何占元

國(guó)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(kuò)能運(yùn)輸改造和重載鐵路的快速發(fā)展，列車軸重、運(yùn)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(jì)位置，并有逐漸增大的趨勢(shì)，對(duì)橋梁性能和線路安全運(yùn)營(yíng)造成了嚴(yán)重影響。

關(guān)于線梁偏心對(duì)曲線橋梁的影響及其整治問題，國(guó)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(jìn)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(cè)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(shí)橋試驗(yàn)的方法驗(yàn)證了該模型的效果。苗曉軍［8］針對(duì)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(duì)曲線橋梁大偏心問題，依據(jù)軌道及橋梁力學(xué)性能的實(shí)測(cè)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(duì)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(duì)象，分析線梁偏心成因并提出整治措施，采用理論計(jì)算結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)分析的方法，開展線梁偏心對(duì)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(duì)曲線橋梁運(yùn)營(yíng)性能、承載能力的影響規(guī)律，并結(jié)合運(yùn)營(yíng)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(zhǎng)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(jiǎn)支T 梁（圖號(hào)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(jì)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(jì)時(shí)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(duì)橋墩進(jìn)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(kuò)大基礎(chǔ)。梁體混凝土等級(jí)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(jì)圖紙并對(duì)道砟厚度、鋼軌、軌枕、人行道支架等參數(shù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)，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(duì)重載鐵路小半徑曲線大橋進(jìn)行線梁偏心值實(shí)測(cè)，結(jié)果見圖3?？芍孩儆捎?017 年進(jìn)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?。坏? 孔和第2 孔雖然有回?fù)?，但位于進(jìn)橋位置，入橋時(shí)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(shí)速度已提升較高，未再引起線梁偏心的進(jìn)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(jìn)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(shí)測(cè)值

2.1 施工誤差

在橋梁施工及養(yǎng)護(hù)維修階段，由于實(shí)際測(cè)量誤差、施工方法不當(dāng)引起的梁體或支座損傷及活動(dòng)支座偏移等均可能會(huì)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(shí)際測(cè)量控制數(shù)據(jù)點(diǎn)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(hù)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(yùn)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(jì)時(shí)需要設(shè)置合理的超高，以達(dá)到受力平衡的目的［14］。當(dāng)線路超高與列車運(yùn)行速度不匹配時(shí)會(huì)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(yùn)行速度和不同牽引質(zhì)量的列車對(duì)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(shí)際運(yùn)行速度，m/s。

本文研究橋梁實(shí)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(duì)曲線橋梁進(jìn)行分析，得到列車速度、超高與橫向附加力，見表1?？芍寒?dāng)橫向附加力為2.931 ～ 5.515 kN 時(shí)（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(huì)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(zhǎng)時(shí)間運(yùn)行下，曲線線路的圓滑性會(huì)進(jìn)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(shí)際線路與原設(shè)計(jì)偏差逐漸增大，對(duì)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(shí)際溫度過高或過低都會(huì)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(shí)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(shí)際軌溫升高或降低時(shí)會(huì)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(shí)際軌溫升高，軌道受壓，造成線路向外側(cè)偏移；實(shí)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(jì)鎖定軌溫取20 ～ 26 ℃。施工時(shí)實(shí)際鎖定軌溫為26 ℃，為設(shè)計(jì)鎖定軌溫的上限值。由于山區(qū)常年溫度較低，鋼軌長(zhǎng)時(shí)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(duì)橋梁運(yùn)營(yíng)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(duì)橋梁運(yùn)營(yíng)性能影響研究。運(yùn)營(yíng)性能測(cè)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(dòng)撓度比。

由于線梁偏心對(duì)橋跨跨中橫向加速度、內(nèi)外梁動(dòng)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(jìn)行線梁偏心對(duì)橋梁運(yùn)營(yíng)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(yùn)營(yíng)速度在30 ～ 65 km/h 所測(cè)得的具體參數(shù)數(shù)據(jù)進(jìn)行平均計(jì)算得到。

3.1 跨中橫向振幅

跨中橫向振幅實(shí)測(cè)結(jié)果見圖5?？芍涸谶\(yùn)營(yíng)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(duì)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(shí)測(cè)結(jié)果

3.2 跨中豎向振幅

跨中豎向振幅實(shí)測(cè)結(jié)果見圖6?？芍孩僭谶\(yùn)營(yíng)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(duì)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(shí)測(cè)結(jié)果

3.3 跨中豎向加速度

跨中豎向加速度實(shí)測(cè)結(jié)果見圖7?？芍孩僭谶\(yùn)營(yíng)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(duì)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(shí)測(cè)結(jié)果

4 線梁偏心對(duì)橋梁承載能力的影響

鐵運(yùn)函〔2004〕120 號(hào)《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(píng)定橋梁的承載能力。對(duì)于曲線橋梁來說，一般將各項(xiàng)容許換算均布活載（k）按照直線橋梁進(jìn)行計(jì)算分析，再考慮曲線折減系數(shù)，最終計(jì)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(jì)規(guī)范》［18］對(duì)主梁跨中截面進(jìn)行截面類型判斷，得到跨中截面可按T 形截面計(jì)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(diǎn)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(xiàn)［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(jì)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(jì)算截面彎矩活載影響線面積；Ωp為橋梁計(jì)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(xiàn)［16］得到標(biāo)準(zhǔn)活載的換算均布活載k0正= 117.45 kN/m（動(dòng)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(jì)規(guī)范》［20］及文獻(xiàn)［16］，斜截面強(qiáng)度計(jì)算圖示見圖9。

圖9 斜截面強(qiáng)度計(jì)算圖示

斜截面投影長(zhǎng)度（c）計(jì)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(shí)，m取3；Q為計(jì)算截面處最大剪力，MN；Mv為相應(yīng)于最大剪力時(shí)的計(jì)算彎矩，MN·m。

計(jì)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(duì)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(zhǎng)度c= 3 335.7 mm。

根據(jù)文獻(xiàn)［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(dòng)力系數(shù)為1.19）。計(jì)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(xiàn)［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(jì)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(jì)算參數(shù)

斜截面極限剪力容許換算均布活載計(jì)算參數(shù)見表4。計(jì)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(dòng)力系數(shù)為1.19），計(jì)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(jìn)行使用階段抗剪分析時(shí)，容許換算均布荷載按照文獻(xiàn)［16］6.3.11 要求進(jìn)行計(jì)算分析。使用階段剪力容許換算均布活載計(jì)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(jì)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(xiàn)［16］計(jì)算得到標(biāo)準(zhǔn)活載的換算均布活載k0使= 135.15 kN/m（動(dòng)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(yuǎn)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(jìn)行偏心對(duì)曲線橋梁承載能力影響分析。

4.2.1 線梁偏心對(duì)曲線橋抗彎影響

按照直線橋梁進(jìn)行計(jì)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(shí)，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(shí)，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(duì)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(duì)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(shí)，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(shí)，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(duì)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(shí)，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(duì)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(shí)，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(shí)，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(duì)線路安全運(yùn)營(yíng)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(shí)，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(shí)，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(yùn)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(duì)策

針對(duì)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(jìn)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(duì)象，對(duì)線梁偏心整治效果進(jìn)行分析。由于橋跨跨中橫向加速度、內(nèi)外梁動(dòng)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(duì)整治前后橋梁動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果見圖14—圖16。

圖14 跨中橫向振幅實(shí)測(cè)對(duì)比

圖16 跨中豎向加速度實(shí)測(cè)對(duì)比

由圖14—圖16可知：①對(duì)線梁偏心超限進(jìn)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(dòng)程度有所減小，表明線梁偏心超限整治對(duì)提高橋梁的運(yùn)營(yíng)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(duì)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(duì)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(shì)。

2）當(dāng)向內(nèi)偏心326 mm 時(shí)，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(chǔ)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(shí)，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(dòng)程度得到了一定的減緩。