劉學(xué)春，杜勝權(quán)，陳學(xué)森，余少樂(lè)，陳 華，潘鈞俊

(1 北京工業(yè)大學(xué)北京市高層和大跨度預(yù)應(yīng)力鋼結(jié)構(gòu)工程技術(shù)研究中心， 北京 100124； 2 中國(guó)建筑第八工程局有限公司， 上海 200135)

0 引言

裝配式鋼結(jié)構(gòu)建筑是新型鋼結(jié)構(gòu)建筑和綠色建筑的重要形式，具有建設(shè)周期短、對(duì)環(huán)境影響小等優(yōu)點(diǎn)[1-2]。焊接和高強(qiáng)度螺栓連接是目前鋼結(jié)構(gòu)建筑中最常用的兩種連接形式[3]。相較于焊接連接，高強(qiáng)度螺栓連接便于保證施工質(zhì)量、現(xiàn)場(chǎng)施工速度快且具有可拆卸的特點(diǎn)，同時(shí)經(jīng)合理設(shè)計(jì)可滿足不同的強(qiáng)度和剛度要求，因此在裝配式鋼結(jié)構(gòu)建筑中廣泛應(yīng)用。焊接更適于工廠連接，螺栓連接更適合施工現(xiàn)場(chǎng)連接[4-5]。

1994年美國(guó)北嶺地震和1995年日本神戶地震中大量焊接的鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)由于梁翼緣焊縫斷裂而發(fā)生破壞。近年來(lái)，隨著新型裝配式鋼結(jié)構(gòu)建筑不斷發(fā)展，通過(guò)高強(qiáng)度螺栓摩擦型連接實(shí)現(xiàn)剪力和彎矩傳遞的需求不斷增加。劉學(xué)春等[6-11]在開(kāi)展模塊化鋼結(jié)構(gòu)研發(fā)過(guò)程中提出了多種形式的現(xiàn)場(chǎng)螺栓連接方式，并對(duì)梁翼緣高強(qiáng)度螺栓摩擦抗剪連接傳遞彎矩的節(jié)點(diǎn)開(kāi)展了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明,所提的連接構(gòu)造可實(shí)現(xiàn)連接區(qū)小震時(shí)不滑移、中震時(shí)滑移耗能、大震時(shí)通過(guò)滑移和梁端塑性變形耗散地震能量和提高延性。張愛(ài)林等[12]提出了柱-桁架間的可滑移螺栓組件連接構(gòu)造，通過(guò)靜力試驗(yàn)和有限元模擬論證了可滑移螺栓連接的有效性。馬人樂(lè)等[13]對(duì)梁柱槽形孔高強(qiáng)度螺栓節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，表明利用螺栓在槽形孔中的滑移可顯著提高節(jié)點(diǎn)延性和變形能力，通過(guò)合理設(shè)計(jì)可充分利用滑移實(shí)現(xiàn)耗能。Astaneh Asl[14]建議，高強(qiáng)度螺栓連接梁應(yīng)設(shè)計(jì)為半剛性，并允許在大震下發(fā)生滑移，從而通過(guò)摩擦面之間的滑移來(lái)耗散地震能量。Borello等[15]對(duì)超大孔連接件進(jìn)行試驗(yàn)，結(jié)果表明，連接件具有良好的滑移性能，并且滑移性能不會(huì)因孔尺寸過(guò)大而降低，且開(kāi)槽形螺栓孔會(huì)增加螺栓連接件在地震作用下的耗能。上述研究表明，采用高強(qiáng)度螺栓摩擦型連接實(shí)現(xiàn)梁柱節(jié)點(diǎn)的彎矩傳遞，可在提高安裝容差、便于現(xiàn)場(chǎng)裝配的同時(shí)，利用螺栓的滑移變形耗散地震能量，提高結(jié)構(gòu)的抗震性能。在應(yīng)用高強(qiáng)度螺栓摩擦型連接時(shí)，螺栓拉力和摩擦面抗滑移系數(shù)是重要的設(shè)計(jì)參數(shù)；但是，高強(qiáng)度螺栓的滑移性能會(huì)受到連接構(gòu)造和加載歷程的影響，特別是在循環(huán)加載歷程中可能發(fā)生顯著變化，從而影響節(jié)點(diǎn)抗震設(shè)計(jì)和精細(xì)化分析的準(zhǔn)確性。

對(duì)于高強(qiáng)度螺栓摩擦型連接的滑移性能，目前國(guó)內(nèi)外相關(guān)研究集中在不同表面處理方式的抗滑移系數(shù)方面。Cruz等[16]通過(guò)試驗(yàn)研究證明抗滑移系數(shù)受表面處理的影響很大、受鋼材強(qiáng)度等級(jí)的影響很小，噴砂表面的抗滑移系數(shù)約為0.5，而噴砂后涂硅酸鋅涂層會(huì)降低抗滑移系數(shù)。李友志等[17]通過(guò)試驗(yàn)分析了摩擦面處理方法以及螺栓排布方式對(duì)抗滑移系數(shù)的影響，表明噴硬石英砂可提高抗滑移系數(shù)，并且四螺栓試件比二螺栓試件抗滑移系數(shù)高。梁濤等[18]對(duì)比了噴砂后涂無(wú)機(jī)富鋅涂料、噴砂后電弧噴涂金屬涂層、噴砂并電弧噴涂金屬涂層后涂無(wú)機(jī)富鋅涂料三種摩擦面的抗滑移系數(shù)，證明電弧噴涂金屬涂層可得到更高的抗滑移系數(shù)?；谙嚓P(guān)研究成果，目前《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017—2017)[19]給出了不同摩擦面對(duì)應(yīng)的抗滑移系數(shù)。但是，現(xiàn)有的抗滑移系數(shù)測(cè)量結(jié)果大多通過(guò)單調(diào)加載試驗(yàn)獲得，無(wú)法反映發(fā)生罕遇地震時(shí)往復(fù)荷載下高強(qiáng)度螺栓連接摩擦特性的變化；同時(shí)，現(xiàn)有研究通常忽略螺栓墊圈與鋼板表面之間的摩擦力，在一定程度上影響了單剪連接下的分析精度。所以，為在鋼結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)中準(zhǔn)確模擬和分析高強(qiáng)度螺栓摩擦型連接的抗剪行為，需要對(duì)常用高強(qiáng)度螺栓摩擦型連接在發(fā)生罕遇地震時(shí)往復(fù)荷載下的摩擦行為及螺栓墊圈與鋼板表面間摩擦系數(shù)的影響開(kāi)展研究。

本研究選取了鋼結(jié)構(gòu)螺栓連接中常用的M20，M22與M24三種規(guī)格的10.9級(jí)高強(qiáng)度螺栓，標(biāo)準(zhǔn)孔、大圓孔、槽形孔三種孔形，以及未處理軋制表面直接接觸和軋制表面間墊設(shè)紫銅片兩種摩擦面，對(duì)高強(qiáng)度螺栓摩擦型連接在循環(huán)荷載下的摩擦行為進(jìn)行了試驗(yàn)研究和有限元分析，得到了不同構(gòu)造的高強(qiáng)度螺栓摩擦型連接在發(fā)生罕遇地震時(shí)循環(huán)荷載下的螺栓拉力和摩擦系數(shù)變化特點(diǎn)，提出了數(shù)值模擬中高強(qiáng)度螺栓摩擦系數(shù)的取值建議。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)設(shè)計(jì)了4組共12個(gè)高強(qiáng)度螺栓連接試件，每個(gè)試件依次進(jìn)行1次軋制表面直接接觸的雙剪(簡(jiǎn)稱“軋制雙剪”)試驗(yàn)、1次軋制表面直接接觸的單剪(簡(jiǎn)稱“軋制單剪”)試驗(yàn)和1個(gè)軋制表面間墊設(shè)紫銅片的雙剪(簡(jiǎn)稱“銅片雙剪”)試驗(yàn)，考慮到紫銅片相當(dāng)于柔性墊層，減小滑移產(chǎn)生的聲響。每個(gè)試件由蓋板、芯板、10.9級(jí)高強(qiáng)度螺栓和紫銅片組成，蓋板和芯板的鋼材等級(jí)均為Q345，螺栓與鋼板之間墊設(shè)平墊圈，試件參數(shù)見(jiàn)表1?！朵摻Y(jié)構(gòu)高強(qiáng)度螺栓連接技術(shù)規(guī)程》(JGJ 82—2011)規(guī)定螺栓連接構(gòu)造有標(biāo)準(zhǔn)孔、大圓孔、槽形孔三種孔型，不同孔型對(duì)應(yīng)不同的孔徑，每個(gè)試件重復(fù)三次以考慮試驗(yàn)的離散性。試件的幾何尺寸及構(gòu)造見(jiàn)圖1，其中各板件的相對(duì)位置如圖1(a)所示，各試件的芯板厚12mm，蓋板厚6mm，紫銅片厚0.1mm。

圖1 構(gòu)造示意圖/mm

試件參數(shù) 表1

1.2 試驗(yàn)裝置與加載制度

試驗(yàn)加載裝置如圖2所示，試件上下兩端分別與加載裝置和固定臺(tái)座相連，下側(cè)芯板與蓋板焊接固定。采用500kN液壓伺服作動(dòng)器以荷載-位移混合控制進(jìn)行低周往復(fù)加載：在蓋板與芯板間的摩擦力達(dá)到最大靜摩擦力之前采用荷載控制直到荷載增加至最大靜摩擦力，芯板與蓋板發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)；此后采用位移控制循環(huán)加載。根據(jù)芯板槽形孔的實(shí)際尺寸和螺栓直徑確定循環(huán)加載位移的幅值，如表1所示。

圖2 加載裝置圖

對(duì)于每個(gè)試件首先進(jìn)行軋制雙剪試驗(yàn)(循環(huán)10次)，確定芯板與蓋板之間的摩擦系數(shù)；然后取下一側(cè)蓋板，進(jìn)行軋制單剪試驗(yàn)(循環(huán)10次)，確定螺栓螺栓墊圈與軋制鋼板接觸的摩擦系數(shù)；最后，在芯板與蓋板之間加入紫銅片，進(jìn)行銅片雙剪試驗(yàn)(循環(huán)10次)，研究墊設(shè)紫銅片對(duì)摩擦系數(shù)的影響。每次試驗(yàn)時(shí)均采用扭矩扳手按《鋼結(jié)構(gòu)高強(qiáng)度螺栓連接技術(shù)規(guī)程》(JGJ 82—2011)規(guī)定的設(shè)計(jì)預(yù)拉力(表1)對(duì)高強(qiáng)度螺栓連接試件施加預(yù)拉力。

1.3 測(cè)量?jī)?nèi)容

試驗(yàn)中測(cè)量和記錄荷載、滑移和螺栓拉力。芯板的滑動(dòng)位移由固定在芯板側(cè)邊量程為50mm的位移計(jì)測(cè)量，位移計(jì)數(shù)據(jù)由采集儀記錄；荷載由試驗(yàn)機(jī)的力傳感器測(cè)量并記錄；高強(qiáng)度螺栓的預(yù)拉力由扭矩扳手施加并由壓力傳感器進(jìn)行監(jiān)測(cè)，見(jiàn)圖3。螺栓壓力傳感器參數(shù)見(jiàn)表2。

圖3 螺栓壓力傳感器

螺栓壓力傳感器參數(shù) 表2

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及荷載-滑移曲線

2.1.1 軋制雙剪試驗(yàn)

各試件軋制雙剪試驗(yàn)開(kāi)始加載時(shí)均無(wú)聲音，然后伴隨著一聲巨響，試件開(kāi)始發(fā)生滑動(dòng)；后續(xù)加載過(guò)程中各試件始終發(fā)出“當(dāng)當(dāng)”的聲響，聲響不連續(xù)。由于荷載每次上升到滑移荷載，板件之間發(fā)生滑移，滑移不連續(xù)，總體上荷載波動(dòng)幅度較大，出現(xiàn)“鋸齒狀”曲線。隨著加載圈數(shù)的增加，荷載先增加后趨于穩(wěn)定，并且在滑移方向發(fā)生改變時(shí)試件發(fā)出的聲音增大，同時(shí)荷載增大。這是由于鋼板發(fā)生滑動(dòng)后，表面氧化膜被破壞，形成的碎屑和顆粒在摩擦力作用下破碎、壓實(shí)，使接觸面的粗糙程度增加。L20組試件的聲響較S20組試件聲響小，是由于螺栓孔較大時(shí)，加載過(guò)程中螺栓拉力損失較多；L22組試件的聲響略大于L20組試件。

圖4給出了各組試件雙剪試驗(yàn)后摩擦面的典型情況?？梢钥闯觯p剪試驗(yàn)后蓋板表面沿孔的四周出現(xiàn)深淺不一的輕微劃痕，部分試件出現(xiàn)少量條狀磨損，但還是以氧化層磨損為主。相同栓孔類型的試件，S24組比S20組磨損嚴(yán)重，L22組比L20組磨損嚴(yán)重，表明較高的預(yù)緊力可能會(huì)加速接觸面的磨損；S20組與L20組試件磨損程度相差不大，表明接觸面磨損受孔形影響較小。

圖4 軋制雙剪試件磨損情況

2.1.2 軋制單剪試驗(yàn)

各試件軋制單剪試驗(yàn)開(kāi)始加載無(wú)聲音，然后突然發(fā)出“當(dāng)”的一聲，試件開(kāi)始發(fā)生滑動(dòng)。加載過(guò)程中荷載變化較小，基本沒(méi)有聲音，前兩圈的加載過(guò)程中偶爾會(huì)發(fā)出“咚咚”的聲音，多在芯板滑移方向發(fā)生變化的時(shí)候。S24組試件發(fā)出響聲的頻率略高于S20組試件。各組試件軋制單剪試驗(yàn)后摩擦面的典型情況見(jiàn)圖5。由圖5可見(jiàn)，板的表面栓孔四周條狀輕微磨損繼續(xù)發(fā)展，出現(xiàn)較多的條狀磨損痕跡，S24組試件比S20組試件出現(xiàn)更多的條狀磨損痕跡，露出銀灰色的鋼材顏色，主要是鋼材碎屑在不斷摩擦過(guò)程中逐漸嵌入鋼板再經(jīng)過(guò)反復(fù)的滑動(dòng)而形成磨損導(dǎo)致的。S20組試件、L20組試件、L22組試件磨損程度相差不大。

圖5 軋制單剪試件磨損情況

2.1.3 銅片雙剪試驗(yàn)

各試件銅片雙剪試驗(yàn)荷載波動(dòng)較表面未處理的軋制雙剪試件大幅度降低，且荷載有一定幅度增加，加載過(guò)程中有輕微的“咚咚”的聲音并逐漸增大，聲響較軋制雙剪試件大幅度降低。S24組試件較S20組試件聲響大，L20組試件和L22組試件除芯板滑移方向發(fā)生變化時(shí)有聲響，其他基本無(wú)聲響。各試件加載完成后，拆除蓋板可觀察到紫銅片孔洞周圍磨損嚴(yán)重，除試件S20-1和試件L20-3，其他試件紫銅片發(fā)生斷裂，銅粉嵌入到鋼板中，如圖6所示。由于進(jìn)行墊設(shè)銅片后的雙剪試驗(yàn)前，各試件都已經(jīng)進(jìn)行了軋制面直接接觸的雙剪和單剪試驗(yàn)，所以蓋板和芯板上都已形成了部分磨損，且銅片過(guò)薄在一定程度上造成了銅片的磨損和斷裂；S24組試件比其他三組試件紫銅片破壞更嚴(yán)重，主要是其施加的預(yù)拉力較大導(dǎo)致的。

圖6 銅片雙剪試件磨損情況

同一板件分別開(kāi)展試驗(yàn)，可在一組試驗(yàn)中保持材質(zhì)、尺寸等參數(shù)一致，以更好地分析試驗(yàn)方式的影響趨勢(shì)。開(kāi)展雙剪試驗(yàn)后，單剪試驗(yàn)中通過(guò)翻轉(zhuǎn)改變摩擦面的方式減小單剪試驗(yàn)受到的影響；雙剪連接試驗(yàn)中荷載大小很穩(wěn)定，摩擦面磨損不會(huì)對(duì)單剪連接試驗(yàn)造成不利影響。雙剪試驗(yàn)剛開(kāi)始滑移，接觸面就有磨損，隨著試驗(yàn)循環(huán)次數(shù)增大，磨損程度變化不大，使得單剪試驗(yàn)中接觸面磨損程度與雙剪試驗(yàn)接近。銅片雙剪試驗(yàn)中，由于墊設(shè)紫銅片已顯著改變接觸面的特性，所以其試驗(yàn)結(jié)果受到原有接觸面細(xì)微變化的影響并不顯著。

2.2 螺栓拉力

試驗(yàn)中通過(guò)螺栓拉力傳感器監(jiān)測(cè)螺栓拉力，以每個(gè)循環(huán)中受拉和受壓發(fā)生滑動(dòng)時(shí)的螺栓拉力平均值T作為該循環(huán)螺栓拉力的代表值，得到各試件螺栓拉力隨循環(huán)次數(shù)的變化關(guān)系見(jiàn)圖7。

圖7 螺栓拉力對(duì)比圖

通過(guò)圖7可得，L20組試件比S20組試件螺栓拉力損失更大，表明采用大螺栓孔會(huì)在一定程度上增大螺栓拉力損失。S24組和L24組試件的螺栓拉力損失比例總體上低于S20組和L20組試件，在軋制單剪試驗(yàn)結(jié)果中差異較為明顯，表明增大螺栓規(guī)格、提高初始螺栓預(yù)拉力后，螺栓的拉力損失受滑移的影響減小。四種試件中軋制雙剪試件的螺栓拉力損失比軋制單剪、銅片雙剪試件低，其可能的原因是，銅片雙剪試件滑移過(guò)程中紫銅片發(fā)生磨損，導(dǎo)致其厚度變薄、螺栓拉力損失增加；而單剪試件中兩側(cè)鋼板與螺帽或螺母間的摩擦力會(huì)產(chǎn)生彎矩，使螺栓發(fā)生傾斜、鋼板內(nèi)的壓力不均勻，導(dǎo)致滑移過(guò)程中螺栓拉力產(chǎn)生較大損失。

2.3 摩擦系數(shù)

每組試驗(yàn)中，通過(guò)軋制雙剪試驗(yàn)可得到軋制表面直接接觸的摩擦系數(shù)μ1，通過(guò)軋制單剪試驗(yàn)可得到螺栓墊圈與軋制鋼板接觸的摩擦系數(shù)μ2，通過(guò)銅片雙剪試驗(yàn)得鋼板軋制表面間墊設(shè)紫銅片時(shí)的摩擦系數(shù)μ3，各系數(shù)的計(jì)算方法分別見(jiàn)式(1)～(3)：

(1)

(2)

(3)

式中：F1，F(xiàn)2，F(xiàn)3分別為軋制雙剪、軋制單剪、銅片雙剪試驗(yàn)中得到的滑移荷載，每圈均取循環(huán)加載過(guò)程中正、反兩方向滑移荷載的平均值；T1，T2為發(fā)生滑移時(shí)兩個(gè)高強(qiáng)度螺栓拉力，分別取正、反兩方向滑移時(shí)高強(qiáng)度螺栓拉力的平均值。

根據(jù)式(1)和式(3)，取10次循環(huán)的平均值作為該試件的軋制雙剪和銅片雙剪摩擦系數(shù)μ1和μ3。然后將μ1代入式(2)，同樣按照每圈分別計(jì)算后取平均值的方法，得到螺栓墊圈與軋制鋼板接觸的摩擦系數(shù)μ2。通過(guò)上述計(jì)算方法得到摩擦系數(shù)μ1，μ2，μ3見(jiàn)表3。

摩擦系數(shù) 表3

由表3可以得出，鋼板軋制表面直接接觸的摩擦系數(shù)μ1在0.152～0.235之間，其中S24組試件得出的摩擦系數(shù)在0.162～0.172之間，離散性較其他3組小；螺栓墊圈與軋制鋼板接觸的摩擦系數(shù)μ2在0.021～0.093之間；墊設(shè)紫銅片后得到的摩擦系數(shù)μ3在0.205～0.359之間，均高于μ1?？傮w上看，螺栓直徑或者孔形對(duì)μ1影響較??；提高螺栓直徑時(shí)，對(duì)于μ2，S24組試件較S20組降低40%，L22組試件較L20組降低53%；采用大螺栓孔時(shí)，μ3提高13%。

2.4 抗滑移系數(shù)

按照高強(qiáng)度螺栓摩擦型連接抗滑移系數(shù)的測(cè)定方法，在式(1)和式(3)中將F1，F(xiàn)3分別取為軋制雙剪和銅片雙剪試驗(yàn)中試件芯板與蓋板之間首次發(fā)生滑動(dòng)時(shí)的荷載，并將T1，T2取為相應(yīng)試驗(yàn)中高強(qiáng)螺栓施加的初始預(yù)拉力，可得到軋制表面直接接觸的抗滑移系數(shù)μ′1和軋制表面間墊設(shè)紫銅片的抗滑移系數(shù)μ′3，見(jiàn)表4。

由表4可知，各試件軋制表面直接接觸的抗滑移系數(shù)μ′1在0.147～0.203之間，軋制表面墊設(shè)紫銅片后抗滑移系數(shù)μ′3在0.167～0.28之間。μ′1離散性相對(duì)較小，而μ′3表現(xiàn)出較大的離散性；除試件S24-3，L20-1和L20-2在墊設(shè)紫銅片后抗滑移系數(shù)稍有降低外，其余試件的μ′3均比μ′1高，表明墊設(shè)紫銅片可在一定程度上提高抗滑移系數(shù)。螺栓規(guī)格相同的試件中，采用大圓孔的L20組試件比孔徑小的S20組試件μ′1大，比S20組試件μ′3小。標(biāo)準(zhǔn)孔試件中，螺栓直徑越大μ′1越大、μ′3越小。采用大圓孔的試件中，螺栓直徑增大μ′1有較明顯的減小，而μ′3則有一定的增大?？傮w上看，軋制表面直接接觸時(shí)，或者軋制表面之間墊設(shè)紫銅片接觸時(shí)，試驗(yàn)實(shí)測(cè)的抗滑移系數(shù)均低于《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017—2017)規(guī)定的干凈軋制表面抗滑移系數(shù)(對(duì)Q345鋼材為0.35)，所以直接使用標(biāo)準(zhǔn)中的抗滑移系數(shù)進(jìn)行設(shè)計(jì)可能得到不安全的結(jié)果。

抗滑移系數(shù) 表4

3 有限元分析

試驗(yàn)研究結(jié)果表明，在循環(huán)加載條件下高強(qiáng)度螺栓連接的平均摩擦系數(shù)與基于首次滑動(dòng)測(cè)定的抗滑移系數(shù)并不相同。在進(jìn)行高強(qiáng)度螺栓連接的有限元分析時(shí)，通常使用法向硬接觸、切向定義摩擦系數(shù)的方式模擬螺栓的滑移行為。為分析節(jié)點(diǎn)建立有限元模型時(shí)，軋制表面直接接觸、螺栓墊圈與軋制鋼板接觸、墊設(shè)紫銅片與軋制表面接觸時(shí)的摩擦系數(shù)模擬方法：按照表3和表4分別將各組試件試驗(yàn)數(shù)據(jù)得出的摩擦系數(shù)μ和抗滑移系數(shù)μ′作為輸入?yún)?shù)，使用有限元軟件ABAQUS對(duì)試驗(yàn)設(shè)計(jì)的高強(qiáng)度螺栓連接件進(jìn)行數(shù)值模擬。有限元模型的邊界條件根據(jù)試驗(yàn)的實(shí)際情況設(shè)置，對(duì)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，即試件下部為固定端約束，芯板上部為自由端并施加位移荷載。采用C3D8R六面體單元建模，模型典型的網(wǎng)格劃分如圖8所示。

圖8 網(wǎng)格劃分

圖9～12給出了各組試驗(yàn)中典型試件的有限元荷載-滑移曲線與試驗(yàn)曲線的對(duì)比，其中有限元曲線包括采用抗滑移系數(shù)μ′、摩擦系數(shù)μ、調(diào)整后摩擦系數(shù)μt的結(jié)果。

圖9 試件S20-1荷載-滑移曲線對(duì)比

由于有限元模型中材料均按理想彈塑性模擬，且無(wú)法模擬出實(shí)際接觸面因摩擦產(chǎn)生的的磨損、勒痕等行為，所以有限元模型中的滑移發(fā)展穩(wěn)定且隨循環(huán)加載的變化很??；提取并分析有限元模型中螺栓的拉力，發(fā)現(xiàn)加載過(guò)程中螺栓拉力的損失不超過(guò)10%，未能模擬出試驗(yàn)中螺栓拉力顯著降低的現(xiàn)象，故對(duì)摩擦系數(shù)進(jìn)行折減得到μt，作為參數(shù)輸入到有限元軟件ABAQUS對(duì)試驗(yàn)設(shè)計(jì)的高強(qiáng)度螺栓連接件進(jìn)行數(shù)值模擬。雙剪試件、單剪試件、銅片雙剪試件的折減系數(shù)N由式(4)得到，分別為0.925，0.732，0.755，得到相應(yīng)的摩擦系數(shù)μt，模擬曲線見(jiàn)圖9～12。

圖10 試件S24-1荷載-滑移曲線對(duì)比

圖11 試件L20-2荷載-滑移曲線對(duì)比

圖12 試件L22-1荷載-滑移曲線對(duì)比

由圖9～12可看出，總體上軋制雙剪試件和銅片雙剪試件中使用摩擦系數(shù)μ模擬得到的曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好，而軋制單剪試件使用抗滑移系數(shù)μ′得到的曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好，其可能的原因是，雙剪試件中螺栓對(duì)鋼板的預(yù)壓力分布相對(duì)均勻，螺栓受力符合計(jì)算假定、基本不會(huì)發(fā)生傾斜，螺栓拉力相較于單板試件損失較少；而單剪試件中由于摩擦面剪力對(duì)兩塊鋼板都存在偏心作用，螺栓會(huì)發(fā)生彎曲、對(duì)鋼板的預(yù)壓力分布不均勻且螺栓拉力損失較大。摩擦系數(shù)折減后，模擬得到的曲線與試驗(yàn)曲線吻合更好。折減系數(shù)N計(jì)算公式如下：

(4)

式中：N為折減系數(shù)；Ts為雙剪、單剪、銅片雙剪試件的螺栓拉力損失平均比例；10%為模擬加載過(guò)程中螺栓拉力的最大損失比例。

4 結(jié)論

本文對(duì)不同栓桿直徑、不同孔形的高強(qiáng)度螺栓連接試件進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗(yàn)與有限元對(duì)比分析，主要得到以下結(jié)論：

(1)軋制雙剪試件使用摩擦系數(shù)模擬出的曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好。對(duì)于鋼板軋制表面直接接觸的情況，當(dāng)采用標(biāo)準(zhǔn)孔和槽形孔搭配時(shí)摩擦系數(shù)可在0.15～0.24之間取值，建議取均值0.18；當(dāng)采用大圓孔和槽形孔搭配時(shí)，可在0.16～0.22之間取值，建議取均值0.18。

(2)軋制單剪試件使用抗滑移系數(shù)模擬出的曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好。關(guān)于螺栓墊圈與鋼板軋制表面接觸的情況，當(dāng)采用標(biāo)準(zhǔn)孔和槽形孔搭配時(shí)，可在0.01～0.04之間取值，建議取均值0.02；當(dāng)采用大圓孔和槽形孔搭配時(shí)，可在0.01～0.11之間取值，建議取均值0.04.

(3)銅片雙剪試件使用摩擦系數(shù)模擬出的曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好。對(duì)于鋼板軋制表面間墊設(shè)紫銅片的情況，當(dāng)采用標(biāo)準(zhǔn)孔和槽形孔搭配時(shí)可在0.21～0.36之間取值，建議取均值0.27；當(dāng)采用大圓孔和槽形孔搭配時(shí)可在0.26～0.36之間取值，建議取均值0.30。

(4)改變螺栓直徑或孔形對(duì)軋制表面直接接觸的摩擦系數(shù)影響較?。辉龃舐菟ㄖ睆綍r(shí)，螺栓墊圈與軋制鋼板接觸的摩擦系數(shù)有較大比例的減小；采用大螺栓孔時(shí)，軋制表面間墊設(shè)紫銅片的接觸面摩擦系數(shù)有一定幅度的提高。

(5)螺栓拉力在循環(huán)加載過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生一定損失，且單剪連接和墊設(shè)銅片的情況下?lián)p失比例較大；經(jīng)過(guò)10次循環(huán)加載后，軋制雙剪試驗(yàn)螺栓拉力損失平均比例為16.77%，軋制單剪試驗(yàn)螺栓拉力損失平均比例為34.16%，銅片雙剪試驗(yàn)螺栓拉力損失平均比例為32.01%。

(6)試驗(yàn)中軋制雙剪試驗(yàn)得到的抗滑移系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果在0.15～0.20之間，低于我國(guó)規(guī)范中對(duì)未經(jīng)處理的干凈軋制面的抗滑移系數(shù)取值。

(7)有限元中要對(duì)模型中的摩擦系數(shù)進(jìn)行折減，以考慮螺栓拉力損失的影響。軋制雙剪試件、軋制單剪試件、銅片雙剪試件的折減系數(shù)分別為0.925，0.732，0.755。