1、1.5m人行道；设计荷载为汽车-13；拖车-60；人群-3.5KN/m2.上部结构为16孔预应力钢筋混凝土带挂孔悬臂T构，孔径分别为：48.13+14&71+48.13m；T构两端悬臂长各23.5m，横截面为单箱双室，悬臂端部梁高2.0m，T构根部箱梁高4.0m.每跨挂孔由五片预制吊装普通钢筋混凝土T梁构成，挂孔跨径为21m，梁长21.56m.井冈山大桥于1970年5月1日举行通车典礼，同年10月全部竣工交付使用。 1.2、大桥原设计主要情况井冈山大桥上部结构悬臂箱梁分9块采用预制干接缝悬臂拼装。悬臂箱梁预应力钢筋采用45硅2钛（45Si2Ti）12mm冷拉时效光圆钢筋，JM12-6锚具。每分
2、块接缝截面内钢束采用在墩的两端各以两束分批对称X拉，17号块件预应力钢筋X拉控制应力为675Mpa，89号（牛腿）块件预应力钢筋X拉控制应力为650Mpa.本桥箱梁采用明槽布置预应力钢筋，因此在铺筑桥面铺装前设计要求在明槽顶铺设油毛毡防水层以加强防水性。1.3、大桥结构特点评述XX井冈山大桥上部结构为预制节块干接缝悬拼施工的带挂孔预应力混凝土T构，在二十世纪七十年代初期尚属技术先进的桥型；该桥跨径71m、全长1000余米，亦属大型桥梁。由于此种桥型上部结构的悬臂部分与桥墩固结，其力学性质仍属静定结构，从当时的桥梁设计 理论 、设计 计算 手段以及施工能力等方面来说，都是最佳和先进的桥梁结构型式
3、。但是，我国早期采用悬臂施工的带挂孔T构桥梁，由于构造上的原因，以及施工工艺、预应力束的材料等，以及设计理论与计算手段的局限，使之存在一些固有的缺陷。这种型式的桥梁，经过一段时间的使用后，在T构悬臂端部，即支承挂孔的牛腿处都有明显的下垂现象、支座与伸缩缝亦非常容易损坏，行车时的冲击和桥梁振动都比较强烈。井冈山大桥的支座与伸缩缝虽经多次维修更换，都时隔不久后损坏。其主要原因就是：挂孔与T构悬臂连接处，因结构原因而变形复杂、变形量大，并伴有旋转，导致伸缩缝间隙呈上窄下宽的八字形，加上夏季高温使得伸缩缝受挤压损坏。而牛腿处（即悬臂端部）下垂较大的原因是多方面的，主要是混凝土的收缩徐变，以及部分预应力
4、损失所致。所以，预应力损失是 影响 预应力桥梁结构安全的最主要因素之一，这种现象在悬臂法施工的预应力桥梁上尤为明显，特别是早期采用预制节块悬臂施工的预应力桥梁。而井冈山大桥上部结构采用的就是早期悬臂法施工工艺：预制节块、干接缝悬臂拼装后施加预应力，相邻块件的两端面直接贴合，因而不易保证接缝密合，易受水气侵袭，且容易产生局部应力集中现象，对桥梁的整体性、以及预应力钢筋受大气侵袭而锈蚀都不利。由于施工过程中，各块件间未留任何湿接缝，则在拼装中发现位置有偏差时亦难以调整，其块件接缝处应力传递情况较复杂，整体性也差。另外，悬臂拼装时采用明槽布置钢束，其工程数量也增大许多。带挂孔的T构桥，由于墩柱两侧的
5、不平衡力矩，使得墩顶箱室受力复杂、局部应力集中并过大。另外，还存在一个显著缺点，就是桥面接缝多，且大多数接缝都在悬臂端部。由于悬臂的挠度将使接缝处形成折角，对该位置上的支座、伸缩缝都极为不利，亦影响行车的平稳和舒适。尤其是预应力混凝土的收缩、徐变、钢筋的松驰以及日照的影响等，都会使悬臂端的挠度变化日益 发展 。1.4、加固前大桥现状结构检测主要病害 井冈山大桥悬臂箱梁的部分预应力筋锚头已严重锈蚀（特别是9号块的），而该桥为预应力干接缝悬拼施工，因而预应力筋锚头锈蚀给全桥的正常使用造成严重的威胁和隐患。桥面纵向成波浪型，各孔挂梁跨中部位有明显下沉，且桥面混凝土破损极其严重，使车辆过往产生较大的冲
6、击力。伸缩缝、支座破坏严重，伸缩缝多被泥石堵塞，挂梁固定支座（切线钢板支座）锈蚀严重，活动支座（板式橡胶支座）下垫板47.5%锈蚀，有22.5%支座已移出下垫板，导致挂梁受力不正常，横隔板破坏。梁体裂缝较多，挂梁腹板是在跨中产生竖向裂缝，翼板是在横向接缝处开裂。T构箱梁主要是在腹板上缘，为纵向缝。两岸桥台变形较大（向前倾），溜坡及两侧挡土墙破坏较严重。2、大修加固设计要点由于该桥已使用多年，虽然经过检测查明了一些情况，但任何检测总是有限的，因此本桥的加固设计中充分考虑了结构性能的不确定性，注意安全、稳妥，加固措施留有余地。本桥加固设计共分两大部分：对桥梁病害部分进行维修整治，对桥梁的承载能力进
7、行恢复。2.1桥梁病害的病害维修、整治部分 对挂梁、箱梁的裂缝采用化学灌浆，并按裂缝宽度分别处理。同时在挂梁边梁和T构箱梁的腹板，当裂缝宽度大于0.2mm时，粘贴碳纤维布对裂缝进行约束。凿除原面铺装，全部重新浇注40号钢纤维混凝土（加筋），由于钢纤维混凝土抗拉强度较高，并设有较强的钢筋网，不仅耐磨，抗冲击，而且对挂梁的横向刚度有较大提高。拆除挂梁原固定支座（切线式钢板支座）及活动支座（板式橡胶支座），重新安装板式橡胶支座（带4氟及不带4氟的）。对箱梁预应力锚头进行防锈处理：18号块件在锚头上挂钢筋网，再浇注15cm环氧树脂混凝土封锚。9号块件先凿除5cm厚原封锚混凝土，再恢复至原封头尺寸。对挂
8、梁（个数较少）横隔板混凝土破损部分，先凿除，再重新浇注。2.2恢复桥梁的承载能力部分，使其在原设计荷载下，可继续使用，其 内容 为：在主墩上部凿开孔洞，在箱梁中采用植筋技术，设置齿板，用体外束（无粘结束）对箱梁进行加固。设计中对长束采用可调式体外束锚具，是考虑到结构性能的不确定性，在需要调整束力大小时，比较方便。桥台的加固采取动态设计的原则，分别在桥台前后各加2根直径1.2m的钻孔灌注桩（一个桥台共加四根桩），再浇注承台与原承台连接。3、T型刚构预应力箱梁加固维修施工针对T构箱梁原有预应力损失的病害，加固设计采用在箱梁内增设体外预应力索的 方法 ，将预应力损失补偿。即在箱梁5#块和8#块设置混
9、凝土齿板，体外索穿过0#块，分别由5#块齿板和8#块齿板锚固起来，从而得到加固。箱梁体外预应力索施工分为两部分，第一部分包括齿板植筋的钻孔和0#块洞口及齿板天窗混凝土的凿除。第二部分包括齿板钢筋的植入，钢筋的加工与安装和预应力体外索锚具的预埋，以及模板的支立，混凝土的浇筑，体外预应力索的X拉等施工。齿板混凝土施工完毕，进行体外索穿索夹戴锚具施工，待混凝土强度达到设计强度80%以上时，进行预应力索钢绞线X拉，X拉采用T构箱梁整体对称进行，即4套X拉设备同时进行。预应力筋X拉采用“双控法”施工，预应力索钢绞线X拉完毕后，将可调式锚具锚固体系压入油脂，将固定式锚具锚固体系压入水泥浆，同时安设体外索支
10、架。体外预应力索钢绞线X拉施工完毕，箱梁体外预应力施工结束。4、大桥T构箱梁体外预应力索内力检测 4.1、主要测试方法本次测试体外预应力束是在该桥加固施工完成并通车运行一年后才进行的，目的是检测各体外索力是否达到设计要求。检测主要采用了振动加速度响应频谱 分析 手段，对1#、4#、7#、10#、13#T构箱室的72根索进行了测试分析。将加速度传感器固定在距索端部一定距离位置处，采用冲击激励振动方式和环境振动方式相结合的办法，采集拉索的振动加速度响应。为获得尽量大的振动响应，本次测试只采集拉索的面内振动信号，即将加速度传感器安装在拉索的面内振动平面。选用的采样频率、滤波截止频率均为1000Hz，
11、为获得足够精确的频率分辨率，每次采样时间不少于2分钟。4.2、拉索振动信号分析及内力 计算 将由采集系统得到的加速度信号转化为Matlab数据格式，使用Matlab的频谱分析工具，通过快速富里叶变换，得到拉索的自功率频谱图，进而识别拉索的固有振动频率，频谱图的频率分辨率为0.0038，具有较高的精度，可以满足实际工程计算的需要。在内力分析计算中，采用有限差分离散格式，将拉索振动的偏微分方程（考虑拉索的垂度、抗弯刚度及几何非线形的 影响 ）转化为仅含时间域的常微分方程，通过特征分析得到的自振频率与拉索内力是对应的，即某一内力值，可以计算出拉索对应的各阶自振频率。根据识别出的拉索振动频率，由标准弦
12、（不考虑拉索的垂度、抗弯刚度）振动频率方程，得出如下的频率与轴向拉力的关系方程：将此力作为拉索的初始力，代入拉索的差分离散格式表示的特征频率方程中计算得到拉索的振动频率，与测试识别出的频率相比，当两者相差较大时，修正内力值，重新计算振动频率，直到计算得到的频率与测试得到的值相差很小时为止，此值即为拉索的内力值。4.3、体外束内力测试结果及分析按照上述计算方法，分析了各索的内力值，结果如表1和表2所示。拉索编号规则：各室内的体外束从上游至下游依次编号为1、2、3、8.计算依据是有关拉索的设计图纸及各拉索的施工控制值。5、结语 5.1、体外预应力索内力测试结果 本次检测采用振动测试及有限差分法，对
13、井冈山大桥T构箱梁加固体外预应力索进行了认真的检测分析，通过频谱分析技术和结构计算，得出了各拉索的轴向内力。索力测试结果表明，最大索力为1093.6KN，和X拉控制力1094KN一致；最小索力为835.7KN，是X拉控制力的76.4%，在考虑扣除正常的预应力损失后仍属于正常预应力X围内。本次测试结果反映出，全桥体外预应力索力 规律 性较差，建议二三年内再次对索力进行测试和必要的索力补X拉。5.2、体外索加固大修悬臂箱梁质量评价通过对箱室内新增预应力束及其相关构件、原有固定预应力束防锈封锚的外观检测，与设计要求基本相符，施工质量良好，裂缝修补和粘贴碳纤维布也均符合设计要求。同时采用相关仪器测出的预应力索力也基本上满足设计要求的X拉力值。只是新增预应力束转向块的数量与加固设计施工图存在出入，但总体施工质量达到了设计要求。该桥经加固维修施工后，已通车营运两年，经跟踪观察，使用情况总体良好。
