基于实桥荷载谱损伤等效的铁路桥梁新型球型钢支座疲劳试验研究

Fatigue Test Study on a Novel Spherical-Steel Bearing for Railway Bridges Based on Damage Equivalence of Real Bridge Load Spectra

摘要

铁路桥梁长期运营中持续承受列车循环荷载，随着服役年限增长，支座内部应力集中易诱发疲劳损伤，严重威胁结构安全。为此，支座的抗疲劳性能日益受到关注，针对采用高性能改性超高分子量聚乙烯滑板和优化了抗疲劳构造的新型球型钢支座，基于实桥运营荷载谱，结合雨流计数法与Miner线性累积损伤理论，将变幅荷载等效为200万次循环的常幅荷载，进行1/8缩尺模型疲劳性能试验研究。结果表明：支座竖向刚度呈现2阶段退化特征，200万次循环后降至初始值的79.6%，累积耗能增长60%，而等效阻尼比降低0.77%；支座关键部位应力始终处于弹性范围，最大Von Mises应力为42.12 MPa，远低于材料屈服强度，且未见疲劳裂纹。该新型球型钢支座在铁路桥梁正常运营条件下无明显疲劳破坏迹象，其服役期内的疲劳性能满足设计要求，可为桥梁结构的安全性与可靠性提供保障。

Abstract

During long-term operation, railway bridges are continuously subjected to cyclic train loads. As service life increases, stress concentration within the bearings can easily induce fatigue damage, seriously threatening structural safety. Therefore, the anti-fatigue performance of bearings has been receiving increasing attention. This paper focuses on a new type of spherical-steel bearing that adopts a high-performance modified ultra-high molecular weight polyethylene sliding plate and an optimized anti-fatigue design. Based on the operational load spectrum of an actual bridge, variable-amplitude loads were converted into constant-amplitude loads equivalent to 2 million cycles using the rainflow counting method and Miner’s linear cumulative damage theory. A 1/8 scale model fatigue performance test was conducted. The results show that the vertical stiffness of the bearing exhibits a two-stage degradation characteristic, decreasing to 79.6% of its initial value after 2 million cycles; cumulative energy dissipation increases by 60%, while the equivalent damping ratio decreases by 0.77%, primarily due to the damage mechanism dominated by micro-crack friction. The stresses at critical parts of the bearing remain within the elastic range, with a maximum Von Mises stress of 42.12 MPa, well below the material yield strength, and no fatigue cracks were observed. Under normal railway bridge operating conditions, this new spherical-steel bearing shows no significant signs of fatigue failure. Its fatigue performance meets design requirements over the service life, ensuring the safety and reliability of the bridge structure.

Graphical abstract

关键词

铁路 / 桥梁 / 球型钢支座 / 等效荷载幅 / 疲劳性能试验

Key words

Railway / Bridge / Spherical steel bearing / Equivalent load amplitude / Fatigue performance test

高速铁路对轨道平顺性的高要求，使得桥梁在其线路中的占比显著提升^［1-2］。作为桥梁上下部结构的关键传力构件，支座不仅传递竖向反力，还需承受列车制动力、牵引力、离心力以及温度变化引起的水平荷载，其耐久性对保障桥梁结构体系长期稳定运营至关重要^［3］。

铁路桥梁在运营期间长期承受列车通行带来的竖向循环动荷载^［4］。传统盆式橡胶支座、球型钢支座等在长期服役中易因疲劳累积而产生损伤^［5-6］，引发力学性能退化，进而影响支座的正常功能及桥梁整体安全性与使用寿命^［7-10］。为此，支座的抗疲劳性能日益受到关注。Manson^［11］提出的低周疲劳模型为钢支座疲劳分析奠定了基础Abdelmaksoud等^［7］开发了参数化模型与通用加载制度用于支座寿命预测。Deng等^［12］建立了弹性支座压缩刚度疲劳退化模型。Misra等^［13］指出支座剪切应变是控制铁路桥梁疲劳寿命的关键。Deshpande等^［14］则揭示了钢支座滚动接触疲劳裂纹扩展规律。国内学者^［15-17］通过试验验证了不同类型支座的安全性与可靠性。张恒等^［8］证实了金属橡胶支座的高疲劳性能。

随着我国铁路建设标准和设计速度的不断提高，对桥梁支座性能也提出了更高要求^［18］。尽管球型钢支座已得到广泛应用，但针对高速铁路桥梁长期承受高频次、低应力幅循环荷载的特定服役环境，常规支座在疲劳耐久性方面仍存在优化空间。为此，本文研究的新型球型钢支座的核心滑动副采用了高性能改性超高分子量聚乙烯板，其设计摩擦系数低于0.03，抗压容许应力达45 MPa，且耐磨性能优异。这一材料层面的更新为支座实现低摩擦、长寿命服役提供了保障。另外该支座在保留球型支座基本工作原理的同时，进行了针对抗疲劳的专项构造优化。重点对传力路径、球冠与底板的接触轮廓曲线、以及应力集中敏感区域进行了精细化设计。其目标是显著改善疲劳关键点的应力分布，降低应力集中系数，从而从结构层面提升其抗疲劳性能。因此该支座结构更紧凑、转动更灵活、承载力更高且无橡胶老化问题等综合优势。然而，其钢材主体在长期循环荷载下仍面临疲劳风险。疲劳损伤不仅会缩短支座寿命，更可能因摩擦增大、转动受限而改变桥梁受力状态，甚至引发安全事故。

尽管桥梁支座疲劳研究已较为深入，但针对铁路新型球型钢支座，特别是基于设计基准期内实际运营列车动荷载谱换算其疲劳荷载，并据此评估其疲劳性能与寿命的研究尚显不足。本文通过疲劳试验，系统评估该新型支座的疲劳性能，为保障其安全性与可靠性提供依据。

1 疲劳试验等效荷载幅计算

铁路桥梁在正常运营状态下，因列车行驶产生的传递至支座的荷载通常为变幅、低应力、高频次的随机或交变荷载^［19］。鉴于变幅疲劳试验周期长、成本高且设备要求复杂，常将其等效转换为常幅荷载进行试验。因此，需基于疲劳理论建立变幅荷载与等效常幅荷载之间的定量关系。对于一系列变幅应力幅Δσ_i，根据Miner线性疲劳累积损伤理论^［20］，可求得1个循环次数为Σn_i 的等效常幅循环应力幅Δσ₀，使其累积损伤度D与变幅荷载作用下的损伤度相同，该Δσ₀即称为等效应力幅。

钢结构的疲劳寿命N曲线由下式描述。

m\mathrm{l}\mathrm{g}\mathrm{\Delta }\sigma +\mathrm{l}\mathrm{g}N=\mathrm{l}\mathrm{g}C（1）

式中：Δσ为应力幅；N为疲劳寿命；C和m为材料常数。

则

N=\frac{C}{\mathrm{\Delta }{\sigma }^m}（2）

构件在变幅应力幅Δσ_i 作用下的疲劳寿命为N_i，其损伤度D_a为

D_{\mathrm{a}}=\sum \frac{n_i}{N_i}=\sum \frac{n_i}{\frac{C}{\mathrm{\Delta }{\sigma }_i^m}}=\frac{\mathrm{1}}{C}\sum n_i\mathrm{\Delta }{\sigma }_i^m（3）

式中：n_i 为应力幅Δσ_i 对应的实际循环次数。

在等效应力幅Δσ₀作用下，对应疲劳寿命的损伤度D_b为

D_{\mathrm{b}}=\sum \frac{n_i}{N_i}=\frac{\mathrm{1}}{C}\sum n_i\mathrm{\Delta }{\sigma }_{\mathrm{0}}^m=\frac{\mathrm{1}}{C}\mathrm{\Delta }{\sigma }_{\mathrm{0}}^m\sum n_i（4）

令变幅荷载与等效常幅荷载引起的损伤度相等，即D_a=D_b，联立式（3）和式（4），可得等效应力幅Δσ₀的表达式为

\mathrm{\Delta }{\sigma }_{\mathrm{0}}={\left(\frac{\sum n_i\mathrm{\Delta }{\sigma }_i^m}{\sum n_i}\right)}^{\frac{\mathrm{1}}{m}}（5）

式（5）中的指数m的取值与循环次数有关。

为真实模拟支座服役状态，疲劳试验需模拟数千万次循环加载。然而，受限于试验设备和技术条件，精确控制变幅荷载加载次数较为困难。因此，通常将试验循环次数控制在数百万次以内，以缩短周期并满足试验可行性^［21］。具体确定支座疲劳试验荷载的步骤如下。

1）获取反力历程

基于车桥耦合动力分析，获取250 km · h^-1车速下最不利支座的反力历程，如图1所示。

2）提取荷载谱

采用雨流计数法^［22］对反力时程曲线进行处理，提取各反力幅值范围（反力脉）及其对应的循环次数，见表1。在应用Miner理论进行等效转换前，需对雨流法提取的荷载谱进行处理。根据BS5400 Part 10 Clause 11.3^［23］及Eurocode 2^［24］的疲劳设计原则，应力幅低于变幅疲劳截止限的荷载循环对构件造成的疲劳损伤可以忽略不计。据此，对表1中的反力数据设定截止限，剔除所有反力幅值低于该限值的微小循环。旨在避免大量无损循环对等效荷载幅计算造成不必要的干扰，并保证主要疲劳损伤被完整保留。

3）等效转换

应用Miner疲劳损伤累积理论^［20］，将实际随机变幅荷载等效转换为循环加载200万次的常幅疲劳试验荷载，并计算等效反力幅值。

由于损伤度取决于应力幅值、作用次数及材料常数m。应力幅值和作用次数已通过雨流法获得，因此确定m值是求解等效荷载幅的关键。参考BS5400 Part 10 Clause 11.3^［23］，对低于Δσ₀的各应力幅Δσ_r 对应的循环次数按下式进行折减。

（6）

式中：n为循环次数。

而在Eurocode 2^［24］中应力幅-疲劳寿命曲线被划分为3部分，如图2所示，以5×10⁶和1×10⁸为界限，相应的应力幅分别是常幅疲劳极限Δσ₁和变幅疲劳截止限Δσ₂。此时，应力幅-疲劳寿命曲线^［25-26］就由2条斜率不同的斜线和1条水平线构成，2条斜线的斜率m差值为2。

参考BS5400 Part 10 Clause 11.3^［24］和Eurocode 2^［24］，并依据我国钢结构设计标准^［27］对疲劳强度曲线的规定，疲劳曲线斜率m的取值如下：当循环次数N<1 000万次时，m=3；当循环次数N≥1 000万次时，m=5。由此可计算出等效荷载幅。

铁路桥梁球型钢支座的设计基准期为100 a，按8辆编组列车在100 a运营期内的通行频次^［18］，可推算出列车荷载总循环次数。结合等效荷载幅计算，最终得到支座反力设计频值谱。加载车辆按8辆编组列车计算，雨流法等效荷载幅为549.87 kN，作用次数为10.512×10⁶次。

试验设定循环次数为200万次，利用式（1）—式（5），先将实际运营状态下的变幅荷载等效为循环1 000万次的常幅荷载，比例系数μ₀为

{\mu }_{\mathrm{0}}={\left(\frac{N_{\mathrm{0}}}{{\mathrm{10}}^{\mathrm{7}}}\right)}^{\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{5}}}（7）

式中：N_{\mathrm{0}}为应力循环作用下的疲劳破坏次数。

然后，将1 000万次常幅荷载等效转换为200万次试验荷载，比例系数μ₁为

{\mu }_{\mathrm{1}}={\left(\frac{{\mathrm{10}}^{\mathrm{7}}}{N_{\mathrm{0}}}\right)}^{\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{3}}}（8）

则疲劳试验荷载幅值为

\mathrm{\Delta }{P}_{\mathrm{e}\mathrm{q}}={\mu }_{\mathrm{0}}{\mu }_{\mathrm{1}}{f}_{\mathrm{v}}（9）

式中：f_v为雨流法等效荷载幅；ΔP_eq为200万次循环疲劳试验的荷载幅值。

根据式（9）求得等效循环200万次时的试验荷载幅值为949.7 kN。基于某铁路桥梁实际工程数据表2，选取大里程最不利工况恒载1 954.4 kN作为疲劳荷载下限。因此，疲劳荷载上限为下限值加上试验荷载幅值，即2 904.1 kN。

受试件尺寸及试验装置限制，需将原型支座疲劳荷载进行缩尺处理。因此，确定支座模型的疲劳荷载幅值为118.71 kN，取整为120 kN，荷载下限、上限缩尺后分别为244.3和363.0 kN，取整为245和365 kN，作用次数为200万次。缩尺后的支座疲劳试验荷载时程曲线如图3所示。

2 疲劳试验方案设计

2.1　缩尺支座模型

实桥采用的原型球型钢支座是铁路桥梁中关键传力构件，其基本构造通常包括上座板、球冠衬板、耐磨滑板、下座板、密封系统及锚固螺栓。竖向荷载通过上座板传至球冠衬板，经球面接触压应力传递至耐磨滑板，最终均匀分布至下座板及桥墩。水平荷载则由挡块、销钉及摩擦机制承担。为确保缩尺模型能有效反映原型支座的疲劳力学行为，模型设计遵循以下相似性准则^［28］。

1）几何相似

模型与原型的所有主要尺寸保持几何相似，几何相似常数C_L =1/8。

2）应力与应变相似

为保证模型与原型在关键部位具有相同的应力状态和疲劳损伤演化规律，模型设计以满足应力相似C_σ =1和应变相似C_ε =1为核心目标。由于模型钢结构部件与原型均采用Q355B钢材，故弹性模量相似常数C_E =1自动满足。

3）边界条件相似

通过专用试验工装，精确模拟实桥支座的约束状态，保证传力路径的一致。

支座构造示意如图4所示，其关键组件如下：上座板，顶部有螺栓孔，用于连接梁体或试验工装；楔形转化座（含滑板），将竖向力由上座板传递至中座板；中座板，下表面为凹球面，是支座实现转动的核心部件；球面滑板（改性超高分子量聚乙烯板），位于球冠衬板与中座板之间，提供低摩擦、高耐磨的滑动界面；球冠衬板，上表面为凸球面，是支座实现转动的核心部件；下座板，与平面滑板（聚乙烯滑板）匹配，底部有锚栓孔用于固定在桥墩。竖向荷载从上座板→传递至楔形转化座→传递至中座板→通过球面接触压力传递至球面滑板→进而传递至球冠衬板→最终均匀分布至下座板，并传向下部结构。该构造通过球面副实现灵活转动，并通过高性能聚乙烯滑板确保低摩擦和高耐磨性，其优化的接触轮廓旨在改善应力分布，提升抗疲劳性能。

支座关键设计参数详见表3。铁路桥梁支座在服役中需承受多种水平荷载，如列车制动力、牵引力、曲线梁段的离心力及温度荷载等。因此，水平承载力是支座的１项核心设计指标。本模型支座的水平承载力设计为75 kN，并通过支座构造中的专用挡块等部件来传递和承受此类荷载。尽管本试验主要研究竖向循环荷载下的疲劳性能，但在试验方案设计中，已通过监测挡块等关键区域的应变，来考察在竖向荷载作用下，支座抵抗潜在水平力的具体构造部件的应力状态。试验后的检查表明，这些区域未出现异常或裂纹，证明了支座在竖-水平耦合受力构造上的可靠性。

需要指出的是，表3中所列设计参数，特别是摩擦系数，在实际工程中并非完全确定的常量，其取值会受到接触面状态、润滑条件、磨损历程及加载速率等因素的影响而产生变异性。研究表明，支座摩擦系数的变化是影响桥梁结构动力响应的关键参数之一，文献［29］通过参数敏感性分析指出支座摩擦系数的变异对桥梁墩柱的地震时的内力等响应具有明显影响。本研究中的新型球型钢支座，其摩擦系数设计值（≤0.03）的确定，参考了文献［30］中所述同类减隔震支座的典型设计取值范围与动力性能表现，并通过对摩擦副材料（改性超高分子量聚乙烯板）的优选和控制实现。本疲劳试验的主要目的之一是验证在此目标设计参数下，支座的长期疲劳性能是否满足要求。试验过程中支座的力学行为稳定，且未发生因摩擦明显增大导致的转动卡滞，间接证明该设计取值的合理性。关于摩擦系数在超长服役期内的时变规律，将是后续研究的重要内容。

2.2　加载制度

正式疲劳试验前，需进行预加载以验证设备状态并确保模型接触良好。预加载上限设定为380 kN（基于安全考虑），采用17级阶梯加卸载制度为0 kN→50 kN→…→380 kN→…→0 kN，每级持荷2min以稳定数据。正式疲劳加载采用正弦波，频率7 Hz，总循环次数200万次。为监测疲劳损伤演化，在加载至50，100，150和200万次时暂停疲劳加载，进行3次循环的静载试验，并检查模型关键部位是否出现开裂或异常。静载试验荷载路径为0 kN→50 kN→125 kN→200 kN→300 kN→365 kN→300 kN→200 kN→125 kN→50 kN→0 kN。静载试验结束并卸载至0 kN后，检查支座位移和变形；若无异常，则恢复正弦波加载。加载制度流程如图5所示。

试验在西南交通大学陆地交通地质灾害防治技术国家工程研究中心完成，采用拟静力加载系统，主要设备包括：加载控制系统、数据采集系统、100 t作动器及反力架。试验模型由球型钢支座、钢筋混凝土底座及工装转接板构成，如图6所示。支座上顶板通过4根M42螺栓与工装转接板紧固，确保两者位移协调；支座下底板通过4根M16螺栓固定于钢筋混凝土底座，底座则通过4根Φ70锚杆锚固于反力地坪。竖向疲劳荷载由作动器施加于模型顶部。

2.3　测试方案

为全面捕捉支座的疲劳响应与应力分布，应变测量采用电阻应变法，测点布置覆盖支座所有关键受力构件和潜在疲劳薄弱环节。上顶板、下底板测点监测整体弯曲与承压应力；球冠衬板测点重点监测其球面与平面过渡的几何不连续区域，该处是应力集中和疲劳裂纹萌生的高风险区；侧向挡块根部测点监测在循环荷载下水平力传递路径的应力状态；关键连接螺栓测点评估锚固系统的疲劳安全性。共计布置28个应变测点（包含应变花和单向应变片），具体分布如图7所示。该方案确保能够完整地获得支座在疲劳荷载下的整体与局部力学行为。

本文的试验本身即是对该新型支座的系统性验证。不同于常规的性能抽检或基于经验荷载的测试，本研究基于实桥车桥耦合分析获得随机荷载谱，应用雨流法和Miner准则，进行严格的损伤等效设计，并实施高达200万次的循环试验。这种基于全寿命荷载谱的损伤等效验证方法更能真实反映支座的长期服役性能，评估结果也更为可靠。

3 试验结果分析

3.1　支座整体性能

新型球型钢支座在疲劳加载过程中的竖向滞回曲线如图8所示。在365 kN恒定荷载作用下，支座的竖向压缩位移随循环次数的增加而持续增大。初始位移为2.26 mm，经历200万次循环后增至3.57 mm，增幅达58.0%，表明内部疲劳损伤显著累积。位移增长呈现非线性2阶段特征：阶段Ⅰ，0~100万次，位移增速较快，平均速率约0.006 3 mm · 万次^-1；阶段Ⅱ，100~200万次，位移增速放缓至0.004 1 mm · 万次^-1。这种增速递减现象表明，损伤累积在初期，即微裂纹快速萌生期最为剧烈，随后趋于平缓即微裂纹稳态扩展阶段，支座尚未进入破坏阶段。

为量化支座的竖向力学性能演化规律，对竖向等效刚度、累积耗能和等效阻尼比进行分析。其中，支座整体的竖向等效刚度定义为

K_{\mathrm{e}\mathrm{q}}=\frac{F_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}}{x_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}}（10）

式中：K_eq为竖向等效刚度，kN · mm^-1；F_max为滞回环的峰值荷载，kN；x_max为对应于F_max的竖向压缩位移，mm。

该刚度反映支座在承受最大设计荷载时的整体抗变形能力。

在疲劳过程中，记录每个加卸载循环的力-位移滞回曲线，累积耗能则为该滞回环所包围的面积，即

E_{\mathrm{c}}=\int Fdx（11）

式中：E_c为滞回环的包络面积，kN · mm；F为支座竖向力，kN；x为支座竖向位移，mm。

该参数量化了支座在长期振动过程中耗散的地震输入能量。对于桥梁结构而言，支座耗能越多，传递到墩台和基础的能量就越少，有利于提升结构的整体抗震和抗疲劳安全度。

等效阻尼比的计算方法如下。

{\xi }_{\mathrm{e}\mathrm{q}}=\frac{E_{\mathrm{c}}}{\mathrm{2}\mathrm{\pi }{F}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}{x}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}}（12）

式中：ξ_eq为支座的等效阻尼比。

该参数表征了支座的耗散能量相对于其储存弹性应变能的能力，其直接影响桥梁在地震激励下的耗能效率。等效阻尼比越高，对保障轨道平顺性和列车运行平稳性越有利。

图9—图11分别给出了新型球型钢支座经历不同次数疲劳循环后的等效刚度、累积耗能和等效阻尼比。由图9可见：支座整体的竖向等效刚度呈现非线性衰减，初始值为165.50 kN · mm^-1，200万次循环后降至131.77 kN · mm^-1，整体刚度损失率20.4%，退化主要集中于前100万次（速率较快），后续循环中虽速率减缓，但仍保持每50万次的下降率约2.7%，表明性能退化在初期显著，后期渐趋稳定。由图10可见：支座的累积耗能随疲劳循环次数增加呈明显上升趋势，200万次后增幅约60%，表明在长期循环荷载下，支座内部因微裂纹萌生和扩展、组件间摩擦滑移等机制产生了损伤累积，从而导致能量耗散总量不断增加。由图11可见：从单次循环的耗能效率来看，支座的等效阻尼比呈现持续下降趋势，从初始的1.30%降至200万次时的0.53%。这一现象可归因于2方面：其一，支座竖向刚度显著退化（下降20.4%），导致其存储弹性应变能的能力减弱；其二，由微裂纹摩擦主导的耗能机制的效率通常低于材料初始的均匀微观耗能。因此，尽管总耗能因损伤累积而增加，但单位循环内的相对耗能效率（等效阻尼比）反而降低。这2项指标的协同变化，共同揭示了支座疲劳损伤从快速萌生到稳态扩展的演化过程。

3.2　支座应力

疲劳加载过程中，每完成50万次循环后暂停试验，进行3次静载试验并同步采集各测点应变数据。基于应变花测量结果计算平面应力状态，通过主应力和Von Mises应力分析疲劳损伤对结构的影响。为揭示支座各部件的应力分布特征，图12—图14给出了关键测点在不同循环次数下的应力演化规律。图中应力分级定义为：第1级为调零状态；第2级为50 kN；第3级为125 kN；第4级为200 kN；第5级为300 kN；第6级为365 kN；第7级至第11级为阶梯卸载至0 kN。

3.2.1　支座上顶板

图12给出了支座上顶板南北向最不利测点荷载-应力曲线。由图12可见：支座上顶板南北向最不利测点的主应力及Von Mises应力随荷载呈线性变化，表明顶板具有良好的弹性恢复能力；0~150万次循环下的应力-荷载曲线高度重合；200万次循环后，因局部应力集中效应，应力响应略有增大，但仍处于弹性范围内。

图13给出了支座上顶板东西向最不利测点荷载-应力曲线。由图13可见：该测点为支座上顶板第2主应力峰值和Von Mises应力峰值位置，2个应力的最大值分别为-41.51和42.12 MPa（拉应力为正）；随着循环次数增加，尤其是200万次后，应力幅值增大，反映内部损伤累积，但所有应力远低于材料屈服强度，顶板整体处于弹性工作状态；200万次循环后支座关键部位未发现疲劳裂纹，表明上顶板结构完整性良好，其疲劳性能在设计寿命期内满足设计要求。

3.2.2　支座下底板

支座下底板重点关注的疲劳部位位置处部分关键测点轴向应力状态如图14所示。其中，南向最不利测点是支座下底板轴向压应力最大的测点，其最大值为44.84 MPa。进一步分析发现，支座西面出现拉应力，这可能是由于加载对中微偏差导致的偏心效应，从而引发正应力的产生，东向最不利测点是支座下底板轴向拉应力最大的测点，其最大值为22.73 MPa。

由前述支座各部分的应力分布特征可见：

（1）各循环次数下各测点的应力-荷载曲线形状相似，表明在不同疲劳循环阶段，支座的应力分布模式稳定，无显著结构变化。

（2）加卸载曲线呈现明显对称性，反映应力在上顶板、下底板分布均匀，未出现异常偏心或集中，且在试验中具有良好的可恢复性。

（3）50~150万次循环内应力响应稳定，200万次后应力虽增大，但结构完整性保持良好，表明支座具有优异的疲劳耐久性。

4 结 论

（1）新型球型钢支座在200万次循环后竖向刚度降至初始值的79.6%，竖向刚度退化呈2阶段非线性特征：阶段Ⅰ（0~100万次）快速退化，支座内部材料的初始密实化和微观缺陷的快速萌生；阶段Ⅱ（100~200万次）退化速率放缓，表明损伤进入以微裂纹稳态扩展为主导的阶段。

（2）新型球型钢支座在200万次疲劳加载后累积耗能较初始状态增长60%，原因为循环荷载下微裂纹面之间反复摩擦所消耗的能量，是损伤累积的量化体现；而等效阻尼比较初始状态下降0.77%，则是由于前述耗能机制效率低于材料初始均匀的弹塑性变形耗能，且支座刚度退化导致了相对耗能效率的降低。

（3）新型球型钢支座关键部位的应力-荷载曲线保持线性关系，加卸载曲线对称，应力分布均匀；200万次循环后应力增幅可控，上顶板最大Von Mises应力为42.12 MPa，下底板最大压应力为44.84 MPa，远低于Q355B屈服强度，试验后未观察到宏观疲劳裂纹。

（4）该新型支座在200万次等效疲劳荷载作用下，虽出现性能演化，但损伤处于可控的稳定发展阶段。所有应力水平被有效控制在弹性范围内，避免了疲劳破坏的发生。因此，该支座的疲劳性能能够满足250 km · h^-1高速铁路桥梁在设计基准期内的长期服役要求。

（5）通过试验验证了新型球型钢支座的疲劳性能。试验在室内常温下完成，未考虑实际环境中温度循环、湿度及腐蚀介质等对材料长期疲劳性能的潜在影响。后续研究将探索在多因素耦合环境下支座的耐久性演化规律，并发展与之相应的支座状态长期监测与智能评估方法，为桥梁支座的全寿命周期性能保障提供技术支撑。

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基金资助

国家重点研发计划项目(2023YFB2604402)

国家自然科学基金资助项目(51978581)

国家自然科学基金资助项目(51178395)

四川省自然科学基金资助项目(2024NSFSC0018)