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

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客運(yùn)專線箱梁頂板局部混凝土破損補(bǔ)強(qiáng)加固效果試驗(yàn)研究

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

摘要:對(duì)比了一客運(yùn)專線箱梁頂板局部混凝土破損后的補(bǔ)強(qiáng)加固方案，采用梁?jiǎn)卧蛯?shí)體單元分別計(jì)算了加固前后梁截面的撓度和應(yīng)變。對(duì)加固處理后的破損箱梁和未損傷箱梁進(jìn)行了靜載對(duì)比試驗(yàn)，測(cè)試破損梁加固區(qū)的撓度和應(yīng)變，分析破損梁加固后的受力狀態(tài)。試驗(yàn)結(jié)果表明，頂板增設(shè)橫梁局部加厚補(bǔ)強(qiáng)后，梁體工作正常，能夠滿足運(yùn)營(yíng)要求。

關(guān)鍵詞:箱梁混凝土破損補(bǔ)強(qiáng)加固靜載試驗(yàn)

1　工程概況

一客運(yùn)專線工程采用CRTSⅢ型板式無(wú)砟軌道，設(shè)計(jì)為雙線，線間距4.6 m，設(shè)計(jì)最高行車(chē)速度250 km/h，列車(chē)設(shè)計(jì)活載為雙線ZK活載。試驗(yàn)測(cè)試的2座大橋由23孔凈跨31.5 m的預(yù)應(yīng)力混凝土現(xiàn)澆簡(jiǎn)支梁組成，均位于曲線上。

橋上無(wú)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(dá)到設(shè)計(jì)值。經(jīng)研究決定鑿除該段無(wú)砟軌道混凝土底座板后再重新安裝，調(diào)整模板，澆筑底座板混凝土。由于底座板混凝土凝結(jié)時(shí)間較長(zhǎng)，個(gè)別部位預(yù)埋鋼筋牢固，鑿除操作較難。為加快施工進(jìn)度，采用了混凝土破碎錘等機(jī)械工具作業(yè)。

由于軌道板破拆機(jī)械功率較大，破拆力度較難控制，導(dǎo)致部分梁箱內(nèi)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(tài)

2　箱梁頂板補(bǔ)強(qiáng)加固方案

2.1混凝土破損常用補(bǔ)強(qiáng)方案

針對(duì)混凝土破損，常用的修補(bǔ)加固方案有捻漿、灌漿、噴射混凝土、灌注環(huán)氧樹(shù)脂混凝土等［1-2］。一般的處理步驟:清除松動(dòng)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(xiàn)［4］提出了預(yù)應(yīng)力混凝土梁混凝土坍塌破損的修補(bǔ)步驟:鑿除破損混凝土→新舊混凝土結(jié)合界面植筋，橫梁范圍內(nèi)增設(shè)U型箍筋→安裝支架模板→澆筑混凝土并使用土工布覆蓋養(yǎng)生。用該方法成功地對(duì)破損坍塌部位進(jìn)行了修復(fù)。

自20世紀(jì)末，碳纖維材料加固技術(shù)在土木工程上的使用越來(lái)越多，由于碳纖維材料具有輕質(zhì)、高強(qiáng)、耐腐蝕等優(yōu)點(diǎn)，使用碳纖維布、板等材料加固混凝土梁有著很大的優(yōu)勢(shì)［5-7］。對(duì)于箱梁頂板混凝土破損，既有的修補(bǔ)加固方案有頂梁和鋼箱套2種［8-9］。頂梁方案是對(duì)破損處混凝土采取補(bǔ)強(qiáng)加固措施，在計(jì)算的箱梁環(huán)框各項(xiàng)指標(biāo)滿足規(guī)范的前提下，通過(guò)在跨中施加頂力，使頂板恢復(fù)原受壓狀態(tài)，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(bǔ)強(qiáng)混凝土施工采用自密實(shí)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(bǔ)強(qiáng)加固方案

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

1)首先探明箱梁頂板底面破損情況，根據(jù)檢測(cè)結(jié)果判定破損范圍，對(duì)破損范圍內(nèi)的頂板混凝土采用銑刨的方式全部鑿除。對(duì)梁體結(jié)構(gòu)發(fā)生鋼筋損傷的部位，要加倍補(bǔ)強(qiáng)，外露鋼筋發(fā)生銹蝕的，須徹底除銹。補(bǔ)強(qiáng)混凝土養(yǎng)生完成后還須對(duì)破損面及其周?chē)M(jìn)行注膠封閉，填充密實(shí)。

2)為保證結(jié)構(gòu)承載力和耐久性，在箱梁頂板修補(bǔ)處對(duì)應(yīng)的底部增設(shè)20 cm厚的鋼筋混凝土橫梁進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)。橫梁補(bǔ)強(qiáng)縱向長(zhǎng)度為頂板混凝土破損范圍外加1.0 m，橫向通長(zhǎng)布置。以6#梁為例，其補(bǔ)強(qiáng)方案如圖2所示。

圖2　 6#梁補(bǔ)強(qiáng)方案

3)受損范圍頂板混凝土鑿除后，按照設(shè)計(jì)要求對(duì)箱梁頂板、內(nèi)倒角底面及腹板部分內(nèi)表面新舊混凝土結(jié)合面進(jìn)行鑿毛。新老混凝土結(jié)合面處原構(gòu)件的表面應(yīng)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(fēng)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(rùn)。

4)鑿毛完成后按設(shè)計(jì)要求植筋。植筋時(shí)要保證鋼筋植入深度，保證其與梁體錨固牢靠。鉆孔時(shí)應(yīng)注意保護(hù)梁體預(yù)應(yīng)力鋼筋及普通鋼筋，如位置有沖突，可適當(dāng)挪動(dòng)植筋孔。

5)植筋完成后，在梁底搭設(shè)支撐結(jié)構(gòu)，按設(shè)計(jì)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(yīng)力增大2.5 MPa。施頂采用橋面板上緣應(yīng)力及頂梁向上位移作為控制指標(biāo)，以應(yīng)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?；炷翝仓r(shí)應(yīng)加強(qiáng)振搗以確?；炷撩軐?shí)。

8)補(bǔ)強(qiáng)橫梁混凝土強(qiáng)度達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度的80%時(shí)，撤銷頂力，拆除梁底支撐結(jié)構(gòu)，在新澆筑的梁體頂板底部粘貼經(jīng)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(jié)構(gòu)形成整體，共同起作用。

圖3　頂板底部粘貼碳纖維布構(gòu)造(單位:cm)

3　加固后橋梁靜載試驗(yàn)對(duì)比分析

從破損梁中挑選破損程度較為嚴(yán)重的A大橋6#梁作為試驗(yàn)檢驗(yàn)對(duì)象，B大橋未破損的4#箱梁作為試驗(yàn)對(duì)比對(duì)象，進(jìn)行靜載試驗(yàn)以評(píng)估受損箱梁的受力狀態(tài)和加固效果。靜載試驗(yàn)測(cè)試項(xiàng)目為加固過(guò)的受損區(qū)代表截面和未受損梁體代表截面的應(yīng)力與位移［10］。

3.1試驗(yàn)測(cè)試方案

橋梁靜載試驗(yàn)采用2列試驗(yàn)列車(chē)進(jìn)行加載，每列車(chē)由1節(jié)DF4機(jī)車(chē)和2節(jié)平板車(chē)輛編組而成。加載車(chē)輛軸重及軸距見(jiàn)圖4。

圖4　加載車(chē)輛軸重及軸距(單位:cm)

列車(chē)行駛速度＜20 km/h，加載到位時(shí)2列列車(chē)始終保持對(duì)齊，保證雙線同時(shí)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(jī)車(chē)第1軸在6#梁距6#梁小里程側(cè)梁端3.1 m;輪位2，機(jī)車(chē)第1軸在5#梁距5#梁大里程側(cè)梁端6.548 m;輪位3，機(jī)車(chē)第1軸在5#梁距5#梁大里程側(cè)梁端15.548 m。

輪位加載順序?yàn)檩單?—輪位2—輪位3—出橋。

2)B大橋4#梁輪位加載方案

輪位1，機(jī)車(chē)第1軸在4#梁距4#梁小里程側(cè)梁端3.1 m;輪位2，機(jī)車(chē)第1軸在3#梁距3#梁大里程側(cè)梁端6.548 m;輪位3，機(jī)車(chē)第1軸在3#梁距3#梁大里程側(cè)梁端15.548 m。

輪位加載順序?yàn)檩單?—輪位2—輪位3—出橋。

3.1.1應(yīng)變測(cè)試

依據(jù)一客運(yùn)專線31.5 m現(xiàn)澆簡(jiǎn)支箱梁的結(jié)構(gòu)分析與計(jì)算結(jié)果，選定2個(gè)截面作為靜載試驗(yàn)測(cè)試截面，應(yīng)變測(cè)試截面距大里程側(cè)梁端17.5 m。主要測(cè)試加固區(qū)域橋面板底面環(huán)向應(yīng)變以及截面頂板、腹板和底板的縱向應(yīng)變，應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖5。

圖5　應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置(單位:mm)

3.1.2位移測(cè)試

在簡(jiǎn)支箱梁的測(cè)試截面及支座中心布置位移測(cè)點(diǎn)，利用百分表測(cè)試梁體撓度，測(cè)點(diǎn)位于兩側(cè)腹板與底板的交接處，位移測(cè)試截面距大里程側(cè)梁端17.5 m。

3.2靜力加載計(jì)算結(jié)果

3.2.1理論計(jì)算結(jié)果

預(yù)應(yīng)力筋規(guī)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(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值fpk= 1 860 MPa，鋼索彈性模量Es= 195 GPa;梁體混凝土強(qiáng)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(shù)取1.086。

原梁在設(shè)計(jì)活載以及各級(jí)試驗(yàn)荷載作用下的撓度、彎矩和正應(yīng)力的主要計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表1—表4。

表1　梁體測(cè)試截面(17.5 m處)撓度計(jì)算值　mm

表2　梁體測(cè)試截面(17.5 m處)彎矩計(jì)算值　kN·m

表3　梁體測(cè)試截面(17.5 m處)縱向正應(yīng)力計(jì)算值MPa

表4　梁體測(cè)試截面(17.5 m處)底板底緣縱向正應(yīng)力計(jì)算值　MPa

由表1可知，在輪位2和設(shè)計(jì)活載作用下，梁體測(cè)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(shè)計(jì)活載作用下，梁體測(cè)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(shè)計(jì)活載作用下，梁體測(cè)試截面頂板底緣的縱向正應(yīng)力分別為－1.83 MPa和－2.16 MPa;增厚板底緣的縱向正應(yīng)力分別為－1.30 MPa和－1.54 MPa。由表4可知，在輪位2和設(shè)計(jì)活載作用下，梁體測(cè)試截面底板底緣的縱向正應(yīng)力分別為4.38 MPa和5.17 MPa。

3.2.2有限元分析結(jié)果

為準(zhǔn)確掌握試驗(yàn)對(duì)象在試驗(yàn)荷載作用下的三維應(yīng)力狀態(tài)和變形特征，采用實(shí)體有限元計(jì)算分析軟件MIDAS FEA進(jìn)行模擬計(jì)算，針對(duì)局部加固過(guò)的A大橋6#梁和未加固的B大橋4#梁分別建模計(jì)算。實(shí)體有限元模型同時(shí)模擬了梁體結(jié)構(gòu)和底座板、軌道板以及自密實(shí)混凝土層。梁端支座處邊界條件按一端固定、一端活動(dòng)的簡(jiǎn)支條件進(jìn)行約束，將底座板與箱梁橋面板近似為固結(jié)，將列車(chē)荷載近似為集中力作用于軌道板頂面。如圖6所示。應(yīng)力與撓度計(jì)算結(jié)果如表5、表6所示。

圖6　計(jì)算模型

表5　梁體測(cè)試截面實(shí)體有限元應(yīng)力計(jì)算值　MPa

表6　梁體測(cè)試截面實(shí)體有限元撓度計(jì)算值

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

3.3梁體應(yīng)力測(cè)試結(jié)果

試驗(yàn)荷載作用下，梁體測(cè)試截面正應(yīng)力實(shí)測(cè)值見(jiàn)表7、表8，正應(yīng)力校驗(yàn)系數(shù)見(jiàn)表9，其中縱向正應(yīng)力校驗(yàn)系數(shù)為應(yīng)力實(shí)測(cè)值與理論計(jì)算值的比值。

表7　 B大橋4#梁測(cè)試截面(距大里程側(cè)17.5 m)正應(yīng)力實(shí)測(cè)值　MPa

由表7—表9可知:

1)在試驗(yàn)車(chē)加載作用下，無(wú)損的B大橋4#梁測(cè)試截面頂板底面縱向最大壓應(yīng)力為－1.55 MPa;頂板底面橫向最大拉應(yīng)力為1.55 MPa，橫向最大壓應(yīng)力為－0.68 MPa;底板底面縱向最大拉應(yīng)力為3.02 MPa。受損的A大橋6#梁測(cè)試截面增厚板底面縱向最大壓應(yīng)力為－0.85 MPa;增厚板底面橫向最大拉應(yīng)力為1.57 MPa，橫向最大壓應(yīng)力為－0.16 MPa;底板底面縱向最大拉應(yīng)力為3.77 MPa。

表8　 A大橋6#梁測(cè)試截面(距大里程側(cè)17.5 m)正應(yīng)力實(shí)測(cè)值　MPa

表9　測(cè)試截面上各測(cè)點(diǎn)縱向正應(yīng)力校驗(yàn)系數(shù)

2)在試驗(yàn)車(chē)荷載作用下，B大橋4#梁測(cè)試截面頂板底緣縱向正應(yīng)力校驗(yàn)系數(shù)在0.601～0.637，底板底緣的在0.669～0.737;A大橋6#梁測(cè)試截面增厚板底緣縱向正應(yīng)力校驗(yàn)系數(shù)在0.319～0.465，底板底緣的在0.799～0.858;可見(jiàn)，各測(cè)試截面縱向正應(yīng)力校驗(yàn)系數(shù)均＜0.9，說(shuō)明結(jié)構(gòu)整體受力處于正常工作狀態(tài)。

3)在試驗(yàn)車(chē)荷載作用下，B大橋4#梁測(cè)試截面底板底緣縱向應(yīng)力實(shí)測(cè)最大值和有限元計(jì)算值分別為3.02，3.62 MPa;A大橋6#梁測(cè)試截面底板底緣縱向應(yīng)力實(shí)測(cè)最大值和有限元計(jì)算值分別為3.77，3.62 MPa?？梢?jiàn)，2孔箱梁測(cè)試截面的底板底緣縱向應(yīng)力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值較為接近，說(shuō)明結(jié)構(gòu)整體處于正常工作狀態(tài)。

4)在試驗(yàn)車(chē)荷載作用下，A大橋6#梁測(cè)試截面增厚板底緣橫向應(yīng)力實(shí)測(cè)最大值和有限元計(jì)算值分別為1.57，0.71 MPa?？梢?jiàn)，受損箱梁測(cè)試截面的增厚板底緣橫向應(yīng)力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值較為接近，說(shuō)明加固部分能夠參與頂板受力且其受力狀態(tài)正常。

B大橋、A大橋測(cè)試截面上正應(yīng)力沿梁高分布曲線分別見(jiàn)圖7、圖8。

由圖7和圖8可知:在試驗(yàn)車(chē)荷載作用下，同一測(cè)試截面上縱向正應(yīng)力沿梁高的分布曲線基本吻合，說(shuō)明結(jié)構(gòu)整體處于彈性受力狀態(tài)。未受損的B大橋4#梁以及加固后A大橋6#梁的應(yīng)力測(cè)試截面上應(yīng)力沿梁高分布規(guī)律接近線性關(guān)系，且頂板底緣承受的壓應(yīng)力較大，說(shuō)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(cè)試截面上正應(yīng)力沿梁高分布曲線

圖8　A大橋測(cè)試截面上正應(yīng)力沿梁高分布曲線

3.4梁體位移測(cè)試結(jié)果

試驗(yàn)荷載作用下，梁體位移理論值、實(shí)測(cè)值及校驗(yàn)系數(shù)對(duì)比見(jiàn)表10。

表10　梁體位移與校驗(yàn)系數(shù)對(duì)比

由表10可知:在試驗(yàn)車(chē)荷載作用下，B大橋4#梁測(cè)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(cè)試截面豎向撓度校驗(yàn)系數(shù)在0.610～0.721，A大橋6#梁的在0.682～0.753;各測(cè)試截面豎向撓度校驗(yàn)系數(shù)均＜0.8，說(shuō)明結(jié)構(gòu)處于正常工作狀態(tài)且測(cè)試結(jié)果可靠。

4　結(jié)語(yǔ)

1)在試驗(yàn)列車(chē)荷載作用下，箱梁跨中附近測(cè)試截面撓度最大加載效率為0.876，滿足《鐵路橋梁檢定規(guī)范》試驗(yàn)荷載效率在0.80～1.00的要求，且試驗(yàn)荷載大于客運(yùn)專線動(dòng)車(chē)組運(yùn)行荷載;同時(shí)，橋面板局部加載最大軸重為278.3 kN，大于客運(yùn)專線動(dòng)車(chē)組軸重，滿足要求。

2)受損梁與無(wú)損梁的縱向應(yīng)力實(shí)測(cè)值較為接近，且應(yīng)力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值也較為接近，說(shuō)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(yīng)力校驗(yàn)系數(shù)小于《鐵路橋梁檢定規(guī)范》中預(yù)應(yīng)力混凝土梁的混凝土應(yīng)力校驗(yàn)系數(shù)通常值，說(shuō)明在試驗(yàn)荷載作用下梁體混凝土應(yīng)力狀態(tài)正常;梁體跨中附近截面撓度校驗(yàn)系數(shù)小于《鐵路橋梁檢定規(guī)范》中預(yù)應(yīng)力混凝土梁的撓度校驗(yàn)系數(shù)通常值范圍。

3)在試驗(yàn)列車(chē)荷載作用下，橫向應(yīng)力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值接近。加固部位混凝土的實(shí)測(cè)橫向應(yīng)力較小，且與未損傷箱梁相同部位處的應(yīng)力水平接近。

4)受損箱梁頂板加固后的橫向受力狀態(tài)正常，達(dá)到了加固效果，能夠滿足運(yùn)營(yíng)要求。在試驗(yàn)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(shè)橫梁局部加厚補(bǔ)強(qiáng)方案加固效果良好。

參考文獻(xiàn)

［1］周世航.淺議混凝土結(jié)構(gòu)孔洞、露筋事故處理方法［J］.廣西城鎮(zhèn)建設(shè)，2011(增):128-130.

［2］建筑結(jié)構(gòu)補(bǔ)強(qiáng)加固技術(shù)編寫(xiě)組.建筑結(jié)構(gòu)補(bǔ)強(qiáng)加固技術(shù)［M］.北京:中國(guó)鐵道出版社，1987.

［3］梁珮瑩，湯光祥，余朝陽(yáng)，等.破損露筋混凝土結(jié)構(gòu)修復(fù)工藝研究［J］.公路交通技術(shù)，2014(3):78-81.

［4］鄭永康，胡小鵬.某預(yù)應(yīng)力曲線箱梁橋混凝土崩脫事故處理技術(shù)［J］.施工技術(shù)，2011，40(13):80-83.

［5］李松輝.碳纖維布加固橋梁的設(shè)計(jì)理論研究［D］.大連:大連理工大學(xué)，2003.

［6］飛渭，江世永，彭飛飛，等.預(yù)應(yīng)力碳纖維布加固混凝土受彎構(gòu)件試驗(yàn)研究［J］.四川建筑科學(xué)研究，2003，29(2):56-60.

［7］吳昆，翟愛(ài)良，王暉，等.預(yù)應(yīng)力玻璃纖維布加固已損混凝土梁的試驗(yàn)研究［J］.水利建筑工程學(xué)報(bào)，2010，8(5):20-23.

［8］張鵬.橋梁加固方案的層次分析優(yōu)選法［J］.公路交通科技，2006，23(7):92-95.

［9］武同樂(lè).橋梁加固后評(píng)價(jià)方法研究［D］.西安:長(zhǎng)安大學(xué)，2004.

［10］中華人民共和國(guó)鐵道部.鐵運(yùn)函［2014］120號(hào)鐵路橋梁檢定規(guī)范［S］.北京:中國(guó)鐵道出版社，2004.

(責(zé)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(jiǎn)介:何志軍(1962—)，男，高級(jí)工程師。

收稿日期:2015-10-20;修回日期:2015-12-11

文章編號(hào):1003-1995(2016)03-0030-06

中圖分類號(hào):U449.7

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼:A

DOI:10.3969/j.issn.1003-1995.2016.03.08