客運專線箱梁頂板局部混凝土破損補強加固效果試驗研究

何志軍，劉文薦，，朱希同，王　芳(.中國鐵路總公司工程管理中心，北京　00844;.中國鐵道科學研究院鐵道建筑研究所，北京　0008)

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客運專線箱梁頂板局部混凝土破損補強加固效果試驗研究

何志軍1，劉文薦1，2，朱希同2，王芳1
(1.中國鐵路總公司工程管理中心，北京100844;2.中國鐵道科學研究院鐵道建筑研究所，北京100081)

摘要:對比了一客運專線箱梁頂板局部混凝土破損后的補強加固方案，采用梁單元和實體單元分別計算了加固前后梁截面的撓度和應變。對加固處理后的破損箱梁和未損傷箱梁進行了靜載對比試驗，測試破損梁加固區的撓度和應變，分析破損梁加固后的受力狀態。試驗結果表明，頂板增設橫梁局部加厚補強后，梁體工作正常，能夠滿足運營要求。

關鍵詞:箱梁混凝土破損補強加固靜載試驗

1　工程概況

一客運專線工程采用CRTSⅢ型板式無砟軌道，設計為雙線，線間距4.6 m，設計最高行車速度250 km/h，列車設計活載為雙線ZK活載。試驗測試的2座大橋由23孔凈跨31.5 m的預應力混凝土現澆簡支梁組成，均位于曲線上。

橋上無砟軌道底座板混凝土施工期間，右線底座板混凝土頂面高程未達到設計值。經研究決定鑿除該段無砟軌道混凝土底座板后再重新安裝，調整模板，澆筑底座板混凝土。由于底座板混凝土凝結時間較長，個別部位預埋鋼筋牢固，鑿除操作較難。為加快施工進度，采用了混凝土破碎錘等機械工具作業。

由于軌道板破拆機械功率較大，破拆力度較難控制，導致部分梁箱內頂板局部混凝土被震潰，致使兩座大橋11孔13處箱梁頂板局部混凝土破碎(圖1)。

圖1　箱梁頂板破損狀態

2　箱梁頂板補強加固方案

2.1混凝土破損常用補強方案

針對混凝土破損，常用的修補加固方案有捻漿、灌漿、噴射混凝土、灌注環氧樹脂混凝土等［1-2］。一般的處理步驟:清除松動混凝土→鋼筋表面除銹涂漆→涂抹砂漿聚合物→涂覆防水層［3］。這種方案往往適用于混凝土破損面積較小，深度較淺的情況。文獻［4］提出了預應力混凝土梁混凝土坍塌破損的修補步驟:鑿除破損混凝土→新舊混凝土結合界面植筋，橫梁范圍內增設U型箍筋→安裝支架模板→澆筑混凝土并使用土工布覆蓋養生。用該方法成功地對破損坍塌部位進行了修復。

自20世紀末，碳纖維材料加固技術在土木工程上的使用越來越多，由于碳纖維材料具有輕質、高強、耐腐蝕等優點，使用碳纖維布、板等材料加固混凝土梁有著很大的優勢［5-7］。對于箱梁頂板混凝土破損，既有的修補加固方案有頂梁和鋼箱套2種［8-9］。頂梁方案是對破損處混凝土采取補強加固措施，在計算的箱梁環框各項指標滿足規范的前提下，通過在跨中施加頂力，使頂板恢復原受壓狀態，新舊混凝土共同承受荷載。鋼套箱方案是將鋼箱與梁體錨固在一起，破損面剩余混凝土不再鑿除，補強混凝土施工采用自密實混凝土自上而下灌注，鋼套箱作為模板。

2.2所選取的箱梁頂板補強加固方案

此次工程加固采用頂板增設橫梁局部加厚補強方案，即在破損處頂板灌注混凝土進行修補并增設橫梁局部加厚補強，同時在加固橫梁底面沿縱、橫向粘貼碳纖維布進行耐久性補強，具體步驟如下述。

1)首先探明箱梁頂板底面破損情況，根據檢測結果判定破損范圍，對破損范圍內的頂板混凝土采用銑刨的方式全部鑿除。對梁體結構發生鋼筋損傷的部位，要加倍補強，外露鋼筋發生銹蝕的，須徹底除銹。補強混凝土養生完成后還須對破損面及其周圍進行注膠封閉，填充密實。

2)為保證結構承載力和耐久性，在箱梁頂板修補處對應的底部增設20 cm厚的鋼筋混凝土橫梁進行補強。橫梁補強縱向長度為頂板混凝土破損范圍外加1.0 m，橫向通長布置。以6#梁為例，其補強方案如圖2所示。

圖2　 6#梁補強方案

3)受損范圍頂板混凝土鑿除后，按照設計要求對箱梁頂板、內倒角底面及腹板部分內表面新舊混凝土結合面進行鑿毛。新老混凝土結合面處原構件的表面應鑿成凹凸差不小于10 mm的粗糙面，并使用高壓水槍和高壓風槍將表面清理干凈，不得留有松散混凝土。在澆筑混凝土前使接觸面充分濕潤。

4)鑿毛完成后按設計要求植筋。植筋時要保證鋼筋植入深度，保證其與梁體錨固牢靠。鉆孔時應注意保護梁體預應力鋼筋及普通鋼筋，如位置有沖突，可適當挪動植筋孔。

5)植筋完成后，在梁底搭設支撐結構，按設計要求綁扎橫梁鋼筋，安裝模板。

6)在箱梁跨中頂梁，使跨中梁頂拉應力增大2.5 MPa。施頂采用橋面板上緣應力及頂梁向上位移作為控制指標，以應力控制為主，控制限值為2.5 MPa，位移控制限值為6.9 mm。

7)維持頂力，澆筑破損部位及橫梁混凝土。混凝土澆筑時應加強振搗以確保混凝土密實。

8)補強橫梁混凝土強度達到設計強度的80%時，撤銷頂力，拆除梁底支撐結構，在新澆筑的梁體頂板底部粘貼經緯編織的碳纖維布，如圖3所示，要保證碳纖維粘貼緊密、牢固，使之與原結構形成整體，共同起作用。

圖3　頂板底部粘貼碳纖維布構造(單位:cm)

3　加固后橋梁靜載試驗對比分析

從破損梁中挑選破損程度較為嚴重的A大橋6#梁作為試驗檢驗對象，B大橋未破損的4#箱梁作為試驗對比對象，進行靜載試驗以評估受損箱梁的受力狀態和加固效果。靜載試驗測試項目為加固過的受損區代表截面和未受損梁體代表截面的應力與位移［10］。

3.1試驗測試方案

橋梁靜載試驗采用2列試驗列車進行加載，每列車由1節DF4機車和2節平板車輛編組而成。加載車輛軸重及軸距見圖4。

圖4　加載車輛軸重及軸距(單位:cm)

列車行駛速度＜20 km/h，加載到位時2列列車始終保持對齊，保證雙線同時加載。具體加載方案如下。

1)A大橋6#梁輪位加載方案

輪位1，機車第1軸在6#梁距6#梁小里程側梁端3.1 m;輪位2，機車第1軸在5#梁距5#梁大里程側梁端6.548 m;輪位3，機車第1軸在5#梁距5#梁大里程側梁端15.548 m。

輪位加載順序為輪位1—輪位2—輪位3—出橋。

2)B大橋4#梁輪位加載方案

輪位1，機車第1軸在4#梁距4#梁小里程側梁端3.1 m;輪位2，機車第1軸在3#梁距3#梁大里程側梁端6.548 m;輪位3，機車第1軸在3#梁距3#梁大里程側梁端15.548 m。

輪位加載順序為輪位1—輪位2—輪位3—出橋。

3.1.1應變測試

依據一客運專線31.5 m現澆簡支箱梁的結構分析與計算結果，選定2個截面作為靜載試驗測試截面，應變測試截面距大里程側梁端17.5 m。主要測試加固區域橋面板底面環向應變以及截面頂板、腹板和底板的縱向應變，應變測點布置見圖5。

圖5　應變測點布置(單位:mm)

3.1.2位移測試

在簡支箱梁的測試截面及支座中心布置位移測點，利用百分表測試梁體撓度，測點位于兩側腹板與底板的交接處，位移測試截面距大里程側梁端17.5 m。

3.2靜力加載計算結果

3.2.1理論計算結果

預應力筋規格為12-7φ5，單根鋼絞線截面積為140 mm2，管道直徑為90 mm，鋼索強度標準值fpk= 1 860 MPa，鋼索彈性模量Es= 195 GPa;梁體混凝土強度為C50，彈性模量Eh= 35.5 GPa;截面高度2.635 m，頂板厚度0.285 m，頂板增厚0.2 m;跨中截面換算面積8.180 1 m2，換算慣性矩7.421 7 m4，截面形心距梁下緣1.658 m;活載沖擊系數取1.086。

原梁在設計活載以及各級試驗荷載作用下的撓度、彎矩和正應力的主要計算結果見表1—表4。

表1　梁體測試截面(17.5 m處)撓度計算值　mm

表2　梁體測試截面(17.5 m處)彎矩計算值　kN·m

表3　梁體測試截面(17.5 m處)縱向正應力計算值MPa

表4　梁體測試截面(17.5 m處)底板底緣縱向正應力計算值　MPa

由表1可知，在輪位2和設計活載作用下，梁體測試截面撓度分別為－7.67 mm和－8.76 mm，撓度加載效率為0.876。由表2可知，在輪位2和設計活載作用下，梁體測試截面彎矩分別為19 593 kN·m和23 161 kN·m，彎矩加載效率為0.846。由表3可知，在輪位2和設計活載作用下，梁體測試截面頂板底緣的縱向正應力分別為－1.83 MPa和－2.16 MPa;增厚板底緣的縱向正應力分別為－1.30 MPa和－1.54 MPa。由表4可知，在輪位2和設計活載作用下，梁體測試截面底板底緣的縱向正應力分別為4.38 MPa和5.17 MPa。

3.2.2有限元分析結果

為準確掌握試驗對象在試驗荷載作用下的三維應力狀態和變形特征，采用實體有限元計算分析軟件MIDAS FEA進行模擬計算，針對局部加固過的A大橋6#梁和未加固的B大橋4#梁分別建模計算。實體有限元模型同時模擬了梁體結構和底座板、軌道板以及自密實混凝土層。梁端支座處邊界條件按一端固定、一端活動的簡支條件進行約束，將底座板與箱梁橋面板近似為固結，將列車荷載近似為集中力作用于軌道板頂面。如圖6所示。應力與撓度計算結果如表5、表6所示。

圖6　計算模型

表5　梁體測試截面實體有限元應力計算值　MPa

表6　梁體測試截面實體有限元撓度計算值

由表5可知:在試驗車加載作用下，無損的B大橋4#梁測試截面底板底面縱向最大拉應力為3.62 MPa。受損的A大橋6#梁測試截面增厚板底面橫向最大拉應力為0.71 MPa，橫向最大壓應力為－0.20 MPa;底板底面縱向最大拉應力為3.62 MPa。由表6可知:A大橋6#梁測試截面和B大橋4#梁測試截面的最大撓度值分別為－5.58 mm和－5.59 mm。實體模型中考慮了軌道結構與梁體結構的共同受力作用，因而在相同荷載工況下，實體有限元分析較理論計算得出的梁體撓度與縱向正應力均偏小。

3.3梁體應力測試結果

試驗荷載作用下，梁體測試截面正應力實測值見表7、表8，正應力校驗系數見表9，其中縱向正應力校驗系數為應力實測值與理論計算值的比值。

表7　 B大橋4#梁測試截面(距大里程側17.5 m)正應力實測值　MPa

由表7—表9可知:

1)在試驗車加載作用下，無損的B大橋4#梁測試截面頂板底面縱向最大壓應力為－1.55 MPa;頂板底面橫向最大拉應力為1.55 MPa，橫向最大壓應力為－0.68 MPa;底板底面縱向最大拉應力為3.02 MPa。受損的A大橋6#梁測試截面增厚板底面縱向最大壓應力為－0.85 MPa;增厚板底面橫向最大拉應力為1.57 MPa，橫向最大壓應力為－0.16 MPa;底板底面縱向最大拉應力為3.77 MPa。

表8　 A大橋6#梁測試截面(距大里程側17.5 m)正應力實測值　MPa

表9　測試截面上各測點縱向正應力校驗系數

2)在試驗車荷載作用下，B大橋4#梁測試截面頂板底緣縱向正應力校驗系數在0.601～0.637，底板底緣的在0.669～0.737;A大橋6#梁測試截面增厚板底緣縱向正應力校驗系數在0.319～0.465，底板底緣的在0.799～0.858;可見，各測試截面縱向正應力校驗系數均＜0.9，說明結構整體受力處于正常工作狀態。

3)在試驗車荷載作用下，B大橋4#梁測試截面底板底緣縱向應力實測最大值和有限元計算值分別為3.02，3.62 MPa;A大橋6#梁測試截面底板底緣縱向應力實測最大值和有限元計算值分別為3.77，3.62 MPa。可見，2孔箱梁測試截面的底板底緣縱向應力實測值與計算值較為接近，說明結構整體處于正常工作狀態。

4)在試驗車荷載作用下，A大橋6#梁測試截面增厚板底緣橫向應力實測最大值和有限元計算值分別為1.57，0.71 MPa。可見，受損箱梁測試截面的增厚板底緣橫向應力實測值與計算值較為接近，說明加固部分能夠參與頂板受力且其受力狀態正常。

B大橋、A大橋測試截面上正應力沿梁高分布曲線分別見圖7、圖8。

由圖7和圖8可知:在試驗車荷載作用下，同一測試截面上縱向正應力沿梁高的分布曲線基本吻合，說明結構整體處于彈性受力狀態。未受損的B大橋4#梁以及加固后A大橋6#梁的應力測試截面上應力沿梁高分布規律接近線性關系，且頂板底緣承受的壓應力較大，說明頂板加固部分能夠較好地參與梁體豎向整體受力。

圖7　B大橋測試截面上正應力沿梁高分布曲線

圖8　A大橋測試截面上正應力沿梁高分布曲線

3.4梁體位移測試結果

試驗荷載作用下，梁體位移理論值、實測值及校驗系數對比見表10。

表10　梁體位移與校驗系數對比

由表10可知:在試驗車荷載作用下，B大橋4#梁測試截面最大豎向撓度為5.30 mm，A大橋6#梁的為5.47 mm;B大橋4#梁測試截面豎向撓度校驗系數在0.610～0.721，A大橋6#梁的在0.682～0.753;各測試截面豎向撓度校驗系數均＜0.8，說明結構處于正常工作狀態且測試結果可靠。

4　結語

1)在試驗列車荷載作用下，箱梁跨中附近測試截面撓度最大加載效率為0.876，滿足《鐵路橋梁檢定規范》試驗荷載效率在0.80～1.00的要求，且試驗荷載大于客運專線動車組運行荷載;同時，橋面板局部加載最大軸重為278.3 kN，大于客運專線動車組軸重，滿足要求。

2)受損梁與無損梁的縱向應力實測值較為接近，且應力實測值與計算值也較為接近，說明箱梁整體受力正常。梁體跨中附近截面底板底緣混凝土縱向正應力校驗系數小于《鐵路橋梁檢定規范》中預應力混凝土梁的混凝土應力校驗系數通常值，說明在試驗荷載作用下梁體混凝土應力狀態正常;梁體跨中附近截面撓度校驗系數小于《鐵路橋梁檢定規范》中預應力混凝土梁的撓度校驗系數通常值范圍。

3)在試驗列車荷載作用下，橫向應力實測值與計算值接近。加固部位混凝土的實測橫向應力較小，且與未損傷箱梁相同部位處的應力水平接近。

4)受損箱梁頂板加固后的橫向受力狀態正常，達到了加固效果，能夠滿足運營要求。在試驗荷載作用下梁體整體變形情況基本正常，梁體豎向剛度滿足要求。頂板增設橫梁局部加厚補強方案加固效果良好。

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(責任審編李付軍)

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

作者簡介:何志軍(1962—)，男，高級工程師。

收稿日期:2015-10-20;修回日期:2015-12-11

文章編號:1003-1995(2016)03-0030-06

中圖分類號:U449.7

文獻標識碼:A

DOI:10.3969/j.issn.1003-1995.2016.03.08