重載鐵路線梁偏心對小半徑曲線橋梁性能的影響

何占元

國能朔黃鐵路發(fā)展有限責(zé)任公司， 河北 滄州 062350

近年來，隨著擴能運輸改造和重載鐵路的快速發(fā)展，列車軸重、運行密度及編組數(shù)量均大幅提高［1］，導(dǎo)致重載鐵路橋梁服役狀況日益嚴(yán)峻。由于施工誤差、超高設(shè)置與列車速度不匹配等原因，加之軌道不平順及軌道溫度內(nèi)力的影響［2-4］，部分曲線橋梁的線梁關(guān)系已偏離原設(shè)計位置，并有逐漸增大的趨勢，對橋梁性能和線路安全運營造成了嚴(yán)重影響。

關(guān)于線梁偏心對曲線橋梁的影響及其整治問題，國內(nèi)外學(xué)者開展了大量研究。Shi 等［5］基于重載條件下的曲線軌道-橋梁系統(tǒng)進行了軌道-梁體橫向破壞概率分析。Yianni等［6］基于Petri網(wǎng)方法提出了一種綜合考慮橋梁偏心狀態(tài)劣化、檢測以及整治維修的橋梁偏心狀態(tài)管理模型。李軍等［7］提出了神朔鐵路曲線橋梁偏心值超限整治模型，并采用實橋試驗的方法驗證了該模型的效果。苗曉軍［8］針對京秦鐵路提速改造后的曲線橋梁偏心超限問題，提出了整治線梁偏心的具體方案。王風(fēng)等［9］針對曲線橋梁大偏心問題，依據(jù)軌道及橋梁力學(xué)性能的實測數(shù)據(jù)，提出了采用分次撥道的整治方法。

既有研究主要集中于線梁偏心整治方法［10-12］，而較少關(guān)注線梁偏心成因，以及偏心對重載鐵路小半徑曲線橋梁性能的影響。本文以一座重載鐵路400 m 小半徑曲線橋梁為對象，分析線梁偏心成因并提出整治措施，采用理論計算結(jié)合現(xiàn)場實測分析的方法，開展線梁偏心對重載鐵路小半徑曲線橋梁性能的影響研究，得到線梁偏心對曲線橋梁運營性能、承載能力的影響規(guī)律，并結(jié)合運營性能指標(biāo)參數(shù)分析偏心超限整治效果。

1 工程概況

既有重載鐵路小半徑曲線大橋全長936.29 m，線路坡度分別為-5‰、-1.3‰、-9‰。大橋位于車站出站口處，由28 孔32 m 后張法預(yù)應(yīng)力混凝土簡支T 梁（圖號為專橋-2059）組成。第1—21 孔位于半徑為400 m 的曲線上，線路設(shè)計超高90 mm，其余孔跨位于緩和曲線和直線上，見圖1。

圖1 重載鐵路大橋位置

全橋支座均采用鋼支座，橋墩原設(shè)計時為單線圓形墩，曲線墩均設(shè)置0.50 m的橫向預(yù)偏心。2008年對橋墩進行加固，通過橫聯(lián)將上下行橋墩連接為雙線墩，基礎(chǔ)為擴大基礎(chǔ)。梁體混凝土等級為C50，普通鋼筋采用Q235 鋼和T20MnSi 鋼，單孔T 梁共布置23 束24?5 mm 鋼絲束，兩端張拉控制應(yīng)力為1 160.6 MPa。單片梁體自重112 t。依據(jù)設(shè)計圖紙并對道砟厚度、鋼軌、軌枕、人行道支架等參數(shù)現(xiàn)場實測，得到二期恒載為54.5 kN/m。T梁橫截面見圖2。

圖2 T梁橫截面（單位：mm）

2 線梁偏心成因分析

對重載鐵路小半徑曲線大橋進行線梁偏心值實測，結(jié)果見圖3。可知：①由于2017 年進行清篩、搗固與線路回?fù)茏鳂I(yè)，導(dǎo)致第11 孔和第12 孔的線梁偏心有所減小；第1 孔和第2 孔雖然有回?fù)?，但位于進橋位置，入橋時車速調(diào)整至較低水平，反而加劇了向曲線內(nèi)側(cè)線梁偏心的發(fā)展；第11 孔和第12 孔位于出橋位置，列車通過時速度已提升較高，未再引起線梁偏心的進一步發(fā)展。②曲線橋梁偏心值（向內(nèi)側(cè)偏心）均超過TG/GW 103—2018《普速鐵路橋隧建筑物修理規(guī)則》的規(guī)范限值（70 mm）［13］，進橋處橋梁部分（第1 孔）超限最嚴(yán)重，向內(nèi)最大偏心值為326 mm。

圖3 向內(nèi)偏心實測值

2.1 施工誤差

在橋梁施工及養(yǎng)護維修階段，由于實際測量誤差、施工方法不當(dāng)引起的梁體或支座損傷及活動支座偏移等均可能會造成線梁偏心超限。小半徑曲線橋梁的施工誤差更易造成線梁偏心超限，原因如下：①與直線及曲線半徑較大的橋梁相比，小半徑曲線橋梁平面坐標(biāo)確定及布置實際測量控制數(shù)據(jù)點難度較大；②與直線和曲線半徑較大的橋梁相比，小半徑曲線橋梁采用養(yǎng)護維修、道砟清篩等措施后，鐵路線路恢復(fù)原狀比較困難。

2.2 曲線超高與列車速度不匹配

在曲線線路上，由于列車運行產(chǎn)生的離心力，將列車推向外側(cè)軌道，使得外軌受力增大，因此設(shè)計時需要設(shè)置合理的超高，以達到受力平衡的目的［14］。當(dāng)線路超高與列車運行速度不匹配時會產(chǎn)生橫向附加力。列車、軌道準(zhǔn)靜態(tài)受力分析見圖4。圖中，Y0為外側(cè)鋼軌輪軌側(cè)向附加力；Y1為內(nèi)側(cè)鋼軌輪軌側(cè)向附加力；Q0為外側(cè)鋼軌所受垂向反力；Q1為內(nèi)側(cè)鋼軌所受垂向反力；α為軌頂面與水平面之間夾角；hc為軌頂面到列車重心的距離。橫向附加力可由圖4 的受力分析得到。

圖4 列車、軌道準(zhǔn)靜態(tài)受力分析

由圖4 可知，總曲輪軌側(cè)向附加力Y=Y0+Y1，可以得到Y(jié)，即

式中：m為列車質(zhì)量，kg；v0為列車平均速度，m/s；R為線路曲線半徑，m；g為重力加速度，m/s2；s為軌道距離，m；h為線路超高，m。

為反映不同運行速度和不同牽引質(zhì)量的列車對軌道超高的不同需求，列車平均速度取每晝夜通過該曲線大橋列車牽引質(zhì)量的加權(quán)平均速度，即

式中：N為每晝夜通過相同速度和牽引質(zhì)量的列車次數(shù)；Gz為列車總重，kg；V為每一列列車的實際運行速度，m/s。

本文研究橋梁實際超高為90 mm，且位于車站出站口，該區(qū)段列車速度較小，主要分布在50 ～ 55 km/h（加權(quán)平均速度為53.33 km/h）。對曲線橋梁進行分析，得到列車速度、超高與橫向附加力，見表1。可知：當(dāng)橫向附加力為2.931 ～ 5.515 kN 時（橫向附加力為3.79 kN），曲線線路內(nèi)軌受力較大，導(dǎo)致軌道向內(nèi)偏移，造成軌道向內(nèi)側(cè)偏心。

表1 橫向附加力分析結(jié)果

2.3 軌向不平順

軌道鋪設(shè)、維修作業(yè)中發(fā)生中心線定位不準(zhǔn)、輪軌游間較大等會造成軌道軌向不平順，在一定程度上導(dǎo)致列車橫向振幅增加。在列車長時間運行下，曲線線路的圓滑性會進一步降低，使列車橫向搖擺力、內(nèi)外軌不均衡受力更嚴(yán)重，形成惡性循環(huán)。最終實際線路與原設(shè)計偏差逐漸增大，對曲線橋梁的安全服役產(chǎn)生危害。

2.4 軌道溫度力

與鎖定軌溫相比，軌道實際溫度過高或過低都會導(dǎo)致軌道溫度內(nèi)力的產(chǎn)生。鋼軌溫度力是導(dǎo)致無縫線路偏移的重要因素。鋼軌內(nèi)部溫度應(yīng)力（σt）為

式中：E為彈性模量，MPa，鋼軌彈性模量一般取210 GPa；αt為線膨脹系數(shù)，鋼軌線膨脹系數(shù)取11.8 ×10-6；ΔT為鋼軌溫度變化值，℃；T為鋼軌實際溫度，℃；T0為鎖定軌溫，℃。

鋼軌內(nèi)部的溫度應(yīng)力一般集中于硬彎軌和軌向不良位置，線路在實際軌溫升高或降低時會發(fā)生軌道的橫向偏移，隨著軌溫變化出現(xiàn)局部失穩(wěn)［15］。由式（5）可知，實際軌溫升高，軌道受壓，造成線路向外側(cè)偏移；實際軌溫降低，軌道受拉，線路向內(nèi)側(cè)偏移。

本文小半徑曲線橋梁處于山區(qū)，所處環(huán)境溫度較低。為減小環(huán)境溫度低所產(chǎn)生的影響，原設(shè)計鎖定軌溫取20 ～ 26 ℃。施工時實際鎖定軌溫為26 ℃，為設(shè)計鎖定軌溫的上限值。由于山區(qū)常年溫度較低，鋼軌長時間處于受拉狀態(tài)，導(dǎo)致軌道線路向內(nèi)側(cè)偏移。

3 線梁偏心對橋梁運營性能的影響

選取重載鐵路大橋中具有代表性的第1 孔（向內(nèi)偏心326 mm）、第2 孔（向內(nèi)偏心276 mm）、第11 孔（向內(nèi)偏心146 mm）及第12 孔（向內(nèi)偏心117 mm）曲線橋梁，開展線梁偏心對橋梁運營性能影響研究。運營性能測試參數(shù)包括：橋跨跨中橫（豎）向振幅、橋跨跨中橫（豎）向加速度、橋墩墩頂橫（縱）向振幅以及內(nèi)外梁動撓度比。

由于線梁偏心對橋跨跨中橫向加速度、內(nèi)外梁動撓度比影響不顯著，且橋墩橫（縱）向振幅受橋墩墩高影響。因此，僅以橋跨跨中橫向振幅（剔除墩高影響）、豎向振幅、豎向加速度作為主要參數(shù)指標(biāo)，進行線梁偏心對橋梁運營性能的影響研究。其中，各參數(shù)指標(biāo)的平均值是通過列車運營速度在30 ～ 65 km/h 所測得的具體參數(shù)數(shù)據(jù)進行平均計算得到。

3.1 跨中橫向振幅

跨中橫向振幅實測結(jié)果見圖5?？芍涸谶\營列車作用下，第1 孔、第2 孔、第11 孔和第12 孔橋跨結(jié)構(gòu)跨中橫向振幅逐漸減小。與第2孔、第11孔和第12孔相比，第1 孔橋跨跨中橫向振幅平均值分別增大6.06%、16.67%、20.69%，跨中橫向振幅最大值分別增大6.82%、14.63%、23.68%。表明線梁偏心對橋跨跨中橫向振幅產(chǎn)生了明顯的不利影響，且橋跨跨中橫向振幅隨向內(nèi)偏心的增大而增大。

圖5 跨中橫向振幅實測結(jié)果

3.2 跨中豎向振幅

跨中豎向振幅實測結(jié)果見圖6?？芍孩僭谶\營列車作用下，第1 孔、第2 孔、第11 孔和第12 孔橋跨結(jié)構(gòu)跨中豎向振幅逐漸減小。②與第2 孔、第11 孔和第12 孔相比，第1 孔橋跨跨中豎向振幅平均值分別增大了6.00%、10.42%、12.77%。③在橋跨跨中豎向振幅最大值方面，第1 孔與第2 孔的數(shù)值基本相當(dāng)，但第1孔的橋跨跨中豎向振幅最大值比第11、12 孔分別大12.50%、15.71%。這說明線梁偏心對橋跨跨中豎向振幅產(chǎn)生了不利影響，且隨著向內(nèi)偏心的增大，跨中豎向振幅逐漸增加。

圖6 跨中豎向振幅實測結(jié)果

3.3 跨中豎向加速度

跨中豎向加速度實測結(jié)果見圖7?？芍孩僭谶\營列車作用下，第1 孔、第2 孔、第11 孔、第12 孔橋跨結(jié)構(gòu)跨中豎向加速度逐漸減小，即跨中豎向加速度隨著向內(nèi)偏心減小而減小。②與第2孔、第11孔和第12孔相比，第1 孔橋跨跨中豎向加速度平均值分別增加了11.84%、32.81%、57.41%，跨中豎向加速度最大值分別增加了17.54%、34.00%、57.65%。這表明線梁偏心對橋跨跨中豎向加速度影響最顯著，且隨著向內(nèi)偏心的增大，橋跨跨中豎向加速度相應(yīng)增大。

圖7 跨中豎向加速度實測結(jié)果

4 線梁偏心對橋梁承載能力的影響

鐵運函〔2004〕120 號《鐵路橋梁檢定規(guī)范》［16］中重載鐵路橋梁采用檢定承載系數(shù)（K）來評定橋梁的承載能力。對于曲線橋梁來說，一般將各項容許換算均布活載（k）按照直線橋梁進行計算分析，再考慮曲線折減系數(shù)，最終計算得到曲線橋梁的檢定承載系數(shù)［17］。

4.1 按直線橋梁分析承載能力

4.1.1 正截面極限抗彎分析

根據(jù)TB 10092—2017《鐵路橋涵混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》［18］對主梁跨中截面進行截面類型判斷，得到跨中截面可按T 形截面計算分析，等效后的T 形跨中截面如圖8所示。可知，等效跨中截面高度為2 530 mm；預(yù)應(yīng)力合力中心點至梁底距離為197.40 mm；截面有效高度h0= 2 332.60 mm；混凝土受壓區(qū)高度為392.20 mm，即跨中截面屬于第二類T形截面。

圖8 主梁跨中等效截面（單位：mm）

依據(jù)文獻［16］6.3.5 條要求和主梁材料特性及跨中截面特性，求得主梁跨中正截面極限承載彎矩（M正）為34.58 MN·m（不考慮受拉及受壓區(qū)普通鋼筋）?？缰姓孛鏄O限彎矩容許換算均布活載k正=161.2 kN/m，計算參數(shù)見表2。表中，n為一條線路的主梁片數(shù)；M為正截面極限承載彎矩；K′為安全系數(shù)，取1.9；p為主梁恒載重；Ωk為橋梁計算截面彎矩活載影響線面積；Ωp為橋梁計算截面彎矩恒載影響線面積。

表2 正截面極限彎矩容許換算均布活載參數(shù)

依據(jù)文獻［16］得到標(biāo)準(zhǔn)活載的換算均布活載k0正= 117.45 kN/m（動力系數(shù)1.19）［19］，求得跨中極限彎矩檢定承載系數(shù)（K正）為1.37。

4.1.2 斜截面極限抗彎分析

參照J(rèn)TG 3362—2018《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》［20］及文獻［16］，斜截面強度計算圖示見圖9。

圖9 斜截面強度計算圖示

斜截面投影長度（c）計算式為

式中：m為斜截面頂端正截面處的剪跨比，當(dāng)m＞ 3時，m取3；Q為計算截面處最大剪力，MN；Mv為相應(yīng)于最大剪力時的計算彎矩，MN·m。

計算得到h/2處的截面有效高度h0= 1 853.2 mm，通過有限元分析得到（h/2 +h0）處最大剪力Q =2.20 MN；最大剪力對應(yīng)的彎矩MV= 7.39 MN·m。通過式（6）和式（7）得到m= 3.43 ＞ 3，故m取3，則斜截面投影長度c= 3 335.7 mm。

根據(jù)文獻［16］Q.0.1條要求，求得距支座h/2處斜截面極限承載彎矩M斜= 34.99 MN·m，得到斜截面極限彎矩容許換算均布活載k斜= 1 759.9 kN/m；標(biāo)準(zhǔn)活載的換算均布活載（k0斜）為135.15 kN/m（動力系數(shù)為1.19）。計算得到斜截面極限彎矩檢定承載系數(shù)（K斜）為13.02。

4.1.3 斜截面極限抗剪分析

根據(jù)文獻［16］Q.0.2條要求，求得距支座h/2處斜截面極限承載剪力Q剪= 8.3 MN（不考慮非預(yù)應(yīng)力縱向鋼筋影響），其中斜截面極限承載剪力計算參數(shù)見表3。表中，Ap、Apb、As、Av分別為與斜截面相交的預(yù)應(yīng)力縱向鋼筋、預(yù)應(yīng)力彎起鋼筋、非預(yù)應(yīng)力縱向鋼筋及箍筋的截面面積；αy為預(yù)應(yīng)力彎起鋼筋與構(gòu)件縱軸線的夾角；sv為箍筋的間距。

表3 斜截面極限承載剪力計算參數(shù)

斜截面極限剪力容許換算均布活載計算參數(shù)見表4。計算得到斜截面極限剪力容許換算均布活載k剪= 468.9 kN/m，則標(biāo)準(zhǔn)活載的換算均布活載k0剪=135.15 kN/m（動力系數(shù)為1.19），計算得到斜截面極限剪力檢定承載系數(shù)（K剪）為3.38。

表4 斜截面極限剪力容許換算均布活載參數(shù)

4.1.4 使用階段抗剪分析

預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁進行使用階段抗剪分析時，容許換算均布荷載按照文獻［16］6.3.11 要求進行計算分析。使用階段剪力容許換算均布活載計算參數(shù)見表5。

表5 使用階段剪力容許換算均布活載參數(shù)

根據(jù)表5計算得到距支座h/2處，使用階段剪力容許換算均布活載k使= 173.1 kN/m；根據(jù)文獻［16］計算得到標(biāo)準(zhǔn)活載的換算均布活載k0使= 135.15 kN/m（動力系數(shù)為1.19），最終得到使用階段剪力檢定承載系數(shù)（K使）為1.28。

4.2 曲線橋梁承載能力分析

由于斜截面極限彎矩檢定承載系數(shù)（13.02）和斜截面極限剪力檢定承載系數(shù)為（3.38）均遠大于1，故選擇最不利指標(biāo)：跨中極限彎矩檢定承載系數(shù)（1.37）、使用階段剪力檢定承載系數(shù)（1.28），進行偏心對曲線橋梁承載能力影響分析。

4.2.1 線梁偏心對曲線橋抗彎影響

按照直線橋梁進行計算分析，得到正截面極限彎矩檢定承載系數(shù)K（直線橋梁），再考慮彎矩曲線折減系數(shù)，最終得到當(dāng)列車速度為30 ～ 65 km/h、向外偏心170 mm 至向內(nèi)偏心326 mm 時，曲線橋梁的內(nèi)主梁正截面極限彎矩檢定承載系數(shù)見圖10。

圖10 內(nèi)主梁正截面極限彎矩檢定承載系數(shù)（曲線橋梁）

由圖10可知，內(nèi)主梁正截面極限彎矩檢定承載系數(shù)均滿足規(guī)范要求（大于1）。①與向外偏心170 mm的情況相比，向內(nèi)偏心為0、70、140、210、280、326 mm時，內(nèi)主梁正截面極限彎矩檢定承載系數(shù)最大降幅分別為11.30%、15.18%、18.70%、21.90%、24.84% 及26.63%。說明線梁偏心超限對橋梁正截面抗彎承載能力影響明顯，且隨著向內(nèi)偏心增大，對橋梁抗彎承載能力影響越顯著。②當(dāng)向外偏心170 mm 至向內(nèi)偏心326 mm 時，內(nèi)主梁正截面極限彎矩檢定承載系數(shù)均與列車速度正相關(guān)。當(dāng)向內(nèi)偏心326 mm 時，內(nèi)主梁正截面極限彎矩檢定承載系數(shù)最小值（列車速度為30 km/h）為1.078；最大值（列車速度為65 km/h）為1.141，均滿足規(guī)范要求（大于1），內(nèi)主梁正截面極限彎矩檢定承載系數(shù)相對提升了5.84 %。

綜上，內(nèi)主梁正截面極限彎矩檢定承載系數(shù)隨列車速度增大而增大；當(dāng)列車速度一定時，內(nèi)主梁正截面極限彎矩檢定承載系數(shù)隨向內(nèi)偏心的增大而減小。

4.2.2 線梁偏心對曲線橋抗剪影響

在列車速度為30 ～ 65 km/h、向外偏心170 mm 至向內(nèi)偏心326 mm 條件下，曲線橋梁使用階段剪力檢定承載系數(shù)見圖11。

圖11 內(nèi)主梁使用階段剪力檢定承載系數(shù)（曲線橋梁）

由圖11可知，內(nèi)主梁使用階段剪力檢定承載系數(shù)隨向內(nèi)偏心的增加而減小。①與向外偏心170 mm 情況相比，向內(nèi)偏心為0、70、140、210、280、326 mm 時，內(nèi)主梁使用階段剪力檢定承載系數(shù)最大降幅分別為10.97%、14.76%、18.20%、21.34%、24.23% 及25.99%；當(dāng)向內(nèi)偏心326 mm 時，列車速度為30、35、40 km/h，內(nèi)主梁使用階段剪力檢定承載系數(shù)分別為0.986、0.990及0.997，均小于規(guī)范要求值（1.0）表明，線梁偏心超限導(dǎo)致內(nèi)主梁抗剪承載能力較差，對線路安全運營產(chǎn)生重大潛在威脅。②內(nèi)主梁使用階段剪力檢定承載系數(shù)與列車速度正相關(guān)。當(dāng)向內(nèi)偏心326 mm時，內(nèi)主梁使用階段剪力檢定承載系數(shù)最小值（速度為30 km/h）為0.986，最大值（速度為65 km/h）為1.042，增幅約5.68%。

綜上，內(nèi)主梁使用階段剪力檢定承載系數(shù)隨列車速度的增大而增加；當(dāng)列車速度一定時，內(nèi)主梁使用階段剪力檢定承載系數(shù)隨著向內(nèi)偏心的增加而減小。

取列車最小運行速度30 km/h，得到內(nèi)主梁使用階段剪力檢定承載系數(shù)隨線梁偏心值變化規(guī)律，見圖12?？芍髁菏褂秒A段剪力檢定承載系數(shù)為1.00，反推出臨界線梁偏心值為向內(nèi)偏心304 mm。

圖12 不同偏心值下使用階段剪力檢定承載系數(shù)

5 線梁偏心整治研究

5.1 偏心超限整治對策

針對重載鐵路線梁偏心超限問題，采用綜合治理的方法，包括：應(yīng)力放散、調(diào)整鎖定軌溫至23 ℃、調(diào)整線路超高（均衡超高為83.9 mm）與列車速度（加權(quán)平均速度為53.33 km/h）匹配，采用搗固車進行撥道整治。整治后無超限情況，最大偏心為向內(nèi)偏心60 mm，依然位于大橋第1孔。撥道整治流程見圖13。

圖13 撥道整治流程

5.2 偏心整治效果分析

以重載鐵路大橋偏心超限最嚴(yán)重的第1孔橋梁為對象，對線梁偏心整治效果進行分析。由于橋跨跨中橫向加速度、內(nèi)外梁動撓度比、橋墩橫（縱）向振幅受線梁偏心影響不顯著，因此僅以橋跨跨中橫向振幅（剔除墩高影響）、豎向振幅、豎向加速度作為參數(shù)指標(biāo)。對整治前后橋梁動力響應(yīng)進行對比分析，結(jié)果見圖14—圖16。

圖14 跨中橫向振幅實測對比

圖16 跨中豎向加速度實測對比

由圖14—圖16可知：①對線梁偏心超限進行整治后，橋跨橫（豎）向振幅、豎向加速度均得到了較大改善。整治后橋跨跨中豎向加速度下降最明顯，平均值降幅為45.88%，最大值降幅為40.30%；橋跨跨中橫向振幅平均值下降20.00%，最大值下降23.40%；橋跨跨中豎向振幅平均值下降13.21%，最大值下降14.82%。②整治后各關(guān)鍵參數(shù)指標(biāo)的波動程度有所減小，表明線梁偏心超限整治對提高橋梁的運營穩(wěn)定性和減少安全隱患具有重要的作用。

6 結(jié)論

1）線梁偏心對橋跨結(jié)構(gòu)跨中橫（豎）向振幅、豎向加速度指標(biāo)影響顯著，對橋跨跨中豎向加速度影響最明顯，且隨著偏心值增大，各參數(shù)指標(biāo)均呈增大趨勢。

2）當(dāng)向內(nèi)偏心326 mm 時，列車速度為30、35、40 km/h，內(nèi)主梁使用階段剪力檢定承載系數(shù)分別為0.986、0.990 及0.997，均小于規(guī)范規(guī)定的要求值（1.0），說明在現(xiàn)狀（向內(nèi)偏心326 mm）情況下，內(nèi)主梁抗剪承載能力安全儲備不足。

3）內(nèi)主梁正截面極限彎距、使用階段剪力檢定承載系數(shù)均隨著列車速度的增大而增加；當(dāng)列車速度一定時，內(nèi)主梁正截面極限彎距、使用階段剪力檢定承載系數(shù)隨著向內(nèi)偏心的增加而減小。

4）偏心超限整治后橋跨跨中橫（豎）向振幅、豎向加速度的平均值分別下降20.00%、13.21%、45.88%，最大值降幅分別為23.40%、14.82%、40.30%?？缰胸Q向加速度下降幅度最大，參數(shù)指標(biāo)的波動程度得到了一定的減緩。