Размер площадки трения фрикционного болтового соединения

Василькин А.А., Зубков Г.В., Прокаев С.А., Василькин И.А. Размер площадки трения фрикционного болтового соединения // Строительство: наука и образование. 2024. Т. 14. Вып. 1. Ст. 4. URL: http://nsojournal.ru. DOI: 10.22227/23055502.2024.1.4

ВВЕДЕНИЕ

Одним из способов соединения стальных элементов ответственных конструкций, в том числе работающих под воздействием динамической нагрузки, является соединение на высокопрочных болтах, когда несущая способность соединения обеспечена за счет силы трения между соединяемыми поверхностями [1]. На основе испытаний работы соединений на высокопрочных болтах, выполненных в НИИ мостов ЛИИЖТ в 1957 г. под руководством Т.М. Богданова, были заложены основы методики проектирования соединений на высокопрочных болтах [2]. Установлено, что при значительном усилии затяжки болта возникает сила трения между соединяемыми поверхностями, за счет которой и обеспечивается несущая способность соединения.

Учитывая широкий спектр условий работы подобного типа соединений и ответственность возводимых несущих конструкций, в настоящее время выполняются исследования по изучению влияния различных факторов на работу соединения.

Так, авторы трудов [3, 4] оценили влияние степени коррозионного износа элементов на несущую способность соединения. Выполнены исследования по определению влияния температуры [5], повторной нагрузки [6, 7], сейсмических колебаний [8], способа обработки соединяемых поверхностей [9–11], технологии и качества подготовки контактных поверхностей [12] на несущую способность соединения.

В ряде работ проведены испытания действительной работы фрикционных соединений на физической модели [13–16], в том числе за пределами фрикционной части работы соединения [17].

Кроме указанных в нормах проектирования, предлагаются различные способы определения коэффициента закручивания высокопрочного болтокомплекта [18, 19], в публикации [20] устанавливается коэффициент закручивания болта при различных видах смазки, а в исследовании [21] — коэффициент закручивания при ударной затяжке болтовых соединений.

В представленной статье поставлена задача определения размера зоны трения между соединяемыми высокопрочными болтами пластинами, предполагая, что существует площадь трения А, которая может распределяться равномерно вокруг отверстия с болтом.

Было высказано предположение, что при стыке стальных пластин с фрикционным механизмом на несущую способность может оказывать влияние ширина соединяемых элементов. Для пластин различной ширины будет различная площадь трения, соответственно, чем шире пластины, тем вероятно больше площадь трения и больше несущая способность соединения. Ожидается линейная зависимость между шириной элементов и несущей способностью соединения. Очевидно, что размер этой площадки трения должен быть конечен, и при испытании пластин различной ширины равномерно увеличивающийся график станет горизонтальным.

Для того чтобы определить размер d зоны трения (рис. 1), используем пластину 2 различной ширины (рис. 2).

МАТЕРИАЛЫ И МЕТОДЫ

Для исследования было изготовлено шесть комплектов пластин из горячекатаной стали марки Ст3сп5 по ГОСТ 19903–2015. Две пластины (рис. 2, элементы 1 и 2) соединялись с помощью двусторонних накладок на высокопрочных болтокомплектах диаметра М14 и класса прочности 10.9. Способ соединения на двусторонних накладках усложняет и удорожает конструкцию, однако дает возможность приложить растягивающее усилие четко по оси симметрии соединения без возникновения изгибающего момента, который бы возник в случае использования двух пластин, соединенных одним болтом внахлест. Все пластины соединяются одинаковыми болтами, имеющими одинаковый диаметр болта, класс прочности и усилие натяжения. Поэтому, для того чтобы четко зафиксировать момент сдвига пластин, необходимо исключить из работы болты с противоположной стороны соединения. Для того чтобы обеспечить и наблюдать сдвиг болта, в интересующей нас плоскости 1–1 был установлен один болт, а с другой стороны стыка — два болта (сечение 2–2), таким образом в этом сечении создается заведомо более прочное соединение (рис. 2).

В каждом соединении элемент 2 изготовлен различной ширины — 50; 60; 70; 80; 90; 100 мм (рис. 3).

Предварительно пластины подверглись пескоструйной обработке и были стянуты в пакет в течение одних суток. Высокопрочные болты М14 затягивались динамометрическим ключом на расчетное усилие натяжения.

Также в накладках, в сечении 1–1, отверстие под болт выполнено овальной формы l = 50 мм для возможности перемещения болта и исключения его работы на срез и смятие соединяемых поверхностей.

Затем соединенные пакеты пластин последовательно установили в разрывную машину Instron 1000HDX лаборатории испытаний строительных материалов изделий и конструкций НИУ МГСУ и испытывали на растяжение до исчерпания несущей способности соединения за счет сил трения, т.е. до сдвига болта в сечении 1–1.

Три образца были доведены до разрушения элементов. При этом ставилась задача разрушить именно стальные пластины и поэтому расчетным путем принят болт именно такого диаметра, чтобы исключить его срез. Испытательная установка показана на рис. 4.

РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ

По результатам проведенных испытаний замерена ширина участков трения между пластинами (рис. 5), данные замеров представлены в табл. 1. Поскольку имеется две плоскости трения, то замерено два участка с двух сторон перемещаемой пластины 2. На них видны участки повреждения поверхности — борозды замятия и задиры стали. По этим ярко выраженным участкам и замеряется ширина участка трения.

Поскольку отверстия сделаны овальной формы, то перемещение пластин после исчерпания сил трения и их сдвига происходило на значительном расстоянии — 36 мм, что позволило сформировать на пластинах визуально наблюдаемые участки трения с характерными бороздами. Разумеется, сложно однозначно трактовать, где начинаются борозды на металле, при этом возможна погрешность в 1 мм, т.е. 1/15d отверстия. Представляется, что такая неточность все же поможет создать общую картину и вывести некоторые зависимости. Несмотря на то что все образцы были выполнены из одной стали, т.е. прочность и твердость у них должна быть одинаковой, видно, что глубина рисок и борозд может быть различной, от еле заметных как на образце № 4 (рис. 5) до глубоких рытвин на образце № 1 и 6 (рис. 6).

В перспективе считаем интересным сравнить размер борозд и соответственно несущую способность соединения для различных классов стали — малоуглеродистой и высоколегированной. С одной стороны, чем прочнее сталь, тем сложнее сорвать «зацепы» в «бороздах», с другой стороны, если сталь очень прочная и твердая, то, возможно, она вообще не будет цепляться друг за друга или скалываться по хрупкому типу. Поскольку исследованные пластины выполнены из вязкой стали со значительным относительным удлинением (по сертификату) 33 %, возможно, именно поэтому сформировались такие четкие и заметные борозды. Из результатов, представленных в табл. 1, видно, что у всех образцов ширина площадки трения близка (от 31 до 33,5 мм) и отличается на 7–8 %.

Далее выполнена оценка усилия сдвига, при котором произошло исчерпание несущей способности соединения за счет силы трения и сдвиг пластин. Полученные результаты приведены в табл. 2.

Для сравнения вычислена теоретическая несущая способность соединения с двумя плоскостями трения и пескоструйным способом обработки, описанным в нормативной документации (1).

(1) СП 16.13330.2011. Стальные конструкции. 2011. 173 с.

Из результатов испытаний образцов следует, что фактическая несущая способность соединения оказалась различной для пластин с разной шириной, что свидетельствует о том, что ширина пластин не влияет не несущую способность болта, поскольку диаметр пятна трения меньше ширины испытуемых пластин и составляет 2,1dо с разбросом 7–8 %.

Таким образом, можно сделать вывод, что радиус зоны трения составляет 2,0 диаметра отверстия и не зависит от размера соединяемых пластин. Участки трения можно визуально наблюдать на образцах (рис. 5).

В нормах проектирования указаны конструктивные требования по расстановке болтов в соединении, в которых указано, что минимальное расстояние между центрами отверстий болтов должно быть не менее 2,5dо. Данное расстояние соответствует диаметру пятна контакта. На рисунках можно наблюдать зону контакта круглой формы.

В процессе проведения исследования три образца были доведены до разрушения, т.е. при перемещении пластин болт выбрал черноту овального отверстия и стал работать по принципу обычного болта.

До разрушения были доведены образцы № 1, 5, 6 (рис. 6).

После перемещения болта на всю длину овального отверстия болт упирается в накладки и при дальнейшем увеличении нагрузки может произойти разрушение в результате среза болта, смятия соединяемых поверхностей или растяжения пластины по ослабленному сечению. Разрушение первого образца произошло по оси отверстия от нормальных напряжений по ослабленному сечению. Пятого и шестого — в результате смятия соединяемых поверхностей.

При проведении эксперимента определено усилие, при котором произошло разрушение пакета пластин, результаты представлены в табл. 3. Также вычислена несущая способность соединения на растяжение пластин и смятие соединяемых поверхностей (табл. 3). Теоретически все пластины должны разрушиться от смятия соединяемых поверхностей, поскольку несущая способность на растяжение (без учета концентрации напряжений) превышает несущую способность на смятие соединяемых поверхностей Nр > Nсм.

Однако фактически в первом образце с шириной b = 50 мм происходит разрушение в результате нормальных напряжений по площади наименьшего сечения — отверстию в пластине, что можно объяснить влиянием концентрации напряжений у отверстия.

Образец № 5 шириной 90 мм разрушился от смятия поверхностей при усилии, на 75 % превышающем расчетное, что можно объяснить запасом несущей способности, заложенным в методе расчета по предельным состояниям. Этот образец не должен был разрушаться от растяжения.

Образец № 6 разрушился при усилии N = 75,9 кH, близком образцу № 5 N = 71,3 кH, разница в усилии разрушения составила 6 %, что вполне укладывается в статистический разброс исследования. При этом характер разрушения можно трактовать как смешанный, поскольку на образце видно, что трещина возникла по ослабленному сечению и выросла на несколько миллиметров поперек пластины до 0,4d отверстия, т.е. разрушение начиналось как для растянутого элемента от нормальных напряжений по площади нетто. Дальше, вероятно, трещина завязла (поскольку металл пластины пластичный δ = 30 %) и пошла в торец пластины, выкалывая отверстия, т.е. разрушение произошло по принципу смятия соединяемых поверхностей.

Разумеется, количества разрушенных пластин недостаточно, чтобы набрать достоверную статистику и делать выводы по механике разрушения соединения. Очевидно, что узел находится в сложнонапряженном состоянии, при этом влияют факторы качества стали, концентрации напряжений, разброс прочности стали самих пластин. В любом случае усилие фактической несущей способности превысило расчетную несущую способность.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ И ОБСУЖДЕНИЕ

В результате исследования установлено, что площадка трения фрикционного соединения имеет очертание в виде круга. Диаметр участка трения ориентировочно составляет 2,1–2,3d отверстия, при этом зона трения распространяется на 0,67dо от края отверстия. Минимально допустимое рассто яние между центрами отверстия, указанное в СП «Стальные конструкции» [20], составляет 2,5dо, таким образом, практически весь промежуток между болтами испытывает трение. Зона трения не зафиксирована на участке поверхности пластины шириной 0,2–0,4dо.

Также установлено, что ширина площадки трения не зависит от линейных размеров соединяемых пластин, что подтверждает представления, заложенные в формулу определения несущей способности соединения на высокопрочных болтах.

СПИСОК ИСТОЧНИКОВ

1. Туснин А.Р., Тихонов С.М., Алехин В.Н., Беляева З.В., Кудрявцев С.В., Рыбаков В.А., Назмеева Т.В. и др. Проектирование металлических конструкций. Часть 1. Металлические конструкции. Материалы и основы проектирования : учебник для вузов. М. : Издво «Перо», 2020. 468 c. EDN BQNCPS.

2. Богданов Т.М. Соединения металлических конструкций на высокопрочных болтах. М. : Трансжелдориздат, 1963. 112 с.

3. Jiang C., Xiong W., Cai C.S., Zhu Y., Liu Z. Experimental study on the shear behavior of friction connections with corrosion damage // Journal of Constructional Steel Research. 2022. Vol. 197. P. 107449. DOI: 10.1016/j.jcsr.2022.107449

4. Катанина А.Г., Шувалов А.Н., Корнев О.А., Соколова Е.В. Влияние коррозионной среды на свойства фрикционного соединения листов сплава 6082Т6 // Известия высших учебных заведений. Строительство. 2022. № 8 (764). С. 102–118. DOI: 10.326 83/0536105220227648102118. EDN WSYRQK.

5. Xie R., Golondrino J.C., MacRae G.A., Clifton G.C. Braced frame symmetrical and asymmetrical friction connection performance // Key Engineering Materials. 2018. Vol. 763. Pp. 216–223. DOI: 10.4028/ www.scientific.net/KEM.763.216

6. Aloisio A., Contento A., Boggian F., Tomasi R. Probabilistic friction model for aluminium–steel Asymmetric Friction Connections (AFC) // Engineering Structures. 2023. Vol. 274. P. 115159. DOI: 10.1016/j.engstruct.2022.115159

7. Ferjaoui A., Yue T., Wahab M.A., HojjatiTalemi R. Prediction of fretting fatigue crack initiation in double lap bolted joint using continuum damage mechanics // International Journal of Fatigue. 2015. Vol. 73. Pp. 66–76. DOI: 10.1016/j.ijfatigue.2014.11.012

8. Yan Z., Bagheri H., Ramhormozian S., Clifton G.C., Rangwani K., Dhakal R.P. et al. Threestorey configurable steel framed building incorporating friction based energy dissipaters: Structural configuration and instrumentation // New Zealand Society for Earthquake Engineering Annual Technical. 2021.

9. Мартынов Г.В., Монастырева Д.Е., Макаров А.И., Морина Е.А. Напряженнодеформированное состояние фрикционных соединений с лазерной обработкой контактных поверхностей // Вестник МГСУ. 2019. Т. 14. № 1. С. 72–82. DOI: 10.22227/19970935.2019.1.7282. EDN YWGLNR.

10. Коваленко А.И., Конин Д.В., Нахвальнов П.В., Соловьев Д.В. Экспериментальное исследование коэффициента трения фрикционных болтовых соединений // Строительная механика и расчет сооружений. 2022. № 4 (303). С. 61–67. DOI: 10.37538/0039 2383.2022.4.61.67. EDN FCXHVY.

11. Ведяков И.И., Конин Д.В., Нахвальнов П.В. Экспериментальное исследование фрикционных болтовых соединений из высокопрочных сталей // Промышленное и гражданское строительство. 2022. № 7. С. 24–33. DOI: 10.33622/08697019.2022.07.2433. EDN NJLPIL.

12. Соловьев Д.В., Конин Д.В., Коваленко А.И., Нахвальнов П.В. Исследование работы соединений на высокопрочных болтах // Международный строительный конгресс. Наука. Инновации. Цели. Строительство : сб. тез. докл. 2023. С. 202–205. DOI: 10.37538/2949219Х2023202205. EDN JVMDRM.

13. Семенов А.А., Маляренко А.А., Порываев И.А., Сафиуллин М.Н. Напряженнодеформированное состояние высокопрочных болтов фланцевых соединений в укрупнительных стыках стропильных ферм // Инженерностроительный журнал. 2014. № 5 (49). С. 54–62. DOI: 10.5862/MCE.49.6. EDN SKHSCJ.

14. Солодов Н.В. Прочность и деформативность при смятии в болтовом соединении // Вестник Белгородского государственного технологического университета им. В.Г. Шухова. 2017. № 1. С. 82–87. DOI: 10.12737/23889. EDN XHLEJP.

15. Ramhormozian S., Clifton G.C., Bergen B., White M., Macrae G.A. An Experimental Study on the Asymmetric Friction Connection (AFC) Optimum Installed Bolt Tension // NZSEE Annual Technical Conference and 15th World Conference on Seismic Isolation, Energy Dissipation and Active Vibration Control of Structures. 2017.

16. Cui Y., Yan Z., Wang X., Wang T. Experimental studies on slip friction device using symmetric friction connections // Structures. 2022. Vol. 44. Pp. 1886–1897. DOI: 10.1016/j.istruc.2022.09.005

17. Заярный С.Л., Губанов Я.В., Демьянов Д.В. Исследование механизма разрушения фрикционного болтового соединения // Проблемы исследования систем и средств автомобильного транспорта : мат. Междунар. очнозаочной науч.техн. конф. 2017. С. 327–330. EDN YQIKHD.

18. Василькин А.А., Ахметзянов Р.М. Определение коэффициента закручивания высокопрочного болтокомплекта для предварительного натяжения // Вестник МГСУ. 2023. Т. 18. № 3. С. 379–390. DOI: 10.22227/19970935.2023.3.379390

19. Vasilkin A., Akhmetzyanov R., Zubkov G., Vasilkin I. Experimental determination of the tightening coefficient of bolts according to the din standard // E3S Web of Conferences. 2023. Vol. 389. P. 01080. DOI: 10.1051/e3sconf/202338901080

20. Mascenik J., Coranic T. Experimental determination of the coefficient of friction on a screw joint // Applied Sciences. 2022. Vol. 12. Issue 23. P. 11987. DOI: 10.3390/app122311987

21. Wettstein A., Matthiesen S. Investigation of the thread coefficient of friction when impact tightening bolted joints // Forschung im Ingenieurwesen. 2020. Vol. 84. Issue 1. Pp. 55–63. DOI: 10.1007/ s1001001900392z Поступила в редакцию 20 сентября 2023 г. Принята в доработанном виде 11 декабря 2023 г. Одобрена для публикации 12 декабря 2023 г.

Об авторах

Андрей Александрович Василькин — кандидат технических наук, доцент кафедры металлических и деревянных конструкций; Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ); 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26; РИНЦ ID: 636406, Scopus: 57192557109, ORCID: 000000030962527X; vasilkinaa@mgsu.ru;

Георгий Владиславович Зубков — аспирант кафедры металлических и деревянных конструкций; Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ); 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26; ORCID: 000000025474510X; gronar363@gmail.com;

Сергей Александрович Прокаев — магистр Института экономики и управления, Школа управления и междисциплинарных исследований; Уральский федеральный университет имени первого Президента России Б.Н. Ельцина (УрФУ); 620002, г. Екатеринбург, ул. Мира, д. 19; sprokaev@gmail.com;

Илья Андреевич Василькин — студент Института гидротехнического и энергетического строительства; Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ); 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26; olyailya86@mail.ru.