在大跨度斜拉桥中，塔端锚固结构将巨大的斜拉索索力传递给桥塔，是斜拉桥中重要的受力结构，其工作性能直接影响桥梁的安全性和耐久性^[1-6]。常用的塔端锚固结构主要有预应力混凝土塔壁锚固、钢锚梁组合锚固结构、钢锚箱组合锚固结构这3种形式^[3-5]。

预应力混凝土塔壁锚固结构直接将斜拉索锚固在施加有环向预应力的混凝土塔壁上，这种锚固结构存在以下问题^[3]：(1)预应力钢束长度短, 弯曲半径小，摩阻损失大，且需考虑负摩阻对预应力的影响；(2)预应力的施加易引起塔壁预压应力分布不均；(3)混凝土锚固结构构造复杂，易引起应力集中；(4)锚固板角度及锚点位置的施工误差大。因此，大跨度斜拉桥目前较少采用这种锚固形式。

钢锚梁组合锚固结构^[7-10]将钢锚梁支撑在与混凝土塔壁相连的“牛腿”上，在斜拉索张拉阶段钢锚梁能自由伸长，斜拉索水平索力完全由钢锚梁承担；斜拉索张拉完成后或二期恒载施工完成后再将钢锚梁的活动端锁定，后续的索力增量由混凝土塔壁与钢锚梁共同承担；因此大幅减小了混凝土塔壁承受的水平索力，可以取消混凝土塔壁中的预应力钢束，简化锚固构造。然而不论采用早期的混凝土“牛腿”还是后来改进的钢“牛腿”，钢锚梁向混凝土塔壁传递索力竖向分力时均存在传力过于集中的问题，造成塔壁受力均匀性较差，这一缺点在一定程度上限制了钢锚梁的推广应用。

钢锚箱组合锚固结构^[11-14]通过剪力连接件将钢锚箱与混凝土塔柱连接并形成组合锚固结构，此种锚固结构为工厂预制，加工精度高，斜拉索锚点坐标及钢套管定位更容易、更准确，无需定位骨架；斜拉索锚固施工方便，检查养护更方便，钢锚箱传至塔壁的索力竖向分力比较均匀；混凝土塔柱主要承受斜拉索的竖向索力，钢锚箱承受大部分斜拉索水平分力，混凝土塔壁承受小部分斜拉索水平分力。钢锚箱组合锚固结构虽然能够较好地发挥混凝土抗压强度高、钢结构抗拉强度高的优点，但为防止混凝土塔壁受拉开裂，仍然需要在混凝土塔壁中布置预应力钢束，使得结构构造复杂，施工工序多，工期长。

为了对传统钢锚箱组合索塔的构造进行简化，实现在不设置预应力钢束的条件下混凝土塔壁仍能保证不开裂的目标，必须有效降低传统钢锚箱组合索塔中混凝土塔壁所承受的斜拉索水平索力。因钢锚梁能有效减小混凝土塔壁受到的水平索力，富龙西江特大桥的设计者提出利用钢锚梁的受力模式对钢锚箱组合索塔的构造进行改进的想法。经分析发现, 传统钢锚箱组合索塔的混凝土塔壁所受顺桥向水平索力主要是由拉索张拉及二期恒载施加阶段引起的，要实现减小混凝土塔壁所承受的斜拉索水平分力，关键是减小斜拉索张拉及二期恒载施加阶段混凝土塔壁所受的顺桥向水平索力。基于此，富龙西江特大桥的设计者提出索塔的4^#~26^#拉索对应的锚固结构采用可滑动钢锚箱组合锚固结构。该锚固结构中各节钢锚箱均包含一个固定端和一个滑动端，在高度方向上，各节钢锚箱的固定端与滑动端交替布置，如图 1所示。图中的N^#，N+1^#，N-1^#表示刚锚箱节段的编号。

图 1 可滑移钢锚箱组合索塔锚固结构立面示意图 Fig. 1 Vertical schematic diagram of sliding steel anchor box composite pylon anchorage structure

图选项

固结端通过剪力连接件与混凝土塔柱连接为整体，滑动端在斜拉索张拉至二期恒载施加完成过程中始终处于可滑动的状态，二期恒载施加完成后才将所有钢锚箱的滑动端通过高强螺栓与滑动端预埋段进行锁定。由此可见，当钢锚箱滑动端锁定后，可滑动钢锚箱组合锚固结构与传统的钢锚箱组合锚固构造的受力特征一致；但在二期恒载施加完成前，可滑移钢锚箱组合锚固结构的受力形式与传统的钢锚梁组合锚固结构是类似的，即在这一阶段拉索的水平分力都由钢锚箱承担，只有滑动副处的摩擦力会以水平力的形式传递给混凝土塔壁，从而可以大幅减小混凝土塔壁所受的顺桥向斜拉索水平分力。这种受力形式能够发挥钢结构抗拉强度高的优点，减小混凝土塔壁开裂风险，且简化结构构造，可以最大程度发挥组合锚固结构的优点。为了降低混凝土塔壁的拉应力水平，从而防止混凝土塔壁受拉开裂，必须降低滑动副处的摩擦力，在拉索竖向分力不变条件下，要求尽量减小滑动副的摩擦系数，设计单位要求滑动副的摩擦系数应小于0.1。本研究的目的就是通过试验寻找能够达到此项要求的滑动副形式。

桥梁结构中传统的滑动副常采用不锈钢-聚四氟乙烯板，此类滑动副具有摩擦系数小(通常不大于0.08)的优点^[15]，但若将此种滑动副用在可滑动钢锚箱节段间，则存在聚四氟乙烯板与钢锚箱不易连接的问题。若要实现二者的良好连接，需采取热涂工艺，需要将钢锚箱滑动副位置处加热至聚四氟乙烯粉末的熔点327 ℃，施工难度大。因此，本研究未选用不锈钢-聚四氟乙烯组成的滑动副，而选取了3种滑动副形式，滑动副的上、下副材料分别为：不锈钢-高力黄铜(简称Ⅰ型滑动副)，不锈钢-不锈钢(简称Ⅱ型滑动副)，不锈钢-冷喷涂双组份石墨烯改性氟碳漆涂层的普通钢板(简称Ⅲ型滑动副)。双组份石墨烯改性氟碳漆是以氟树脂为主要成膜物质的涂料，搭配石墨烯进行特种工艺改性后，配合固化剂，可以实现在常温条件下涂层交联固化形成漆膜，具有硬度高、耐磨性好、摩擦系数低等优点。

滑动副的上副均采用统一数字代号为S31608的不锈钢材料，材料性能符合《不锈钢冷轧钢板和钢带》 (GB/T 3280—2015) 中相关规定，厚度为5 mm，平面尺寸为35 cm×35 cm，表面采用镜面加工工艺，表面粗糙度Ra满足0.1~0.2 μm的要求。镜面不锈钢材料的力学性能指标如表 1所示。

滑动副的下副厚度为10 mm，平面尺寸为28 cm× 28 cm，当采用高力黄铜和不锈钢时，滑动副表面按照粗糙度Ra满足0.8 μm的要求进行加工。为了能够在下副存储润滑材料，在滑动副的下副按照一定间距设置了深度为3 mm的圆槽。高力黄铜材料的力学性能指标如表 2所示。

当滑动副的下副采用喷涂双组份石墨烯改性氟碳漆涂层钢板时，基材钢板表面加工精度应达到Sa2.5级要求，双组份石墨烯改性氟碳漆涂层厚度分别为50 μm和100 μm。

本研究采用电液伺服压剪试验机开展相关试验加载及测试工作。

当前并没有专门针对滑动副摩擦系数的测试规程或技术标准，本次研究参考《桥梁球型支座》(GB/T 17955—2009)中摩擦系数试验方法制订如下加载测试方法。

(1) 将镜面不锈钢滑动副焊接在试验机水平剪切钢板的底面。

(2) 将滑动副的下幅安装在试验机下压板试件固定槽内，将送样小车推回试验机加载位置并固定，保证滑动副下副试件中心与下压板中心位置偏差小于5 mm。

(3) 在试验机水平剪切钢板上表面的镜面不锈钢板中心位置放置一垫块，垫块通过粗糙的上表面与上压板下表面接触，垫块下表面设置有聚四氟乙烯板，在聚四氟乙烯板与镜面不锈钢之间涂抹硅脂进行润滑。

(4) 将水平剪切钢板伸入到上、下压板中间，调节其高度使水平剪切钢板下表面的镜面不锈钢滑动副与下滑动副接触。

(5) 缓慢降下试验机上压板，使上压板与水平剪切板上的垫块接触。

(6) 通过下压板下的千斤顶匀速缓慢施加竖向压力，同时水平剪切板的竖向伺服浮动缸会竖向移动，以保持水平剪切钢板始终处于水平状态。在达到预定的压应力时，保持竖向荷载不变，对水平剪切钢板缓慢均匀施加水平荷载，在上、下滑动副发生水平相对滑移后，水平方向以位移加载方式持续稳定加载，使上、下滑动副发生25 mm的相对滑移，目的为消除加载设备及上、下滑动副间的间隙，使上、下滑动副完全密贴。

(7) 继续以位移加载方式施加水平荷载，使上、下滑动副间发生2 mm的相对滑移量，暂停加载5 s，记录刚刚发生相对滑移时的最大水平力F₁。

(8) 重复第(7)步2次，记录刚刚发生相对滑移时的最大水平力F₂和F₃。

(9) 取F_h为F₁，F₂，F₃中的最大值，根据式(1)计算总静摩擦系数μ_t。

式中F_v为施加的竖向力。

经试验测定得到水平剪切钢板上表面镜面不锈钢与垫块底面的聚四氟乙烯板在硅脂润滑条件下的摩擦系数为0.01，因此，被测试滑动副的摩擦系数μ_h应按式(2)计算。

本次研究中，先进行了Ⅰ型、Ⅱ型滑动副摩擦系数的试验。考虑到润滑剂类型及滑动副接触面压应力水平对滑动副摩擦系数均可能有显著影响^[16-19]，因此，本研究在进行这2类滑动副摩擦系数测试过程中，考虑了上述2种因素的影响。当采用上述2类滑动副时，分别采用石墨粉及硅脂为润滑剂，当采用Ⅰ型滑动副时，面压分别为1，2，5，10，20，40，60，80 MPa；当采用Ⅱ型滑动副时，面压分别为1，2，5，10，20 MPa。

通过上述试验发现采用硅脂作为润滑剂时滑动副摩擦系数小于石墨作为润滑剂时的摩擦系数，因此，在采用Ⅲ型滑动副时，只采用硅脂为润滑剂；根据最大成桥索力的竖向分力及滑动副的面积计算可知滑动副可能承受的最大面压不超过5 MPa，因此，在采用Ⅲ型滑动副时，只考虑面压为5 MPa。对于此类滑动副，涂层厚度可能是影响摩擦系数的重要因素，因此分别针对涂层厚度为50 μm和100 μm的两种情况进行试验。

在不同面压及润滑方式下得到Ⅰ型滑动副的摩擦系数曲线如图 1所示。由图可知，当采用Ⅰ型滑动副时，在利用石墨为润滑剂的情况下，滑动副的摩擦系数随滑动副间面压的增大而减小，尤其在面压由1 MPa增大至20 MPa的过程中，摩擦系数迅速由0.29降低至0.18。

图 2 Ⅰ型滑动副摩擦系数 Fig. 2 Friction coefficients of slide joint mode Ⅰ

图选项

在面压大于20 MPa后，滑动副的摩擦系数下降变缓并趋于稳定，维持在0.14。这主要是因为固体润滑剂石墨粉被填充在下滑动副的孔内，在面压较小时，孔内的石墨在滑动副发生滑动过程中只有少量被带出，无法对摩擦面起到很好的润滑效果，因此摩擦系数较大。

因为滑动副采用2种不同的金属材料制成，即使滑动副的面压增大，上、下副之间的分子作用力仍很小，且随着面压的增大，高力黄铜下副受压变薄，从而使孔内的石墨被带出，提高了对摩擦面的润滑效果，摩擦系数逐渐减小。在面压大于40 MPa后，滑动副表面的润滑效果趋于稳定，所以摩擦系数趋于稳定。

当润滑剂为硅脂时，滑动副的摩擦系数随面压的增大呈逐渐增大趋势，但增大幅度较小。在面压为1 MPa时，摩擦系数为0.05；当面压增大到40 MPa时，摩擦系数为0.09；当面压大于40 MPa后，滑动副的摩擦系数趋于稳定，维持在0.09。这主要是因为采用硅脂作为润滑剂时，硅脂不仅填充在下滑动副的孔内，而且还均匀涂抹在下滑动副表面。随着面压的增大，滑动副间的硅脂逐渐受压而被挤出滑动副，这导致滑动副的润滑效果逐渐变差，摩擦系数逐渐增大；但面压增大到40 MPa以上时，硅脂被挤出的情况不再加剧，且孔内硅脂能够随滑动副的相对滑动而被带出，滑动面的润滑程度趋于稳定，因此摩擦系数亦趋于稳定。

根据试验结果可知，当采用Ⅰ型滑动副且以硅脂作为润滑剂时，在面压为5 MPa时，滑动副的摩擦系数为0.07，满足对滑动副摩擦系数小于0.1的要求，但采用石墨为润滑剂时则不满足摩擦系数小于0.1的要求。

在不同面压及润滑方式下Ⅱ型滑动副的摩擦系数曲线如图 3所示。由图可知，采用石墨粉为润滑剂时，滑动副的摩擦系数在面压不超过10 MPa时稳定在0.33，当面压由10 MPa增大到20 MPa时，摩擦系数迅速增大至0.46。这主要是因为面压不超过10 MPa时，只有少量石墨会从下滑动副的孔中随着滑动副的相对滑动被带入滑动面，这部分石墨作为润滑剂可以使上、下滑动副间的摩擦系数稳定在某一水平；由于上、下滑动副是同一种材料，面压在超过10 MPa后，上、下滑动副接触面间的分子作用力显著增强，由此产生的黏着效应导致滑动副间的摩擦力显著增大，从而导致摩擦系数突增。

图 3 Ⅱ型滑动副摩擦系数 Fig. 3 Friction coefficients of slide joint mode Ⅱ

图选项

当采用硅脂作为润滑剂时，在面压不超过10 MPa时，随着面压的增大摩擦系数呈现增大的趋势，面压为1 MPa时，摩擦系数为0.22，面压为10 MPa时，摩擦系数为0.29；面压大于10 MPa时，摩擦系数稳定在0.29。这主要是因为面压不大于10 MPa时，随着面压的增大，滑动面上的硅脂不断被挤压出滑动面，导致滑动面的润滑效果逐步下降，从而摩擦系数逐渐增大，通过对试验后试件表面进行观察发现，在面压5 MPa试验后滑动副间留存的硅脂比面压为10 MPa的多；但在面压达到10 MPa以上时，硅脂被挤压出滑动面的程度基本稳定，且下滑动副孔内的硅脂随滑动副的相对移动被带入滑动面，使滑动面的润滑效果基本保持稳定，10 MPa与20 MPa条件下滑动副间的硅脂润滑情况接近，因此摩擦系数稳定在0.29。

由试验结果可知，当采用Ⅱ型滑动副时，不论采用石墨还是硅脂作为润滑剂，都不能满足对滑动副摩擦系数小于0.1的要求。

在不同面压及润滑方式下Ⅲ型滑动副的摩擦系数曲线如图 4所示, 2种厚度涂层的试件各4个，编号分别为1^#~4^#。由图可知，在普通钢板采用Sa2.5级(表面粗糙度指标为40~70 μm)表面加工工艺时，涂层厚度50 μm条件下，滑动副的摩擦系数在0.12~0.16范围内波动；而当涂层厚度增加至100 μm时，滑动副的摩擦系数在0.03~0.06范围内波动。

图 4 Ⅲ型滑动副摩擦系数 Fig. 4 Friction coefficients of slide joint mode Ⅲ

图选项

由图 4中不同涂层厚度时测得的摩擦系数曲线可见，涂层越厚，摩擦系数越小。这是因为普通钢板的表面加工精度为Sa2.5级条件下，表面粗糙度指标在40~70 μm范围；当涂层厚度为50 μm时，涂层的厚度与钢板表面加工缺陷的尺寸接近，造成缺陷较大区域内的涂层有效厚度偏薄；在滑动副发生相对滑动过程中，摩擦易导致钢板表面加工缺陷较大位置处的涂层局部区域被磨坏或发生损伤，损伤处涂层破坏，露出了普通钢板表面，从而导致摩擦系数增大。当涂层增厚至100 μm时，涂层的有效厚度明显增加，此时滑动副发生相对滑移过程中，不会导致表面涂层被完全破坏，仅会有局部表层轻微摩擦痕迹，不会使普通钢板露出，从而能保证滑动副的摩擦系数始终处于较低水平。由此可见，适当加大涂层厚度有助于减小滑动副的摩擦系数。

由试验结果可知，当采用Ⅲ型滑动副且采用硅脂为润滑剂时，在面压为5 MPa的条件下，涂层厚度为50 μm时，摩擦系数均大于0.1；在涂层厚度为100 μm的条件下，滑动副的摩擦系数为0.04~0.06，符合对滑动副摩擦系数小于0.1的要求。

通过对3种滑动副开展不同面压、不同润滑方式条件下的摩擦系数测试试验，得到如下结论。

(1) 本研究提出了2种可用于可滑动钢锚箱的滑动副形式，即不锈钢-高力黄铜、不锈钢-冷喷涂双组份石墨烯改性氟碳漆涂层的普通钢板滑动副(涂层厚度100 μm)。在采用硅脂作为润滑剂条件下，这2种滑动副都能满足摩擦系数小于0.1的要求。从加工的便利性及经济性角度考虑，推荐采用不锈钢-冷喷涂双组份石墨烯改性氟碳漆涂层的普通钢板滑动副，使用时应注意滑动副表面的保护。

(2) 当采用不锈钢-高力黄铜形式的滑动副并以硅脂为润滑剂时，摩擦系数随面压的增大先增大后趋于稳定；以石墨为润滑剂时，随面压的增大摩擦系数先减小后稳定在0.14左右。

(3) 当采用不锈钢-不锈钢形式的滑动副时，不论采用石墨还是硅脂作为润滑剂，摩擦系数均大于0.22，不满足滑动副摩擦系数小于0.1的要求。当以石墨为润滑剂，且面压不超过10 MPa时，摩擦系数稳定在0.33，当面压大于10 MPa后，摩擦系数迅速增大至0.46，有突增现象；以硅脂为润滑剂时，摩擦系数随面压的增大先增大后趋于稳定。

(4) 当采用不锈钢-冷喷涂双组份石墨烯改性氟碳漆涂层普通钢板滑动副且以硅脂为润滑剂时，涂层厚度增大时摩擦系数减小。