大跨橋梁彈性伸縮裝置服役性能研究

摘要 為探究運營期大跨斜拉橋模數(shù)式伸縮縫服役性能，該文提出了伸縮裝置滑動支承磨損深度計算模型以及伸縮裝置滑動支承磨損使用壽命的評估方法。以一座大跨斜拉橋為例，對隨機車流－風(fēng)聯(lián)合作用下斜拉橋彈性伸縮裝置磨損壽命及年更換次數(shù)進行評估。該文建立的模數(shù)式伸縮裝置滑動支承磨損壽命評估方法可為同類型伸縮裝置機構(gòu)的磨損壽命評估提供參考借鑒。

關(guān)鍵詞 橋梁工程；彈性伸縮裝置；磨損評估；失效概率；性能評估

中圖分類號 U441.3 文獻標(biāo)識碼 B 文章編號 2096-8949（2025）01-0100-03

0 引言

在橋梁正常運營過程中，伸縮縫隨橋梁的縱向振動而均勻伸縮，以滿足橋梁的縱向變形需求。隨著服役年限的增加，伸縮縫會逐步老化并出現(xiàn)損傷。伸縮縫的損壞可能由各種原因造成，如交通荷載過大、極端天氣、安裝和維護不當(dāng)?shù)萚1]。據(jù)統(tǒng)計，歐洲國家橋梁維護總成本的8%～20%是用于伸縮縫維護[2]，在葡萄牙的一些公路上，這一比例高達25%[3]。

為明晰運營期內(nèi)大位移伸縮裝置結(jié)構(gòu)的服役狀態(tài)，首先，該文以模數(shù)式伸縮裝置為研究對象，建立了精細化有限元模型并進行了驗證；其次，提出基于Archard磨損理論滑動支承的磨損深度計算模型，并以失效概率為分析指標(biāo)建立了伸縮裝置滑動支承磨損評估的分析方

法；最后，在前文提出的評估方法基礎(chǔ)上，對風(fēng)荷載、車輛荷載以及風(fēng)車聯(lián)合工況下伸縮縫滑動支承磨損狀態(tài)進行評估，得到伸縮縫服役年限預(yù)測值，從而實現(xiàn)對伸縮裝置服役狀態(tài)的評估。

1 模數(shù)式伸縮裝置

伸縮裝置作為連接主、引橋的附屬結(jié)構(gòu)（如圖1），主要用于由于調(diào)節(jié)風(fēng)荷載、車輛荷載、溫度等外部荷載引起的橋梁縱向變形[3，4]。模數(shù)式彈性伸縮裝置主要通過設(shè)置于各中梁間的位移控制彈簧、摩擦裝置、限位裝置來均勻地控制各個中梁的伸縮。

2 模數(shù)式伸縮縫有限元模型的建立及驗證

DSC1760模數(shù)式大位移伸縮縫，最大位移量為

1 760 mm，共設(shè)置21根中梁、2根邊梁、10根支承梁。中梁被可滑動地置于公用支承梁上，中梁間設(shè)置位移控制彈簧，各個中梁通過這些位移控制彈簧來均勻地控制各個中梁的伸縮。

2.1 伸縮縫主要元件模擬

該文重點研究模數(shù)式伸縮縫的縱向伸縮特性，因此在建立伸縮縫數(shù)值模型過程中，對主要元件，如中梁、邊梁、支承梁、蹄形蹬架等采用梁單元進行精細化模擬，滑動支承、壓緊支承采用線性彈簧單元模擬，控制彈簧采用非線性彈簧單元模擬，而對于次要元件，如密封橡膠帶、剛性錨固、支承箱等則不予考慮。

2.2 接觸摩擦模擬

支承與支承梁之間的接觸摩擦行為對伸縮縫的縱向伸縮性能影響明顯。采用接觸單元與目標(biāo)單元以點—面接觸的方式模擬支承梁與支承之間的摩擦，將滑動支承、壓緊支承與支承梁分別設(shè)置成兩對接觸對，其中支承梁為目標(biāo)面，滑動支承和壓緊支承為接觸面。

2.3 伸縮縫動力分析

對于伸縮縫而言，小幅高頻的位移會造成滑動支承磨損，降低各中梁位移的均勻性。因此，需要對伸縮縫進行動力分析，得到各個中梁的位移時程與速度時程。由圖2可知，Z20、Z17、Z14中梁的滑移距離與滑移速度都呈現(xiàn)相同的趨勢，其中Z20中梁的滑移距離最長，滑移速度最快，而Z14中梁的滑移距離最短，滑移速度最慢。

3 滑動支承磨損深度計算模型

伸縮裝置中的中邊梁通過滑動支承PTFE板與支承梁接觸，滑動支承PTFE板與支承梁不銹鋼材料接觸時發(fā)生摩擦并造成磨損。根據(jù)研究，在高應(yīng)力、低溫度、高滑動速度的情況下，材料的磨損率會大大增加[5，6]。

根據(jù)Archard[7]理論模型，彈性伸縮裝置PTFE板的磨損計算公式為：

（1）

式中：dV——磨損體積（μm3）；dF——接觸表面的法向壓力（N）；dL——接觸表面的相對滑移距離（m）；H——材料硬度；k——黏著磨損系數(shù)。

根據(jù)Campbell和Kong[5]提出的計算模型，該計算模型將磨損量h與p、v聯(lián)系起來：

（2）

式中：h——磨損厚度（μm）；k——磨損系數(shù)；p——接觸壓力（Pa）；v——滑動速度（m/s）；t——負(fù)載時間（s）。

Ala與Stanton等[6]根據(jù)聚四氟乙烯板磨損試驗結(jié)果，確定了磨損率與pv之間的關(guān)系。在pv值較小時，聚四氟乙烯板處于輕度磨損狀態(tài)（低k值），在pv達到限值之后，磨損狀態(tài)會發(fā)生突變，磨損系數(shù)迅速增大，變?yōu)閲?yán)重磨損狀態(tài)（高k值）。

（3）

伸縮縫在運營一定時間后，滑動支承聚四氟乙烯板總磨損深度為：

（4）

4 基于失效概率的滑動支承磨損狀態(tài)評估

4.1 風(fēng)荷載與隨機車流荷載模擬

采用諧波合成法對全橋進行三維風(fēng)場模擬?；赪IM系統(tǒng)采集的交通流數(shù)據(jù)與車輛數(shù)據(jù)，建立對應(yīng)不同車流量情況下的密度－車速模型，模擬車流的四種狀態(tài)，分別為稀疏流、一般流、密集流和擁堵流（如圖3）。

梁端縱向位移累計值

由圖3可知，在稀疏流工況下，隨著風(fēng)速的增加，

1 min內(nèi)的累計位移值也不斷增長；在一般流工況下，風(fēng)速15 m/s時的1 min內(nèi)累計位移值小于風(fēng)速10 m/s時，這是由于脈動風(fēng)速具有一定的隨機性，從而導(dǎo)致對橋梁造成的升力或阻力具有不確定性；在密集流工況下，隨著風(fēng)速的增加，1 min內(nèi)的累計位移值也不斷增長。綜上所述，在風(fēng)—車復(fù)雜外部荷載作用下，位移累計值變化呈現(xiàn)一定規(guī)律，其值基本隨平均風(fēng)速與車流密度的增大而增大。

4.2 車輛過橋應(yīng)力

由Archard磨損理論可知，滑動支承磨損狀態(tài)與兩個面之間的接觸應(yīng)力關(guān)系密切。取10 s作為時間間隔，應(yīng)力、滑動速度取10 s內(nèi)的均值。滑動支承接觸面應(yīng)力均值主要由以下兩部分組成：（1）滑動支承預(yù)壓應(yīng)力p1，為定值；（2）車輛過橋產(chǎn)生的應(yīng)力p2。

4.3 磨損失效概率

在伸縮縫運營過程中，滑動支承聚四氟乙烯滑板磨損深度不斷加大，其反映了伸縮縫在運營期間的工作狀態(tài)。當(dāng)磨損深度超過允許范圍時，滑動面不能滿足正?；瑒拥囊?，導(dǎo)致伸縮縫失效。基于已建立的Archard磨損模型，任意服役年限t的磨損失效概率Pf可表示為：

（5）

式中：hmax（μm）、Pf——在設(shè)計使用壽命期限內(nèi)滑動支承磨損深度限值及超越限值的失效概率。

5 隨機車流－風(fēng)聯(lián)合作用下斜拉橋彈性伸縮裝置磨損壽命評估

5.1 磨損深度樣本數(shù)據(jù)及分布

以中（邊）梁與6#支承梁間滑動支承Z23為例，采用蒙特卡洛抽樣方法，得到了風(fēng)速10 m/s工況下360個滑動支承10 s內(nèi)磨損量模擬值。樣本均值為0.588×10-3 μm，

模擬均值為0.591×10-3 μm，兩者數(shù)值十分接近。圖4所示是荷載作用下樣本數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)的累加概率分布對比，兩者的結(jié)果十分接近，滑動支承聚四氟乙烯滑板的磨損厚度基本符合伽馬分布，蒙特卡洛抽樣方法也能夠保證抽樣的準(zhǔn)確性。

5.2 風(fēng)—車聯(lián)合工況下磨損壽命評估

不同車流密度及風(fēng)荷載聯(lián)合作用下對應(yīng)0.05顯著性水平下6#支承梁滑動支承的服役年限及年更換次數(shù)建議值見圖5，在風(fēng)速為5 m/s與稀疏流、一般流、密集流及擁堵流工況聯(lián)合工況下，Z23滑動支承服役年限分別為18.1年、10.5年、3.2年和4.5年?；瑒又С心p情況隨車流密度和風(fēng)速的增大而減小，且距離主橋側(cè)越近服役年限越短。綜上所述，車流密度、風(fēng)速對滑動支承聚四氟乙烯滑板磨損情況影響明顯，進而影響滑動支承服役年限。

6 結(jié)論

該文根據(jù)DSC1760模數(shù)式伸縮縫不同元件的性能特點，建立有限元模型，并且對伸縮縫進行了縱向靜力分析與動力分析，基于Archard磨損理論建立了伸縮裝置支承磨損深度計算模型，對運營期內(nèi)斜拉橋伸縮縫服役性能進行評估，基于失效概率評估方法預(yù)測了滑動支承服役年限，為橋梁運維提供了參考。

參考文獻

[1]Chang L M， Lee Y J. Evaluation of performance of bridge deck expansion joints[J]. Journal of Performance of Constructed， 2002（3）：3-9.

[2]Dexter R J， Mutziger M J， Osberg C B. Performance testing for modular bridge joint systems[R]. Washington D.C.： Transportation Research Board， 2002.

[3]Lima J M， Brito J D. Inspection survey of 150 expansion joints in road bridges[J]. Engineering Structures， 2009（5）： 1077-1084.

[4]GUO T， LIU J，ZHANG Y F，et al.Displacement monitoring and analysis of expansion joints of long-span steel bridges with viscous dampers[J].Journal of Bridge Engineering， 2015， 20：11.

[5]Campbell T I， Kong W L. TFE sliding surfaces in bridge bearings[R]. Ontario： Transportation Association of Canada （TAC）， 1987.

[6]Stanton J F， Roeder C W， Campbell T I. High-load multirotational bridge bearings. Appendix C： Friction and wear of PTFE sliding surfaces[R]. Washington， DC： National Academies Press， 1999.

[7]Archard J F. Contact and rubbing of flat surfaces[J]. Journal of Applied Physics， 1953（8）：981-988.

收稿日期：2024-08-12

作者簡介：鄧林峰（1980—），男，工學(xué)碩士，高級工程師，研究方向：橋梁工程。