插鋼板法加固空心板梁橋鉸縫試驗(yàn)研究

何余良， 丁小鵬， 郭士杰， 曹宗勇， 楊 贏， 項(xiàng)貽強(qiáng)

(1.紹興文理學(xué)院 土木工程學(xué)院，浙江 紹興 312000；2.華匯工程設(shè)計(jì)集團(tuán)股份有限公司，浙江 紹興 312000；3.浙江大學(xué) 建筑工程學(xué)院，杭州 310058)

在早期，由于中小跨徑空心板梁橋施工簡(jiǎn)便、速度快及造價(jià)省等優(yōu)點(diǎn)，其建造比例占整個(gè)橋梁數(shù)量80%以上[1]。但隨著服役時(shí)間的推移，鉸縫容易破壞(特別是淺鉸縫)，導(dǎo)致橫向聯(lián)系失效，造成單板受力[2]。由于此類病害的橋梁數(shù)量較多，考慮到經(jīng)濟(jì)性因素及病害程度，大多數(shù)梁橋可以通過加固、改良等處治后仍可繼續(xù)使用。目前國(guó)內(nèi)外針對(duì)空心板梁橋鉸縫的處治主要集中于兩方面：既有老橋加固和新建橋梁的設(shè)計(jì)改良。

既有老橋的橫向加固方法，最初是在鉸縫處布置鋼筋進(jìn)行加固，但發(fā)現(xiàn)縫內(nèi)鋼筋的傳統(tǒng)布置基本起骨架作用，不能改善鉸縫受力性能，仍會(huì)出現(xiàn)破壞現(xiàn)象[3]。后來主要集中在橫向預(yù)應(yīng)力加固研究[4-7]，包括在梁體不同高度或跨度處布設(shè)橫向預(yù)應(yīng)力筋或碳纖維等高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力材料等，改善鉸縫的受力特性，提高了結(jié)構(gòu)整體性，但發(fā)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力的影響有效寬度僅為板寬的1.35倍[8]，為增大有效寬度，需對(duì)梁體布設(shè)多道橫向預(yù)應(yīng)力，但這樣會(huì)對(duì)既有梁體造成損害，從而影響梁體自身的受力；此外，考慮應(yīng)力松弛效應(yīng)[9]和預(yù)應(yīng)力損失，可能影響長(zhǎng)期加固效果。近年來，針對(duì)淺鉸縫加固又提出了噴錨封填加固[10-11]、粘貼槽鋼加固[12]和布設(shè)各式剪力鍵等方法[13]，大大改善了鉸縫的傳力性能，增強(qiáng)了板梁間橫向聯(lián)系，但均是對(duì)鉸縫處加固處治，而沒有對(duì)鉸縫下部梁縫處加固，在車載長(zhǎng)期作用下，鉸縫處橋面板會(huì)出現(xiàn)反射裂縫。

一些學(xué)者[14]發(fā)現(xiàn)鉸縫構(gòu)造形式和填料性能對(duì)板梁間橫向聯(lián)系的影響非常大，若采用好的鉸縫構(gòu)造形式和性能優(yōu)的鉸縫填料，鉸縫的傳力性能會(huì)更好。早期在進(jìn)行空心板梁橋設(shè)計(jì)時(shí)[15]，一般將淺鉸縫與鋪裝層同時(shí)澆筑，但由于梁縫隙狹窄，混凝土填料僅存在于淺鉸縫處，梁間僅通過淺鉸縫和橋面板傳力，在長(zhǎng)期荷載作用下極易開裂；在美國(guó)，嘗試增加淺鉸縫的寬度，但發(fā)現(xiàn)鉸縫仍會(huì)產(chǎn)生微裂縫[16-17]，然后逐漸發(fā)展成通縫和反射裂縫；由此逐漸開始推廣使用窄深鉸縫(深度80 mm)，但鉸縫處仍不能承受豎向剪力和橫向彎矩的共同作用；而在日本等地采用改良的全深度寬鉸縫后，卻很少發(fā)現(xiàn)縱向裂縫。當(dāng)鉸縫處填料與梁界面脫開或鉸縫填料出現(xiàn)裂縫前鉸縫中的橫向鋼筋應(yīng)力幾乎為零[18]，這表明鉸縫填料的黏結(jié)性能對(duì)加固鉸縫有關(guān)鍵作用；目前應(yīng)用于鉸縫的填料有4種：環(huán)氧砂漿、結(jié)構(gòu)砂漿、纖維混凝土和補(bǔ)償收縮混凝土，由于補(bǔ)償收縮填料試件拉伸黏結(jié)強(qiáng)度和剪切強(qiáng)度均高于非收縮性填料[19]，可以防止在鉸縫處填料與梁界面過早脫開；在鉸縫填料黏結(jié)性能的研究方面，早期美國(guó)公路橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范(AASHTO)[20]和一些學(xué)者[21]提供了粗糙界面下黏結(jié)應(yīng)力為1.65 MPa，但Sargand等[22]認(rèn)為此參考值僅適用于普通混凝土接觸面；傳統(tǒng)4種填料在實(shí)際應(yīng)用中，其鉸縫處病害仍未得到完全解決，為此，Hussei等[23]在鉸縫中引入超高性能混凝土填料，并開展了超高性能混凝土與高強(qiáng)混凝土連接界面性能研究，試驗(yàn)顯示光滑表面、中粗糙表面和粗糙表面破壞時(shí)的平均最大拉伸應(yīng)力隨粗糙度的增加而增大，分別為3.02 MPa，5.01 MPa和5.63 MPa；在典型橋數(shù)值分析中發(fā)現(xiàn)，光滑表面配合少量橫向鋼筋可以滿足正常使用要求，而中粗糙表面配合少量橫向鋼筋可以滿足極限狀態(tài)要求[24]。

綜上，針對(duì)現(xiàn)有空心板梁橋淺鉸縫加固方法仍有不足，本文結(jié)合某典型空心板梁橋鉸縫破壞情況，引入關(guān)鍵填縫黏結(jié)材料“CGSR-A/B型灌鋼膠”，提出一種新型鉸縫加固設(shè)計(jì)方法-插鋼板法，CGSR-A/B型灌鋼膠具有較高的抗拉黏結(jié)強(qiáng)度和抗剪強(qiáng)度以及較好的流動(dòng)性，將骨架材料“異型鋼板”與梁體黏結(jié)為整體，能保證結(jié)合面剪應(yīng)力有效傳遞。然后基于加固前后典型橋梁靜動(dòng)力荷載試驗(yàn)研究，驗(yàn)證加固后空心板梁橋橫向聯(lián)系和結(jié)構(gòu)剛度的提高效果，以為此類橋梁加固提供參考。

1 空心板梁橋橫向插鋼板加固

1.1 試驗(yàn)橋梁概況

試驗(yàn)典型橋梁為一改建的5跨簡(jiǎn)支空心板梁橋，其單跨跨徑為13 m，橫向由21塊空心板組成，單梁寬度為1 m，結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示，相鄰箱梁由淺鉸縫連接，鉸縫處素混凝土填充，空心板梁采用C40混凝土。

圖1 單梁截面圖(cm)Fig.1 Section of single beam (cm)

典型空心板橋梁自1994年建成開始投入使用，已服役近30年，期間已經(jīng)進(jìn)行多次不同程度維修加固。在2002年進(jìn)行橋檢時(shí)發(fā)現(xiàn)鉸縫開始破壞產(chǎn)生通縫，并延伸至橋面形成反射裂縫，底板局部也出現(xiàn)橫向裂縫，鉸縫處治為普通混凝土填料加10 cm帶單層鋼筋網(wǎng)片混凝土橋面鋪裝，并進(jìn)行了底板裂縫修補(bǔ)；在重載交通長(zhǎng)期作用下，鉸縫處再次出現(xiàn)大量裂縫和破損，于2006年將橋面系全部鑿除，重新澆筑橋面鋪裝和鉸縫等，鉸縫填料仍為C40混凝土，橋面鋪裝改為20 cm帶雙層鋼筋網(wǎng)片的混凝土橋面板；在2018年橋梁檢測(cè)時(shí)，發(fā)現(xiàn)其鉸縫位置的橋面鋪裝出現(xiàn)反射裂縫，但相比之前破壞程度較輕，這表明增加橋面鋪裝厚度和鋼筋用量，可以緩解橋面板反射裂縫的產(chǎn)生，但隨著繼續(xù)服役鉸縫仍會(huì)最終破壞，由此導(dǎo)致橫向聯(lián)系完全失效。近期由于該條線路需要提升改造，此橋需要拆除，拆除前根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)條件和通車需要，選取了首跨1#，2#和3#梁板共同組成的結(jié)構(gòu)整體為加固試驗(yàn)對(duì)象，并將其與其他板梁分離，如圖2所示。

圖2 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)Fig.2 Test field

1.2 加固材料CGSR-A/B型灌鋼膠性能

“CGSR-A/B型灌鋼膠”為改性復(fù)合膠，如圖3所示。其黏結(jié)強(qiáng)度和抗剪強(qiáng)度高、流動(dòng)性好，與混凝土、鋼板的黏結(jié)性能優(yōu)異，各指標(biāo)均滿足GB 50367—2013《混凝土結(jié)構(gòu)加固設(shè)計(jì)規(guī)范》[25]等要求。其材料性能指標(biāo)和力學(xué)性能指標(biāo)分別如表1和表2所示。其中，與混凝土黏結(jié)強(qiáng)度為4.2 MPa，介于Hussein等的研究中提到的光滑界面破壞和中粗糙度內(nèi)聚破壞時(shí)的最大黏結(jié)拉伸應(yīng)力3.02 MPa和5.01 MPa之間，為較難發(fā)生的內(nèi)聚破壞狀態(tài)，與鋼黏結(jié)強(qiáng)度為35 MPa，黏結(jié)形成的鉸縫整體抗剪性能較強(qiáng)，能保證結(jié)合面剪應(yīng)力有效傳遞。其固化后變形值小于0.2 mm，長(zhǎng)期應(yīng)力作用下呈現(xiàn)未破壞或未脫膠狀態(tài)。

圖3 CGSR-A/B灌鋼膠及拌合Fig.3 CGSR-A/B glue and mixture

表1 膠體的材料性能指標(biāo)

表2 鋼板和膠體的力學(xué)性能指標(biāo)

1.3 插鋼板法加固梁橋鉸縫原理

加固前典型空心板梁橋橫截面，如圖4所示。僅空心板間淺鉸縫處有素混凝土填充，而鉸縫下部梁縫并無任何填充，幾乎處于分離狀態(tài)。板間橫向傳力基本依靠橋面板和淺鉸縫，梁板間長(zhǎng)期受力不均勻?qū)е裸q縫底緣橫向應(yīng)力過高，使鉸縫底緣首先產(chǎn)生裂縫，并逐漸延伸至橋面板形成反射裂縫，所以淺鉸縫容易出現(xiàn)病害，同時(shí)雨水侵蝕下鉸縫鋼筋銹蝕，使其進(jìn)一步受到破壞，最終導(dǎo)致橫向聯(lián)系失效，出現(xiàn)單板受力。

圖4 加固前梁橋橫斷面Fig.4 Cross-section of bridge before strengthening

加固后梁橋橫斷面，如圖5所示。通過CGSR-A/B型灌鋼膠將插入鉸縫的異型鋼板和兩側(cè)梁體黏結(jié)成整體，使得空心板梁在全深范圍內(nèi)牢固連接在一起，類似全深鉸縫，再用混凝土將鍵槽和橋面板澆筑成整體，使梁板間橫向聯(lián)系增強(qiáng)，則空心板間及空心板和橋面構(gòu)成完全整體共同受力。因此，插鋼板加固可以使鉸縫處剛度增加，抗變形能力增強(qiáng)，既可以傳遞剪力又可以傳遞橫向彎矩。

圖5 加固后梁橋橫斷面Fig.5 Cross-section of bridge after strengthening

加固前，板間橫向傳力基本依靠橋面板和淺鉸縫，鉸縫處只能傳遞剪力。Bernardi等[26]指出帶淺鉸縫空心板梁的荷載(主梁所分擔(dān)的荷載)傳遞關(guān)系為

(1)

式中：EJ為空心板梁的縱向抗彎剛度；GI0為空心板梁的抗扭剛度；qi(x)和mi(x)分別為第i片空心板梁的鉸縫處均布荷載和均布扭矩；b為板寬。

加固后，由于CGSR-A/B灌鋼膠將空心板梁橋在鉸縫處全深范圍內(nèi)被連成整體，其可以同時(shí)傳遞剪力和彎矩，因此可以將加固后的空心板梁比擬為正交異性板，運(yùn)用薄板理論建立微分方程分析其橫向傳遞性能

(2)

式中：Jx，JTx，Jy，JTy分別為單位寬度板縱向抗彎慣矩、抗扭慣矩和單位長(zhǎng)度橫向抗彎慣矩、抗扭慣矩；E，G，ω分別為板的彈性模量，剪切模量和撓度；p為點(diǎn)荷載。

由式(1)可知，在加固前只考慮單梁的縱向抗彎剛度和抗扭剛度，而加固后空心板梁間橫向聯(lián)系增強(qiáng)，式(2)不僅考慮縱向抗彎剛度和抗扭剛度，還包含橫向抗彎剛度和抗扭剛度，表明加固后各梁間的橫向傳力性能和整體性得到改善。

1.4 插鋼板法加固工藝

對(duì)典型空心板梁橋鉸縫和橋面板破除，并對(duì)其進(jìn)行清潔整平處理，根據(jù)鉸縫的實(shí)際尺寸加工異型鋼板，使鍵槽能緊貼兩側(cè)梁體，在槽底設(shè)置灌膠預(yù)留孔，鋼板超出梁底板10 cm，在超出部分開孔，用兩塊7.5#等邊角鋼夾住，通過螺栓將它們連接牢固，角鋼與梁底板間進(jìn)行密封處理，防止漏漿；然后根據(jù)廠家說明書進(jìn)行配膠，按質(zhì)量比例A ∶B=2 ∶1混合攪拌直至顏色均勻；注膠時(shí)沿一端預(yù)埋孔向另一端多次灌膠。灌膠加固如圖6所示。

圖6 插鋼板灌膠示意圖(mm)Fig.6 Illustration of inserting steel plate and grouting (mm)

典型空心板梁橋鉸縫插鋼板法加固關(guān)鍵工藝流程，如圖7所示：①鑿除橋面板和鉸縫處混凝土并清理鉸縫，在鉸縫處由上插入異型鋼板，使鋼板上邊界基本與梁板表面持平(見圖7(a))；②在底板鉸縫處緊貼安裝角鋼，用螺栓連接固定，并在角鋼與梁底板連接處縫隙用密封圈加抹灰封堵，防止灌膠時(shí)漏膠(見圖7(b))；③在型鋼槽中預(yù)留孔洞安裝PVC(polyvinyl chloride)管，以便壓力灌膠，并采用密封圈加抹灰密封鉸縫與鋼板之間的縫隙以防止漏膠(見圖7(c))；④完成橋面鋪裝后待混凝土達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度后，開始進(jìn)行多次灌膠且灌膠均勻，凝固后拆除附件，清理路面(見圖7(d))。

圖7 插鋼板法加固工藝流程Fig.7 Process of inserted steel plate method

2 空心板梁橋加固試驗(yàn)

2.1 靜載試驗(yàn)

為了驗(yàn)證插鋼板法對(duì)空心板梁橋的加固效果，對(duì)加固前后的梁橋進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)，測(cè)試加固前后梁橋跨中撓度、相鄰板間相對(duì)位移差以及跨中梁底板應(yīng)變。試驗(yàn)傳感系統(tǒng)布置示意圖和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)圖，如圖8和圖9所示。在每片梁底板跨中位置布置一個(gè)電子位移計(jì)(HY-65050F)，用于測(cè)試跨中撓度的變化；在鉸縫兩側(cè)布置兩個(gè)電子位移計(jì)測(cè)量相鄰板間相對(duì)位移差，應(yīng)用電阻應(yīng)變測(cè)試技術(shù)，在每片空心板跨中底板表面布置兩個(gè)電阻應(yīng)變片測(cè)試各工況下的跨中應(yīng)變。應(yīng)用DHDAS-3818Y數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)對(duì)加固前后梁橋跨中撓度、相鄰板間相對(duì)位移差以及跨中梁底板應(yīng)變進(jìn)行采集。

圖8 靜載測(cè)試傳感器布置示意圖Fig.8 Layout of static test sensors

圖9 靜載測(cè)試傳感系統(tǒng)布置現(xiàn)場(chǎng)實(shí)圖Fig.9 Site layout of static load test sensor

試驗(yàn)采用加載車輛如圖10所示。加載車輛參數(shù)，如表3所示。加載工況，如表4所示。通過測(cè)試加固前后結(jié)構(gòu)跨中應(yīng)變和撓度變化，進(jìn)一步分析加固前后梁橋橫向受力分布變化，跨中正載和偏載位置示意圖，如圖10所示。

表3 加載車輛參數(shù)

圖10 車輛加載位置(m)Fig.10 Vehicle loading location (m)

表4 加載工況

2.2 動(dòng)力響應(yīng)測(cè)試

為測(cè)試加固前后橋梁的動(dòng)力性能變化，在每片梁的跨中、L/4和3L/4處布置傳感器，進(jìn)行環(huán)境隨機(jī)振動(dòng)試驗(yàn)，應(yīng)用DH-5922采集系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，如圖11所示。隨機(jī)振動(dòng)測(cè)試數(shù)據(jù)采集3次，每次持續(xù)15 min，采樣頻率為500 Hz。通過動(dòng)測(cè)數(shù)據(jù)分析得到結(jié)構(gòu)的基頻和振型。

圖11 動(dòng)測(cè)采集現(xiàn)場(chǎng)Fig.11 Dynamic acquisition site

3 加固試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 靜載試驗(yàn)撓度結(jié)果分析

加固前后正載和偏載下主梁跨中豎向撓度，如圖12所示。加固前，正載和偏載下各梁板間最大撓度差分別為1.4 mm和1.36 mm。Yuan等[27]提出梁橋在加載后相鄰箱梁的相對(duì)位移大于0.5 mm時(shí)表示鉸縫破壞。所以，加固前箱梁間鉸縫發(fā)生了破壞，橫向聯(lián)系部分失效，致使單板受力；而加固后正載和偏載下板間最大撓度差約分別降低了50%和58%，且正載下1#和3#梁板撓度分別約下降了24%和22%，2#梁板撓度約增加了47%，偏載下1#和2#梁板撓度分別約增加了20%和11%，而3#梁板撓度約下降了28%，說明加固后板間撓度橫向分布均勻平緩，橫向聯(lián)系增強(qiáng)，結(jié)構(gòu)整體性得到提高。加固后連續(xù)正載和偏載下各主梁撓度順橋向變化趨于均勻集中，也說明板間橫向聯(lián)系得到改善，如圖13所示。

圖12 主梁跨中撓度Fig.12 Mid-span deflection of the beam

圖13 連續(xù)加載跨中撓度Fig.13 Mid-span deflection under continuous loading cases

3.2 靜載試驗(yàn)應(yīng)變結(jié)果分析

加固前后連續(xù)正載和偏載下空心板梁跨中應(yīng)變，如圖14所示。加固后各梁板跨中應(yīng)變沿橫向分布平緩，則各測(cè)點(diǎn)相對(duì)應(yīng)變差較小，說明加固后荷載橫向分布趨于均勻，加固后正載和偏載下主梁最大應(yīng)變差約下降了50%和60%。連續(xù)正載和偏載下空心板梁應(yīng)變沿橋縱向分布情況，如圖15所示。發(fā)現(xiàn)應(yīng)變變化和撓度變化趨于一致，加固后主梁應(yīng)變變化更均勻，這表明板間橫向聯(lián)系得到改善，結(jié)構(gòu)整體性得到了增強(qiáng)，避免了單板受力問題。

圖14 加固前后跨中應(yīng)變Fig.14 Mid-span strain of the beam before and after reinforcement

圖15 連續(xù)加載跨中應(yīng)變Fig.15 Mid-span strain under continuous loading cases

3.3 動(dòng)力響應(yīng)試驗(yàn)結(jié)果分析

由于高階模態(tài)對(duì)結(jié)構(gòu)的影響很小且振型不準(zhǔn)確，加固前后結(jié)構(gòu)整體的的頻譜變化前3階振型，如圖16和圖17所示。由圖可知，加固前后結(jié)構(gòu)的基頻分別為8.88 Hz和13.23 Hz，二階頻率分別為11.27 Hz和25.28 Hz，三階頻率分別為18.17 Hz和30.42 Hz。加固后，前3階頻率均明顯提高，基頻約增加33%，表明加固后結(jié)構(gòu)剛度增強(qiáng)。為了更客觀的評(píng)估結(jié)構(gòu)的基頻，引入頻率校驗(yàn)系數(shù)指標(biāo)η[28](η<0.75，技術(shù)狀態(tài)危險(xiǎn)；0.75≤η<1.00，技術(shù)狀態(tài)差或較差；1≤η，技術(shù)狀態(tài)較好或良好)將基頻理論計(jì)算值與實(shí)測(cè)值校驗(yàn)。其中，基頻理論計(jì)算采用JTG D60—2015《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》[29]中簡(jiǎn)支梁橋基頻理論計(jì)算方法

(3)

式中：fe為實(shí)測(cè)頻率；fs為計(jì)算頻率。

圖16 結(jié)構(gòu)頻譜變化圖Fig.16 Structural spectrum of the beam

圖17 加固前后前3階振型對(duì)比Fig.17 Vibration model of the beam before and after reinforcement

加固前后一階固有頻率及振型特征，如表5所示。顯示加固后自振頻率較加固前均變大且加固前后頻率檢驗(yàn)系數(shù)由0.86提高為1.01，表明加固后技術(shù)狀態(tài)較好。

表5 加固前后一階固有頻率與振型特征

3.4 荷載橫向分布分析

在試驗(yàn)中通過300 kN車輛加載得到的各梁撓度按式(4)計(jì)算各空心板梁的荷載橫向分布系數(shù)。

(4)

式中：N為橫向分布車輛數(shù)；fk為第k號(hào)梁板的撓度值。

由式(1)和式(2)可知，加固后空心板橫向聯(lián)系增強(qiáng)，采用多種理論方法計(jì)算加固后空心板梁的橫向分布系數(shù)，并與試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比，如圖18所示。

圖18 不同工況下荷載橫向分布Fig.18 Load distribution under different cases

由圖18可知，加固后荷載橫向分布系數(shù)趨于均勻，顯示加固后空心板梁間橫向聯(lián)系得到改善，結(jié)構(gòu)整體性得到了提高，證明加固方法的有效性。正載時(shí)試驗(yàn)值與修正G-M計(jì)算值較吻合，相對(duì)誤差小于3%；偏載時(shí)，試驗(yàn)值與偏心壓力法計(jì)算值較吻合，相對(duì)誤差小于2%。正載時(shí)修正鉸接板法計(jì)算結(jié)果偏安全，相對(duì)誤差在6% 左右，偏載時(shí)修正鉸接板法和修正G-M法的計(jì)算結(jié)果偏于不安全。

4 結(jié) 論

本文選取典型危舊空心板梁橋，采用橫向插鋼板法對(duì)其鉸縫進(jìn)行加固，通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究分析了加固前后結(jié)構(gòu)性能變化，證明了此方法的可靠性和有效性。

(1)靜力試驗(yàn)表明，正載和偏載下加固前后梁板間最大撓度差分別約下降了50%和58%；最大應(yīng)變差均約降低了50%和60%，加固后各梁板撓度和應(yīng)變曲線變化均勻集中，證明加固后梁板間橫向聯(lián)系得到了增強(qiáng)，使各空心板梁受力更均勻，鉸縫加固效果明顯。

(2)動(dòng)力測(cè)試表明，加固后結(jié)構(gòu)的前3階頻率均提高，尤其是一階固有頻率約提高了33%，證明結(jié)構(gòu)剛度提高，且加固后頻率校驗(yàn)系數(shù)為1.01，頻率檢驗(yàn)系數(shù)η增大且1≤η，表明加固后技術(shù)狀態(tài)較好。

(3)荷載橫向分布結(jié)果表明，加固后荷載橫向分布系數(shù)趨于均勻，證明了空心板梁橋采用插鋼板法進(jìn)行鉸縫全深度加固提高了梁板間橫向聯(lián)系和梁橋整體性，避免了單板受力現(xiàn)象。