梁冰 上海铁路局工务处

GTQZ球型支座纵向动载位移测试影响因素实例分析

梁冰 上海铁路局工务处

金山铁路黄浦江特大桥主桥的112m下承式简支钢桁梁，采用无竖杆整体节点平行弦三角桁架，正交异性板桥面，改进型GTQZ系列球型支座，是一种新型铁路桥梁结构，技术复杂，在通车前的动静态试验中，发现温度对于支座动载位移产生了较大的影响，值得深入探讨。

金山铁路；特大桥；GTQZ球型支座；温度应变；动载位移

金山铁路黄浦江特大桥位于上海市松江区境内的黄浦江河段，桥址位于既有铁路桥下游25m处。按Ⅰ级铁路等级设计，设计速度为160km/h，设计活载为中-活载。正桥第51～54孔梁采用GTQZ球型支座，设计吨位2000t，第51～53孔固定支座设于上海南端，第54孔固定支座设于金山卫端。正桥下部50#～54#桥墩均采用圆端形实体桥墩，φ1.5m钻孔桩基础。第51孔桁梁及测点布置见图1。

图1 正桥第51#孔桁梁及支座位移测点布置图

1 GTQZ球型支座简介

桥梁支座是传递桥梁荷载、实现桥梁位移的重要支承构件，金山铁路黄浦江大桥采用的特殊设计的GTQZ（铁路连续梁桥）球型支座（见图2）由于具有承载力高、传力均匀、耐久性好等特点，现在已经广泛被用在铁路桥上。这种支座纵桥向设计位移可达100mm，一般设计摩擦系数常温（－25℃至60℃）时，μ≤0.03。

图2 GTQZ（铁路连续梁桥）球型支座

2 问题的发现

动载试验是特定编组试验列车以不同速度通过试验桥梁，进行动应力、动位移、竖横向振动的测定，以了解结构的动力系数、振动特征（振幅、频率、阻尼比）等，据以判断结构在动载作用下的工作状态。本桥在进行动载试验时，采用下行线列车跑车试验，列车编组为DF4+7C70(满载)+12C64(空车)编组，面向金山卫方向。试验列车速度等级为50、60、65、70、75、80km/h，每速度级各跑车2次。

在下行线动载编组试验列车作用下，试验对主桥第51孔钢桁梁球型支座（51#墩上左侧为纵向活动支座，右侧为多向活动支座）纵向动位移和横向动位移进行了测试，实测最大动位移见表1，动位移典型时程曲线见图3。

表1 钢桁梁活动支座动位移测试结果

图3 支座位移典型时程曲线（V=75.3kmh）

根据测试结果我们发现第1次动载试验时实测纵向动位移明显大于随后各测次，这种不符合理论条件下支座纵向位移的情况，让我们产生了很大的疑问。

3 情况分析

在排除仪器问题、测量误差等因素的前提下，我们大胆猜想，产生这种情况的原因可能是初始状态下，支座摩擦力在对梁体的伸缩产生了一定的限制作用，在列车对梁体进行动载加载时，这种临时的平衡状态产生了变化，但是梁体的伸长和缩短依然时刻受到支座摩阻力的影响。同时因为力的作用是相互的，支座的纵向位移也会因此受到梁体伸缩的影响。为了深入研究这种现象产生的根源，我们对钢桁梁各工况下的梁体的伸缩变形进行了分析，如图4所示。

图4 各工况下钢桁梁梁长变化图

图（a）为钢桁梁常温下原始长度。夜间降温后，钢梁缩短，如图（b）所示，理论梁长由Lab缩短为Lac，但由于支座摩阻力、无缝线路长钢轨纵向力等阻力的存在，实际梁长为Lad，Lcd部分即为阻力引起的梁长变化量。白天升温后，钢梁伸长，如图（c）所示，理论梁长由Lac伸长至Laf，但由于阻力的存在，实际梁长为Lae，Lef部分即为阻力引起的梁长变化量。动载试验在白天10∶20开始，动载试验列车第1次通过钢梁时，钢梁伸长，如图（d）所示，理论梁长由Laf伸长至Lah，但由于阻力的存在，实际梁长为Lag，Lgh即为阻力引起的梁长变化量。试验列车出桥时，钢梁缩短，如图（e）所示，理论梁长由Lah缩短至Lai，但由于阻力的存在，实际梁长为Laj，Lij即为阻力引起的梁长变化量。试验列车第2次经过时，钢梁伸长，如图（f）所示，理论梁长由Lai伸长至Lam，但由于阻力的存在，实际梁长为Lak，Lkm即为阻力引起的梁长变化量。

钢桁梁梁长变化受到的纵向阻力主要为支座摩阻力和无缝线路长钢轨纵向力。本桥钢桁梁采用道砟桥面，对活载作用下梁长变化有影响的无缝线路长钢轨纵向力与钢轨扣件的松紧程度、活载作用下梁长的变化量、道砟与桥面之间的摩阻力大小等因素有关。由于动载试验荷载作用下实测支座纵向位移较小（除第1次试验外，最大为0.571mm），故长钢轨纵向力对梁长变化的影响较小，可忽略不计。本桥钢桁梁采用球型支座，支座水平摩阻力与支座所受的竖向力及摩擦系数有关。活载作用时支座所承受的竖向力增加，该量值相对恒载引起的竖向力较小，为计算方便，忽略活载对支座水平摩阻力的影响。则加载前后支座摩阻力引起的位移量相等，即Lcd=Lef=Lgh=Lij=Lkm。

动载试验列车第1次通过时，理论支座位移量Δ1理=Lfh= Lah-Laf，实测支座位移量Δ1实=Leg=Lag-Lae=（Lah-Lgh）-（Laf-Lef），而Lef=Lgh，所以Δ1实=Lah-Laf=Δ1理，实测支座位移量与理论支座位移量一致。试验列车第2次通过时，理论支座位移量Δ2理= Lim=Lam-Lai，实测支座位移量Δ2实=Ljk=Lak-Laj=（Lam-Lkm）-（Lai+ Lij），而Lij=Lkm，所以Δ2实=Lam-Lai-2×Lij=Δ2理-2×Lij，实测支座位移量小于理论支座位移量。而由于动载试验列车编组未改变，Δ1理=Δ2理，故Δ2实=Δ1实-2×Lij，由支座摩阻力引起的支座位移减小量Lij=（Δ1实-Δ2实）/2。现钢梁左侧Δ1实=2.427mm，Δ21实=0.334mm（取除第1测次外速度65km/h以上测次平均值），故由于支座摩阻力引起的支座位移减小量为1.047mm。

据此可估算支座摩擦系数。采用三维空间结构模型，计算得到活动支座端产生1.047mm强制位移时的支座水平力F=573kN，而动载试验列车偏载作用下的支座竖向力为N= 9492（恒载）+2369（活载）=11861kN。

（因本桥支座为特殊设计，实测摩擦系数比一般情况下系数较大）

4 结论与启示

对比以往其他测试，其他类型的支座均不存在此类现象。由此分析可知，GTQZ球型支座较大的摩阻力和温度应变的共同作用下，梁体的伸缩和支座位移共形成了一个相互制约的共同体，在动活载加载情况下，梁体的温度应变伸缩和支座的位移摩阻相互影响，形成了一个“测不准”模型，这种影响在第一次测试数据上明显的体现出来。

梁体的温度变形在实际生产中已经得到了我们的普遍认识，在沪宁城际望虞河特大桥抬梁期间笔者就曾遇到过梁体温度变形引起支座螺栓孔错位，导致不能顺利抬梁的情况。但是，GTQZ球型支座较大的摩阻力影响下，梁体的自由伸缩变形受到较大影响，今后如果遇到此类支座抬梁施工时，如果施工温度条件不利，抬梁的瞬间梁体受抑制的伸缩有可能产生较大的突变，这点需要引起我们桥梁工作者的高度重视。

责任编辑：宋飞 徐伟人
来稿时间：2014-2-10