橋梁伸縮縫跳車沖擊荷載計(jì)算方法與模型實(shí)驗(yàn)

丁 勇, 王 佩, 游玖昂, 諸葛萍

(1.寧波大學(xué) 土木工程系, 浙江 寧波 315211； 2.橋梁工程結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(重慶交通科研設(shè)計(jì)院), 重慶 400067)

在橋梁結(jié)構(gòu)中，伸縮縫是最容易發(fā)生早期損壞的部件[1]，與伸縮縫相關(guān)的維修花費(fèi)超過橋梁結(jié)構(gòu)早期維護(hù)費(fèi)用的20%[2]. 伸縮縫早期損壞的重要原因是載重汽車輪胎的長期沖擊作用，這個(gè)沖擊荷載也是伸縮縫設(shè)計(jì)的主要參數(shù). 遺憾的是，目前該沖擊荷載的確定還缺乏明確的理論與實(shí)驗(yàn)依據(jù)，世界各國的取值差別也很大. 中國伸縮縫設(shè)計(jì)指南[3]以140 kN作為車輛的標(biāo)準(zhǔn)軸重，并考慮0.45的沖擊系數(shù)；美國橋梁規(guī)范[4]以145 kN作為標(biāo)準(zhǔn)軸重，并計(jì)入0.75的沖擊系數(shù)；英國規(guī)范[5]和德國規(guī)范[6]取200 kN的車輛軸重，但沖擊系數(shù)取值不同，分別為0.5、0.4. 因此，明確伸縮縫沖擊荷載，可為伸縮縫及其周邊橋(路)面的設(shè)計(jì)與維護(hù)提供參考[7-9].

關(guān)于伸縮縫跳車沖擊荷載的實(shí)驗(yàn)研究還很少，文獻(xiàn)[10]通過測量模數(shù)式伸縮縫在車輛作用下的動(dòng)應(yīng)變與動(dòng)位移，推測汽車輪胎荷載豎向的沖擊系數(shù)為0.2～0.3，橫向的沖擊系數(shù)約為0.15；文獻(xiàn)[11]則認(rèn)為0.1～0.5的沖擊系數(shù)與其實(shí)測結(jié)果比較符合. 在上述實(shí)驗(yàn)研究中，由于跳車沖擊荷載大，直接測試?yán)щy，因此都是通過伸縮縫結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)間接獲得車輪沖擊荷載，且都沒有計(jì)及汽車行駛的快慢、伸縮縫開口的大小等對(duì)沖擊系數(shù)的影響.

在理論算法上，往往通過分析車輛通過伸縮縫時(shí)的振動(dòng)來計(jì)算沖擊荷載，其中輪底在伸縮縫上的局部脫空現(xiàn)象是分析的難點(diǎn). 文獻(xiàn)[12]假設(shè)車輪通過伸縮縫時(shí)的輪底運(yùn)動(dòng)軌跡是長20 cm，深2～4 cm的凹臺(tái)，這個(gè)假設(shè)源于對(duì)伸縮縫的外形量測，與實(shí)際的輪底軌跡存在差別. 文獻(xiàn)[13]提出了一種基于分布式彈簧-阻尼單元(distributed spring-damp element，以下簡稱DSD單元)的計(jì)算方法，可以模擬車輪通過伸縮縫時(shí)的局部脫空情況，并用于計(jì)算作用在伸縮縫上的車輪沖擊荷載，但是該方法忽略了輪胎通過伸縮縫時(shí)接觸長度的變化，并且還缺乏實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證.

本文在上述工作基礎(chǔ)上，對(duì)橋梁伸縮縫跳車沖擊荷載問題進(jìn)行了算法改進(jìn)和實(shí)驗(yàn)研究. 首先制作了橋梁與車輛的縮尺實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，?shí)測縮尺模型在伸縮縫跳車時(shí)的車輪沖擊力. 然后改進(jìn)了假設(shè)輪底運(yùn)動(dòng)軌跡的車輪荷載計(jì)算方法，考慮了荷載大小、輪胎和伸縮縫尺寸對(duì)輪底運(yùn)動(dòng)軌跡的影響. 同時(shí)，也改進(jìn)了基于DSD單元的車輪荷載計(jì)算方法，考慮了車輪經(jīng)過伸縮縫時(shí)輪胎-路面接觸長度的變化. 最后，對(duì)典型三軸載重汽車經(jīng)過伸縮縫時(shí)的沖擊荷載進(jìn)行了數(shù)值模擬，討論了伸縮縫寬度、車輛速度對(duì)輪載沖擊系數(shù)的影響.

1 模型實(shí)驗(yàn)

以圖1所示的單縫式橋梁伸縮縫為例，建立縮尺模型實(shí)驗(yàn)裝置. 實(shí)驗(yàn)裝置的設(shè)計(jì)圖和制作完成后的照片如圖2所示. 橋梁采用1∶30的單車道鋁合金梁縮尺模型，相當(dāng)于寬度為3米的橋. 橋梁模型分3段：第1、3段為引橋，第2段為簡支梁主橋. 每兩段模型連接處布置單縫式伸縮縫. 車輛模型采用1∶30的兩軸車模型，車輪用彈性橡膠制作，受壓變形后，可以反映輪胎與路面之間的接觸長度. 車輛動(dòng)力由牽引電機(jī)通過鋼絲繩提供，運(yùn)動(dòng)路徑包含3段橋梁模型，因此可以模擬車輛通過橋梁伸縮縫時(shí)的跳車現(xiàn)象.

圖1 單縫式橋梁伸縮縫

圖2 縮尺模型實(shí)驗(yàn)裝置

測試系統(tǒng)主要是伸縮縫沖擊力測試裝置，該裝置由沖擊力傳感器和信號(hào)處理系統(tǒng)組成. 如圖2(a)和圖3所示，沖擊力傳感器有兩個(gè)，為美國PCB公司的200B02型石英沖擊力傳感器，代替支座A支撐簡支梁主橋，位于伸縮縫旁，直接實(shí)測車輪沖擊力導(dǎo)致的支座豎向支撐力. 因?yàn)樽鳛橹ё鵄的沖擊力傳感器距離梁端只有0.5 cm，簡支梁長度達(dá)3.8 m，所以當(dāng)模型車的前輪經(jīng)過伸縮縫駛上中梁時(shí)，豎向支座反力之和與兩前輪沖擊荷載之和差別很小，可以認(rèn)為兩者相等.

實(shí)測得到的典型沖擊力曲線如圖4所示，其中兩條曲線分別為模型車輛通過伸縮縫時(shí)兩個(gè)沖擊力傳感器測得的力，圖4對(duì)應(yīng)的模型車速度為0.4 m/s，伸縮縫寬度為3 mm.

圖3 沖擊力傳感器(支座A)

圖4 車輛沖擊力實(shí)測值

在圖4中，峰值1是圖2(c)所示模型車前輪通過伸縮縫時(shí)的沖擊力峰值，峰值2是后輪通過伸縮縫時(shí)的沖擊力峰值. 因?yàn)閴弘娛經(jīng)_擊力傳感器測得的力隨時(shí)間衰減，所以實(shí)測結(jié)果中的峰值1精度較高，反映了前輪的沖擊荷載. 實(shí)測結(jié)果中的峰值2包含了后輪沖擊荷載和前輪荷載的影響，由于前輪沖擊荷載測試值的衰減，所以峰值2的精度受到干擾，不宜用于分析車輪的沖擊荷載.

由于實(shí)驗(yàn)誤差，圖4中的左前輪和右前輪的沖擊力略有不同，因此本文取兩者的平均值作為前輪的平均沖擊力，這也和下文采用二維的車輛模型計(jì)算伸縮縫沖擊荷載相一致.

2 計(jì)算方法

實(shí)測得到的車輪沖擊力可以用來檢驗(yàn)對(duì)應(yīng)的計(jì)算方法，此時(shí)通過對(duì)車輛在伸縮縫上的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行有限元分析，得到車輪的沖擊荷載. 以縮尺模型實(shí)驗(yàn)中的小車為例，如圖2(c)所示，相應(yīng)的二維有限元模型，如圖5所示，包含7個(gè)節(jié)點(diǎn)，6個(gè)單元. 其中車體用剛性梁單元模擬，車體懸掛系統(tǒng)用彈簧-阻尼單元模擬[14]，對(duì)應(yīng)于不同的計(jì)算方法，彈性車輪分別選用彈簧-阻尼單元或分布式彈簧-阻尼單元來模擬[15].

通過對(duì)模型車輛的實(shí)測，得到圖5所示車輛有限元模型的計(jì)算參數(shù).l1為0.05 m，h1、h2分別為0.013、0.054 m，m1、m2分別為4.35、0.125 kg，J1為0.007 9 kg·m2. 由壓縮試驗(yàn)得到輪胎剛度k1為53.4 kN/m，由自由振動(dòng)衰減曲線測得輪胎阻尼c1為61.4 N·s/m. 由于輪胎以上部分為鋼結(jié)構(gòu)，其支撐剛度遠(yuǎn)大于輪胎剛度，因此k2取為遠(yuǎn)大于k1的常數(shù)，阻尼c2則取為遠(yuǎn)小于c1的常數(shù).

圖5 試驗(yàn)小車的有限元模型

經(jīng)過單元組集，獲得模型車的振動(dòng)方程組為

(1)

其中：uv為節(jié)點(diǎn)位移向量；Mv、Cv、Kv分別為質(zhì)量、阻尼、剛度矩陣；Fv為車輛所受荷載向量；t為時(shí)間.

方程(1)用Newmark法在時(shí)域內(nèi)積分求解，求解難點(diǎn)在于車輪經(jīng)過伸縮縫時(shí)輪底局部脫空，導(dǎo)致輪底位移是未知量[13]. 在圖5所示的有限元模型中，1號(hào)、5號(hào)節(jié)點(diǎn)在車輪通過伸縮縫時(shí)的位移即為未知量. 為了確定伸縮縫上的輪底脫空段位移，本文提出了以下兩種方法.

2.1 假設(shè)輪底運(yùn)動(dòng)軌跡

圖6為載重車的輪胎在路(橋)面和伸縮縫上行駛時(shí)的變形情況. 由圖可見，車輪在伸縮縫外的路面上時(shí)，輪胎壓縮量為ΔR，輪胎-路面接觸長度為a；車輪通過伸縮縫時(shí)，輪底局部脫空，最大脫空長度即為伸縮縫寬度w，此時(shí)輪胎壓縮量為ΔR′，輪胎-路面接觸長度為a′. 文獻(xiàn)[12]假設(shè)車輪通過伸縮縫時(shí)的輪底運(yùn)動(dòng)軌跡如圖7所示，該軌跡來自對(duì)特定伸縮縫、在特定時(shí)間的測量，適用面不廣.

圖6 載重車輪胎變形

圖7 假設(shè)的輪底位移曲線[12]

本文對(duì)上述假設(shè)輪底軌跡方法進(jìn)行了改進(jìn)，考慮了輪載大小、輪胎和伸縮縫尺寸對(duì)輪底運(yùn)動(dòng)軌跡的影響. 如圖6(a)所示，當(dāng)輪胎在普通路面上時(shí)，輪軸荷載F作用下的豎向壓縮量為

ΔR=F/K，

其中K為輪胎的剛度.

當(dāng)車輪位于伸縮縫中心時(shí)，如圖6(b)所示，由于輪底局部脫空，脫空部分不受路面的支持，所以車輪的豎向壓縮量為

(2)

假定輪胎在變形前后的半徑R不變，那么圖6(b)中輪胎與地面的接觸長度為

(3)

由式(2)、(3)可得關(guān)于a′的方程為

(4)

由式(4)求得a′，再由式(3)可得輪胎在伸縮縫內(nèi)的壓縮量ΔR′.

輪胎在伸縮縫內(nèi)和普通路面上的壓縮量之間的差別為ΔR′-ΔR. 考慮到伸縮縫中的車輪底部局部脫空，因此車輪的實(shí)際支撐剛度減小. 但是在有限元計(jì)算模型中，輪胎單元的剛度K大小不變，因此在有限元計(jì)算中，需要將輪胎在伸縮縫內(nèi)、外的壓縮量之差作折減，即

(5)

其中h為折減后的輪胎壓縮量之差.

假設(shè)式(5)所示的壓縮量之差為車輪跨越伸縮縫過程中的輪底最大位移，整個(gè)跨越過程中輪底的運(yùn)動(dòng)軌跡如圖8所示. 過伸縮縫前、后的輪底位移為零；在上、下伸縮縫的w長度段內(nèi)，輪底位移為余弦函數(shù)；中間a-w長度段內(nèi)，輪底位移保持為h.

圖8 車輪底部的運(yùn)動(dòng)軌跡

上述假設(shè)輪底位移是對(duì)文獻(xiàn)[12]假設(shè)輪底位移的改進(jìn)，考慮了輪胎-路面接觸長度、伸縮縫寬度的影響，使之可以用于各種類型的車輪通過橋梁伸縮縫的情況，包括縮尺模型車輛的車輪.

2.2 改進(jìn)的分布式彈簧-阻尼單元

文獻(xiàn)[13]曾用一種分布式彈簧-阻尼單元(DSD單元)代表汽車輪胎的力學(xué)特性，進(jìn)一步分析汽車輪胎對(duì)伸縮縫的沖擊力，但是該工作假定車輪經(jīng)過伸縮縫時(shí)，與路面的接觸長度保持為常數(shù)a. 由于輪胎在伸縮縫上的脫空情況，該假定會(huì)帶來一定的計(jì)算誤差. 為此，本文改進(jìn)了上述分布式彈簧-阻尼單元，其結(jié)構(gòu)如圖9所示. 該單元中輪胎經(jīng)過伸縮縫時(shí)與路面接觸長度為a′，a′由式(3)計(jì)算. 因?yàn)樯炜s縫中的車輪壓縮量ΔR′與車輪所在位置和振動(dòng)位移有關(guān)，所以a′不再保持為常數(shù).

圖9 改進(jìn)的分布式彈簧-阻尼單元

如圖10所示，當(dāng)用改進(jìn)的DSD單元所代表的汽車輪胎通過伸縮縫時(shí)，仍然分為3階段：下縫段、跨縫段、上縫段，單元底部B點(diǎn)的等效位移為

其中u1、u2、u3分別為輪底在a1′、a2′、a3′段的豎向位移.

(a)下縫段 (b) 跨縫段 (c)上縫段

Fig.10 DSD element of thewheel passing through the expansion joint

分布式彈簧-阻尼單元的平衡方程依舊和普通的彈簧-阻尼單元一樣[15]. 有限元分析獲得節(jié)點(diǎn)位移和速度后，進(jìn)一步可求得輪壓荷載為

(6)

也可得到輪胎作用于伸縮縫結(jié)構(gòu)a1′、a2′、a3′段的壓力分別為

(7)

(8)

(9)

用改進(jìn)的DSD單元模擬輪胎，建立汽車有限元模型，如圖5所示，進(jìn)一步建立式(1)所示的振動(dòng)方程組. 該方程組求解時(shí)，由于車輪經(jīng)過伸縮縫時(shí)a2′段脫空，u2是未知量，導(dǎo)致輪底等效位移uB也是未知量. 因此，汽車過伸縮縫時(shí)，求方程組(1)的解還要增加a2′段的脫空條件方程，并由迭代方法獲得輪底位移. 迭代方法如圖11所示，增加的方程組為

(10)

圖11 分析汽車通過伸縮縫的迭代算法

Fig.11 Iteration algorithm in the analysis of vehicle bumping at expansion joint

需要說明的是，本文模型實(shí)驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算研究的都是豎向的輪壓荷載，而不是橫向(順橋向)的輪壓荷載，對(duì)順橋向沖擊荷載的研究還有待開展.

3 模型實(shí)驗(yàn)與理論計(jì)算結(jié)果

3.1 輪胎對(duì)伸縮縫的動(dòng)力荷載

以圖5所示模型車以0.4 m/s的速度通過3 mm縫寬的伸縮縫為例，用第2節(jié)方法計(jì)算車輪動(dòng)力荷載. 以前輪為例，結(jié)果如圖12所示.

圖12 輪胎對(duì)伸縮縫的動(dòng)荷載

由圖12可知， DSD單元[13]、改進(jìn)的DSD單元、假設(shè)輪底位移這3種算法得到的車輪沖擊荷載變化趨勢一致；DSD單元得到的沖擊力偏大，原因是DSD單元沒有考慮車輪通過伸縮縫時(shí)輪底接觸長度的增大，高估了此時(shí)輪胎對(duì)車體的支撐剛度.

用沖擊系數(shù)度量輪胎荷載的動(dòng)力效應(yīng)，有

μ=(Pmax-Ps)/Ps.

(11)

其中Pmax為最大動(dòng)荷載，Ps為靜力荷載. 根據(jù)圖4、12和式(11)，計(jì)算模型車輪對(duì)伸縮縫的荷載沖擊系數(shù). 由DSD單元、改進(jìn)的DSD單元、假設(shè)輪底位移方法得到的前輪荷載沖擊系數(shù)分別為0.75、0.52、0.41，而實(shí)驗(yàn)平均值為0.44，由此可知，用改進(jìn)的DSD單元和假設(shè)輪底位移算法得到的沖擊系數(shù)更接近實(shí)測值.

3.2 輪載沖擊系數(shù)的影響因素

以伸縮縫開口寬度、汽車行駛速度作為影響輪胎荷載沖擊系數(shù)的主要參數(shù)，進(jìn)一步進(jìn)行縮尺模型實(shí)驗(yàn)和相應(yīng)的理論計(jì)算.

首先維持模型車的速度不變，為0.4 m/s，測試和計(jì)算伸縮縫開口寬度變化時(shí)的車輪荷載沖擊系數(shù)，所得結(jié)果參見圖13. 由此可知：1)輪胎荷載的沖擊系數(shù)與伸縮縫的開口寬度近似成正比；2)改進(jìn)的DSD單元和假設(shè)輪底位移方法得到的沖擊系數(shù)比DSD單元方法更接近實(shí)測值，在伸縮縫開口寬度較大時(shí)，以往的DSD單元誤差較大.

圖13 伸縮縫開口寬度對(duì)車輪荷載的影響

Fig.13 Effect of opening width of expansion joint on impact load

如保持伸縮縫寬度為1.5 mm不變，測試和計(jì)算不同速度時(shí)模型車的跳車沖擊荷載，獲得的沖擊系數(shù)如圖14所示，圖14表明：1)當(dāng)模型車的速度小于0.5 m/s時(shí)，輪胎荷載沖擊系數(shù)的實(shí)驗(yàn)與計(jì)算值都隨著車速的增加而增大；當(dāng)車速大于0.5 m/s后，沖擊系數(shù)計(jì)算值不再增加，保持穩(wěn)定，實(shí)測值則繼續(xù)增加，但是實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)模型車的速度大于0.5 m/s后，車身左右搖晃運(yùn)行不穩(wěn)，車橋系統(tǒng)運(yùn)行振動(dòng)較大，影響了實(shí)驗(yàn)的可靠性. 2)用改進(jìn)的DSD單元或假設(shè)輪底位移計(jì)算方法得到的沖擊系數(shù)比以往的DSD單元計(jì)算方法所得結(jié)果更接近實(shí)測值.

圖14 不同車速下的沖擊系數(shù)

對(duì)比模型實(shí)驗(yàn)與理論計(jì)算的結(jié)果，基于改進(jìn)的DSD單元的計(jì)算方法所得結(jié)果與實(shí)測接近；相比假設(shè)輪底位移的計(jì)算方法，其假定也較少，因此更適合用于分析車輛輪胎對(duì)橋梁伸縮縫的沖擊荷載.

4 載重汽車對(duì)伸縮縫的沖擊荷載分析與控制

為了研究實(shí)際載重汽車對(duì)于橋梁伸縮縫及其周邊橋(路)面的沖擊荷載，本節(jié)采用基于改進(jìn)的DSD單元的方法，對(duì)典型的三軸載重汽車對(duì)伸縮縫的沖擊荷載進(jìn)行了計(jì)算. 二維的車輛有限元模型如圖15所示，車輛的計(jì)算參數(shù)見文獻(xiàn)[16]，其所通過的伸縮縫為圖1所示的單縫式伸縮縫.

圖15 典型的三軸載重汽車模型

采用式(11)定義的輪胎荷載沖擊系數(shù)來度量載重汽車對(duì)伸縮縫的沖擊力. 針對(duì)實(shí)際橋梁上常見的單縫式伸縮縫，為了涵蓋一般工況下的伸縮縫沖擊荷載，綜合考慮伸縮縫的開口寬度w、載重汽車的速度v的變化，其中開口寬度為1～9 cm，汽車速度為10～80 km/h，求解各種工況(參數(shù)組合)下輪胎對(duì)伸縮縫的沖擊荷載. 分析結(jié)果用車輪荷載沖擊系數(shù)的三維云圖來表示，如圖16～18所示.

圖16 由改進(jìn)的DSD單元得到的前輪荷載沖擊系數(shù)

Fig.16 Impact factor of front tire obtained by improved DSD element

圖17 改進(jìn)的DSD單元得到的中輪荷載沖擊系數(shù)

Fig.17 Impact factor of middle tire obtained by improved DSD element

圖18 改進(jìn)的DSD單元得到的后輪荷載沖擊系數(shù)

Fig.18 Impact factor of rear tire obtained by improved DSD element

由圖16～18匯總得到三軸載重汽車輪胎荷載的最大沖擊系數(shù). 由改進(jìn)的DSD單元得到的前輪荷載沖擊系數(shù)最大值為0.39，該值比中國伸縮縫設(shè)計(jì)指南[3]的給定值0.45、美國AASHTO規(guī)范[4]的給定值0.75小，但是大于中國橋梁規(guī)范[17]和歐洲橋梁規(guī)范[18]的設(shè)計(jì)值0.3. 中輪和后輪的沖擊系數(shù)仍然小于美國AASHTO規(guī)范的給定值，但是大于其他規(guī)范或者設(shè)計(jì)指南的推薦值. 由此可知，當(dāng)前中國伸縮縫設(shè)計(jì)指南和橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范對(duì)伸縮縫跳車輪載沖擊系數(shù)的估計(jì)略有不足，可能會(huì)導(dǎo)致橋梁伸縮縫及其前后橋面的設(shè)計(jì)強(qiáng)度不足.

由圖16～18還可得到輪載沖擊系數(shù)的變化規(guī)律：1)在伸縮縫的開口寬度不變情況下，隨著汽車速度的增加，車輪對(duì)伸縮縫結(jié)構(gòu)的沖擊力上下波動(dòng)，最大的沖擊系數(shù)在車速為25～30 km/h時(shí)出現(xiàn)，因此減小汽車速度不一定能降低車輪對(duì)伸縮縫的沖擊力，除非是車輛速度很小時(shí)；2)車輪對(duì)伸縮縫的荷載沖擊系數(shù)與伸縮縫的開口寬度近似成正比例，可以通過減少伸縮縫開口寬度來降低車輪沖擊力. 根據(jù)圖16～18，為了控制車輪對(duì)伸縮縫的沖擊系數(shù)小于中國設(shè)計(jì)指南的給定值0.45，載重車前輪、中輪、后輪要求的伸縮縫最大開口寬度分別為9.0、7.7、6.4 cm，取三者中的最小值，即要求伸縮縫開口寬度應(yīng)小于6.4 cm. 因此，該方法也可用來確定保證伸縮縫結(jié)構(gòu)強(qiáng)度安全所容許的開口寬度.

5 結(jié) 論

1)設(shè)計(jì)并制作車輛通過橋梁伸縮縫的縮尺實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ停瑢?shí)現(xiàn)了對(duì)作用于橋梁伸縮縫上的車輪沖擊力的實(shí)測.

2)提出了汽車輪胎對(duì)伸縮縫沖擊荷載的兩種改進(jìn)算法，即假設(shè)輪底位移的方法和改進(jìn)的DSD單元方法，通過與縮尺模型實(shí)驗(yàn)的比較，證明改進(jìn)算法提高了輪胎沖擊荷載的計(jì)算精度.

3)用改進(jìn)的DSD單元方法，計(jì)算了三軸載重汽車的輪胎對(duì)橋梁伸縮縫的沖擊荷載，結(jié)果表明，最大荷載沖擊系數(shù)超過現(xiàn)行伸縮縫結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)取值.

4)車輪對(duì)伸縮縫的荷載沖擊系數(shù)與伸縮縫的開口寬度近似成正比，通過減少伸縮縫開口寬度能降低車輪沖擊力，由此可以確定保證伸縮縫結(jié)構(gòu)強(qiáng)度安全所容許的開口寬度.