)A(y)(ε0+φy)

(7)

MP=E(y)I(y)φ

(8)

通過等效軸力和等效彎矩，求得偏心距e=Me/Pe。

1.2 溫度作用下簡(jiǎn)支組合箱梁自振頻率計(jì)算

聶建國(guó)等[18]提出了組合梁靜力計(jì)算的折減剛度法，組合梁滑移后的剛度可以表示為

(9)

式中：E為組合梁等效彈性模量；ID為組合梁折減后的截面慣性矩；ξ為剛度折減系數(shù)；IF為組合梁換算截面慣性矩。

假設(shè)簡(jiǎn)支組合箱梁跨徑為L(zhǎng)，單位長(zhǎng)度上的質(zhì)量為m?；趹?yīng)力等效原則將非線性溫度場(chǎng)產(chǎn)生的溫度應(yīng)力等效為梁體梁端的等效溫度偏心荷載，如圖1所示，偏心力P0作用于梁端，偏心距為e。

圖1 新型波形鋼腹板組合箱梁受偏心力示意圖Fig.1 Schematic diagram of eccentric force of new-pattern CSW composite box girder

CSW組合箱梁在振動(dòng)時(shí)梁端軸向力P為一個(gè)變量，可以表示為

P=P0+ΔP

(10)

MP=Pe=(P0+ΔP)e

(11)

式中： ΔP為P隨組合梁振動(dòng)位移變化的改變量；MP為溫度偏心力作用下的彎矩。故組合梁的振動(dòng)微分方程為

(12)

式中：x為沿組合梁梁長(zhǎng)的縱向距離；y為組合梁振動(dòng)位移；t為時(shí)間；MP=Pe為溫度偏心力對(duì)梁產(chǎn)生的彎矩。

將式(10)、式(11)代入式(12)可得

(13)

(14)

ΔP隨組合梁振動(dòng)位移y變化，二者之間關(guān)系較為復(fù)雜。鑒于振動(dòng)位移y極小，故可近似用梁跨中的位移ω代替振動(dòng)位移。在此假定ΔP與ω成正比關(guān)系，系數(shù)取為k，即y=kΔP。在組合梁跨中作用一個(gè)集中力F，則其在支座處的水平位移為

(15)

(16)

支點(diǎn)位置作用單位力引起的支點(diǎn)水平位移為

(17)

ΔP與支點(diǎn)水平位移為線性關(guān)系，則由集中力F引起的支反力變化值為

(18)

簡(jiǎn)支梁在集中力F作用下引起的跨中豎向撓度為

(19)

將式(18)代入式(19)得

(20)

根據(jù)位移互等定理知ΔP在梁跨中引起的豎向位移為

(21)

(22)

(23)

將式(23)代入式(14)可得

(24)

求解式(24)可得簡(jiǎn)支梁自振頻率解析解，即

在股市中做投資，無需清楚每只股票的走勢(shì)表現(xiàn)，只要能看清小部分個(gè)股的走勢(shì)就足夠了。選出自己能看清的目標(biāo)盯著這些品種，從中尋找機(jī)會(huì)就足夠了。

(25)

(26)

2 組合箱梁模型試驗(yàn)

鑒于實(shí)橋易受到結(jié)構(gòu)損傷、車輛干擾和噪聲等隨機(jī)變量的耦合干擾，造成模態(tài)參數(shù)識(shí)別困難，使日照溫度對(duì)模態(tài)參數(shù)的影響研究難以實(shí)施。本文對(duì)一座40 m新型波形鋼腹板簡(jiǎn)支組合箱梁按1∶5等比例縮尺，設(shè)計(jì)、制作了新型波形鋼腹板組合箱梁試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，暴露于西北干寒氣候環(huán)境中，進(jìn)行環(huán)境因素與模態(tài)參數(shù)的長(zhǎng)期觀測(cè)，分析時(shí)變溫度對(duì)該類新型結(jié)構(gòu)模態(tài)參數(shù)的內(nèi)在影響規(guī)律及作用機(jī)理。

2.1 模型概況

試驗(yàn)梁采用單箱單室新型波形鋼腹板組合箱梁形式計(jì)算跨徑為8.0 m。組合箱梁梁高415 mm，橋面寬1 250 mm，底板寬600 mm。頂板采用C50混凝土澆筑，試驗(yàn)室測(cè)得混凝土翼板28 d抗壓強(qiáng)度平均值為51.3 MPa。波形鋼腹板厚3 mm，底板及底板加勁肋厚5 mm，均采用Q235鋼材制作。試驗(yàn)梁基本尺寸如圖2所示。

圖2 新型CSW組合箱梁幾何參數(shù)(mm)Fig.2 Geometric parameters of new-pattern CSW composite box girder (mm)

2.2 動(dòng)力測(cè)試設(shè)備與方案

將該組合箱梁放置于試驗(yàn)大廳外，受到日光照射和風(fēng)雨雪直接作用，除自質(zhì)量外不受任何附加荷載，最大限度排除環(huán)境因素外的不利干擾影響。采用DHDAS橋梁環(huán)境激勵(lì)實(shí)驗(yàn)?zāi)B(tài)測(cè)試分析系統(tǒng)進(jìn)行自振頻率的量測(cè)，該系統(tǒng)主要由主機(jī)、數(shù)據(jù)采集儀、數(shù)據(jù)接收節(jié)點(diǎn)等組成。

參考JTG TJ21-01—2015《公路橋梁荷載試驗(yàn)規(guī)程》，在組合箱梁頂板上表面布置拾振器，布置方案如圖3(a)所示，模態(tài)及溫度采集設(shè)備如圖3(b)、圖3(c)所示。本試驗(yàn)采用瞬態(tài)激振法測(cè)量其動(dòng)力特性。為了使目標(biāo)模態(tài)皆激發(fā)出來，需合理選擇錘擊位置。錘擊位置根據(jù)結(jié)構(gòu)振型確定，為避免所關(guān)心振型的丟失，應(yīng)結(jié)合有限元模擬計(jì)算結(jié)果，避免敲擊點(diǎn)設(shè)置在結(jié)構(gòu)模態(tài)振型的結(jié)點(diǎn)上。測(cè)試系統(tǒng)采樣頻率為512 Hz，每次采樣時(shí)長(zhǎng)15 min。主要采用隨機(jī)子空間方法[19-21](stochastic subspace identification,SSI) 進(jìn)行試驗(yàn)數(shù)據(jù)的分析處理。動(dòng)態(tài)設(shè)備采集頻率的同時(shí)，運(yùn)用測(cè)溫儀實(shí)時(shí)采集箱梁特征截面溫度和環(huán)境溫度并記錄。

圖3 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)圖Fig.3 Testing field

2.3 新型波形鋼腹板組合箱梁溫度梯度

運(yùn)用本文理論計(jì)算新型波形鋼腹板組合箱梁振動(dòng)頻率，首先須掌握該結(jié)構(gòu)豎向溫度分布規(guī)律。國(guó)內(nèi)在鋼-混凝土組合箱梁溫度設(shè)計(jì)中主要參照GB 50917—2013《鋼-混凝土組合橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》[22]，而現(xiàn)行各類規(guī)范中均未給出針對(duì)波形鋼腹板組合箱梁溫度梯度分布模式。鑒于該類新型橋梁的特點(diǎn)和橋梁地域差異性，在實(shí)際應(yīng)用中不宜簡(jiǎn)單套用規(guī)范梯度。因此，本文對(duì)試驗(yàn)梁進(jìn)行為期一年(2018年12月—2019年11月)的溫度測(cè)試，通過實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)建立新型波形鋼腹板組合箱梁豎向溫度分布函數(shù)。

試驗(yàn)梁場(chǎng)地溫度時(shí)程如圖4所示。由圖可知，年溫度時(shí)程總體呈弦曲線變化。全年最高溫(35 ℃)出現(xiàn)在2019年7月26日，最低溫(-10 ℃)出現(xiàn)在2018年12月9日。最大日溫差(20 ℃)出現(xiàn)在2019年4月15日。月平均最高氣溫(28.5 ℃)出現(xiàn)于2019年7月，月平均最低氣溫(-7.3 ℃)出現(xiàn)于2018年12月。

圖4 試驗(yàn)場(chǎng)地溫度時(shí)程Fig.4 Temperature time-history of test site

根據(jù)如圖5所示的方案進(jìn)行溫度采集，由于箱梁尺寸較小，溫度沿其橫向的分布較為均勻，因此，忽略箱梁橫向溫度梯度。此外，實(shí)測(cè)結(jié)果顯示負(fù)溫度梯度變化較小，不作為溫度荷載的控制工況，本文主要研究正溫度梯度工況。為簡(jiǎn)化后續(xù)計(jì)算和有限元模擬，本文選取全年中最具代表性的4 d的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)如圖6所示，基于最小二乘法通過MATLAB軟件擬合新型波形鋼腹板組合箱梁豎向溫度梯度函數(shù)。

圖5 試驗(yàn)梁溫度測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.5 Layout of temperature measuring points of test girder

圖6 測(cè)點(diǎn)溫度時(shí)程曲線Fig.6 Temperature time-history curve of test points

由圖6可知，箱梁各測(cè)點(diǎn)溫度隨環(huán)境溫度也呈弦曲線變化。由于混凝土的熱惰性，混凝土頂板和鋼腹板最高溫時(shí)間為下午3：00，混凝土底板最高溫時(shí)間為下午4：00，頂?shù)装鍦囟却嬖跁r(shí)變相位差。另外，因鋼腹板與混凝土之間熱敏感性的顯著差異及太陽(yáng)入射角度等因素的影響，致使同一時(shí)刻在鋼-混凝土結(jié)合處，鋼-混凝土存在一定的溫差。

本文采用測(cè)試頂面溫度達(dá)最大值時(shí)刻(下午3：00)的結(jié)構(gòu)溫度分布形式作為最不利溫度梯度，以混凝土底緣平均溫度(T0)為基準(zhǔn)，對(duì)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，然后基于最小二乘法通過MATLAB軟件對(duì)實(shí)測(cè)溫度進(jìn)行擬合，得到了組合箱梁豎向擬合溫度梯度。擬合時(shí)頂板溫度梯度按線性函數(shù)擬合(Tc(y)=-0.009 1y+(T0+0.546),0≤y≤65)，鋼腹板溫度梯度以指數(shù)函數(shù)擬合(Ts(y)=1.639 9e-0.002x+T0,65

圖7 豎向溫度梯度Fig.7 Vertical temperature gradient

3 有限元模型建立

3.1 有限元建模

運(yùn)用ABAQUS有限元軟件建立新型CSW試驗(yàn)梁三維有限元模型。頂板混凝土采用C3D8三維實(shí)體單元模擬，波形鋼腹板、底板、底板加勁肋及橫隔板均采用S4R板殼單元模擬。鋼與混凝土之間嵌入無厚度黏結(jié)滑動(dòng)界面單元。模型共有41 712個(gè)單元，51 516個(gè)節(jié)點(diǎn)。有限元模型如圖8所示，模型材料參數(shù)如表1所示。

圖8 試驗(yàn)梁有限元模型Fig.8 FEM of test girder

表1 20 ℃時(shí)材料特性Tab.1 Material properties at 20 ℃

3.2 參數(shù)取值

根據(jù)文獻(xiàn)[23]和本文第1章理論可知，溫度主要通過改變橋梁的材料彈性模量、幾何尺寸、邊界條件和結(jié)構(gòu)內(nèi)力等因素使結(jié)構(gòu)自振頻率發(fā)生變化。相對(duì)于材料彈性模量的溫度變異性，幾何尺寸、邊界條件、溫度應(yīng)力對(duì)模態(tài)頻率的影響通常可以忽略[24]。

文獻(xiàn)[25]研究了混凝土彈性模量與溫度之間的關(guān)系，并被多項(xiàng)研究所證實(shí)。本文也選用Xia等研究的方法對(duì)混凝土彈性模量進(jìn)行計(jì)算，表達(dá)式為

E(x,y,z)=E20{1-θE[T(x,y,z)-20]}

(27)

式中：E20為溫度為20 ℃時(shí)混凝土的彈性模量；T(x,y,z)為笛卡爾坐標(biāo)處的溫度；θE為混凝土彈性模量的溫度變異系數(shù)，根據(jù)既有試驗(yàn)研究，當(dāng)t<100 ℃時(shí)，θE取4.5×10-3℃。

賈單鋒等[26]通過試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，在自然環(huán)境溫度下，橋梁用鋼的彈性模量隨溫度變化與常溫彈性模量相比波動(dòng)幅度較小。李國(guó)強(qiáng)等[27]根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果擬合了鋼材彈性模量隨溫度變化的計(jì)算公式

ET/E=-3×10-9T3+7×10-7T2-1×10-4T+1

(28)

式中：ET為溫度為T時(shí)Q345鋼的彈性模量；E為20 ℃下Q345鋼的彈性模量。

利用式(27)和式(28)計(jì)算-20～45 ℃鋼材和混凝土彈性模量的變異性，如圖9所示。

圖9 鋼材和混凝土彈性模量變異系數(shù)Fig.9 CV in elastic modulus of steel and concrete

在有限元分析前，首先通過測(cè)得頂板上緣為20 ℃時(shí)的結(jié)構(gòu)頻率，并與有限元計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以驗(yàn)證有限元模型的正確性。然后結(jié)合圖9和表1，在有限元模型中對(duì)相關(guān)材料參數(shù)進(jìn)行修正，并采用Lanczos法提取時(shí)變溫度作用下的組合箱梁前3階振型頻率。

4 結(jié)果對(duì)比分析

4.1 時(shí)變溫度與實(shí)測(cè)頻率關(guān)系

甘肅省蘭州地區(qū)屬典型的溫帶半干旱氣候，年極端氣溫為-23.1 ℃，年極端高溫為39.8 ℃，最大日照溫差超過20 ℃，年溫差超過50 ℃[28]。該地區(qū)橋梁溫度效應(yīng)突出，在溫度荷載作用下，橋梁結(jié)構(gòu)模態(tài)參數(shù)的改變不容忽視。

本文以新型CSW簡(jiǎn)支箱梁為研究對(duì)象，將模型試驗(yàn)梁置于試驗(yàn)室外，使其除自質(zhì)量外不受任何荷載作用。將試驗(yàn)梁進(jìn)行為期一年的溫度和動(dòng)力特性監(jiān)測(cè)?；跍y(cè)得的外界環(huán)境參數(shù)與模態(tài)參數(shù)，分析環(huán)境因素對(duì)新型CSW簡(jiǎn)支箱梁自振頻率的影響程度，揭示自振頻率隨溫度的變化規(guī)律。限于試驗(yàn)條件，無法對(duì)試驗(yàn)梁進(jìn)行持續(xù)觀測(cè)，圖10和表2列出了最具代表性的370組觀測(cè)數(shù)據(jù)，通過趨勢(shì)分析揭示溫度變化對(duì)新型波形鋼腹板組合箱梁振動(dòng)特性的影響程度。

圖10 實(shí)測(cè)頻率與溫度變化關(guān)系Fig.10 Relationship between measured frequency and temperature

表2 振型頻率變化統(tǒng)計(jì)分析Tab.2 Statistical analysis of modal frequency variation

圖10和表2為實(shí)測(cè)頻率與頂板豎向平均溫度擬合關(guān)系，可以看出：實(shí)測(cè)各階頻率與溫度基本呈線性負(fù)相關(guān)關(guān)系，R2均大于0.86。前3階振型頻率隨時(shí)變溫度的相對(duì)變化范圍為5.26%～7.34%。實(shí)測(cè)振型頻率隨階數(shù)的增加，R2也漸趨增大，各階振型頻率的相對(duì)變化隨振型階數(shù)的逐漸增加而減小。溫度每升高 1 ℃，前3階振型頻率分別降低 0.106%，0.104%，0.076%。表明越高階振型頻率變化可由溫度變化的解釋程度越高。因此，在結(jié)構(gòu)健康監(jiān)測(cè)中采用高階振型對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行安全評(píng)估更具可靠性。

4.2 公式、試驗(yàn)及有限元分析對(duì)比

基于本文建立的新型波形鋼腹板組合箱梁時(shí)變溫度自振頻率計(jì)算方法，運(yùn)用MATLAB語(yǔ)言編制計(jì)算程序，計(jì)算時(shí)變溫度對(duì)結(jié)構(gòu)振型頻率的影響。為了驗(yàn)證本文解析計(jì)算的可靠性，將試驗(yàn)梁實(shí)測(cè)擬合值(后簡(jiǎn)稱：實(shí)測(cè)值)和有限元模型計(jì)算值(分為：僅考慮混凝土彈性模量變異性工況和同時(shí)考慮鋼、混凝土彈性模量變異性工況)與理論解析值進(jìn)行對(duì)比分析，如圖11所示。

圖11 理論公式值、實(shí)測(cè)值及有限元值對(duì)比Fig.11 Comparison of analytical, measured and finite element values

從圖11各階頻率對(duì)比結(jié)果可知：①新型波形鋼腹板試驗(yàn)梁振型解析解與實(shí)測(cè)值、有限元值最大相對(duì)誤差為1.25%和0.79%，三者吻合較好，從而驗(yàn)證了本文理論方法的正確性；②由于鋼材在日照溫度作用下彈性模量的變異性遠(yuǎn)小于混凝土材料，時(shí)變溫度作用下，同時(shí)考慮鋼材和混凝土彈性模量變異性對(duì)試驗(yàn)梁自振頻率的計(jì)算結(jié)果較僅考慮混凝土彈性模量變異性的計(jì)算結(jié)果最大增大0.3%。據(jù)此可見，頂板混凝土彈性模量的變化是新型波形鋼腹板組合試驗(yàn)梁時(shí)變溫度動(dòng)力特性改變的關(guān)鍵因素。

5 結(jié) 論

本文提出一種時(shí)變溫度作用下考慮鋼-混凝土接觸面滑移效應(yīng)的新型波形鋼腹板組合箱梁自振頻率解析計(jì)算方法，并通過有限元分析和試驗(yàn)梁實(shí)測(cè)，驗(yàn)證了本文所提方法的正確性。通過分析探討得到主要結(jié)論如下：

(1) 基于應(yīng)力等效原則，并考慮鋼-混凝土接觸面滑移效應(yīng)，推導(dǎo)了新型波形鋼腹板簡(jiǎn)支箱梁橋時(shí)變溫度效應(yīng)自振頻率計(jì)算公式，并通過有限元法和模型試驗(yàn)驗(yàn)證了其可靠性。

(2) 通過理論推導(dǎo)、有限元分析和試驗(yàn)梁實(shí)測(cè)驗(yàn)證了時(shí)變溫度會(huì)引起新型波形鋼腹板組合箱梁頻率的顯著改變，各階振型頻率與溫度基本呈線性負(fù)相關(guān)關(guān)系。

(3) 混凝土彈性模量的改變是新型波形鋼腹板組合箱梁時(shí)變溫度動(dòng)力特性變化的關(guān)鍵因素，結(jié)構(gòu)頻率變化主要是由頂板混凝土彈性模量隨溫度變化引起的。

(4) 溫度引起新型波形鋼腹板組合箱梁前3階模態(tài)頻率的相對(duì)變化可達(dá)5.26%～7.34%，在該類橋梁動(dòng)力特性測(cè)試與結(jié)構(gòu)性能評(píng)估中應(yīng)考慮溫度影響。