考慮剪切變形的多梁式改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋荷載橫向分布系數(shù)計算

馬馳 劉世忠

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

傳統(tǒng)的分析多梁式混凝土小箱梁和T型梁橋的內(nèi)力計算方法是將空間計算問題合理地轉(zhuǎn)化為平面問題[1- 2]。聶鑫等[3]提出了考慮箱型組合梁抗扭剛度的變截面鋼-混連續(xù)組合梁橋荷載橫向分布系數(shù)的計算方法。聶建國等[4- 5]對修正的剛接梁法計算鋼-混組合梁加寬后的混凝土梁橋的橫向分布系數(shù)進(jìn)行了研究，并用兩根加寬的鋼-混組合T梁構(gòu)件進(jìn)行試驗研究，得出了相應(yīng)工況的橫向分布規(guī)律。項貽強(qiáng)等[6]得到了考慮界面滑移的鋼-混箱梁橋荷載橫向分布系數(shù)的修正計算公式。馬磊等[7- 8]提出將單箱多室波形鋼腹板 PC 組合箱梁等效為平面板梁模型，用剛性橫梁法推導(dǎo)出了該組合箱梁荷載橫向分布系數(shù)的計算表達(dá)式，研究表明，有、無中橫隔板的單箱多室波形鋼腹板組合箱梁均可采用剛接梁法計算其荷載橫向分布。閆君媛[9]采用概率分布和參數(shù)統(tǒng)計的方法對考慮車輛荷載橫向位置隨機(jī)性的荷載橫向分布系數(shù)進(jìn)行了分析對比研究。聶建國等[10- 11]提出了鋼-混結(jié)合梁滑移效應(yīng)引起的附加變形和剛度折減系數(shù)計算公式。

根據(jù)上述研究和文獻(xiàn)檢索可知，目前關(guān)于鋼-混組合小箱梁橋荷載橫向分布系數(shù)的研究主要有杠桿法、偏心壓力法、修正偏心壓力法、剛接梁法、G-M 法等方法[12]，大多研究[4- 14]主要集中在考慮自身結(jié)構(gòu)抗扭剛度、有無橫隔板結(jié)構(gòu)、車輛荷載橫向位置隨機(jī)性、結(jié)合梁滑移效應(yīng)等對荷載橫向分布系數(shù)的影響，有關(guān)鋼-混組合箱梁橋的剪切變形對其荷載橫向分布系數(shù)影響的研究鮮見報道，針對改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋荷載橫向分布系數(shù)，本研究提出了考慮自身剪切變形對改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋荷載橫向分布系數(shù)影響的計算理論，并通過實橋試驗對提出的考慮自身剪切變形橫向分布系數(shù)的計算理論進(jìn)行了驗證。

1 考慮剪切變形的多梁式改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋荷載橫向分布系數(shù)的計算方法

計算多梁式改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋的荷載橫向分布系數(shù)時，假定開口波形鋼腹板U鋼箱梁和混凝土頂板接合面處在外力荷載作用下不會產(chǎn)生滑移現(xiàn)象，但需要考慮剪切變形的影響，所以假定該組合結(jié)構(gòu)梁在外力作用下的撓度由兩部分組成：①波形鋼腹板鋼箱梁與混凝土頂板完全結(jié)合時初等梁理論所得撓度we；②波形鋼腹板鋼箱梁與混凝土頂板完全結(jié)合時剪切變形所產(chǎn)生的附加撓度ws。

當(dāng)改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋在車輛荷載P作用下時，按照剛度折減的方法進(jìn)行荷載分配，將荷載分為ηP和(1-η)P，其中η為剛度分配系數(shù)。

1.1 改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋的剛度

由于已有研究表明[15]剪切變形引起的附加撓度占總撓度的比重達(dá)到了34%，所以提出了折減剛度法計算改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁結(jié)構(gòu)剪切變形效應(yīng)引起的附加撓度及分擔(dān)系數(shù)(抗彎剛度)。

考慮剪切變形引起的附加撓度，改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁結(jié)構(gòu)的撓度由we與ws兩部分組成，按撓度組成計算的剛度分配系數(shù)為

(1)

把組合箱梁結(jié)構(gòu)撓度的增加認(rèn)為是該組合結(jié)構(gòu)抗彎剛度的減少，對該結(jié)構(gòu)按撓度組成計算的剛度分配系數(shù)進(jìn)行折減，得

EI0=ηEI

(2)

式中，EI為不考慮剪切變形效應(yīng)的改進(jìn)型波形鋼腹板組合箱梁的抗彎剛度，EI0為考慮剪切變形效應(yīng)的改進(jìn)型波形鋼腹板組合箱梁的抗彎剛度，均由截面換算法確定。

(3)

圖1 正弦荷載示意圖

由材料力學(xué)知識可知，

得，

(4)

將式(4)代入文獻(xiàn)[15] 中式(4.3)的第三項波形鋼腹板剪切變形產(chǎn)生的附加撓度公式，即：

(5)

由邊界條件：x=0時，ws=0；x=l時，ws=0；

可得

C13=0，C23=0，

故

(6)

由式(3)可得CSWSB組合箱梁初等梁理論所引起的撓度we，由式(6)可得CSWSB簡支組合箱梁剪切變形所引起的撓度ws。

根據(jù)前文所述η的計算公式可知，

(7)

(8)

式中：Ω為閉口鋼箱梁截面壁厚中心線所圍成的面積，ds為繞換算后閉合鋼箱梁四周邊長的微元，c為矩形截面抗扭剛度系數(shù)，a為翼緣板寬度，tc為翼緣板的厚度，ts為閉口鋼箱梁截面各邊的壁厚，Gs、Gc為波形鋼腹板-鋼底板和混凝土頂板的剪切模量。

1.2 改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋荷載橫向分布系數(shù)的偏心壓力法計算

偏心壓力法即為剛性橫梁法。在進(jìn)行多梁式改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋設(shè)計時，假定沿橋梁跨徑方向設(shè)置的鋼橫隔梁為剛性，然后按照剛性橫梁法的適用條件判斷是否可以采用該方法計算橫向分布系數(shù)。采用偏心壓力法計算荷載橫向分布系數(shù)的適用條件為

(9)

按照剛體力學(xué)關(guān)于力的平移原理，偏心荷載單位力P作用時，用一個作用在扭轉(zhuǎn)中心的中心荷載P=1和一個作用于剛體上的偏心力矩M=1?e代替。

1.2.1 中心荷載P=1的作用

(10)

圖2 偏心壓力法的荷載分布圖

(11)

所以，

(12)

1.2.2 偏心力矩M=1?e的作用

由w″e，i=αitanφ0，得

(13)

其中，ai為i號主梁離組合小箱梁截面扭轉(zhuǎn)中心的距離。

由w″s，i=αitanγ0，得

(14)

所以，

(15)

由中心荷載P=1和偏心力矩M=1?e作用下各根主梁鋼-混完全結(jié)合時撓度引起的反力總和，得出任意i號主梁荷載分布的一般公式(荷載p作用在離截面扭轉(zhuǎn)中心o的距離為e處)為

(16)

由式(16)和反力互等定理得，荷載位于k號梁軸上，任意i號主梁荷載橫向分布反力影響線的公式為

(17)

其中：Ri，k為單位荷載位于k號梁軸上，任意i號主梁荷載橫向分布反力影響線。

1.3 改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋荷載橫向分布系數(shù)的修正偏心壓力法計算

由于偏心壓力法反力影響線豎標(biāo)的計算公式(式(17))中后兩項，只考慮了偏心力矩M=1?e作用時各主梁產(chǎn)生的豎向撓度，但是多梁式改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋在偏心力矩作用下，該片主梁不僅會產(chǎn)生不同的豎向撓度，而且會轉(zhuǎn)動一個相同的角度。

各片主梁對橫梁的反作用為豎向力Ri和扭矩MT，i，建立力學(xué)平衡方程為

(18)

由文獻(xiàn)[1]得出抗扭修正系數(shù)為

(19)

其中：n為小箱梁的片數(shù)，Ii為i號主梁的抗彎慣性矩，IT，i為i號主梁的抗扭慣性矩。

由各根主梁鋼-混完全結(jié)合時撓度引起的反力總和，得出考慮抗扭修正系數(shù)后，任意i號主梁荷載分布的一般公式為

(20)

由式(20)和反力互等定理得，荷載位于k號梁軸上，考慮主梁抗扭剛度后任意i號主梁荷載橫向分布的反力影響線豎標(biāo)一般公式為

(21)

1.4 改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋荷載橫向分布系數(shù)的剛接梁法計算

在不同橫向位置的車輛荷載作用下，多梁式改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁的每一片主梁會產(chǎn)生撓度和扭轉(zhuǎn)變形，考慮剪切變形對主梁撓度和剛度的影響，推導(dǎo)出了采用剛接梁法求其荷載橫向分布系數(shù)的矩陣方程。根據(jù)力法原理，把每兩個單片梁間的混凝土頂板切開(如圖3所示)，以豎向剪力、彎矩為贅余力，忽略縱向剪力和軸力，建立力法方程：

δi，jXi=Δi，p，i，j=1，2，…，2(n-1)

(22)

式中：δi，j為改進(jìn)型波形鋼腹板組合箱梁兩片主梁間豎向剪力或彎矩前的柔度系數(shù)矩陣；Xi為贅余豎向剪力和彎矩的峰值矩陣；Δi，p為外荷載引起的i處相對位移矩陣。

改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋相鄰主梁切開處，單位豎向剪力作用下的豎向位移與轉(zhuǎn)角以及單位彎矩作用下的豎向位移與轉(zhuǎn)角示意圖如圖4所示。

圖3 改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋的截面內(nèi)力示意圖

(a)單位豎向剪力作用下的豎向位移與轉(zhuǎn)角

(b)單位彎矩作用下的豎向位移與轉(zhuǎn)角

Fig.4 Schematic diagram of vertical displacement and corner at the cut-off of adjacent main girder of improved composite small box girder bridge with corrugated steel webs

根據(jù)改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋的力和變形關(guān)系確定方程式中各系數(shù)。

當(dāng)主梁為4片時，

δi，j=

(23)

(24)

從而，總結(jié)出n片主梁的柔度系數(shù)為

(25)

(26)

j為外荷載P作用位置，則有

(27)

式中：w為單位豎向荷載作用在改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁懸臂端部時在該處產(chǎn)生的彈性撓度，φ為單位扭矩作用于改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁截面扭心時引起的截面扭轉(zhuǎn)角，φ′為單位彎矩作用下改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁懸臂端部產(chǎn)生的彈性扭轉(zhuǎn)角。

2 多梁式改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋荷載橫向分布系數(shù)計算實例

2.1 實橋的主體結(jié)構(gòu)

本研究所選實際橋梁為蘭州市景中高速公路(南起機(jī)場高速公路，北至Z031路口)中的特大橋(主匝道高架橋)，橋跨布置自南向北依次為18×30 m鋼腹板組合簡支箱梁+鋼腹板組合連續(xù)箱梁(42 m+4×50 m)+鋼腹板組合連續(xù)箱梁(5×50 m)+鋼腹板組合簡支箱梁(3×30 m)，橋梁全長1 122 m。該橋按雙向4車道設(shè)計，橋梁全寬20.0 m，橫斷面布置為0.5 m邊防撞護(hù)欄+9 m行車道+1 m中央防撞護(hù)欄+9 m行車道+0.5 m邊防撞護(hù)欄(共計20 m)，主梁結(jié)構(gòu)橫斷面圖如圖5所示。

圖5 主梁結(jié)構(gòu)橫斷面示意圖(單位：cm)

選取30 m簡支組合梁做為試驗梁，主梁為寬20 m的等寬梁，采用單室4箱截面，由開口鋼箱梁和混凝土橋面板通過抗剪連接組成，主梁結(jié)構(gòu)中心線處梁高1.5 m，鋼腹板高1.25 m，混凝土橋面板厚0.25 m，鋼底板厚0.02 m。橋面設(shè)1.5%的雙向標(biāo)準(zhǔn)橫坡，箱梁頂面橫坡和橋面橫坡相同，橋面橫坡由腹板不等高調(diào)整，橋面鋪裝層等厚。本試驗橋位于直線段，懸臂板、箱頂板采用壓型鋼板混凝土組合板，為充分發(fā)揮組合結(jié)構(gòu)作用、減少用鋼量，箱梁上方的混凝土橋面板在吊裝前澆筑，整孔吊裝后，再澆筑剩余的懸臂及箱間混凝土橋面板。

腹板采用BCSW1200型波形鋼腹板，波長1 200 mm、波高200 mm、厚度為10～12 mm。底板上設(shè)2道180 mm縱向加勁肋。鋼箱內(nèi)設(shè)橫隔板，橫隔板縱向標(biāo)準(zhǔn)間距4.8 m。兩箱之間對應(yīng)橫隔板位置共設(shè)置3道箱間橫聯(lián)。每跨端部設(shè)置1道橫隔梁。

鋼梁的縱梁和箱間橫梁上翼緣布置直徑19 mm、高150 mm的剪力釘；端橫梁、中支點兩側(cè)腹板、底板等需要澆筑混凝土的部位均布置剪力釘，直徑16 mm、高100 mm。

2.2 實橋主體的材料

一期橋面板采用C50混凝土，重力密度γ=26.0 kN/m3，彈性模量Ec=3.45×104MPa；二期橋面板采用C50微膨脹混凝土，端橫梁箱內(nèi)填充混凝土采用C50細(xì)石混凝土，伸縮縫、橋面連續(xù)預(yù)留槽采用C50環(huán)氧樹脂混凝土。

鋼箱底板、縱向加勁肋、上翼緣板采用Q390E，重力密度γ=78.5 kN/m3，彈性模量Es=2.06×105MPa；壓型鋼板采用Q345D，各項性能指標(biāo)符合GB/T 1591—2008《低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼》 中的規(guī)定；波形鋼腹板采用Q345D，各項性能指標(biāo)符合GB/T 1591—2008《低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼》 或JT/T 784—2010《組合結(jié)構(gòu)橋梁用波形鋼腹板》中的規(guī)定。

剪力釘采用圓頭焊釘，材質(zhì)為ML15AI，剪力釘?shù)男螤?、尺寸及質(zhì)量要求等符合GB/T 10433—2002《電弧焊柱焊用螺栓和瓷環(huán)》的規(guī)定。

3 多梁式改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋橫向荷載分布系數(shù)計算的試驗

試驗主要測量30 m 改進(jìn)型波形鋼腹板簡支組合箱梁橋在靜力荷載作用下控制截面的結(jié)構(gòu)變形。

3.1 控制測試截面及測點布置

靜力荷載工況下觀測梁體撓度，主橋跨中截面撓度測點布置示意圖如圖6所示。

圖6 跨中截面百分表測點布置示意圖

3.2 試驗車輛荷載

根據(jù)控制截面的內(nèi)力影響線，采用的試驗汽車在輪距、軸重、輪壓方面模擬設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)荷載，本試驗采用4輛車，均為總重量385 kN的試驗車輛(前軸重77 kN，中間軸和后軸重154 kN，前中軸距3.5 m，中后軸距1.4 m，輪距1.8 m)，不會對橋梁結(jié)構(gòu)產(chǎn)生超出設(shè)計范圍的局部荷載。

3.3 加載方案和加載工況

本試驗分為2個工況：工況1為對稱加載，工況2為偏載加載。

工況1對稱加載車輛橫橋向加載位置如圖7所示，對稱加載車輛縱橋向加載如圖8所示，加載時按1號車、2號車、3號車、4號車的順序加載，卸載順序為4號車、3號車、2號車、1號車，加卸載重復(fù)循環(huán)3次。

工況2偏載加載車輛橫橋向加載位置如圖9所示，偏載加載車輛縱橋向加載如圖10所示，偏載加載工況下按3號車、1號車、2號車、4號車的順序加載，卸載順序為4號車、2號車、1號車、3號車，按照以上加載和卸載順序循環(huán)3次。

4 實橋試驗研究的結(jié)果

根據(jù)以上2種工況下改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋的加載情況，采用文中提出的考慮剪切變形效應(yīng)的偏心壓力法、修正偏心壓力法、考慮剪切變形的剛接梁法和不考慮剪切變形的剛接梁法計算橋跨中截面各梁的荷載橫向分布系數(shù)。各種方法計算的跨中橫向分布系數(shù)如表1所示，其中不考慮剪切變形效應(yīng)的剛接梁法是根據(jù)文獻(xiàn)[2]中荷載橫向分布系數(shù)的剛接梁法進(jìn)行計算得到。

圖7 對稱加載車輛橫橋向加載示意圖(單位：cm)

圖8 對稱加載車輛縱橋向加載示意圖(單位：cm)

Fig.8 Schematic diagram of longitudinal bridge loading of symmetrical loading vehicle(Unit：cm)

從表1可知，考慮剪切變形影響后，在工況2偏載作用下，按照偏心壓力法計算得到的橫向分布系數(shù)中，1號梁達(dá)到了1.286，明顯偏大，3、4號梁的計算結(jié)果明顯偏小，且4號梁出現(xiàn)了負(fù)值，說明計算結(jié)果是可靠的；修正的偏心壓力法計算得到的橫向分布系數(shù)中4號梁的偏小，由于算例的條件不滿足窄橋的要求，跨寬比達(dá)到了1.5，不能采用偏心壓力法進(jìn)行計算。在工況2偏載作用下，按照不考慮剪切變形效應(yīng)的剛接梁法計算得到的橫向分布系數(shù)中，1、2號梁的計算結(jié)果略偏大，3、4號梁的計算結(jié)果略偏小，由于剪切變形效應(yīng)會增大主梁的撓度，降低主梁的剛度，且荷載橫向分布系數(shù)本質(zhì)上是按主梁剛度分配，所以對橫向分布系數(shù)有影響。

圖9 偏載加載車輛橫橋向加載示意圖(單位：cm)

圖10 偏載加載車輛縱橋向加載示意圖(單位：cm)

Fig.10 Schematic diagram of longitudinal bridge loading of vehicle under eccentric load(Unit：cm)

表1 不同方法計算得到的跨中荷載橫向分布系數(shù)

Table 1 Transverse distribution coefficient of load in midspan calculated by different methods

荷載工況主梁梁號跨中荷載橫向分布系數(shù)考慮剪切變形效應(yīng)的偏心壓力法修正的偏心壓力法不考慮剪切變形效應(yīng)的剛接梁法考慮剪切變形效應(yīng)的剛接梁法工況11號梁1.0010.9960.9420.9482號梁0.9991.0041.0581.0523號梁0.9991.0041.0581.0524號梁1.0010.9960.9420.948工況21號梁1.2860.8500.8510.8282號梁0.7620.6150.5890.5863號梁0.2380.3800.3430.3534號梁-0.2860.1550.2170.233

根據(jù)表1所示的荷載橫向分布系數(shù)計算值和撓度理論，計算跨中截面考慮剪切變形效應(yīng)時引起的撓度和不考慮剪切變形效應(yīng)時引起的撓度。采用有限元軟件ANSYS15.0對該類型組合小箱梁建立模型，該組合小箱梁混凝土頂板采用實體單元SOLID45模擬，波形鋼腹板、鋼底板、縱肋及橫隔板均采用板殼單元SHELL63模擬。混凝土頂板采用剪力鍵的形式連接，在模型中殼單元與實體單元之間采用主從節(jié)點方法建立約束方程連接。不同方法計算出的跨中截面的撓度值如表2所示。

從表2可知，考慮剪切變形的偏心壓力法和修正偏心壓力法計算得到的撓度值明顯不合理，在工況2偏載作用下1、2號梁偏大，3、4號梁偏??；且采用偏心壓力法計算時4號梁出現(xiàn)了負(fù)撓度，與4號梁的實際撓度值不符，這主要是因為算例的跨寬比達(dá)到了1.5，不滿足窄橋的適用條件，不能采用偏心壓力法進(jìn)行計算?，F(xiàn)場試驗實測的撓度值明顯偏小，由于做實橋試驗時，實際橋梁的剛度大于理論計算的剛度值，校驗系數(shù)(指實測值/考慮剪切變形效應(yīng)的剛接梁法計算值)大約0.7左右，所以按照本方法計算是安全的。此外由表2可見，考慮剪切變形效應(yīng)的剛接梁法計算得到的撓度值和Ansys模擬值更為接近，不考慮剪切變形效應(yīng)的剛接梁法在4號主梁低估了實際的撓度值，所以當(dāng)計算跨中的荷載橫向分布系數(shù)時應(yīng)采用考慮剪切變形效應(yīng)的剛接梁法進(jìn)行計算。

表2 不同方法計算得到的跨中截面撓度

在寬度不變的情況下，逐漸增大橋梁的跨度，得到不同的跨寬比，采用修正的偏心壓力法計算跨中截面的撓度值和有限元法計算的跨中截面撓度值進(jìn)行對比，結(jié)果如表3所示。

從表3可知，隨著跨寬比的增大，采用修正的偏心壓力法計算的撓度值和Ansys有限元值逐漸接近，當(dāng)跨寬比達(dá)到2.5時，理論計算撓度和Ansys有限元值之間的差值均小于1 mm，可見兩者吻合良好；驗證了文中的修正偏心壓力法理論上正確，且滿足窄橋條件時，采用考慮剪切變形效應(yīng)的修正偏心壓力法計算橫向荷載分布系數(shù)是可靠的。

表3 不同跨寬比時修正的偏心壓力法和有限元法計算的跨中截面撓度

Table 3 Deflection of midspan section calculated by modified eccentric pressure method and finite element method with different span width ratio

工況梁號跨中截面撓度/mm 跨寬比1.5 跨寬比2.0 跨寬比2.5理論計算值有限元值理論計算值有限元值理論計算值有限元值工況11號梁 12.869 12.265 29.439 28.884 56.499 55.8872號梁12.97313.61729.44529.01256.52156.0183號梁12.97313.61729.44529.01256.52156.0184號梁12.86912.26529.43928.88456.49955.887工況21號梁 20.133 19.779 41.843 41.124 73.944 73.4312號梁14.56713.89632.67232.11161.12760.6733號梁9.0018.41323.41822.52548.41947.9144號梁3.6715.56414.24713.17635.60234.975

5 結(jié)論

本研究提出了考慮剪切變形效應(yīng)的多梁式改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋荷載橫向分布系數(shù)的計算方法。首先，文中討論了考慮剪切變形效應(yīng)的偏心壓力法、修正偏心壓力法以及考慮剪切變形效應(yīng)的剛接梁法等用于計算改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋橫向荷載分布系數(shù)的方法；并選取一多梁式改進(jìn)型波形鋼腹板組合小箱梁橋?qū)崢蜻M(jìn)行了試驗研究；最后將采用文中討論的各計算方法計算得到的結(jié)果與有限元法結(jié)果、試驗實測值進(jìn)行了對比研究。得到以下主要結(jié)論：

(1)考慮剪切變形效應(yīng)的剛接梁法得到的撓度值和Ansys模擬值更為接近，不考慮剪切變形效應(yīng)的剛接梁法在有些主梁位置低估了實際的撓度值；當(dāng)計算跨中的荷載橫向分布系數(shù)時應(yīng)采用考慮剪切變形效應(yīng)的剛接梁法進(jìn)行計算。

(2)當(dāng)橋梁結(jié)構(gòu)不滿足窄橋條件時，宜用考慮剪切變形效應(yīng)的剛接梁法計算跨中截面的荷載橫向分布系數(shù)；當(dāng)滿足窄橋條件時，可以采用考慮剪切變形效應(yīng)的修正偏心壓力法計算荷載橫向分布系數(shù)。