丁 杰 邹 昀 蔡 鑫 许然武 康金鑫
(江南大学环境与土木工程学院， 江苏无锡 214122)
摘 要：针对摩擦型连接高强螺栓试件进行了单调拉伸荷载作用下的材性试验研究，设计了12个试件进行单调拉伸试验，并结合部分有限元模拟，研究摩擦接触面的材料、预紧力的大小对接触面摩擦系数及其离散性的影响。结果表明：摩擦接触面为钢-钢接触时，螺栓预紧力越大，接触面摩擦系数越大；经喷砂处理的接触面在所选接触面材料中的摩擦系数最高，表现出更为优越的摩擦耗能性能；在接触面无处理情况下材料摩擦系数的离散程度略低于其余两种接触面。
关键词：高强螺栓连接； 抗滑移系数； 预紧力； 离散性
高强摩擦耗能螺栓在连接构件中常常“扮演”着滑移耗能的角色。接触面的摩擦系数作为研究高强螺栓连接性能的重要参数之一，受到国内外相关学者的广泛关注。目前，一些学者已经对其进行了相关的研究[1-4]。李启才等通过单向拉伸试验研究了喷砂处理的接触面的抗滑移系数以及预紧力对此接触面抗滑移系数的影响[5-6]。张艳霞在研究长孔螺栓阻尼器的工作性能过程中，得出了采用黄铜板做摩擦材料可以减小摩擦力变化幅度的结论[7]。本文研究了不同摩擦接触面处理方式、高强螺栓预紧力对高强螺栓连接接触面摩擦系数及其离散性的影响。对进一步研究摩擦接触面处理方式以及螺栓预紧力对接触面抗滑移系数的影响关系提供了依据。
根据GB 50221—95《钢结构工程质量检验评定标准》和JGJ82—91《钢结构高强螺栓连接的设计、施工及验收规范》的要求和方法，设计了12个试件，分为两组，编号分别为S1-1—S1-6,S2-1—S2-6。试件的构造和实物分别如图1和图2所示。试件的具体参数如表1所示，通过对12个试件的对比分析，从而研究摩擦接触面处理方式以及螺栓预紧力对接触面摩擦系数及其离散性的影响。每个试件由4块钢板通过高强螺栓拼接而成。钢板材料均采用Q345钢，螺栓使用10.9级M20高强螺栓。
图1 试件构造示意
图2 试件实物
表1 试件参数
试件编号摩擦面类型高强螺栓预紧力/kNS1-1，S2-1无处理64S1-2，S2-2无处理80S1-3，S2-3抛丸64S1-4，S2-4抛丸80S1-5，S2-5喷砂64S1-6，S2-6喷砂80
根据T=kPd，对高强螺栓施加扭矩。其中，T为施工扭矩；k为高强螺栓连接副的扭矩系数平均值，一般取0.11～0.15；P为规定的螺栓预拉力；d为高强螺栓的直径。螺栓扭矩的施加分初拧和终拧，初拧扭矩约为终拧扭矩的50%。
2.1 试验装置和加载方式
试验在江南大学材性实验室100 t电子材料万能试验机上进行。试件两端钢板分别由万能试验机上、下两端的夹具夹紧，通过液压伺服作动器进行加载。加载装置如图3所示，对底端的夹具进行固定，利用作动器对上端夹具施加拉力直至试件破坏。加载制度采用位移控制，加载速度为10 mm/min进行单向拉伸加载。
图3 加载装置
2.2 量测内容
本试验的主要测量内容为荷载-位移的变化曲线，通过液压伺服作动器上的传感器可以测得。此外，为了测量试件的滑移和变形情况，试验前在试件侧向画上刻度，连接试验的变形测点布置如图4所示，其中图4a大写字母为变形前测点的位置，图4b小写字母为对应的变形后测点的位置。
a— 变形前的测点布置;b— 变形后的测点布置。
图4 高强螺栓连接测点的布置
试验结果如表2和表3所示。
表2 高强螺栓连接试验结果
试件滑移荷载/kN滑移位移/mm摩擦系数试验极限承载力/kN板件拉断处净截面平均应力/MPaS1-156698120002215193631424629S1-277548029802423198900436184S1-368164119802663200840440439S1-473400030002294201187441200S1-582359119903217198842436057S1-694658150002958192920423070
表3 高强螺栓连接变形 mm
试件cd⁃CDac⁃ACdf⁃DFaf⁃AFS1-1812528S1-282141285S1-39514430S1-4712530S1-51016429S1-61515330
表2主要列出了试件S1-1—S1-6的滑移荷载、滑移位移、抗滑移系数及其极限承载力等，表3列出了各个测点距离的变化情况。在本试验过程中，试件滑移没有发出响声，而是由试验机上出现较为明显的回针现象，由此判定其为滑移荷载。由荷载-位移曲线上的第一个起滑点开始，到承载力开始回升的点结束，将这一线段所对应的位移变化值作为滑移位移。接触面的摩擦系数根据式(1)计算：
μ=
(1)
式中：μ为高强螺栓的摩擦系数;N为滑移荷载;nf为传力摩擦面数;∑P为拼接一侧的高强螺栓预拉力之和。
3.1 试件的破坏分析
根据GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》计算，得到高强螺栓连接极限承载能力的理论计算值，并将之与试验值进行对比，具体计算式如下：
(2)
式中
(3)
式中
(4)
式中
由上述计算可知
图5 试件在拉伸荷载下发生破坏
图6 试验后试件拼接板件
3.2 不同接触面处理方式的对比分析
a—S1-1、S1-3、S1-5;b—S1-2、S1-4、S1-6。
由图7可以看出，当接触面为喷砂处理时，螺栓起滑的时间最晚。这主要是因为喷砂处理表面的微小凹凸面之间产生了较大的摩擦力，并且接触面之间的粗糙峰相互剪切作用最为明显，因而其滑移荷载最大，起滑所需的时间最长。此外，从图7a中可以看出，板件在无处理、喷砂处理和抛丸处理下的极限承载力相差不大，由于喷砂处理下接触面产生了较大的摩擦作用，因此板材断裂的时间要滞后于无处理和抛丸处理的板材。而图7b显示经抛丸处理的板件最晚发生断裂，这主要是因为此时螺栓的预紧力较大，在水平剪切力作用下喷砂接触面上的粗糙峰出现剪切破坏，形成了由破坏产生的碎屑所组成的磨粒集团，使接触面的摩擦性质介于滑动摩擦和滚动摩擦之间，由此产生的摩阻力反而小于抛丸处理的接触面，因此经抛丸处理的接触面更晚发生断裂。
表4和表5为两组试验中在相同螺栓预紧力作用下，不同摩擦接触面的摩擦系数之间的对比。从表4可以看出，当螺栓预紧力为64 kN时，经喷砂处理的摩擦接触面摩擦系数最大，在第1组试验中比抛丸处理的摩擦接触面增长了17.4%，接触面经抛丸处理的试件摩擦系数比同组中不作处理的增长16.9%。在第2组试验中，接触面喷砂处理的试件摩擦系数比抛丸处理增长16.9%，同组中抛丸处理的接触面摩擦系数比无处理接触面增长27.3%。由表5可知，当预紧力为80 kN时，仍为喷砂接触面摩擦系数最大，而在第1组试验中抛丸处理的接触面摩擦系数最小，这可能是试件加工过程中产生了误差，造成其精度不够，使其摩擦系数反而比无处理情况下要小。
表4 预紧力64 kN时不同接触面摩擦系数对比
试件编号接触面处理方式摩擦系数S1-1无处理0221S1-3抛丸处理0266S1-5喷砂处理0322S2-1无处理0215S2-3抛丸处理0296S2-5喷砂处理0356
表5 预紧力80 kN时不同接触面摩擦系数对比
试件编号接触面处理方式摩擦系数S1-2无处理0242S1-4抛丸处理0229S1-6喷砂处理0296S2-2无处理0234S2-4抛丸处理0242S2-6喷砂处理0268
3.3 不同接触面处理方式和预紧力的离散性分析
为了测定在无处理、抛丸处理和喷砂处理3种情形下以及在不同预紧力作用下接触面的摩擦系数离散性，采用数理统计中的变异系数CV来反映摩擦系
数的离散程度。CV的定义为标准差与平均值之比。
表6给出了不同摩擦接触面分别在预紧力为64 kN和80 kN作用下的变异系数。从表中可以看出，在相同预紧力作用下，无处理的接触面CV值最小，离散程度最低，抛丸处理和喷砂处理虽较不作处理情况的离散程度高，但仍在允许范围之内。对于同一接触面材料，在无处理和抛丸处理情况下，螺栓预紧力为80 kN时摩擦系数的离散程度比预紧力为64 kN时离散度大；而对于喷砂处理的接触面，变异系数随预紧力增大产生略微减小。
表6 不同接触面和预紧力下试件的变异系数分析
接触面类型预紧力/kN标准差CV/%无处理640003138%抛丸处理0004168喷砂处理0015531无处理800006259抛丸处理0017505喷砂处理0014493
3.4 不同预紧力作用下接触面摩擦系数的对比分析
3.4.1 试验结果分析
图8a、图8b和图8c分别为接触面无处理、接触面抛丸和接触面喷砂3种处理方式在不同螺栓预紧力作用下的曲线对比分析。可以看出，螺栓预紧力为80 kN比64 kN对应的摩擦接触面的滑移荷载大一些，试件起滑更晚。这是由于随着螺栓预紧力的增强，接触面之间贴合的更加紧密，产生的摩阻力也更大。
a—S1-1、S1-2；b—S1-3、S1-4;c—S1-5、S1-6。
图9给出了接触面无处理、抛丸处理和喷砂处理在不同预紧力作用下摩擦系数的变化曲线。从图中可以看出，当接触面无处理时，螺栓预紧力为64 kN时对应的接触面摩擦系数小于预紧力为80 kN所对应的数值；摩擦接触面经抛丸和喷砂处理后，由于这两者在较大预紧力作用下粗糙峰相互嵌入的更加紧密，在拉伸过程中磨损得更为严重，故而其预紧力为80 kN时接触面摩擦系数小于预紧力为64 kN时的摩擦系数，并且下降幅度趋于一致。
图9 无处理、抛丸和喷砂处理下不同预紧力时的摩擦系数变化趋势
3.4.2 高强螺栓连接的有限元模拟
利用大型通用软件ABAQUS对试件S1-1进行有限元模拟。模拟时将一端固定，另一端进行位移加载。钢材密度为7.8 g/cm3，弹性模量为200 GPa，并采用Johnson-Cook准则定义材料的塑性，通过定义损伤萌发模型及其损伤演化从而模拟钢板的断裂破坏。模拟过程中钢板均采用C3D8R单元，通过Bolt Load对高强螺栓施加预紧力。
有限元模型如图10a所示，图10b为模型发生破坏的状态，将其与图10c所示的试验结果进行对比，发现试验结果与模拟所得的破坏形式基本相同。
a—有限元模型;b—模型破坏形态;c—试验破坏形态。
图10 有限元模型及破坏形态
由图11S1-1的有限元模拟与试验结果的对比，可以看出，模拟得出的极限承载力为187.707 kN，比试验值低3.06%；模拟所得的滑移荷载为67.076 kN，比试验值高15.47%，两者差别不大，由此验证了有限元模拟的有效性。
图11 S1-1有限元计算与试验结果对比
保持模型的其他参数不变，将预紧力分别更换为80，100，120，140 kN，由此得出无处理接触面在不同预紧力作用下的P-Δ对比曲线，如图12所示。由图可知，在摩擦接触面无处理时，接触面滑移荷载随着预紧力的增大而逐渐增大。
表7为接触面无处理时在不同预紧力作用下各接触面摩擦系数的模拟数值，从表4可以看出，随着高强螺栓预紧力的增大，接触面摩擦系数也逐渐增大。并在预紧力较小的情况下，摩擦系数随预紧力增加有较大增幅，当预紧力达到140 kN时，接触面摩擦系数增幅仅为0.02%，抗滑移系数基本保持不变。
图12 不同预紧力下摩擦系数的对比
表7 不同预紧力作用下接触面摩擦系数的对比(接触面无处理)
预紧力/kN摩擦系数增幅/%64026202—80026695185100027779390120028627296140028632002
通过对12个高强螺栓连接试件的单向拉伸试验研究，分析了无处理、抛丸处理和喷砂处理3种接触面处理方式以及不同螺栓预紧力作用对接触面摩擦系数及其离散性的影响；利用ABAQUS对无处理表面在不同预紧力下接触面摩擦系数的变化趋势作了进一步探求，并得出以下主要结论：
1)在预紧力相同的情况下，当摩擦接触面为喷砂处理时，接触面抗滑移系数最大，并且在预紧力较小的情况下，随着接触面粗糙程度的增加，摩擦表面抗滑移系数也将增大。
2)在相同预紧力作用下，不作处理的接触表面摩擦系数的离散程度最低，抛丸和喷砂处理的接触面较之有所上升，但幅度不大。当接触表面为无处理和抛丸处理时，螺栓预紧力80 kN时摩擦系数离散性比预紧力为64 kN对应的离散性大；当接触面为喷砂处理时，摩擦系数离散程度随预紧力增大而产生略微减小。
3)对于同一接触面处理方式，当接触面为抛丸和喷砂处理时，高强螺栓预紧力为80 kN时的摩擦系数小于预紧力为64 kN时的摩擦系数，且下降幅度趋于一致；当接触面为无处理时，其摩擦系数随预紧力的增大而增大，达到一定程度时，摩擦系数趋于不变。
参考文献
[1] 佘晨岗，刘雁，张超，等. 高强螺栓连接节点高温摩擦系数试验验研究[J]. 钢结构，2013，28(1)：75-77.
[2] 吴伟健，陈涛. 销轴连接转动性能的有限元分析[J]. 钢结构，2014，29(12)：21-25.
[3] 孙抒宇. 基于摩擦学原理浅析螺栓孔径和孔型对抗滑移系数的影响[J]. 钢结构，2015，30(7)：19-23.
[4] 康杰，张洪明，文宏光. 用力传感器测量摩擦型高强螺栓的抗滑移系数[J]. 昆明理工大学学报，2008，33(3)：69-73.
[5] 李启才，顾强，苏周明，等. 摩擦型高强螺栓连接性能的试验研究[J]. 西安科技学院学报，2003，23(3)：322-324.
[6] 刘刚，李启才，胡安吉. 接触面喷砂处理的高强螺栓连接性能的试验研究[J].苏州科技学院学报，2009，22(3)：38-41.
[7] 张艳霞，赵文占，陈媛媛，等. 长孔螺栓摩擦阻尼器试验研究[J]. 工程抗震与加固改造，2015，37(4)：90-95.
DING Jie ZOU Yun CAI Xin XU Ranwu KANG Jinxin
(School of Environment Civil Engineering, Jiangnan University, Wuxi 214122, China)
ABSTRACT：The material test for friction type high-strength bolt connection specimens under monotonic tensile loading was conducted. 12 specimens were designed for the test, and combining the partial results of finite element simulation, the materials of friction contact surface and the magnitude of pre-tightening force on the contact surface friction coefficient and the influence of discrete were studied. The results showed that the contact friction interface for steel-steel, the greater the bolt pre-tightening force,, the greater the friction coefficient of contact surface. The sandblasted interface had the highest friction coefficient, which showed more superior friction energy dissipation performance. In the case of the contact area without any processing material, the discrete degree of friction coefficient was slightly lower than the rest of the two contact surfaces.
KEY WORDS：high-strength bolt connection； anti-sliding coefficient； pre-tightening force； discreteness
DOI:10.13206/j.gjg201710008
*国家自然科学基金课题(51378240)；2015年江苏省建筑节能与建筑产业现代化科技支撑项目；2016年江苏省建筑产业现代化示范基金项目。
第一作者：丁杰，男，1994年出生，硕士研究生。
通信作者：邹昀，zouyun_22@126.com。
收稿日期：2017-06-06
联系客服
