擬靜力作用下群釘連接件抗剪性能研究

趙根田，侯智譯，高 鵬，王 達

(1. 內蒙古科技大學土木工程學院，內蒙古，包頭 014010；2. 內蒙古自治區土木工程安全與耐久重點實驗室，內蒙古，包頭 014010)

剪力連接件是組合結構中鋼梁與鋼筋混凝土翼緣板之間協同工作的關鍵部件，主要承受鋼梁與鋼筋混凝土翼緣板之間的縱向剪力，同時抵抗掀起作用[1-2]。在鋼-混凝土復合梁橋上，栓釘承受移動車輛的反復剪力。在由混凝土橋墩和鋼梁組成的鋼筋混凝土復合剛架橋中，位于鋼梁和混凝土橋墩之間的連接栓釘在地震作用下承受反復剪力?？蚣芙Y構中鋼-混凝土組合梁在地震作用下也受到反復剪力的影響。因此，栓釘在周期反復荷載下抗剪性能的退化機理對鋼-混凝土組合結構的疲勞和抗震性能有重要的影響。

國內外學者針對栓釘連接件的抗剪性能進行了大量研究。聶建國和王宇航[3]論述了組合梁的疲勞破壞形態和影響因素，基于國內外大量栓釘疲勞試驗數據，對各國規范關于組合梁疲勞設計的規定進行了分析總結。陳寶春和陳津凱[4]以核心混凝土強度、栓釘直徑和長度為主要參數進行了8 個設置栓釘的鋼管混凝土試件推出試驗，認為鋼管混凝土內栓釘的抗剪承載力隨核心混凝土強度的提高而提高，隨栓釘直徑的增大而增大，而受栓釘長度的影響較小。楊勇和陳陽[5]進行了8 個開孔鋼板連接件(PBL)的單調加載推出試驗，提出了開孔鋼板連接件(PBL)抗剪承載力計算模型。劉君平等[6]進行了主管內壁設置栓釘的鋼管混凝土K 形相貫節點試驗，建議將軸向與環向應變集中區作為內栓釘的主要布設區域。陳津凱等[7]進行了鋼管混凝土多排多列內栓釘(群釘)試件的推出試驗, 認為環向間距、縱向間距和排數對栓釘抗剪承載力的影響彼此獨立，可采用三個折減系數相乘進行計算。胡夏閩等[8]進行了13 個H 型鋼腹板焊接栓釘的部分外包混凝土組合構件的推出試驗, 提出了H 型鋼腹板焊接栓釘的部分外包混凝土組合構件縱向受剪承載力計算公式。Okada 等[9]研究發現，當栓釘的間距大于13 倍的栓釘直徑時，群釘效應基本可以忽略。Xu 等[10]對12 組試件進行低周往復加載試驗，認為釘群在加載時受力不均，導致試件整體的剛度與強度降低。Bonillaa 等[11]采用參數化研究方法，通過改變異形鋼板肋內栓釘位置與混凝土強度，發現混凝土的性能對栓釘的抗剪性能有很大影響。汪炳等[12]在疲勞荷載作用下，發現栓釘連接件的剩余承載能力呈現先慢后快的非線性退化趨勢。劉界鵬等[13]通過分析10 個栓釘連接件的推出試驗結果，得出預制混凝土板中栓釘受剪承載力比現澆混凝土中栓釘受剪承載力略低，均為栓桿剪斷和栓釘根部焊縫破壞。梁友騰[14]進行了12 個栓釘抗剪連接件在重復荷載作用下的性能研究, 認為試件初始剛度隨栓釘直徑增大而增加，提高混凝土強度初始剛度提升不明顯，但剛度退化穩定。薛偉辰等[15]通過18 個栓釘受剪試件在單調荷載作用下的推出試驗，認為栓釘的受剪承載力隨著混凝土強度等級的提高以及栓釘直徑的增大而增加。劉誠等[16]采用精細數值模型和模型疲勞試驗，計算得到了栓釘等效疲勞剪應力幅。丁發興等[17]應用ABAQUS 有限元軟件對栓釘剪力連接件進行精細三維實體有限元分析，提出了考慮栓釘直徑、屈服強度和混凝土強度影響的單個栓釘受剪承載力計算公式和荷載-滑移關系計算方法。Bode 等[18]分析了應力范圍和歷史對栓釘疲勞性能的影響，利用Miner's 方法，提出了栓釘疲勞設計的簡化規則。

在現有試驗研究中，以群釘抗剪連接件承載力研究為主，對其在低周往復荷載作用下的剛度退化、損傷累積等未進行深入探討。本文以混凝土強度等級、栓釘直徑、加載方式為參數，對9 個群釘抗剪連接件進行低周反復荷載試驗，結合有限元模擬，研究其破壞模式、剛度退化、損傷累積、抗剪承載力等指標，對組合梁抗剪連接界面在反復荷載作用下的劣化過程進行分析，揭示其退化機理，為組合梁的性能化設計提供理論支撐。

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗共9 個試件，根據參數分為SI、SII 和SIII 三組。試件型鋼采用I22a，鋼材牌號Q235B，兩側翼緣沿長度方向各焊接三個同一直徑的栓釘，栓釘長度均為120 mm；兩側混凝土翼緣板截面尺寸為550 mm × 600 mm，厚度120 mm，縱橫向鋼筋采用HRB335，直徑8 mm，間距150 mm；混凝土強度等級分為C35 和C45 兩種，栓釘直徑有13 mm、16 mm 和19 mm 三種，試件栓釘直徑、混凝土立方體抗壓強度及加載方式見表1。試件構造及尺寸見圖1。鋼材材性試驗結果見表2。

表1 試件參數Table 1 Specimen parameters

圖1 試件詳圖 /mm Fig. 1 Specimen details

表2 鋼材性能試驗結果Table 2 Test results of steel properties

1.2 測量及加載方案

試驗加載裝置如圖2 所示。在第一層栓釘根部混凝土板和型鋼翼緣交界處布置位移計，測量混凝土板與型鋼的相對滑移。在栓釘位置橫向鋼筋和混凝土板面布置應變片，橫向鋼筋上的應變片間接測量栓釘根部混凝土內部受力情況，混凝土板外表面的應變片測量栓釘端部混凝土的應力變化。

為研究不同加載方式下試件的剛度退化、損傷累積性能，制定如表3 所示兩種加載方案。加載采用電液伺服荷載控制，各循環節之間以20 kN為增幅逐級加載，在達到控制荷載時低周往復循環加載10 次，然后進入下一個循環節，依此類推。當栓釘剪斷或混凝土出現局部壓潰時結束加載。表1 和表3 中，Pu為按照《鋼結構設計標準》(GB 50017-2017)計算所得的栓釘群抗剪承載力。

圖2 加載裝置Fig. 2 Loading device

表3 加載方式Table 3 Loading schemes

2 試驗現象與破壞形態

試件SI-2 按加載方案1 進行加載。當加載至0.7Pu第8 次拉時型鋼與混凝土間出現滑移；當第10 次推荷載時，混凝土板內側出現斜裂縫。荷載增加到Pu第3 次推時試件出現明顯的相對滑移。第9 次拉時靠近加載端第1 個栓釘一側混凝土板外表面出現100 mm 長的豎向裂縫，延伸至混凝土板頂端；另一側混凝土板對稱位置也產生50 mm長的豎向裂縫，型鋼與混凝土間出現明顯的滑移縫隙。當加載至1.3Pu時，混凝土板外表面的豎向裂縫繼續向下發展。當1.3Pu第2 次拉荷載時內側混凝土板的斜向裂縫變寬。當1.3Pu第5 次拉荷載時栓釘被剪斷，試驗結束。試件破壞時混凝土板外表面的豎向裂縫上下貫通。破壞形式如圖3(a)所示。

圖3 典型破壞現象Fig. 3 Typical failure modes

試件SII-3 按照加載方案1 進行試驗。當加載至0.7Pu第10 次循環時，型鋼與混凝土粘結處出現間隙。當荷載達到Pu時，混凝土板內側上部出現貫通至板頂的斜裂紋，在混凝土板外表面栓釘端部位置出現豎向裂紋。當荷載在Pu第2 次循環時，混凝土板內側又出現向上的斜裂紋，與之前的裂紋形成V 字型。當進行到第5 次循環拉荷載時，在混凝土外表面上部形成V 字型裂紋并通至板頂，如圖3(b)所示。加載至第7 次循環時，型鋼與混凝土之間的縫隙明顯變大。加載至1.3Pu第3 次循環時，栓釘被剪斷，如圖3(c)所示，試驗結束。

試件SIII-1 按照加載方案2 進行試驗。當荷載增至Pu時，型鋼上端與混凝土粘結處出現微小的滑移，在混凝土外表面靠近加載端第1 個栓釘位置處出現豎向微裂縫。加載至1.3Pu第5 次循環拉荷載時，型鋼中部位置出現滑移裂縫。當第9 次循環拉荷載時滑移間隙變寬。加載至1.3Pu+20 kN第3 次循環拉荷載時，一側混凝土板外表面靠近加載端第1 個栓釘位置處出現豎向裂縫，如圖3(d)所示，同時型鋼與混凝土間出現約1 mm 的滑移間隙。第5 次循環拉荷載時，栓釘被剪斷。

試件的試驗結果和破壞形式列于表4。試驗加載前期栓釘連接件處于彈性階段，荷載由型鋼與混凝土板連接界面的黏結力和上部栓釘承擔。荷載繼續增加，型鋼與混凝土間產生滑移，連接界面的黏結力消失，剪力全部由栓釘承擔，混凝土開裂，出現不可恢復的塑性變形。應力重分布使得每個栓釘所受剪力趨于均勻，加之焊接在型鋼上的栓釘對混凝土產生一定的撬力，栓釘在拉剪受力狀態下剪切破壞。另外兩種破壞情況與栓釘剛度有關。栓釘剛度較大時，與栓釘根部接觸的混凝土局部被壓潰，混凝土板表面出現豎向裂縫或在栓釘處交匯向上的斜裂縫，繼續加載混凝土板斷裂，試件被破壞。栓釘剛度較小時，混凝土板表面幾乎沒有裂紋或僅有幾條細小的裂紋，栓釘在往復加載下出現局部剛度退化，強度下降，由于往復彎折產生斷裂。因此試件共有三種破壞形態：栓釘剪切破壞；混凝土開裂栓釘剪切破壞；混凝土局部壓潰。

表4 試件試驗結果Table 4 Test results of specimens

3 損傷累積與性能退化分析

3.1 荷載-滑移曲線

圖4 為第一層栓釘根部的荷載-滑移(型鋼與混凝土相對滑移)曲線，曲線整體拉壓不對稱，捏縮明顯。在加載前期型鋼與混凝土黏結，處于彈性階段，荷載-滑移曲線十分密集，每級荷載經過10 次反復作用，型鋼與混凝土之間產生的滑移非常??；隨著循環節的增加，曲線逐漸變得稀疏，反復作用后的滑移逐漸增大，殘余變形出現明顯累積。SI 組試件采用加載方案1，試件SI-1 曲線循環次數較少，就本試驗參數而言，較低強度的混凝土和較小直徑的栓釘抗損傷積累性能較差。試件SI-3 極限抗剪承載力較大，位移在同組中最大，由于栓釘直徑較大，栓釘根部較大的擠壓力使混凝土過早壓潰，滑移增加。而試件SI-2 的抗剪承載力雖小于試件SI-3，但其栓釘與混凝土之間協同工作能力良好，混凝土開裂栓釘發生剪切破壞。試件SII-1 采用加載方案2，初始循環荷載為1.3Pu，經10 次循環后殘余變形較小，第3 個循環節時開始出現較大變形。SIII 組試件采用加載方案2，由于混凝土強度增加，其極限抗剪承載力增加，初始荷載經10 次循環后殘余變形較小，第3 個循環節時出現較大殘余變形。試件SIII-2 的循環次數最多，其抗損傷累積性能更好，整體性能高于同組其他兩個試件。

圖4 荷載-滑移曲線Fig. 4 Load-displacement curves

3.2 骨架曲線

圖5、圖6 為各試件的骨架曲線。由圖5 中的三組曲線可以發現，雖然加載方案不同，但栓釘直徑相同時，試件的極限抗剪承載力隨混凝土強度的增加而增加。因此，混凝土強度是栓釘承載力的重要控制因素之一。對比圖6(a)和表4，在加載方案1 下栓釘直徑由13 mm、16 mm 到19 mm，抗剪承載力相較前者依次增加了50%、27%。對比圖6(c) 和表4，在加載方案2 下栓釘直徑由13 mm、16 mm 到19 mm，抗剪承載力相較前者依次增加了53.5%、34%。栓釘直徑增加可以提高栓釘連接件抗剪承載力，但提高幅度隨栓釘直徑的增加而降低。大直徑栓釘剛度較大，擠壓根部混凝土，導致其被壓碎，試件滑移量也隨栓釘直徑增加而增大。綜合混凝土強度、栓釘直徑等因素，當混凝土強度在C35 和C45 之間時，建議采用直徑16 mm 的栓釘與之搭配。

3.3 剛度退化

圖7 為三組試件的剛度退化曲線及其線性擬合。SI 組三個試件破壞時的剛度基本接近，均在200 kN/mm 左右。試件SI-2 的循環節及次數要多于同組試件，但同樣在剛度退化接近200 kN/mm時破壞。在栓釘直徑與混凝土強度相同的情況下，試件SI-1 初始剛度為500.00 kN/mm，經過循環節后剛度為203.52 kN/mm，下降59.3%；試件SII-1 的初始剛度為477.06 kN/mm，經1.3Pu、1.3Pu+20 kN 兩個循環節后的剛度為208.69 kN/mm，下降56.3%。低應力循環和高應力循環引起的剛度退化基本相當。對比SI、SII、SIII 三組試件，雖然SIII 組試件的混凝土強度大于SI 組、SII 組，但最終破壞時三組試件的剛度均在200 kN/mm 左右?；炷翉姸炔煌?，栓釘直徑和加載方案相同時，試件SII-1 在荷載1.3Pu時的剛度為477.06 kN/mm，試件SIII-1 在荷載1.3Pu時的剛度為764.7 kN/mm，比試件SII-1 的剛度提高了60%，說明混凝土強度提高可以增加試件的初始剛度。對循環節內剛度值進行線性擬合，擬合度均在0.8 以上，表明循環節內剛度的退化規律基本呈線性(圖7)。

圖5 混凝土強度不同骨架曲線對比Fig. 5 Comparison of skeleton curves of different concrete strengths

圖6 栓釘直徑不同骨架曲線對比Fig. 6 Comparison of skeleton curves with different stud diameters

圖7 剛度退化曲線Fig. 7 Stiffness degradation curves

3.4 耗能性能

表5 是各級循環能量耗散系數E 匯總，通過對比可以發現：在混凝土強度相同的情況下，試件SI-2 和SII-2 的能量耗散系數平均值高于同組其他試件，高出約10%。SIII 組試件隨著栓釘直徑的增大，在1.3Pu階段的能量耗散系數平均值從1.02降到0.73，依次減小了3.03%、35.6%，破壞階段能量耗散系數由0.91 降到0.72，依次減小了12.3%、12.5%，表明栓釘直徑增加，試件整體的耗能性能會有所下降。對比試件SII-2、SIII-2 在1.3Pu階段的耗能系數，栓釘直徑相同時，耗能系數減少了22.2%。說明提高混凝土強度可以增強試件耗能能力。分析表5 發現，使用直徑16 mm 栓釘的試件相對于同組試件耗能系數普遍較高，且承受荷載循環次數較多。使用高強度混凝土的試件所能承受的循環應力更大。因此，直徑16 mm 的栓釘匹配C35 和C40 混凝土的整體耗能性能更為優越。

3.5 殘余變形分析

殘余變形為進入塑性階段的材料在卸載后不可恢復的變形，可以評估結構損傷及損傷累積程度。圖8 為每級循環拉荷載時試件的殘余變形。試件的殘余變形值取零荷載時試件相對滑移值。

表5 各級循環能量耗散系數E 匯總Table 5 Summary of energy dissipation coefficient E at all circulating levels

圖8 各級循環殘余變形量Fig. 8 Residual deformation at all levels

在第1 個循環節加載0.7Pu，SI、SII 兩組試件的初期殘余變形值都在0.1 mm 左右，當第1 個循環節結束后殘余變形增長量最大的試件為SI-1，其殘余變形值為0.21 mm。所以第1 個循環節時殘余變形增長速度較慢，損傷累積少，試件恢復能力較好。

第2 個循環節加載到Pu，試件SI-3、SII-3 的殘余變形量增長最快，特別是試件SI-3，此循環節內循環次數較多，產生了較大的變形，最終在第2 個循環節試件被破壞，這種現象主要是因為試件SI-3、SII-3 栓釘直徑較大，加載時對混凝土產生嚴重擠壓，導致混凝土對栓釘根部的約束力減弱，使得栓釘根部在拉剪共同作用下產生嚴重的變形。在SII 組試件中，第2 個循環節內試件殘余變形增長量明顯大于第1 個循環節，產生的損傷累積更為嚴重。通過SI 組、SII 組試件在Pu循環節內殘余變形量分析，試件的損傷累積速度隨栓釘直徑的增大而增加。

1.3Pu循環節加載時，該循環節內殘余變形是Pu循環節內的2 倍左右，除試件SI-3 過早破壞，經歷了前兩個循環節的試件，均在第3 個循環節時發生破壞，表明低應力循環加載，內部產生損傷累積，繼續增大荷載，加速了試件的破壞。由于在Pu荷載時試件內部造成不可恢復的損傷，1.3Pu荷載循環時變形累積加大，試件多在此階段發生破壞。

對比兩種加載方案，SII-1 與SIII-2 均以方案2 進行循環加載，這種高應力加載方式在加載前期出現的損傷累積現象不明顯，即使在1.3Pu及以上加載時試件產生的殘余變形也較小。分析SIII 組的試件也可以發現，與方案1 加載對比，方案2 加載的試件變形累積滯后，在第3 個循環節開始出現損傷快速累積。

4 有限元模擬

4.1 材料屬性及其本構關系

有限元模型的鋼材牌號均為Q235，鋼材的本構模型采用彈塑性本構模型，見圖9(a)，強度準則采用 Mises 屈服準則。栓釘材質為ML15，屈服強度fy=335 N/mm2，模型中栓釘的應力-應變關系曲線僅包含彈性段和強化段，見圖9(b)?；炷敛捎脧椝苄該p傷模型，根據谷利雄等[19]總結推導的基于彈性模量損傷的混凝土損傷變量，以考慮試件在低周往復循環荷載作用下的混凝土的損傷，見圖9(c)。

圖9 材料本構關系Fig. 9 Constitutive relationship of materials

4.2 有限元模型的驗證

分別建立栓釘、工字鋼和鋼筋混凝土板模型，其中應力或變形集中處，如工字鋼翼緣與栓釘、栓釘與混凝土接觸處網格劃分較細。網格劃分見圖10。

為了驗證有限元結果的準確性以及計算結果的可靠性，模擬試件MS-1 以SIII-2 為原型建立1:1 有限元模型，并對試件施加與試驗條件相同的荷載。圖11 為模擬曲線與試驗曲線比較，試驗滑移值為1.88 mm，模擬滑移值為1.783 mm，誤差為5.14%。模擬試件MS-1 各部位的應力云圖和位移云圖見圖12、圖13。

圖10 網格劃分圖Fig. 10 Grid division diagram

圖11 試驗與模擬骨架曲線Fig. 11 Skeleton curves of test and simulation

圖12 MS-1 應力云圖Fig. 12 Stress cloud diagram of MS-1

圖13 MS-1 位移云圖Fig. 13 Displacement cloud diagram of MS-1

圖12(a)危險截面在栓釘和工字鋼連接處，應力最大值為350 MPa，試驗中該危險截面為栓釘焊接位置。由圖12(b)可以看到栓釘根部位置的混凝土應力集中十分明顯，最大應力值達到23 MPa，混凝土已經開裂。圖12(c)中靠近加載端第1 層栓釘的應力要大于第3 層栓釘，產生的變形也較大，與試驗現象比較吻合。

圖13 為試件MS-1 的位移云圖。圖13(a)為混凝土板內側的變形情況，栓釘位置處混凝土變形較大，表現出栓釘對混凝土的擠壓作用，反映了混凝土內部開裂及混凝土的損傷狀態。圖13(b)中栓釘在受剪過程中，變形集中在栓釘根部，在往復推拉加載下栓釘出現變形，并且上端的栓釘變形最嚴重。栓釘的最大位移值為1.67 mm，栓釘根部區域受力復雜，拉剪共同作用加速栓釘的斷裂。試驗中由于栓釘斷裂，釋放應力導致混凝土板突然出現豎向裂縫。

4.3 有限元拓展分析

試件SIII-2 試驗現象為栓釘剪壞，混凝土板發生開裂，但是栓釘應力變化不容易觀察，也無法確定栓釘附近混凝土的應力變形情況。以試驗試件SIII-2 為參照，分析混凝土強度等級、加載方案及栓釘排列方式對試件性能的影響，有限元模型參數見表6。型鋼采用I22a，栓釘直徑均為16 mm，混凝土板尺寸均為550 mm × 600 mm × 120 mm。MS-4 為單調加載推出試件，其控制位移為1.5 mm。圖14、圖15分別為模型MS-2 和MS-3 的應力云圖和位移云圖。

表6 有限元模擬參數Table 6 Finite element method simulation parameters

圖14 MS-2 應力、位移云圖Fig. 14 MS-2 stress and displacement cloud diagram

圖15 MS-3 應力、位移云圖Fig. 15 MS-3 stress and displacement cloud diagram

試件MS-2 采用加載方案1，其他參數與SIII-2相同。從圖14(a)、圖14(b)中可以看到，應力集中在栓釘根部處和混凝土板中間位置，整體受力狀態與試件SIII-2 相似。圖14(b)栓釘根部應力為307 MPa，栓釘的變形更為明顯，形成塑性鉸，應力重分配后型鋼和混凝土板承受更大的應力。圖14(c)為栓釘位移云圖，栓釘的最大位移為1.98 mm，加載方案1 下試件整體位移增加。

圖15(a)、圖15(b)是試件MS-3 的混凝土板與型鋼栓釘應力云圖，應力主要集中在混凝土板上部、栓釘根部和型鋼加載側，栓釘根部最大應力值達到336 MPa。圖15(c)為栓釘變形情況，栓釘根部最大位移為1.55 mm?；炷翉姸忍岣?，對栓釘約束增強，一定程度上降低了試件的變形能力，栓釘的剪力有效地傳遞給混凝土。

試件MS-4 為單調荷載下的推出試件，控制位移為1.5 mm，觀察圖16(a)的應力云圖，栓釘根部最大應力為374 MPa，已發生剪切破壞。圖16(b)為試件位移云圖，混凝土板中間部位有彎曲變形的趨勢，第1 層栓釘和型鋼共同作用產生撬力，使得混凝土板發生擠壓變形。圖17 為雙列單層排列栓釘的試件MS-5 的應力云圖。

圖16 MS-4 應力、位移云圖Fig. 16 MS-4 stress and displacement cloud diagram

圖17 MS-5 應力云圖Fig. 17 MS-5 stress cloud diagram

4.4 有限元數據分析

表7 為有限元模擬結果。對比分析可知，混凝土強度增加，試件整體剛度提高，試件MS-3 的整體滑移值比MS-1 減小了11.4%，割線剛度增加12.9%；同樣，試件MS-6、MS-8 的割線剛度均大于試件 MS-5、MS-7 的割線剛度。采用加載方案1 時，MS-2 與試驗結果相似，低應力下進行循環加載，試件破壞速度加快，抗剪承載力退化，MS-2 比MS-1 抗剪承載力下降9.3%，滑移值增加16.9%。同理，采用加載方案2 時，混凝土強度分別為C40 和C50 的試件MS-5、MS-6 的抗剪承載力低于對比試件 MS-7、MS-8 的抗剪承載力，滑移值相對應增加。單調加載試件MS-4 比反復加載試件MS-1 的抗剪承載力提升11.6%。

表7 有限元模擬結果Table 7 Finite element method simulation results

4.5 群釘效應分析

由于群釘效應影響，試件在加載過程中傳力不均勻，有限元模型骨架曲線在加載和卸載過程中存在不對稱性。栓釘在單列三層布置時，試件MS-1、MS-2、MS-3 抗剪承載力平均為416 kN，單個栓釘平均抗剪承載力為69.4 kN，割線剛度為38.9 kN/mm。栓釘在雙列單層布置時，試件MS-5、MS-6、MS-7、MS-8 抗剪承載力平均為312.5 kN，單個栓釘平均承載力為78.2 kN，割線剛度為25.9 kN/mm。比較可知，單層布置時單釘的抗剪承載力高于三層布置時單釘的承載力，而割線剛度低于三層布置時單釘的割線剛度。

群釘連接件中栓釘承擔剪力并向混凝土傳遞，靠近加載端的栓釘承擔的剪力大于其他栓釘，混凝土在豎向力作用下產生壓縮，栓釘圓柱頭端與焊接端豎向間距不再相等，型鋼通過“拱形”變形使得靠近加載近端栓釘承擔的剪力減小，遠端位置栓釘承擔的剪力增大。隨循環反復加載，栓釘根部混凝土率先進入塑性階段，為了承擔增加的荷載，塑性區域逐漸向栓釘端部擴展，使得栓釘由純剪狀態轉為拉剪共同作用，滑移增加促使栓釘截面達到極限強度發生疲勞破壞。

5 結論

通過對9 個群釘抗剪連接件進行低周反復荷載試驗，結合有限元分析，得到以下主要結論：

(1) 試件共有三種破壞形態：栓釘剪切破壞、混凝土開裂栓釘剪切破壞和混凝土局部壓潰破壞。試件的破壞形態同時受栓釘直徑與混凝土強度影響，栓釘直徑太大或混凝土強度過高都會使試件提前破壞。

(2) 混凝土強度相同時，群釘抗剪連接件的剛度、耗能性能及抗剪承載力不會隨栓釘直徑的增加而提高，栓釘直徑過大，栓釘根部對混凝土的擠壓導致混凝土率先破壞，各項性能劣化。在低強度混凝土中使用大直徑栓釘尤為明顯。

(3) 試件的耗能性能與栓釘直徑成反比，與混凝土強度成正比?；炷翉姸扔绊懺嚰某跏紕偠群秃哪苄阅?，但不會單純隨其強度的增加而增大，需要與栓釘直徑合理搭配。由試驗數據綜合分析，C35 和C45 混凝土與直徑16 mm 栓釘具有較好的協同工作能力，其抗損傷累積能力、初始剛度、耗能以及抗剪承載力等性能最優，推薦使用。

(4) 低應力加載方案1 下，試件較早出現損傷累積，MS-2 最大滑移值比MS-1 增加了16.9%?；炷翉姸忍岣?，試件的滑移值減小，試件MS-3 最大滑移值比MS-1 減小11.4%。高應力加載方案2 下，試件表現出損傷累積滯后現象，在第3 個循環節開始出現損傷快速累積。單調推出試件比反復加載試件抗剪承載力有所提升，MS-4 抗剪承載力比MS-1 提升11.6%。

(5) 由于群釘效應影響，加載時栓釘傳力不均勻，靠近加載端的栓釘承擔的剪力大于其他栓釘。雙列單層布置時單釘的承載力高于單列三層布置時單釘的承載力，而割線剛度低于單列三層布置時單釘的割線剛度。