鐵路橋梁球型支座基本力學性能試驗結果分析

楊帆

（中鐵檢驗認證中心有限公司，北京 100081）

橋梁支座設置在橋梁的上部結構（梁）與下部結構（墩臺）之間，將上部結構的各種荷載可靠地傳遞到下部結構。橋梁支座須適應活載、溫度變化、混凝土收縮徐變等因素所產生的位移和轉動，使上下部結構的實際受力情況符合設計要求[1]；須具有足夠的承載能力，以確保安全可靠地傳遞支座反力；對位移、轉角等橋梁變形的約束應盡可能小，以適應梁體自由伸縮及轉動的需要。

TB/T 3320—2013《鐵路橋梁球型支座》[2]中通過支座豎向承載力試驗、活動支座摩擦因數試驗、支座轉動力矩試驗分別將橋梁支座的承載力、位移、轉角性能進行了量化，即豎向壓縮變形、平面摩擦因數、球面摩擦因數3項技術指標?；炷潦湛s徐變、溫度伸縮變位及下部結構的縱橫向位移等原因導致梁體與支座在縱橫向產生相對位移。球型支座須滿足縱橫橋向位移量的要求，使由橋梁變形所產生的縱橫向位移盡可能不受約束，即支座的平面摩擦因數越低越好。梁體因自重產生梁端縱向轉角，因上下翼緣溫差產生縱向轉角，二次恒載及活載（偏載）產生縱橫向轉角等。要求球型支座滿足轉角的需求，使由橋梁變形所產生的縱橫向轉角盡可能不受約束，即球型支座的球面摩擦因數越低越好。

為了解目前行業內鐵路橋梁球型支座的基本力學性能水平，選取2017年—2019年總高度不大于200 mm的TJQZ系列及TJGZ系列鐵路橋梁球型支座進行了試驗，并對試驗結果進行分析，同時研究了試驗中出現的一些異常現象。

1 試驗內容

試驗共選取了150組樣本，每組樣本包括多向型支座DX、縱向型支座ZX、橫向型支座HX、固定型支座GD各1臺。試驗內容包括支座豎向承載力試驗、活動支座摩擦因數試驗、支座轉動力矩試驗。

球型支座豎向承載力是橋梁支座最核心的基本性能，是支座傳遞反力的基礎。豎向承載力不足的支座無法保證位移及轉角性能。通過豎向承載力試驗獲取支座豎向壓縮變形來研究支座承載力性能。

球型支座的平面摩擦副由上座板內側焊接的平面不銹鋼板、鑲嵌于球冠襯板部件中的平面改性超高分子量聚乙烯滑板構成。平面摩擦副性能通過摩擦因數試驗獲取支座的平面摩擦因數來研究。

球型支座的球面摩擦副由包覆于球冠襯板外的凸球面不銹鋼板、支座下座板內鑲嵌的凹球面改性超高分子量聚乙烯滑板共同構成。通過轉動力矩試驗獲取支座的轉動力矩，計算球面摩擦因數[3-4]來研究球面摩擦副的性能。支座轉動力矩公式為

式中：M為轉動力矩；μ為球面摩擦因數；P為豎向承載力；R為球冠襯板球面半徑。

2 試驗結果分析

2.1 豎向壓縮變形

2017年—2019年150個球型支座樣本的豎向承載力試驗結果進行視圖化后見圖1。可知：球型支座的豎向壓縮變形主要集中在1.00～1.20 mm；整體來看，各年度的豎向壓縮變形平均值均未超過技術要求的60%。各生產企業對該技術參數的質量控制十分穩定。

圖1 150個球型支座樣本的豎向承載力試驗結果

試驗數據的統計結果見表1?？芍蛐椭ё呢Q向壓縮變形值與其使用功能無關，4種類型的支座沒有明顯差異。

表1 球型支座豎向壓縮變形平均值 mm

2.2 平面摩擦系數和球面摩擦系數

TB/T 3320—2013規定平面摩擦因數和球面摩擦因數的技術標準都是0.03。考慮到平面摩擦因數較小，為方便對比分析，選取0.015作為劃分標準進行統計。2017年—2019年球型支座樣本平面、球面摩擦因數試驗結果統計見表2和表3。

表2 球型支座平面摩擦因數的數據統計

表3 球型支座球面摩擦因數的數據統計

由表2可知，平面摩擦因數各年的平均值均遠低于技術要求0.03。2017年與2018年各有1個樣本達到0.015，為各自年度樣本數的2.1%。2019年則有5個樣本超過0.015，為該年度樣本數的9.3%?？梢?，該技術參數的質量控制水平普遍優異，但從2019年起有下降趨勢。

由表3可知，2018年球面摩擦因數的質量控制水平比2017年明顯提高，但2019年再次降低，并且出現2個超出技術要求的樣本。該參數的試驗數據很不穩定，各生產企業對該技術參數的質量控制差異較大。

2.3 球面摩擦因數與平面摩擦因數的差異

2017年—2019年150個球型支座樣本的平面摩擦因數與球面摩擦因數關系見圖2?？梢灾庇^地看出球面摩擦因數普遍高于平面摩擦因數。從波動幅度來看，球面摩擦因數也明顯高于平面摩擦因數。

圖2 球型支座樣本的球面摩擦因數與平面摩擦因數關系

2017年—2019年150個球型支座樣本球面摩擦因數與平面摩擦因數的比值γ分布見表4?？芍?50個球型支座樣本中有94%的樣本球面摩擦因數不小于平面摩擦因數，80%的樣本球面摩擦因數是平面摩擦因數的1.5倍以上，64%的樣本超過2倍，36%的樣本超過3倍，甚至有13%的球面摩擦因數達到了其平面摩擦因數的5倍及以上。

表4 球面摩擦因數與平面摩擦因數的比值分布

3 球面摩擦因數高于平面摩擦因數的原因分析

支座摩擦副的摩擦因數主要由對磨材料、潤滑介質性能及相對滑動速度決定。同一球型支座的球面摩擦副和平面摩擦副在各自試驗過程中荷載相同，相對滑動速度幾乎一致，摩擦副的構成要素及潤滑介質均同源，理論上同一臺支座的平面摩擦系數與球面摩擦因數應相等。

3.1 轉動中心

當球型支座發生轉動的中心與橋梁上部結構（試驗工況下為壓轉板）轉動中心不一致時，轉動過程中由于上支座板受到約束與平面滑板發生錯動導致平面摩擦副與球面摩擦副共同作用[5-6]，即所得的試驗結果同時包含球面摩擦因數與平面摩擦因數。這種情況下球面摩擦因數應為平面摩擦因數的2倍以內，但仍然有64%的樣本超過了2倍，還須從其他角度進一步分析。

3.2 平面與凹球面改性超高分子量聚乙烯滑板

平面改性超高分子量聚乙烯滑板與凹球面改性超高分子量聚乙烯滑板在相同荷載作用下最大的不同點在于受力面積不同導致的壓應力差。以TJQZ及TJGZ的8 360系列5 000，5 500，6 000 kN規格球型支座為例，依據相關設計參數進行計算，計算結果見表5。

表5 球型支座的平面、凹球面滑板面積及所受壓應力

由表5可知，平面滑板壓應力基本為44 MPa，凹球面滑板壓應力主要為43 MPa與40 MPa。使用同源改性超高分子量聚乙烯滑板試樣10組，以同批次5201‐2硅脂作為潤滑介質，相對滑動速度為0.1 mm/s，每組試樣分別在44，43，40，34 MPa壓應力下進行初始靜摩擦因數試驗。相對滑動速度0.1 mm/s的情況下，10組改性超高分子量聚乙烯滑板的摩擦因數平均值在44，43，40，34 MPa壓應力下分別為 0.003 1，0.003 1，0.003 5，0.004 3。改性超高分子量聚乙烯滑板的摩擦因數與壓應力呈負相關關系[7]。即滑板面積越大，壓應力越小，摩擦因數越大。

凹球面改性超高分子量聚乙烯滑板由平面滑板壓制而成。球冠表面積S球面公式為

式中：R為球冠半徑；h為球冠高度。

設平面滑板的半徑為r，可得，即r2=2Rh-h2。平面滑板面積S平面為

由式（2）和式（3）可知，球面滑板面積比平面滑板面積多πh2。壓制凹球面的球冠高度正超差或壓制凹球面用的平面滑板半徑r正超差均會導致球面面積增加，進而增加球面摩擦因數。

3.3 平面與凸球面不銹鋼板

平面不銹鋼板與凸球面不銹鋼板的最大不同點在于形狀差異。就形狀公差控制難易度而言，球面輪廓度明顯高于平面度。凸球面不銹鋼板采用焊接形式包覆于球冠襯板部件，可能有不密貼、加渣鼓泡等機械損傷影響凸球面不銹鋼板的形狀，進而增大球面摩擦因數。

由于滑板摩擦因數受到潤滑介質性能的影響[8]，樣本之間無法保證潤滑介質性能的一致性，故無法進行橫向比較。但采用球面摩擦因數與平面摩擦因數的比值γ可以一定程度反映球面輪廓度對球面摩擦因數的影響。凸球面不銹鋼板輪廓度與γ的關系見圖3?？梢钥闯觯S著γ增大，凸球面不銹鋼板輪廓度呈現上升趨勢，二者正相關，皮爾遜相關系數為0.72。

圖3 凸球面不銹鋼板輪廓度與γ的關系

3.4 轉動力矩

由式（1）可知，實測轉動力矩與球冠襯板球面半徑成正比。當球冠襯板球面半徑存在加工正超差時，球面半徑的尺寸偏大會導致M實測值增加。而在實際計算球面摩擦因數時采用μ球面=M實測值/（PR），其中R值仍按設計球面半徑進行計算，導致μ球面計算值增大。

4 質量控制建議

不銹鋼板平面度的質量控制相對簡單，改性超高分子量聚乙烯滑板的性能普遍穩定，平面摩擦因數上升主要是潤滑介質的變質或使用性能不符合要求所致。建議生產企業對用于支座成品的5201‐2硅脂進行核查，杜絕使用性能不符合要求或長期存放有變質風險的潤滑介質。

球面摩擦副的組成部件在加工精度上比平面更難控制，造成該指標波動的主要原因是各生產企業的球面摩擦副相關部件加工工藝水平差異較大。建議生產企業重視球冠襯板部件的球面半徑及輪廓度等參數的質量控制。

5 結論

1）球型支座的豎向承載力和平面摩擦因數的質量控制普遍穩定，滿足現有設計的技術要求。球型支座的球面摩擦因數較大，各生產企業對該技術參數的質量控制差異明顯。球型支座球面摩擦因數普遍高于平面摩擦因數。

2）球面摩擦因數高于平面摩擦因數的原因有：球型支座轉動中心與壓轉板轉動中心不一致；改性超高分子量聚乙烯滑板的摩擦因數與壓應力成反比，凹球面滑板的面積比平面滑板大；凸球面不銹鋼板的輪廓度質量控制較差及球冠襯板球面半徑的正偏差。

3）轉動力矩試驗的結果是球型支座基本力學性能試驗中最不穩定的，具有超出設計要求的風險。當梁體無法通過球型支座的轉動變形完全釋放彎矩時，會對梁體造成傷害。因此確保球面摩擦副的各部件加工公差及形狀公差的精度十分必要。