新型單邊擰緊高強(qiáng)度螺栓摩擦型連接扭矩系數(shù)及抗剪性能試驗(yàn)研究

范俊偉，楊 璐，班慧勇

(1. 北京工業(yè)大學(xué)土木工程系，北京 100124；2. 清華大學(xué)土木工程系，北京 100084；3. 土木工程安全與耐久教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100084)

鋼結(jié)構(gòu)裝配式建筑在結(jié)構(gòu)性能、使用功能、施工效率、可持續(xù)發(fā)展等方面具有獨(dú)特的優(yōu)勢，發(fā)展裝配式建筑是我國建筑行業(yè)發(fā)展的趨勢之一[1?2]。此外，可拆卸鋼結(jié)構(gòu)在標(biāo)準(zhǔn)化、裝配化、工業(yè)化、全生命周期綠色建筑等方面也具有顯著優(yōu)勢，并且能夠大幅減少建筑垃圾、實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)服役期滿后的快速拆卸和構(gòu)件重復(fù)利用，在現(xiàn)代結(jié)構(gòu)工程領(lǐng)域具有較好的應(yīng)用前景[3]。

實(shí)現(xiàn)鋼結(jié)構(gòu)裝配式建筑和可拆卸鋼結(jié)構(gòu)體系的重要關(guān)鍵技術(shù)之一是連接技術(shù)，螺栓連接是常見的連接形式之一。以柱-柱連接節(jié)點(diǎn)為例，傳統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)柱多采用工字形和箱形截面；前者的螺栓連接節(jié)點(diǎn)可采用蓋板連接，易于實(shí)現(xiàn)，相較于工字形截面，采用箱形截面的鋼柱在兩個(gè)方向上的力學(xué)性能較為接近，更適合用于框架結(jié)構(gòu)布置[4]；而后者閉口截面構(gòu)件的連接則較為困難，采用法蘭連接會占用一定的建筑使用空間，其他螺栓連接方式一般需要單邊螺栓，但造價(jià)較高、承載能力有限。目前，關(guān)于鋼結(jié)構(gòu)閉口截面柱-柱連接節(jié)點(diǎn)的研究較少，劉康等[5?7]以內(nèi)套筒為連接件，分別使用對穿螺栓、單邊螺栓以及在內(nèi)套筒上開槽并使用高強(qiáng)度螺栓進(jìn)行鋼柱的拼接，分別對其進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)、偏壓試驗(yàn)以及循環(huán)加載試驗(yàn)研究。傅挺萌[8]采用有限元軟件分別對采用對穿螺栓的箱形截面柱拼接節(jié)點(diǎn)和工字形截面柱拼接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了模擬分析，給出了內(nèi)套筒及拼接板的設(shè)計(jì)建議。張艷霞、張愛林等[9?10]提出了一種箱形柱內(nèi)套筒式的全螺栓拼接節(jié)點(diǎn)，并對其進(jìn)行了試驗(yàn)研究和有限元分析，結(jié)果表明，這種新型的拼接節(jié)點(diǎn)具有和普通焊接節(jié)點(diǎn)一致的力學(xué)性能。Li等[11?12]利用單向螺栓和套筒板設(shè)計(jì)了一種可拆卸的鋼管混凝土柱—柱拼接節(jié)點(diǎn)，并對其進(jìn)行了試驗(yàn)研究和有限元分析，結(jié)果表明，新型節(jié)點(diǎn)是安全可靠的。

為便于閉口截面鋼構(gòu)件的連接，各類結(jié)構(gòu)用單邊螺栓陸續(xù)被開發(fā)出來，國內(nèi)外學(xué)者都對連接節(jié)點(diǎn)開展了試驗(yàn)研究；Mourad 等[13?14]研究了采用HSBB 單邊螺栓的梁柱節(jié)點(diǎn)在低周往復(fù)加載試驗(yàn)條件下的滯回性能和破壞模式。Loh 等[15]對采用Hollbolt 單邊螺栓的組合節(jié)點(diǎn)和鋼節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了靜力試驗(yàn)研究。李望芝等[16]對15 組采用新型單邊螺栓的梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了單向拉伸試驗(yàn)，并對螺栓抗拉承載力的影響因素進(jìn)行了分析。目前對于單邊螺栓連接接頭的研究較少，且單邊螺栓本身的力學(xué)性能和傳統(tǒng)高強(qiáng)度螺栓相比存在較大差異[17]；為了同時(shí)實(shí)現(xiàn)單邊擰緊與高強(qiáng)度，作者基于高強(qiáng)度螺栓，通過試驗(yàn)研究，對比分析了不同的螺母預(yù)置方式對承壓型螺栓連接抗剪承載力的影響，結(jié)果表明，試驗(yàn)結(jié)果與現(xiàn)行相關(guān)規(guī)范設(shè)計(jì)方法吻合良好[18]。

本文在文獻(xiàn)[18]的工作基礎(chǔ)上，介紹了一種基于傳統(tǒng)高強(qiáng)度螺栓的單邊連接方式，并對其摩擦型連接接頭進(jìn)行了抗剪試驗(yàn)研究，重點(diǎn)研究其新的施擰方式下的螺栓扭矩系數(shù)及連接抗剪性能，更加全面地分析了受力全過程的關(guān)鍵力學(xué)指標(biāo)及其變化規(guī)律，通過荷載-滑移曲線，得到了抗滑移系數(shù)、抗剪承載力等，定量分析了螺栓預(yù)緊力的變化，并與現(xiàn)行鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)的設(shè)計(jì)方法進(jìn)行對比，為其在構(gòu)件連接節(jié)點(diǎn)中的研究和應(yīng)用提供基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本文主要研究一種基于傳統(tǒng)高強(qiáng)度螺栓的單邊連接節(jié)點(diǎn)受力性能。其具體安裝過程如下：設(shè)計(jì)一種特殊的三角盒限位裝置(螺母側(cè)未安裝墊片)，安裝時(shí)首先將高強(qiáng)度螺栓副的螺母置于三角盒內(nèi)，對齊三角盒中心與螺栓孔中心后，再將三角盒通過點(diǎn)焊的方式固定在連接鋼板(或閉口截面構(gòu)件的組件板內(nèi)側(cè))上；三角盒限位裝置尺寸根據(jù)螺母尺寸確定，并留有1 mm 左右空隙，使得固定后既能實(shí)現(xiàn)螺母位置的微調(diào)、又能限制螺母的完全扭轉(zhuǎn)；實(shí)際安裝時(shí)，只需將高強(qiáng)度螺栓的螺桿從螺栓孔的另一側(cè)單邊擰入即可完成安裝。具體安裝過程如圖1 所示?？紤]到新型單邊擰緊方式的特殊構(gòu)造與安裝方式，需要針對現(xiàn)行規(guī)范中適用于傳統(tǒng)高強(qiáng)度螺栓的相關(guān)參數(shù)與設(shè)計(jì)方法進(jìn)行專門的試驗(yàn)研究，重點(diǎn)研究其螺栓的扭矩系數(shù)和連接的抗剪性能。

圖 1 單邊連接方式示意圖Fig. 1 Illustration of single sided installation bolted connection

表 1 試件主要參數(shù)Table 1 Main parameters of specimens

圖 2 試件示意圖 /mmFig. 2 Illustration of specimen

按照《鋼結(jié)構(gòu)高強(qiáng)度螺栓連接技術(shù)規(guī)程》(JGJ 82?2011)[19]的要求和方法，本文共設(shè)計(jì)5 個(gè)新型單邊擰緊高強(qiáng)度螺栓摩擦型抗剪連接試件，試件的主要參數(shù)如表1 所示。試件由蓋板、芯板，高強(qiáng)度螺栓及螺母限位裝置組成。試件的幾何尺寸及位移計(jì)布置如圖2 所示。試件鋼材表面處理方式均為噴砂處理，采用的高強(qiáng)度螺栓規(guī)格為10.9s 級M24 螺栓，芯板與蓋板上的螺栓孔徑均為26 mm。本試驗(yàn)采用扭矩法(使用數(shù)顯扭矩扳手在螺栓頭處施加扭矩)緊固高強(qiáng)度螺栓，試件BC-1 和BC-2 上高強(qiáng)度螺栓施加理論值為250 kN 的預(yù)拉力，實(shí)際施擰時(shí)螺栓預(yù)拉力值控制在237.5 kN～262.5 kN，試件BC-3～BC-5 上高強(qiáng)度螺栓施加理論值為225 kN 的預(yù)拉力值，實(shí)際施擰時(shí)螺栓預(yù)拉力值控制在213.8 kN～236.3 kN。

1.2 試驗(yàn)裝置和加載制度

試驗(yàn)采用100 t 萬能試驗(yàn)機(jī)對試件進(jìn)行加載，加載裝置如圖3 所示。試驗(yàn)時(shí)首先將試件固定在加載裝置上，安裝時(shí)保證試件與加載機(jī)器嚴(yán)格對中；正式加載前先進(jìn)行預(yù)加載至預(yù)定荷載的5%后卸載歸零，以消除試件與加載設(shè)備之間的空隙；正式加載以位移控制，試件連接板發(fā)生明顯滑移前的初始加載速率控制在1.5 mm/min 左右，之后加載速率控制在4 mm/min 左右。

圖 3 試驗(yàn)加載裝置Fig. 3 Test setup

1.3 量測內(nèi)容

該新型單邊連接高強(qiáng)度螺栓摩擦型連接接頭抗剪試驗(yàn)的量測內(nèi)容主要為芯板之間的相對滑移、抗剪承載力、螺栓預(yù)拉力等；其中，芯板間的滑移由布置在試件兩側(cè)的位移計(jì)(如圖2(a)和圖3 所示，標(biāo)距為187 mm)進(jìn)行測量，抗剪承載力由加載裝置上的力傳感器讀出，螺栓預(yù)拉力由特制的傳感器(如圖4 所示)得到。試件BC-1 和BC-2 同側(cè)的2 個(gè)高強(qiáng)度螺栓上均布置有傳感器，用來監(jiān)測加載全過程高強(qiáng)度螺栓預(yù)拉力的變化，同時(shí)借助螺栓傳感器與數(shù)顯扭矩扳手測量新型單邊擰緊方式高強(qiáng)度螺栓的扭矩系數(shù)?？辜粼囼?yàn)加載時(shí)，為避免破壞傳感器，試件BC-1 和BC-2 在加載至發(fā)生滑移、螺桿與孔壁接觸承壓即停止加載；其他試件未全程監(jiān)測螺栓預(yù)拉力，因此試驗(yàn)加載至承壓狀態(tài)直至試件破壞或承載力下降至小于或等于最大承載力的85%時(shí)停止加載。

圖 4 螺栓傳感器Fig. 4 Bolt pretension sensor

2 材性試驗(yàn)結(jié)果

試件采用的鋼材牌號均為Q345B。按照《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1 部分：室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1?2010)[20]的規(guī)定，制作了與試件鋼材相同板厚和生產(chǎn)批次的材性比例試件，每種板厚制作了3 個(gè)平行試件。采用30 t 萬能試驗(yàn)機(jī)對材性試件進(jìn)行單向拉伸加載，通過試件中部兩側(cè)的應(yīng)變片記錄彈性段應(yīng)變，通過引伸計(jì)記錄屈服后應(yīng)變數(shù)據(jù)。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，得到鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖5 所示；具體的材性指標(biāo)試驗(yàn)結(jié)果如表2 所示。

圖 5 鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig. 5 Stress-strain curve of steel

3 抗剪試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞機(jī)理

加載過程中試件BC-1 與BC-2 的試驗(yàn)現(xiàn)象相似。以試件BC-1 為例，其荷載-位移曲線如圖6(a)所示，試驗(yàn)加載初期，位移變化較小，荷載迅速增加(靜摩擦階段)；繼續(xù)加載至390 kN 左右時(shí)，板件間發(fā)生較大滑移，試件發(fā)出較大聲響，滑移量為0.2 mm～0.3 mm；加載至408 kN 左右時(shí)，試件發(fā)生第二次較大滑移，同樣伴隨巨大聲響，滑移量約為0.6 mm，此時(shí)滑移階段基本完成；之后，高強(qiáng)度螺栓桿與孔壁接觸，栓桿受到剪切作用，孔壁開始進(jìn)入承壓階段，承載力繼續(xù)上升；當(dāng)加載至500 kN 時(shí)，試驗(yàn)停止。加載完成后的試件如圖7(a)、圖7(b)所示。

表 2 材性試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Material properties of steel plates

圖 6 試件荷載-位移曲線Fig. 6 Load-displacement curve of test specimens

圖 7 加載完成后的試件Fig. 7 Specimens after loading test

試件BC-3、BC-4 及BC-5 的試驗(yàn)現(xiàn)象相似，均分為3 個(gè)主要受力階段，如圖6(b)所示。以試件BC-3 為例，試驗(yàn)加載初期，位移變化較小，荷載迅速增加(靜摩擦階段)；加載至368 kN 左右，板件間發(fā)生明顯滑移，試件發(fā)出較大聲音，滑移量約為0.2 mm；繼續(xù)加載至419 kN 左右時(shí)，試件發(fā)生第二次明顯滑移，滑移量約為0.6 mm；繼續(xù)加載，高強(qiáng)螺栓桿與孔壁開始接觸，栓桿受到剪切作用，試件受力進(jìn)入承壓狀態(tài)，荷載明顯提高，加載至620 kN 左右時(shí)，試件承載力開始下降，試驗(yàn)停止。試件的失效模式見圖7(c)～圖7(e)。

為進(jìn)一步觀察試件破壞具體形態(tài)，加載完成后將試件上的高強(qiáng)螺栓進(jìn)行拆卸，可以看到，試件BC-1 和BC-2 蓋板與芯板上的螺栓孔變形較小，試件主要發(fā)生滑移變形；三角盒限位裝置未發(fā)生明顯變形，如圖8(a)、圖8(b)所示。試件BC-3、BC-4 及BC-5 經(jīng)過拆卸后可以看到，芯板上螺栓孔被拉長，變形較大，對應(yīng)承壓破壞形態(tài)；最外排螺栓孔處出現(xiàn)被撕裂的裂紋，對應(yīng)凈截面拉伸頸縮現(xiàn)象；三角盒限位裝置無明顯變形，如圖8(c)～圖8(e)所示，試件的最終破壞模式為孔壁承壓破壞和凈截面頸縮混合形態(tài)。

圖 8 試件芯板上螺栓孔及三角盒變形圖Fig. 8 Photos of deformation for bolt hole and nut locating triangle box

3.2 抗滑移系數(shù)

抗滑移系數(shù) μ根據(jù)試驗(yàn)所測得的滑移荷載 Nv和高強(qiáng)度螺栓預(yù)拉力的實(shí)測值按下式計(jì)算：

表 3 抗滑移系數(shù)結(jié)果Table 3 Slip coefficient results

3.3 螺栓預(yù)拉力變化

試件BC-1 和BC-2 上安裝有螺栓力傳感器，用來記錄加載全過程高強(qiáng)度螺栓預(yù)拉力的變化情況。圖9 為高強(qiáng)度螺栓預(yù)拉力與試件變形的關(guān)系曲線。

通過圖9 可以看出，加載過程中高強(qiáng)度螺栓的預(yù)拉力一直在減小，且外排(1 號)螺栓和內(nèi)排(2 號)螺栓的預(yù)拉力減小趨勢較為一致；當(dāng)位移為6 mm 左右時(shí)，外排螺栓的預(yù)拉力的減少明顯加快，是因?yàn)殡S著荷載增大，外排螺栓附近芯板受力較大，當(dāng)位移達(dá)到一定程度時(shí)，該部位芯板進(jìn)入屈服、縱向變形明顯，塑性不斷地發(fā)展，由于泊松效應(yīng)板件厚度相應(yīng)不斷減小，從而導(dǎo)致該處高強(qiáng)度螺栓預(yù)拉力損失更顯著。

圖 9 高強(qiáng)度螺栓預(yù)拉力變化曲線Fig. 9 Bolt pretension versus deformation curve

表4 給出了不同位移水平下高強(qiáng)度螺栓的預(yù)拉力損失值及其占比。以試件BC-1 試件為例，當(dāng)位移為0.31 mm 時(shí)，兩個(gè)螺栓預(yù)拉力損失值較接近，在5%～6%；加載至6.31 mm 時(shí)，1 號與2 號螺栓預(yù)拉力損失占比分別為13.9%和13.5%，也較為接近；位移為7.11 mm 時(shí)，兩個(gè)螺栓的預(yù)拉力損失占比分別為30.1%和14.3%，差距變大。試件BC-2 高強(qiáng)度螺栓預(yù)拉力的損失規(guī)律與試件BC-1 相似。

表 4 高強(qiáng)度螺栓預(yù)拉力損失占比Table 4 Percentage of pretension loss in high strength bolts

3.4 抗剪承載力

5 個(gè)試件的荷載-位移曲線如圖6 所示，其中位移由試件兩個(gè)芯板兩側(cè)布置的位移計(jì)讀數(shù)取平均值計(jì)算得到。

由試件的荷載-位移曲線可得5 個(gè)試件的抗剪性能指標(biāo)，包括第一次滑移荷載Fs1、第二次滑移荷載Fs2、抗剪承載力Fu及其對應(yīng)的極限位移Δu，如表5 所示；可以看到，試件間的結(jié)果相差不大，表明該新型螺栓連接性能較為穩(wěn)定。

表 5 試件抗剪試驗(yàn)結(jié)果Table 5 Shear test results of test specimens

4 有限元分析

4.1 有限元模型建立

本文采用ABAQUS 有限元軟件對螺栓連接接頭試件的抗剪性能進(jìn)行數(shù)值模擬，建模時(shí)考慮了材料非線性、幾何非線性和接觸非線性。鋼板和高強(qiáng)度螺栓均采用C3D8R 線性減縮積分單元，三角盒采用C3D6 單元。鋼材和高強(qiáng)螺栓的單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用多折線模型，其中前者考慮屈服平臺，具體參數(shù)根據(jù)材性試驗(yàn)結(jié)果確定；螺栓材性參數(shù)參考文獻(xiàn)[21]確定。有限元模型與試件的邊界條件相同、加載方式均采用位移加載，建模過程中各試件上的每一個(gè)高強(qiáng)度螺栓施加的預(yù)拉力值均為試驗(yàn)中的實(shí)際測量值，每一個(gè)試件板件間的摩擦系數(shù)均采用表3 中實(shí)際試驗(yàn)測量值結(jié)果，典型的有限元模型及網(wǎng)格劃分如圖10 所示。

圖 10 有限元模型及網(wǎng)格劃分Fig. 10 Finite element model and meshing

4.2 有限元模型驗(yàn)證

基于以上建立的模型，分別對5 個(gè)試件的抗剪性能進(jìn)行了數(shù)值模擬。圖11 為兩類典型試件荷載-位移曲線的有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比圖；可以看出，二者在滑移階段、承壓階段的關(guān)鍵特征吻合良好。

圖 11 試件荷載-位移曲線對比Fig. 11 Comparison of load-displacement curves

表6 匯總了滑移承載力和承壓極限承載力的試驗(yàn)值和有限元分析結(jié)果的對比，其中Fs1為試件第一次滑移荷載試驗(yàn)值，Ps1FEA為其有限元計(jì)算值，F(xiàn)u為試件承壓極限狀態(tài)承載力試驗(yàn)值，PuFEA為其有限元計(jì)算值。可以看到滑移荷載的試驗(yàn)值和有限元值誤差均小于10%，極限承載力的誤差均小于5%，進(jìn)一步驗(yàn)證了該有限元模型的準(zhǔn)確性和適用性。

表 6 試驗(yàn)與有限元模擬結(jié)果對比Table 6 Comparison of test and finite element analysis results

5 承載力計(jì)算方法

根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017?2017)[22]，單個(gè)摩擦型高強(qiáng)度螺栓的抗剪承載力設(shè)計(jì)值可通過式(2)計(jì)算：

式中：k 為孔型系數(shù)，標(biāo)準(zhǔn)孔取1.0； nf為傳力摩擦面系數(shù)； μ為摩擦面的抗滑移系數(shù)；P/kN 為高強(qiáng)度螺栓預(yù)拉力設(shè)計(jì)值。

本試驗(yàn)中抗剪連接試件的螺栓孔都采用標(biāo)準(zhǔn)孔，板件表面的處理方式均為噴砂處理，故孔型系數(shù)k 取1.0[22]；傳力摩擦面系數(shù) nf為2；抗滑移系數(shù) μ的標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)值為0.4[22]，試驗(yàn)實(shí)測值也為0.4(見表 3)；試驗(yàn)中試件 BC-1 和 BC-2 的 M24 高強(qiáng)度螺栓按施工扭矩施加預(yù)拉力，故其螺栓預(yù)拉力P 的標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)值為250 kN，其余試件按設(shè)計(jì)扭矩施擰，其P 的標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)值為225 kN，所有試件預(yù)拉力P 的實(shí)測值見表3。由此可按照式(2)計(jì)算得到所有試件單個(gè)摩擦型高強(qiáng)度螺栓連接的抗剪承載力，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，如圖12(a)所示；圖中“標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)值”指上述計(jì)算參數(shù)采用標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的設(shè)計(jì)值得到的抗剪承載力，“實(shí)測計(jì)算值”是指上述計(jì)算參數(shù)采用試驗(yàn)實(shí)測值得到的抗剪承載力，其中預(yù)拉力實(shí)測值取兩個(gè)螺栓的均值，“試驗(yàn)值”是指按試驗(yàn)總承載力除以單側(cè)螺栓數(shù)量(即2)得到單個(gè)螺栓試驗(yàn)值的均值?？梢钥闯?，現(xiàn)有標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算公式是偏于安全的，采用實(shí)測參數(shù)的計(jì)算值是準(zhǔn)確的。

此外，試件BC-3、BC-4 和BC-5 在加載至滑移后繼續(xù)加載至承壓極限狀態(tài)破壞，破壞模式包括了孔壁承壓和凈截面頸縮兩種模式的組合。根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017?2017)[22]，承壓極限狀態(tài)下螺栓連接板件在螺栓孔處凈截面的抗拉極限承載力計(jì)算公式為：

圖 12 試驗(yàn)值與理論值比較Fig. 12 Comparison of test value and theoretical value

單個(gè)高強(qiáng)度螺栓連接孔壁承壓承載力設(shè)計(jì)值可根據(jù)現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)[22]采用下式計(jì)算：

圖12(b)為3 個(gè)試件承壓極限狀態(tài)試驗(yàn)值與根據(jù)式(3)、式(4)得到的設(shè)計(jì)計(jì)算值對比分析；圖中試驗(yàn)值見表5，“凈截面設(shè)計(jì)值”指采用式(3)和鋼材設(shè)計(jì)強(qiáng)度設(shè)計(jì)指標(biāo)計(jì)算得到，“凈截面實(shí)測計(jì)算值”指采用式(3)和鋼材抗拉強(qiáng)度實(shí)測值計(jì)算得到，“承載極限設(shè)計(jì)值”是指式(4)計(jì)算結(jié)果。可以看出，試驗(yàn)值大于芯板凈截面抗拉極限承載力設(shè)計(jì)值和實(shí)測計(jì)算值，也大于孔壁承壓承載力設(shè)計(jì)值,這是因?yàn)?，?dāng)試件芯板外排螺栓孔處凈截面發(fā)生頸縮破壞時(shí)，高強(qiáng)螺栓的預(yù)拉力未全部損失至零，部分摩擦力仍起作用?，F(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)對承載極限狀態(tài)的承載力計(jì)算方法是安全的，仍適用于本文介紹的新型螺栓連接的設(shè)計(jì)計(jì)算。值得注意的是，盡管式(3)和式(4)與高強(qiáng)度螺栓本身無關(guān)，但對應(yīng)螺栓連接兩種可能的破壞模式，為使設(shè)計(jì)方法完整，本文也一同給出。

考慮到試驗(yàn)數(shù)量及試件參數(shù)有限，本文利用上節(jié)驗(yàn)證后的有限元模型進(jìn)行了更廣泛的參數(shù)分析。為提高計(jì)算效率，參數(shù)分析僅對針對新型單邊擰緊的單個(gè)高強(qiáng)度螺栓連接接頭進(jìn)行分析，考慮了不同的螺栓孔端距(2.0 倍～3.0 倍孔徑)和邊距(1.2 倍～2.0 倍孔距)。圖13 為參數(shù)分析結(jié)果與標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)值的對比分析，包括滑移荷載和承壓狀態(tài)的承載力；可以看到，后者是安全和適用的。

圖 13 有限元值與理論值比較Fig. 13 Comparison of numerical and theoretical values

綜上，本文提出的新型單邊擰緊高強(qiáng)度螺栓連接方式作為摩擦型連接是可靠的，且其抗滑移系數(shù)、抗剪承載力等關(guān)鍵力學(xué)指標(biāo)仍可沿用《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017?2017)相關(guān)規(guī)定進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算；繼續(xù)加載至凈截面和承壓極限狀態(tài)破壞的極限承載力也可使用現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算；后者也得到了作者之前研究工作[18]的驗(yàn)證。

6 結(jié)論

本文針對5 個(gè)新型單邊擰緊高強(qiáng)度螺栓摩擦型連接接頭進(jìn)行了抗剪試驗(yàn)研究，分析了其抗滑移系數(shù)、螺栓預(yù)拉力全過程變化以及接頭抗剪承載力等指標(biāo)，并將試驗(yàn)結(jié)果與現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)的設(shè)計(jì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比分析；采用有限元軟件建立了數(shù)值模型，并在驗(yàn)證其準(zhǔn)確性后進(jìn)行了參數(shù)分析。主要得到如下結(jié)論：

(1)本文介紹的新型單邊擰緊高強(qiáng)度螺栓連接方式可行，安裝時(shí)使用扭矩扳手在螺栓頭處進(jìn)行施擰，操作較為簡單，安裝方便，且不影響其關(guān)鍵受力性能。

(2)由試驗(yàn)荷載-位移曲線分析可知，該螺栓連接接頭的抗剪受力過程包括3 個(gè)階段，即摩擦階段、滑移階段和承壓破壞階段，與傳統(tǒng)高強(qiáng)度螺栓連接一致。

(3)該新型單邊擰緊螺栓連接的抗滑移系數(shù)與現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)給定的取值一致。

(4)試件加載至滑移前，高強(qiáng)度螺栓預(yù)拉力損失值在15%～20%，且外排高強(qiáng)度螺栓預(yù)拉力損失趨勢與內(nèi)排高強(qiáng)螺栓較為一致，當(dāng)加載位移超過6 mm 后，外排高強(qiáng)度螺栓預(yù)拉力減小明顯加快。

(5)建立的有限元模型能夠準(zhǔn)確地模擬新型單邊擰緊高強(qiáng)度螺栓接頭試件的抗剪性能。

(6)該新型單邊擰緊高強(qiáng)度螺栓連接方式作為摩擦型連接時(shí)，其抗剪承載力仍可采用《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017?2017)相關(guān)規(guī)定進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算；滑移后進(jìn)行承壓狀態(tài)的極限承載力也可繼續(xù)沿用現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)方法進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算。