飛機荷載下橫隔梁對裝配式簡支箱梁橋力學行為的影響

高學奎，白增慶，江 輝*，王 準，曾 聰

(1. 民航機場規劃設計研究總院有限公司，北京 100029；2. 北京交通大學 土木建筑工程學院，北京 100044)

0 引言

我國《“十四五”民用航空發展規劃》中明確提出，到2035年國家民用運輸機場數量將達到400個左右，其中需重點布局加密中西部地區的機場建設。截至2021年全國年旅客吞吐量排名前50位的機場中超60%處于飽和運行狀態，亟需增建新的跑道、滑行道。對于大型樞紐機場的改擴建工程及中西部地形復雜地區的新建機場工程，在跑道、滑行道建設時受到地形、水域和既有基礎設施的影響，機場工程建設用地難以滿足要求。面對新的建設形勢，同時為加快“平安、綠色、智慧、人文”的四型機場建設進程，在機場工程中采用橋梁結構方案可有效降低施工對機場安全運行的影響，避免高填方基礎沉降及施工周期長的缺點，快速恢復跑滑系統，提高飛行區運行效率。

飛機荷載橋梁可根據其用途分為跑道橋和滑行道橋。目前跑道橋僅在葡萄牙克里斯蒂亞諾·羅納爾多機場、荷蘭阿姆斯特丹機場等建設應用，我國還未有實際工程實踐。而滑行道橋已在國內外得到廣泛應用，其中休斯頓洲際機場、亞特蘭大機場國際機場、孟菲斯國際機場和法蘭克福機場的滑行道更是積極采用預制拼裝技術，而我國已建成的60余座滑行道橋中仍以現澆結構為主，裝配式滑行道橋僅在北京首都國際機場、上海浦東國際機場、?？诿捞m國際機場和澳門機場中有所應用[1]。

目前裝配式橋梁上部結構的橫向連接主要采取設置橫隔梁(板)的方式保證主梁整體受力，國內外學者圍繞橫隔梁(板)數量、高度和厚度等參數對主梁力學性能的影響開展了相關研究。針對公路橋，Li等[2]研究指出，增設中橫隔板可降低濕接縫處最大彎矩和主梁跨中撓度。唐先習等[3]以16 m跨徑簡支梁橋為對象，討論了橫隔板高度及厚度對主梁受力的影響，建議橫隔板厚度在12～20 cm之間，橫隔板高度應為主梁肋板高度的54%～81%。鄧淇元等[4]以箱梁橋為對象，研究了橫隔板設置數量對主梁受力的影響規律，建議20 m與40 m跨徑的箱梁橋設置兩道端橫隔梁和跨中增設一道橫隔板。賀拴海等[5]進行了不同橫隔板片數梁橋足尺模型試驗，研究發現設置3道橫隔板與5道橫隔板各片主梁橫向分配接近。黃潔[6]以30 m簡支梁橋為對象，研究了有無跨中橫隔板對結構受力性能的影響，研究表明增設中橫隔板會加強結構整體性，但影響幅度較小，建議裝配式小箱梁可取消設置橫隔板。張勁泉等[7]以T梁橋為對象，研究發現設置橫隔板可提高T梁橋工作年限。黃萍[8]研究指出，在新舊橋梁之間增設橫隔板，可顯著改善荷載橫向分布，降低主梁縱向應力。針對鐵路橋，周長東等[9]研究指出，增設橫隔板會提高主梁的橫向剛度，但橫隔板數量與厚度超過一定限值后會對梁體的自振頻率和承載力產生不利影響。

目前，裝配式主梁橫隔梁設計相關的規范非常匱乏。僅有《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》(JTG 3362—2018)[10]規定了裝配式T梁的橫隔梁(板)設置位置及間距，并建議裝配式箱梁設置端橫隔梁?！豆费b配式混凝土橋梁設計規范》(JTG/T 3365-05—2022)[11]和《民用機場飛機荷載橋梁設計指南》(MH/T 5063—2023)[12]中對橫隔梁(板)的設置均未予以明確。

既有橫向連接對裝配式主梁受力特性影響規律的研究尚未達成共識，且均以公路、鐵路橋梁為研究對象。而飛機荷載橋梁具有活載大、荷載集中、寬跨比大等特點，其主梁在橫橋向的空間受力差異更為突出，主梁橫向連接對力學性能的影響規律尚不明確，相關規范中并未對裝配式箱梁橫隔板的設計給出明確規定，因此有必要針對裝配式飛機荷載橋梁的橫隔梁(板)開展針對性研究。

為明確裝配式飛機荷載橋梁主梁橫向連接的主要參數對主梁力學行為的影響規律，本研究以廣州白云機場3期擴建工程H1滑行道橋為背景，基于ABAQUS平臺建立其精細化非線性數值模型。在與既有試驗結果對比驗證模擬方法可靠性的基礎上，系統研究了飛機靜載及移動荷載作用下，橫隔梁(板)數量和中橫隔板尺寸對飛機荷載橋梁裝配式主梁力學性能的影響規律，并明確了上述參數的合理取值范圍。

1 裝配式箱梁橋數值模擬方法及驗證

為驗證所采用的裝配式箱梁橋數值模擬方法的可靠性和準確性，本節以既有靜力試驗結果為基準，基于ABAQUS平臺建立了相應的精細化實體數值模型并進行了對比驗證。

1.1 箱梁試件靜力試驗概況

嚴濤[13]開展了4片預制小箱梁濕接縫連接的主梁靜力試驗，各片小箱梁間設置端橫隔梁和1道跨中橫隔板。試驗模型縮尺比為1：5，小箱梁跨徑為6 m，梁高0.29 m，其中邊梁寬0.58 m，中梁寬0.51 m，端橫隔梁厚100 mm，中橫隔板厚50 mm。試驗加載采用千斤頂依次從1#梁到4#梁的跨中處施加集中荷載，每次從0 t加載至3 t，并按每級0.5 t逐級遞增。加載過程中梁端始終保持固定，主梁靜力加載示意圖如圖1所示。

圖1 主梁靜力加載示意圖(單位：mm)Fig.1 Schematic diagram of static loading of main beam(unit：mm)

1.2 試驗箱梁的精細化有限元建模

為準確描述集中荷載作用下混凝土和鋼筋的力學行為，混凝土采用三維實體減縮積分單元(C3D8R)模擬，濕接縫處普通鋼筋選用桁架單元(T3D2)模擬，兩者均采用彈性材料，忽略鋼筋與混凝土間黏結滑移作用，鋼筋嵌入混凝土中。在確保模擬精度的前提下，對主梁內鋼筋籠進行簡化模擬，即采用Mander約束混凝土模型[14]考慮鋼筋籠對主梁混凝土的約束作用。

由于各片小箱梁間采用后澆混凝土(濕接縫)連接，精確描述新舊混凝土界面力學行為是合理模擬裝配式上部結構的關鍵，在ABAQUS中通常采用基于面的內聚力模型(cohesive)模擬。內聚力行為通過牽引-分離破壞準則定義[15]，即裂縫起裂前，界面處的應力-變形呈正比關系。當界面應力如式(1)所示，達到預設極限強度時，界面出現損傷且不可逆，此時應力-變形呈反比關系。當界面應力為0時，材料完全損傷，裂縫開始起裂。內聚力行為的牽引-分離破壞準則如圖2所示，其中混凝土材料界面特性參數根據文獻[16]確定。

圖2 濕接縫內聚力行為本構關系Fig.2 Constitutive relation of cohesive behavior of wet joints

(1)

式中，tn，ts，tt分別為接觸面上的法向應力，第1切向應力、第2切向應力；tn，ts，tt分別為對應的臨界應力。當各個方向應力比之和等于1時，界面損傷開始。

試件梁端底部約束所有自由度，集中荷載通過耦合參考點施加至相應位置，荷載大小與試驗保持一致。

1.3 模擬結果對比驗證

為驗證上述數值模擬方法的可靠性，以荷載施加于1#梁跨中的試驗結果進行對比。圖3給出了靜力試驗與數值模擬所得荷載-撓度曲線的對比圖，可看出不同等級荷載作用下，1#梁跨中撓度的模擬結果與試驗結果吻合良好。表1列出了模擬結果相對于試驗測試值的誤差，可發現各級荷載作用下1#梁跨中撓度的誤差均不超過10%，說明本研究所采用的模擬方法可合理有效地模擬多片小箱梁濕連接主梁的力學特性，可用于后續研究。

表1 各級荷載下數值模擬與1#梁跨試驗撓度對比Tab.1 Comparison between numerical simulation and tested mid-span deflections of girder No.1 under different load levels

圖3 荷載-撓度曲線對比Fig.3 Comparison of load-deflection curves

2 工程背景

廣州白云機場3期擴建工程H1滑行道橋為跨徑35 m的兩跨簡支梁橋，橋寬為39 m，滑行道橋立面圖如圖4(a)所示。上部結構采用12片預制小箱梁，梁高為2.5 m，單片梁寬為2.5 m，各片小箱梁通過現澆濕接縫和橫隔板連接，端橫隔梁厚度為500 mm，高度為2.3 m，中橫隔板厚度為300 mm，高度為2.5 m，濕接縫寬度為818.2mm，主梁跨中橫截面如圖4(b)所示。橋墩采用重力式墻式墩，橋臺為一字墻式橋臺。

3 大斷面裝配式箱梁靜力行為的影響因素分析

既有研究[3]表明，橫隔板的設置對裝配式主梁的力學性能存在不可忽略的影響。本節采用2.2節中所驗證的模擬方法，建立裝配式箱梁精細化有限元模型，開展靜力分析揭示橫隔梁(板)數量、中橫隔板高度和厚度對飛機荷載橋梁裝配式主梁力學性能的影響規律與機理。

3.1 數值模型建立

為充分考慮橋面板對主梁約束作用及其對飛機荷載的傳遞作用，將橋面板底面與主梁及濕接縫頂面綁定(Tie)，忽略界面處的相對滑移。采用連接器單元(Connector)和理想彈塑性材料模擬支座，橋墩與橋臺底部固結。

結構恒載采用Gravity荷載施加，該滑行道橋活荷載設計等級為E類飛機荷載，機型為B747-400，由于飛機前起落架軸重遠小于主起落架軸重且兩者距離較遠，前起落架對主梁跨中的力學作用遠小于主起落架，故飛機靜載作用下僅考慮主起落架荷載并以中載進行布載，即將主起落架中心與橋面板頂面中心對齊按照主起落架輪胎投影面施加面力，飛機靜載布置平面圖具體如圖5所示。

圖5 飛機靜載布置平面圖(單位：m)Fig.5 Plane of aircraft static load layout (unit：m)

3.2 橫隔梁(板)數量

既有研究中[3-6]對橫隔梁(板)的設置數量給出了不同的建議，且研究對象集中于公路和鐵路橋梁對飛機荷載橋梁的適用性還有待研究。故本節僅改變橫隔梁(板)數量，具體工況如表2所示，分為不設端橫隔梁及中橫隔板、僅設置端橫隔梁、設置端橫隔梁及1，2，3道中橫隔板共5種工況。

表2 橫隔梁數量Tab.2 Number of diaphragms

圖6給出了飛機靜載作用下，不同橫隔梁(板)數量對主梁跨中撓度和彎矩變化對比圖?？煽闯?，設置端橫隔梁可顯著降低主梁的跨中撓度和彎矩響應，增加中橫隔板數量可進一步減小主梁跨中撓度。工況Ⅰ的主梁跨中撓度和彎矩響應變化最大，各片箱梁跨中最大撓度為6.81 mm，最大彎矩(本研究中彎矩為飛機荷載引起的變化值)為2 910.35 kN·m。相較于工況Ⅰ，橫隔梁(板)數量為2，3，4，5時主梁最大跨中撓度分別降低9.8%，18.72%，14.40%，22.95%，最大彎矩分別降低7.61%，25.80%，8.28%，25.12%。

圖6 橫隔梁數量對主梁跨中撓度和彎矩的影響Fig.6 Influence of diaphragm number on mid-span deflection and moment of main girder

不難發現，橫隔梁(板)數量為3和5時，各梁跨中彎矩顯著小于數量為2和4的橋梁。原因在于，橫隔梁(板)數量為3和5時，均在跨中位置布置了一道橫隔板，對提高該截面處的橫向剛度和連接性能有最直接的影響。

同時對比各工況下中梁(6#梁)與邊梁(1#梁)撓度差可知，增設端橫隔梁與中橫隔板可減小各片主梁之間的撓度差使梁體受力更加均勻。具體地，工況Ⅰ中梁與邊梁撓度差為6.26 mm，橫隔梁(板)數量為2，3，4，5時中梁與邊梁撓度差分別為5.03，4.23，4.61，3.78 mm。

為對比不同飛機荷載對裝配式主梁力學性能的影響，本節根據文獻[12]另選取了B767-300ER機型進行對比分析，圖7為該機型作用下不同橫隔梁(板)數量對主梁跨中撓度和彎矩曲線對比圖?？煽闯?，橫隔板數量對主梁力學行為的影響規律與B747-400機型相同，且力學響應遠遠小于B747-400加載時的結果。工況Ⅰ的主梁跨中撓度和彎矩響應變化最大，各片箱梁跨中最大撓度為2.87 mm，最大彎矩為1 185.55 kN·m。相較于工況Ⅰ，橫隔梁(板)數量為2，3，4，5時主梁最大跨中撓度分別降低4.48%，14.09%，12.61%，17.18%，最大彎矩分別降低4.58%，15.61%，8.91%，16.49%。同時圖7(b)中無跨中橫隔板工況中的6#與7#梁的彎矩明顯小于5#與8#梁的彎矩，這是機型主起落架間距不同導致的，B767-300ER機型主起落架中載加載的位置靠近5#與8#梁，其撓度變化同樣出現類似現象。

圖7 B767-300ER作用下橫隔梁(板)數量對主梁跨中撓度和彎矩的影響Fig.7 Influence of diaphrangm number on mid-span deflection and main girder moment during B767-300ER loading

綜上可知，不同機型下橫隔梁(板)數量對主梁力學性能的影響規律相同。B747-400加載時各片主梁的力學響應最大，橫隔梁對主梁力學性能的影響也最顯著，故下文開展的研究中均以控制機型B747-400進行加載。

3.3 中橫隔板高度

端橫隔梁的尺寸在工程上已有較明確的認識[17]，相比端橫隔梁，設置跨中橫隔板對提升主梁跨中截面剛度起直接作用，故本節以工況Ⅲ為對象，僅研究中橫隔板尺寸對裝配式主梁力學性能的影響規律。橫隔板的適宜高度與主梁或肋板高度密切相關，本節經試算確定橫隔板高度討論范圍為主梁高度(2.5 m)的60%～100%，即1.5，1.75，2，2.25，2.5 m。

圖8給出了飛機荷載作用下不同中橫隔板高度對主梁跨中撓度、彎矩變化曲線?？煽闯鲈黾訖M隔板高度可明顯降低各片小箱梁跨中撓度及彎矩。當中橫隔板高度為1.5 m時，主梁跨中最大撓度和彎矩分別為6.48 mm和2 850.88 kN·m；中橫隔板高度為2.5 m時，兩者分別為5.54 mm和2 163.518 kN·m，相較于1.5 m分別減小14.55%，24.11%。同時增加橫隔板高度可減小中梁與邊梁間撓度差，中橫隔板高從1.5 m增加至2.5 m時，中梁與邊梁撓度差從5.64 mm減小到4.24 mm。

圖8 中橫隔板高度對主梁跨中撓度和彎矩的影響Fig.8 Influence of middle diaphragm height on mid-span deflection and moment of main girders

將不同中橫隔板高度的主梁與僅設置端橫隔梁的主梁進一步對比可發現，對于中橫隔板高度大于2 m 的工況，其中梁跨中撓度均大于僅設置端橫隔梁的中梁；對于中橫隔板的高度小于2 m的工況，其中梁跨中撓度均小于僅設置端橫隔梁的中梁。造成這一現象的原因是，設置中橫隔板有利于增強各小箱梁間的橫向聯系，均勻分配荷載以降低受荷箱梁的撓度；消極作用是增設中橫隔板會提高主梁自重進而增加撓度。相比僅設端橫梁的中梁，當中橫隔板高度從1.5 m增加到2 m時，中梁撓度增加幅度從5.69%減小到2.65%，其負面效果不斷減弱；當中橫隔板高度為2 m時，中橫隔板的聯結作用才會抵消其自重帶來的負面影響，可使中梁跨中撓度小幅度減??；當中橫隔板高度由2.25 m增加至2.5 m 時，可有效降低中梁撓度與跨中彎矩。因此對于H1滑行道橋中高度為2.5 m的主梁而言，建議中橫隔板的高度應超過主梁高度的90%，肋板高度的101.35%，這一結論略大于文獻[18]中建議的裝配式橋梁橫隔板高度取值(主梁高度的3/4)，明顯高于文獻[3]中建議的簡支T梁橋橫隔板高度(肋板高度的54%～81%)。這是飛機荷載橋梁荷載集度高、活載大和寬跨比大的特點和箱梁本身具有較大剛度導致的。

3.4 中橫隔板厚度

中橫隔板厚度一般在120～200 mm之間[19]，本節以表2中工況Ⅲ為基礎，分別改變中橫隔板厚度為100，150，200，250，300 mm開展分析。

圖9為靜載作用下，不同中橫隔板厚度的主梁跨中撓度曲線?？砂l現，增加中橫隔板厚度可減小主梁最大跨中撓度，但影響基本可以忽略。具體地，中橫隔板厚度從100 mm增大到300 mm時，中梁最大跨中撓度由5.76 mm減小到5.53 mm，原因是在主梁豎向受彎時，增加中橫隔厚度對主梁跨中截面抗彎剛度的影響并不大。

圖9 中橫隔板厚度對主梁跨中撓度的影響Fig.9 Influence of middle diaphragm thickness on mid-span deflection of main girders

圖10給出了不同中橫隔板厚度的6#梁和7#梁跨中混凝土橫橋向應力云圖。對比可看出，設置中橫隔板會導致主梁跨中與橫隔板連接處產生應力集中現象。中橫隔板厚100 mm時連接處橫向拉應力最大為2.13 MPa，隨中橫隔板厚度的增加，應力集中區域由連接處逐漸向主梁內部靠攏如圖10(d)～(e)所示，應力集中現象有所緩解且橫向拉應力不斷減小，相比100 mm厚時，厚度為150，200，250，300 mm 的中橫隔板，主梁連接處橫向拉應力可分別降低13.62%，22.07%，32.39%，38.50%。說明在滿足受力及配筋間距要求的前提下，應盡量提高橫隔板厚度，從而避免因橫隔板過薄在橫隔板與主梁連接處發生開裂。

4 飛機沖擊作用下大斷面裝配式箱梁力學行為的影響因素分析

對于橋梁結構，由于移動荷載的沖擊作用，增大了對橋梁結構的豎向動力效應。裝配式主梁相較于重力式墩臺自重小，飛機荷載對主梁的沖擊作用效果較顯著[12]。由前文研究可知中橫隔板厚度僅對裝配式主梁的局部受力有影響，對各片主梁撓度和彎矩的作用可以忽略，故本節只討論飛機移動荷載作用下橫隔梁(板)數量和中橫隔板高度對裝配式主梁力學性能的影響規律。

4.1 飛機移動荷載的實現

飛機移動荷載在ABAQUS中通常采用DLOAD子程序實現，將飛機前后起落架荷載采用面荷載形式施加并考慮文獻[12]中規定的飛機滑行沖擊系數，滑行速度為10節/h。

4.2 中橫隔板數量

由3.2節結果可知，設置中橫隔板對橋梁力學性能影響明顯，本節進一步研究在飛機移動荷載作用下中橫隔板片數對主梁力學性能的影響規律，中橫隔片數分別設置為0，1，2，3片(見表2工況Ⅱ～Ⅴ)。

圖11分別給出了飛機移動荷載作用下，不同中橫隔板數量的邊梁與中梁跨中撓度和彎矩曲線?？砂l現，增加中橫隔板數量可減小中梁的撓度與彎矩響應，而增大邊梁響應。當主起落架行駛至主梁跨中時(8.5 s)，工況Ⅱ的中梁與邊梁最大撓度和彎矩分別為6.92 mm和2 991.46 kN· m，0.78 mm和292.23 kN· m。工況Ⅴ的中梁與邊梁跨中最大撓度和彎矩分別為5.38 mm和2 182.92 kN·m，1.50 mm 和588.33 kN·m。后者相對前者而言，中梁撓度和彎矩分別減小了23.41%和27.02%，而邊梁撓度和彎矩分別提高了114.28%和101.32%。

圖11 橫隔板數量對邊梁和中梁的跨中撓度和彎矩影響Fig.11 Influence of diaphragm number on mid-span deflection and bending moment of side and middle beams

將中梁與邊梁移動荷載與靜力荷載作用的結果進一步對比，如圖12所示。由于飛機移動荷載的沖擊作用，各工況的中梁最大撓度及彎矩均大于飛機靜載時的結果。工況Ⅱ靜載時中梁跨中撓度及彎矩分別為6.14 mm和2 688.83 kN·m，飛機移動荷載作用下中梁跨中撓度與彎矩相較于靜載時分別增大了12.73%和12.91%。

圖12 靜動力荷載下邊梁和中梁撓度及彎矩對比Fig.12 Comparison of side and middle girder deflections and moments under static and dynamic loads

不難發現工況Ⅱ邊梁靜力荷載時的撓度及彎矩均小于移動荷載作用下的結果，這是因為工況Ⅱ未設置中橫隔板，移動荷載主要由中梁承擔。同時飛機移動荷載下增加中橫隔板數量對主梁最大撓度及彎矩的影響比靜力加載時更突出。相比工況Ⅱ，靜載時工況Ⅲ中梁最大跨中撓度和彎矩可分別降低14.50%和19.68%，邊梁兩者可分別提高34.82%和27.24%。移動荷載下工況Ⅲ中梁兩者最大可分別降低16.14%和25.48%，邊梁最大可分別提高108.01%和101.32%。

4.3 中橫隔板高度

由3.3節的研究結果可知，中橫隔板高度對結構中主梁力學性能的影響較為顯著，故本節針對飛機移動荷載作用下中橫隔板高度對小箱梁力學性能的影響開展深入討論。

圖13分別給出了飛機移動荷載下，不同中橫隔板高度的邊梁與中梁跨中撓度與彎矩曲線?？煽闯?，增加中橫隔板高度可增大邊梁撓度與彎矩響應，降低中梁響應，且對邊梁的影響程度更為明顯。當中橫隔板高度為1.5 m時，邊梁跨中撓度與彎矩最大響應分別為0.88 mm 和342.87 kN·m，中梁分別為6.80 mm 和2 962.40 kN·m；當中橫隔板高度為2.5 m 時，邊梁跨中撓度與彎矩最大響應分別為1.31 mm 和512.97 kN· m，中梁分別為5.93 mm和2 230.39 kN·m。對比兩種橫隔板高度，后者比前者的邊梁撓度與彎矩響應分別提高了48.86%和49.45%，而中梁分別降低了12.94%和24.71%。在飛機移動荷載作用下，增加中橫隔板的高度可以有利于改善邊梁受力，增強主梁的整體剛度，避免出現“單梁受力”現象。

圖13 中橫隔板高度對邊梁和中梁跨中撓度及彎矩的影響Fig.13 Influence of middle diaphragm height on mid-span deflection and moment of side and middle girders

同樣與靜載結果對比可知，移動荷載作用下不同中橫隔板高度的中梁跨中彎矩和撓度均明顯大于3.3節中靜載下的結果。以中橫隔板高2.5 m為例，靜載時中梁跨中撓度和跨中彎矩分別為5.54 mm和2163.51 kN· m，移動荷載下兩者分別提高了6.97%和7.01%。

5 結論

(1)橫隔梁(板)數量對裝配式飛機荷載橋梁的力學性能影響最為明顯，中橫隔板高度次之，中橫隔板厚度對主梁跨中撓度和彎矩則影響較弱，僅影響局部應力。

(2)相關規范中未對裝配式箱梁跨中橫隔板的設置給出明確要求，研究表明針對裝配式飛機荷載橋梁設置跨中橫隔板是必要的，其可顯著降低中梁的跨中撓度和跨中彎矩，減小邊梁與中梁間的撓度差提高全橋的整體性。B747-400機型加載下相比不設置橫隔梁(板)的主梁而言，設置3道橫隔板的主梁跨中最大撓度和彎矩可分別降低18.72%，25.80%，中梁與邊梁撓度差可減小32.43%。

(3)增加中橫隔板厚度對主梁撓度和彎矩的影響很小，但可降低橫隔板與箱梁連接部位處的局部橫向拉應力。相比中橫隔板100 mm厚時，厚度為150，200，250，300 mm的中橫隔板，主梁連接處的橫向拉應力可分別降低13.62%，22.07%，32.39%，38.50%。

(4)增加中橫隔板高度可明顯降低主梁跨中撓度和彎矩，提高各小箱梁間的橫向聯系。對于大斷面的飛機荷載橋梁，中橫隔板高度超過主梁高度的80%時，中橫隔板的聯結作用才會抵消其自重帶來的負面影響，超過主梁高度的90%時，可有效降低主梁跨中撓度與彎矩。

(5)飛機移動荷載作用下，橫隔梁(板)數量與中橫隔板高度對裝配式主梁的力學性能與靜力加載影響規律相同。但由于飛機移動荷載的沖擊作用，移動荷載下中梁的撓度和彎矩響應均大于靜載時的結果。以僅設端橫隔梁的主梁為例，移動荷載作用下中梁跨中撓度與彎矩比靜載時分別增大了12.73%和12.91%。