客运专线箱梁顶板局部混凝土破损补强加固效果试验研究

何志军，刘文荐，，朱希同，王　芳(.中国铁路总公司工程管理中心，北京　00844;.中国铁道科学研究院铁道建筑研究所，北京　0008)



客运专线箱梁顶板局部混凝土破损补强加固效果试验研究

何志军1，刘文荐1，2，朱希同2，王芳1
(1.中国铁路总公司工程管理中心，北京100844;2.中国铁道科学研究院铁道建筑研究所，北京100081)

摘要:对比了一客运专线箱梁顶板局部混凝土破损后的补强加固方案，采用梁单元和实体单元分别计算了加固前后梁截面的挠度和应变。对加固处理后的破损箱梁和未损伤箱梁进行了静载对比试验，测试破损梁加固区的挠度和应变，分析破损梁加固后的受力状态。试验结果表明，顶板增设横梁局部加厚补强后，梁体工作正常，能够满足运营要求。

关键词:箱梁混凝土破损补强加固静载试验

1　工程概况

一客运专线工程采用CRTSⅢ型板式无砟轨道，设计为双线，线间距4.6 m，设计最高行车速度250 km/h，列车设计活载为双线ZK活载。试验测试的2座大桥由23孔净跨31.5 m的预应力混凝土现浇简支梁组成，均位于曲线上。

桥上无砟轨道底座板混凝土施工期间，右线底座板混凝土顶面高程未达到设计值。经研究决定凿除该段无砟轨道混凝土底座板后再重新安装，调整模板，浇筑底座板混凝土。由于底座板混凝土凝结时间较长，个别部位预埋钢筋牢固，凿除操作较难。为加快施工进度，采用了混凝土破碎锤等机械工具作业。

由于轨道板破拆机械功率较大，破拆力度较难控制，导致部分梁箱内顶板局部混凝土被震溃，致使两座大桥11孔13处箱梁顶板局部混凝土破碎(图1)。

图1　箱梁顶板破损状态

2　箱梁顶板补强加固方案

2.1混凝土破损常用补强方案

针对混凝土破损，常用的修补加固方案有捻浆、灌浆、喷射混凝土、灌注环氧树脂混凝土等［1-2］。一般的处理步骤:清除松动混凝土→钢筋表面除锈涂漆→涂抹砂浆聚合物→涂覆防水层［3］。这种方案往往适用于混凝土破损面积较小，深度较浅的情况。文献［4］提出了预应力混凝土梁混凝土坍塌破损的修补步骤:凿除破损混凝土→新旧混凝土结合界面植筋，横梁范围内增设U型箍筋→安装支架模板→浇筑混凝土并使用土工布覆盖养生。用该方法成功地对破损坍塌部位进行了修复。

自20世纪末，碳纤维材料加固技术在土木工程上的使用越来越多，由于碳纤维材料具有轻质、高强、耐腐蚀等优点，使用碳纤维布、板等材料加固混凝土梁有着很大的优势［5-7］。对于箱梁顶板混凝土破损，既有的修补加固方案有顶梁和钢箱套2种［8-9］。顶梁方案是对破损处混凝土采取补强加固措施，在计算的箱梁环框各项指标满足规范的前提下，通过在跨中施加顶力，使顶板恢复原受压状态，新旧混凝土共同承受荷载。钢套箱方案是将钢箱与梁体锚固在一起，破损面剩余混凝土不再凿除，补强混凝土施工采用自密实混凝土自上而下灌注，钢套箱作为模板。

2.2所选取的箱梁顶板补强加固方案

此次工程加固采用顶板增设横梁局部加厚补强方案，即在破损处顶板灌注混凝土进行修补并增设横梁局部加厚补强，同时在加固横梁底面沿纵、横向粘贴碳纤维布进行耐久性补强，具体步骤如下述。

1)首先探明箱梁顶板底面破损情况，根据检测结果判定破损范围，对破损范围内的顶板混凝土采用铣刨的方式全部凿除。对梁体结构发生钢筋损伤的部位，要加倍补强，外露钢筋发生锈蚀的，须彻底除锈。补强混凝土养生完成后还须对破损面及其周围进行注胶封闭，填充密实。

2)为保证结构承载力和耐久性，在箱梁顶板修补处对应的底部增设20 cm厚的钢筋混凝土横梁进行补强。横梁补强纵向长度为顶板混凝土破损范围外加1.0 m，横向通长布置。以6#梁为例，其补强方案如图2所示。

图2　 6#梁补强方案

3)受损范围顶板混凝土凿除后，按照设计要求对箱梁顶板、内倒角底面及腹板部分内表面新旧混凝土结合面进行凿毛。新老混凝土结合面处原构件的表面应凿成凹凸差不小于10 mm的粗糙面，并使用高压水枪和高压风枪将表面清理干净，不得留有松散混凝土。在浇筑混凝土前使接触面充分湿润。

4)凿毛完成后按设计要求植筋。植筋时要保证钢筋植入深度，保证其与梁体锚固牢靠。钻孔时应注意保护梁体预应力钢筋及普通钢筋，如位置有冲突，可适当挪动植筋孔。

5)植筋完成后，在梁底搭设支撑结构，按设计要求绑扎横梁钢筋，安装模板。

6)在箱梁跨中顶梁，使跨中梁顶拉应力增大2.5 MPa。施顶采用桥面板上缘应力及顶梁向上位移作为控制指标，以应力控制为主，控制限值为2.5 MPa，位移控制限值为6.9 mm。

7)维持顶力，浇筑破损部位及横梁混凝土。混凝土浇筑时应加强振捣以确保混凝土密实。

8)补强横梁混凝土强度达到设计强度的80%时，撤销顶力，拆除梁底支撑结构，在新浇筑的梁体顶板底部粘贴经纬编织的碳纤维布，如图3所示，要保证碳纤维粘贴紧密、牢固，使之与原结构形成整体，共同起作用。

图3　顶板底部粘贴碳纤维布构造(单位:cm)

3　加固后桥梁静载试验对比分析

从破损梁中挑选破损程度较为严重的A大桥6#梁作为试验检验对象，B大桥未破损的4#箱梁作为试验对比对象，进行静载试验以评估受损箱梁的受力状态和加固效果。静载试验测试项目为加固过的受损区代表截面和未受损梁体代表截面的应力与位移［10］。

3.1试验测试方案

桥梁静载试验采用2列试验列车进行加载，每列车由1节DF4机车和2节平板车辆编组而成。加载车辆轴重及轴距见图4。

图4　加载车辆轴重及轴距(单位:cm)

列车行驶速度＜20 km/h，加载到位时2列列车始终保持对齐，保证双线同时加载。具体加载方案如下。

1)A大桥6#梁轮位加载方案

轮位1，机车第1轴在6#梁距6#梁小里程侧梁端3.1 m;轮位2，机车第1轴在5#梁距5#梁大里程侧梁端6.548 m;轮位3，机车第1轴在5#梁距5#梁大里程侧梁端15.548 m。

轮位加载顺序为轮位1—轮位2—轮位3—出桥。

2)B大桥4#梁轮位加载方案

轮位1，机车第1轴在4#梁距4#梁小里程侧梁端3.1 m;轮位2，机车第1轴在3#梁距3#梁大里程侧梁端6.548 m;轮位3，机车第1轴在3#梁距3#梁大里程侧梁端15.548 m。

轮位加载顺序为轮位1—轮位2—轮位3—出桥。

3.1.1应变测试

依据一客运专线31.5 m现浇简支箱梁的结构分析与计算结果，选定2个截面作为静载试验测试截面，应变测试截面距大里程侧梁端17.5 m。主要测试加固区域桥面板底面环向应变以及截面顶板、腹板和底板的纵向应变，应变测点布置见图5。

图5　应变测点布置(单位:mm)

3.1.2位移测试

在简支箱梁的测试截面及支座中心布置位移测点，利用百分表测试梁体挠度，测点位于两侧腹板与底板的交接处，位移测试截面距大里程侧梁端17.5 m。

3.2静力加载计算结果

3.2.1理论计算结果

预应力筋规格为12-7φ5，单根钢绞线截面积为140 mm2，管道直径为90 mm，钢索强度标准值fpk= 1 860 MPa，钢索弹性模量Es= 195 GPa;梁体混凝土强度为C50，弹性模量Eh= 35.5 GPa;截面高度2.635 m，顶板厚度0.285 m，顶板增厚0.2 m;跨中截面换算面积8.180 1 m2，换算惯性矩7.421 7 m4，截面形心距梁下缘1.658 m;活载冲击系数取1.086。

原梁在设计活载以及各级试验荷载作用下的挠度、弯矩和正应力的主要计算结果见表1—表4。

表1　梁体测试截面(17.5 m处)挠度计算值　mm

表2　梁体测试截面(17.5 m处)弯矩计算值　kN·m

表3　梁体测试截面(17.5 m处)纵向正应力计算值MPa

表4　梁体测试截面(17.5 m处)底板底缘纵向正应力计算值　MPa

由表1可知，在轮位2和设计活载作用下，梁体测试截面挠度分别为－7.67 mm和－8.76 mm，挠度加载效率为0.876。由表2可知，在轮位2和设计活载作用下，梁体测试截面弯矩分别为19 593 kN·m和23 161 kN·m，弯矩加载效率为0.846。由表3可知，在轮位2和设计活载作用下，梁体测试截面顶板底缘的纵向正应力分别为－1.83 MPa和－2.16 MPa;增厚板底缘的纵向正应力分别为－1.30 MPa和－1.54 MPa。由表4可知，在轮位2和设计活载作用下，梁体测试截面底板底缘的纵向正应力分别为4.38 MPa和5.17 MPa。

3.2.2有限元分析结果

为准确掌握试验对象在试验荷载作用下的三维应力状态和变形特征，采用实体有限元计算分析软件MIDAS FEA进行模拟计算，针对局部加固过的A大桥6#梁和未加固的B大桥4#梁分别建模计算。实体有限元模型同时模拟了梁体结构和底座板、轨道板以及自密实混凝土层。梁端支座处边界条件按一端固定、一端活动的简支条件进行约束，将底座板与箱梁桥面板近似为固结，将列车荷载近似为集中力作用于轨道板顶面。如图6所示。应力与挠度计算结果如表5、表6所示。

图6　计算模型

表5　梁体测试截面实体有限元应力计算值　MPa

表6　梁体测试截面实体有限元挠度计算值

由表5可知:在试验车加载作用下，无损的B大桥4#梁测试截面底板底面纵向最大拉应力为3.62 MPa。受损的A大桥6#梁测试截面增厚板底面横向最大拉应力为0.71 MPa，横向最大压应力为－0.20 MPa;底板底面纵向最大拉应力为3.62 MPa。由表6可知:A大桥6#梁测试截面和B大桥4#梁测试截面的最大挠度值分别为－5.58 mm和－5.59 mm。实体模型中考虑了轨道结构与梁体结构的共同受力作用，因而在相同荷载工况下，实体有限元分析较理论计算得出的梁体挠度与纵向正应力均偏小。

3.3梁体应力测试结果

试验荷载作用下，梁体测试截面正应力实测值见表7、表8，正应力校验系数见表9，其中纵向正应力校验系数为应力实测值与理论计算值的比值。

表7　 B大桥4#梁测试截面(距大里程侧17.5 m)正应力实测值　MPa

由表7—表9可知:

1)在试验车加载作用下，无损的B大桥4#梁测试截面顶板底面纵向最大压应力为－1.55 MPa;顶板底面横向最大拉应力为1.55 MPa，横向最大压应力为－0.68 MPa;底板底面纵向最大拉应力为3.02 MPa。受损的A大桥6#梁测试截面增厚板底面纵向最大压应力为－0.85 MPa;增厚板底面横向最大拉应力为1.57 MPa，横向最大压应力为－0.16 MPa;底板底面纵向最大拉应力为3.77 MPa。

表8　 A大桥6#梁测试截面(距大里程侧17.5 m)正应力实测值　MPa

表9　测试截面上各测点纵向正应力校验系数

2)在试验车荷载作用下，B大桥4#梁测试截面顶板底缘纵向正应力校验系数在0.601～0.637，底板底缘的在0.669～0.737;A大桥6#梁测试截面增厚板底缘纵向正应力校验系数在0.319～0.465，底板底缘的在0.799～0.858;可见，各测试截面纵向正应力校验系数均＜0.9，说明结构整体受力处于正常工作状态。

3)在试验车荷载作用下，B大桥4#梁测试截面底板底缘纵向应力实测最大值和有限元计算值分别为3.02，3.62 MPa;A大桥6#梁测试截面底板底缘纵向应力实测最大值和有限元计算值分别为3.77，3.62 MPa。可见，2孔箱梁测试截面的底板底缘纵向应力实测值与计算值较为接近，说明结构整体处于正常工作状态。

4)在试验车荷载作用下，A大桥6#梁测试截面增厚板底缘横向应力实测最大值和有限元计算值分别为1.57，0.71 MPa。可见，受损箱梁测试截面的增厚板底缘横向应力实测值与计算值较为接近，说明加固部分能够参与顶板受力且其受力状态正常。

B大桥、A大桥测试截面上正应力沿梁高分布曲线分别见图7、图8。

由图7和图8可知:在试验车荷载作用下，同一测试截面上纵向正应力沿梁高的分布曲线基本吻合，说明结构整体处于弹性受力状态。未受损的B大桥4#梁以及加固后A大桥6#梁的应力测试截面上应力沿梁高分布规律接近线性关系，且顶板底缘承受的压应力较大，说明顶板加固部分能够较好地参与梁体竖向整体受力。

图7　B大桥测试截面上正应力沿梁高分布曲线

图8　A大桥测试截面上正应力沿梁高分布曲线

3.4梁体位移测试结果

试验荷载作用下，梁体位移理论值、实测值及校验系数对比见表10。

表10　梁体位移与校验系数对比

由表10可知:在试验车荷载作用下，B大桥4#梁测试截面最大竖向挠度为5.30 mm，A大桥6#梁的为5.47 mm;B大桥4#梁测试截面竖向挠度校验系数在0.610～0.721，A大桥6#梁的在0.682～0.753;各测试截面竖向挠度校验系数均＜0.8，说明结构处于正常工作状态且测试结果可靠。

4　结语

1)在试验列车荷载作用下，箱梁跨中附近测试截面挠度最大加载效率为0.876，满足《铁路桥梁检定规范》试验荷载效率在0.80～1.00的要求，且试验荷载大于客运专线动车组运行荷载;同时，桥面板局部加载最大轴重为278.3 kN，大于客运专线动车组轴重，满足要求。

2)受损梁与无损梁的纵向应力实测值较为接近，且应力实测值与计算值也较为接近，说明箱梁整体受力正常。梁体跨中附近截面底板底缘混凝土纵向正应力校验系数小于《铁路桥梁检定规范》中预应力混凝土梁的混凝土应力校验系数通常值，说明在试验荷载作用下梁体混凝土应力状态正常;梁体跨中附近截面挠度校验系数小于《铁路桥梁检定规范》中预应力混凝土梁的挠度校验系数通常值范围。

3)在试验列车荷载作用下，横向应力实测值与计算值接近。加固部位混凝土的实测横向应力较小，且与未损伤箱梁相同部位处的应力水平接近。

4)受损箱梁顶板加固后的横向受力状态正常，达到了加固效果，能够满足运营要求。在试验荷载作用下梁体整体变形情况基本正常，梁体竖向刚度满足要求。顶板增设横梁局部加厚补强方案加固效果良好。

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(责任审编李付军)

Analysis on Strengthening Local Damaged Concrete of Box Girder Top Plate on Certain Passenger Dedicated Railway

HE Zhijun1，LIU Wenjian1，2，ZHU Xitong2，WANG Fang1

(1.Engineering Management Center，China Railway Corporation，Beijing 100844，China;2.Railway Engineering Research Institute，China Academy of Railway Sciences，Beijing 100081，China)

Abstract:Strengthening schemes of local damaged concrete of box girder top plate on certain passenger dedicated railway were studied.Girder settion deflection and strain before and after strengthening were calculated based on beam-element model and solid-element model.Static test was conducted with strengthened girder and intact girder.Deflection and strain were measured to analyze the performance of strengthened girder.T est results show that the strengthened girder is in good condition and satisfies operation requirement after its strengthening with extra lateral beam and thicker top plate.

Key words:Box girder;Damaged concrete;Strengthening;Static load test

作者简介:何志军(1962—)，男，高级工程师。

收稿日期:2015-10-20;修回日期:2015-12-11

文章编号:1003-1995(2016)03-0030-06

中图分类号:U449.7

文献标识码:A

DOI:10.3969/j.issn.1003-1995.2016.03.08