一种全装配式栓钉剪力键抗剪性能的对比试验及机理分析

摘要： 为了考察全装配式栓钉剪力键（PCSS）的抗剪性能，完成了PCSS与带T肋混凝土板的常规栓钉剪力键对比推出试验，并且与已有的常规平板剪力键推出试验结果进行了对比研究。研究结果表明：PCSS的抗剪刚度与常规T肋剪力键的抗剪刚度相比提高了8%，与同直径常规平板剪力键的抗剪刚度相比提高了27%；PCSS的抗剪承载力与常规T肋剪力键的抗剪承载力相比提高了27%，比同直径常规平板剪力键的抗剪承载力相比提高了9%。此外，通过建立2种不同摩擦界面的PCSS有限元分析模型，对比分析了不同摩擦的竖钢板-混凝土界面对剪力键抗剪性能的影响，揭示了两侧竖钢板对PCSS抗剪性能的影响规律。

关键词： 组合结构；栓钉剪力键；推出试验；抗剪性能；机理分析

Abstract： In order to study the shear performance of a novel prefabricated composite shear stud （PCSS）connector，a comparison test is carried out between the PCSS and the conventional shear stud connector in T-ribbed concrete slab，and the existing conventional flat shear connector push-out tests are also compared. The test results show that the shear stiffness of PCSS is 8% higher than that of conventional T-ribbed shear stud，and 27% higher than that of conventional flat shear stud with the same diameter. The shear capacity of PCSS is 27% higher than that of conventional T-ribbed shear stud，and 9% higher than that of conventional flat shear stud with the same diameter. Through the two different friction interface in the finite element analysis models of PCSS，the influence of the vertical steel plate-concrete interface with different friction on the shear performance of the PCSS is analyzed and compared. The influence law of the vertical steel plates at both sides on the shear performance of PCSS is evaluated.

Keywords： composite structure；shear stud connector；push-out test；shear performance；mechanism analysis

剪力键是钢-混组合梁中连接钢结构和混凝土结构的关键构造，其按形式大致可以分为：型钢剪力键、栓钉剪力键、开孔钢板剪力键等，其中栓钉剪力键具有变形能力良好以及当钢梁与混凝土板产生滑移时，其抗剪承载力不会随之降低等优点，因而在钢-混组合桥梁中被广泛使用 ^[1] 。常规栓钉剪力键制作时需要先将栓钉垂直焊接在钢梁上翼缘顶面，然后现浇桥面板混凝土 ^[2] 。学者们针对常规栓钉剪力键已经开展了广泛的研究。KUHLMANN等 ^[3] 通过将剪力钉竖向布置和水平布置来研究组合梁的抗剪性能，研究发现当剪力钉水平布置时钢板和混凝土的界面摩擦力对抗剪承载力有较大贡献。GUEZOULI等 ^[4] 通过摩擦效应对剪力钉抗剪承载力影响的研究发现，混凝土与钢之间的摩擦直接影响着剪力钉的抗剪性能。XU等 ^[5] 开展了考虑受纵向剪力和横向压力双重作用的剪力钉连接件抗剪性能试验研究，发现混凝土受压时对栓钉根部的受剪有利。

目前，为使工程建设实现“轻型化”和“装配化” ^[6] ，许多国家都提出了装配式钢-混组合梁桥，国内外已有包括中国港珠澳大桥引桥 ^[7] 、美国Live Oak Creeks组合桥梁在内的多座同类型桥梁建成 ^[8] 。但研究发现，现有装配式组合梁中的常规剪力键需要后浇混凝土，其构造较为复杂，装配时间较长，也存在先后浇混凝土龄期差异的问题，这使得负弯矩作用下桥面板的初始裂缝常起源于后浇混凝土角隅处 ^[9-10] 。

课题组针对上述现有问题提出了一种装配式栓钉剪力键（prefabricated composite shear stud，PCSS） ^[11-13] 。为了深入研究PCSS与常规栓钉剪力键抗剪性能的异同，更准确地掌握PCSS的抗剪性能，本文在开展推出试验的基础上，统计对比大量已有文献中采用矩形截面混凝土板的剪力钉推出试验的荷载-滑移曲线、破坏模式、混凝土裂缝发展及单钉承载力，分析其抗剪机理，揭示产生差异的原因，可为装配式栓钉剪力键的理论研究及其在装配式钢-混凝土组合桥梁中的应用提供参考。

1　PCSS对比推出试验

1.1　PCSS

PCSS的制作工艺如图1所示，首先将带水平栓钉的竖钢板预埋于预制混凝土板肋板两侧，然后将带两侧竖钢板的预制混凝土板通过纵向施焊，实现预制混凝土板和钢梁连结。为了揭示其抗剪性能，课题组开展了PCSS与常规栓钉剪力键的抗剪性能对比推出试验 ^[12-14] 。

图1　PCSS制作工艺流程

Fig.1　Production processes of PCSS connector

1.2　试件设计

本次试验设计2组共计6个试件（表1），开展PCSS（编号为HS）和常规剪力键（编号为VS）抗剪性能的推出试验研究，试件尺寸如图2~3所示。其中，栓钉直径均为10mm，钉身高度为50mm，制作工艺符合《电弧螺柱焊用圆柱头焊钉》（ GB/T 10433—2002）规定的采用4.6 级栓钉的工艺要求。试件为Q345D箱形钢梁，弹性模量为210GPa，极限强度为412MPa；PCSS混凝土块、常规栓钉剪力键均采用T形截面，混凝土立方体抗压强度为52.1MPa，弹性模量为3.46×10 ⁴ MPa，混凝土板中采用Φ10mm、级普通钢筋（表2）。表2中ML15表示栓钉的材质为铆螺钢，HRB400表示热轧带肋钢筋，其极限抗拉强度为400MPa，E _s 为钢材弹性模量，σ _y 为栓钉屈服强度，σ _us 为栓钉极限抗拉强度，f _cu 为混凝土标准立方体抗压强度，E _c 为混凝土弹性模量。

图2　PCSS试件尺寸（单位：mm）

Fig.2　Dimensions of PCSS specimens （Unit：mm）

图3　常规试件尺寸（单位：mm）

Fig.3　Dimensions of conventional specimens （Unit：mm）

1.3　加载方法及测试方法

试验采用MTS 5,000kN压力机进行竖向加载，极限加载力F _u 按《钢-混凝土组合桥梁设计规范》（GB 50917—2013） ^[15] 7.2.1条给出的按栓钉剪断破坏设计的抗剪承载力公式计算。试验采用如下加载方案：（1）采用0.1F _u 进行1次预加载；（2）采用0.3F _u 进行3次弹性循环加载；（3）最后加载至F _u 破坏。试验测点布置如图4所示，试件两侧各对称布置1个电测位移计对应栓钉中心处，采集混凝土与钢板之间的相对滑移值。加载过程中，观察混凝土板上裂缝发展贯通情况及试件的破坏现象。

图4　测点布置

Fig.4　Layout of measuring points

1.4　试验结果

1.4.1　破坏模态对比

如图5所示，两种剪力键的破坏模式均为栓钉剪断，但二者混凝土裂缝发展有较大差别：PCSS加载初期无裂缝产生，持续加载后，混凝土板开始出现微小裂缝，持续加载一段时间后，裂缝开始贯通发展，但直至试件破坏，裂缝缝宽发展迟慢，且没有出现劈裂现象，仅栓钉下缘局部混凝土被压碎；常规剪力键加载初期无裂缝产生，持续加载后，混凝土板立即出现微小裂缝，此后裂缝发展得很快，试件很快达到峰值荷载，栓钉剪断时出现贯通劈裂裂缝，栓钉周边混凝土被劈裂，试件承载力急剧下降。  

图5　两种剪力键破坏形态

Fig.5　Failure modes of two kinds of shear connectors

试验中，为尽量避免混凝土肋板形状对试验结果的影响，常规剪力键的混凝土块也采用T形截面的混凝土肋板。这种T形肋板适用于PCSS试件，但会使常规栓钉试件中栓钉周边混凝土的体积偏小，对栓钉的约束程度弱于PCSS的约束程度，导致其栓钉根部受压区域的混凝土十分容易开裂，从而使常规栓钉构件中栓钉周边混凝土的性能降低，而这可能是试验中常规栓钉剪力键栓钉周边混凝土出现劈裂裂纹、构件提前破坏、抗剪承载力偏低的原因。

1.4.2　荷载-滑移曲线

推出试验的荷载-滑移曲线如图6所示，总的来看，3个PCSS试件具有相同的力学行为，前期抗剪刚度均较大，加载中期出现一段滑移平台，试件破坏后滑移值较大，延性破坏明显。3个T形肋常规剪力键试件的力学行为与PCSS的力学行为较为接近，但明显不同的是常规剪力键的荷载-滑移曲线在达到抗剪承载力后立即开始下降，没有出现滑移平台。为方便后续的对比分析研究，取3个试件的承载力和滑移平均值进行分析（图6），PCSS的抗剪承载力为207.01kN，常规剪力键的抗剪承载力为162.4kN，与常规剪力键相比，PCSS的抗剪承载力提高了27%；PCSS的峰值滑移值为0.95mm，常规剪力键的峰值滑移值为1.02mm，二者峰值滑移值较为接近。

图6　推出试验荷载-滑移曲线

Fig.6　Load-slip curves of push-out test

PCSS的荷载-滑移曲线表现出4个受力阶段，如图7所示，各个受力阶段的特征为：（1）线弹性阶段——OA ₁ 段，当加载荷载为0.6F _u 时，最大滑移值为0.04mm，荷载与滑移值呈线性增长；（2）弹塑性阶段——A ₁ B ₁ 段，加载荷载位于0.6F _u ~F _u 之间，最大滑移值为0.95mm，此时荷载-滑移曲线呈非线性变化，试件进入弹塑性阶段；（3）滑移平台阶段——B ₁ C ₁ 段，PCSS达到抗剪承载力后，进入稳定滑移阶段，其荷载不再随滑移值的增加而增大；（4）破坏阶段——C ₁ D ₁ 段，滑移值达到2.49mm后，试件承载力开始随滑移值的增加而下降，下降过程中栓钉被剪断发出“嘭”的声响，最大残余滑移值为5.07mm。常规栓钉剪力键的荷载-滑移曲线则可分为3个受力阶段（图7）：（1）弹性阶段——OA ₂ 段，加载至0.3F _u 时，此时滑移值为0.03mm；（2）弹塑性阶段——A ₂ B ₂ 段，加载荷载位于0.3F _u ~F _u 之间，最大滑移值为1.02mm；（3）破坏阶段——B ₂ D ₂ ，常规剪力键试件达到抗剪承载力后，随即听到栓钉被剪断的声响，荷载随滑移值的增大而急速下降，最大残余滑移值为3.2mm，荷载-滑移曲线没有出现滑移平台。

图7　推出试验荷载-滑移曲线对比

Fig.7　Comparison of load-slip curves of push-out test

对比PCSS和常规剪力键的抗剪刚度：（1）弹性阶段，二者在弹性阶段初期的滑移曲线斜率几乎相同，表明二者在此阶段的抗剪刚度接近，约为1,562.5kN·mm ^－1 ，表明PCSS的抗剪性能不弱于常规剪力键的抗剪性能；（2）塑性阶段，PCSS的荷载-滑移曲线更陡，此时其抗剪刚度比常规栓钉剪力键的抗剪刚度高8%；（3）滑移平台阶段，PCSS在经历峰值荷载后进入滑移平台阶段，荷载近乎保持不变，滑移值持续增加，该阶段PCSS几乎丧失了抗剪刚度，但常规剪力键则是直接进入破坏阶段，无此阶段；（4）破坏阶段，两种剪力键的抗剪刚度均为负值，PCSS的荷载缓慢下降，而常规剪力键的荷载则急剧下降。

2　与已有文献推出试验对比分析

为了进一步研究PCSS与常规栓钉剪力键抗剪性能的异同，更为准确地掌握PCSS的抗剪性能，本文在推出试验的基础上，统计了已有文献 ^[16-18] 中的剪力钉推出试验结果，对比了荷载-滑移曲线、破坏模式、混凝土开裂方式及单钉承载力。

2.1　同直径栓钉推出试验结果对比

2.1.1　荷载-滑移曲线和抗剪刚度对比

图8为PCSS与已有文献中Φ10mm栓钉剪力键的荷载-滑移曲线的对比，PCSS的整体力学行为表现良好。

（1）线弹性阶段：两种剪力键均表现为荷载随滑移线性变化，PCSS的弹性荷载F _pe 为137.37kN，常规剪力键的弹性荷载F _ne 的变化范围为83.34~89.52kN；PCSS弹性阶段的抗剪刚度k _pe 为1,901.01kN·mm ^－1 ，常规剪力键弹性阶段的抗剪刚度k _ne 的变化范围为1,103.88~1,196.80kN·mm ^－1 。与常规剪力键相比，PCSS的初期抗剪刚度至少提高了37%。

（2）弹塑性阶段：两种剪力键的荷载与滑移不再呈线性变化，PCSS的弹塑性荷载F _pp 为207.01kN，常规剪力键峰值荷载F _np 的变化范围为191.83~192.51kN；此阶段PCSS荷载-滑移曲线的割线刚度k _pp 为79.19kN·mm ^－1 ，常规剪力键割线刚度k _np 的变化范围为29.97~57.44kN·mm ^－1 。与常规剪力键相比，PCSS的割线刚度至少提高了27%。此外PCSS对应的累计滑移值为0.95mm，该阶段的净滑移值为0.914mm，常规剪力键对应的累计滑移值为1.02mm，该阶段的净滑移值为0.988mm，常规剪力键的净滑移值比PCSS的净滑移值高0.074mm。

（3）破坏阶段：多数常规剪力键在该阶段均表现为达到抗剪承载力后随即开始破坏，PCSS达到抗剪承载力后，荷载保持不变，滑移持续增长了约1.54mm，该阶段的PCSS具有稳定的承载能力；试件由达到极限荷载到试件破坏的过程中，常规剪力键滑移值的变化范围为0.16~0.78mm，荷载-滑移曲线的下降段不明显，PCSS的滑移值为2.58mm，其荷载-滑移曲线下降缓慢。

图8　10mm栓钉剪力键荷载-滑移曲线对比

Fig.8　Comparison of load-slip curves of 10mm shear stud connector

2.1.2　抗剪承载力

徐俊鹏 ^[18] 试验中采用的栓钉极限强度与本文中的相同，本文PCSS的单钉承载力比其试验中的单钉承载力高7.48%；田启贤等 ^[17] 试验中采用的栓钉材料与本文相同，均为ML15，本文PCSS的单钉承载力比其试验中的单钉承载力高10.67%；钟琼等 ^[16] 推出试验中的栓钉极限强度高于本文的栓钉极限强度，本文PCSS的单钉承载力比其试验中的单钉承载力高7.38%。常规剪力键的抗剪承载力多为190kN左右，PCSS的抗剪承载力为207.01kN，PCSS的抗剪承载力比常规剪力键的抗剪承载力提高了9%，单钉承载力提高了4kN左右。试件进入破坏阶段后，常规剪力键多表现为栓钉立即被剪断或者在小滑移内试件就发生破坏，而PCSS则进入1.5mm左右的稳定承载阶段，之后荷载随滑移的增加缓慢下降，表现为延性破坏。

总的来看，同钉径的PCSS与常规栓钉剪力键相比，二者在弹性阶段初期的抗剪刚度基本相同，验证了PCSS弹性阶段的抗剪性能不弱于常规剪力键的抗剪性能；弹塑性阶段，PCSS的抗剪刚度大于常规剪力键的抗剪刚度；破坏阶段，PCSS的抗剪承载力高于常规剪力键的抗剪承载力，具有明显的滑移平台阶段和下降阶段，其延性优于常规剪力键的延性。

2.1.3　破坏方式

钟琼等 ^[16] 完成的试验中，试件栓钉剪断破坏后，两侧混凝土板没有明显的裂缝，栓钉根部发生明显的剪切变形，与其相粘接的混凝土有少部分被压碎，如图9所示。PCSS破坏时，剪力钉根部下方仅出现局部被压碎的区域，剪力钉附近区域有宽度较小的裂缝出现，混凝土对栓钉仍有一定的约束作用（图5a）），表现为PCSS的荷载-滑移曲线在达到峰值后滑移平台较长，残余滑移值较大。

图9　文献[16]试验中混凝土裂缝

Fig.9　Concrete cracks in the test of reference [16]

3　PCSS机理分析

3.1　有限元精细化分析

为了考察竖钢板对PCSS机理的影响，利用有限元软件ABAQUS建立了2个不同界面（竖钢板-混凝土界面）的PCSS有限元分析模型，通过改变竖钢板与混凝土的接触程度来研究竖钢板的约束行为。2个有限元分析模型除了界面摩擦系数不同之外其余条件均保持一致，其中界面摩擦系数为0.6的模型用于模拟试验状态下的PCSS，界面摩擦系数为0的模型用于模拟竖钢板-混凝土界面弱化接触状态下的PCSS。由于PCSS模型具有两个方向的对称性，因此为了节约计算成本，选取1/4推出试件建立有限元模型。

3.1.1　材料本构关系模型

模型包含混凝土、钢筋、栓钉和钢梁。混凝土本构关系选用《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）附录C所建议的应力-应变曲线，混凝土塑性参数如表3所示。钢梁、栓钉和钢筋等均属于钢材，故均采用弹塑性本构模型，强度准则采用Von Mises屈服准则。建模时，将栓钉和钢梁作为整体建模，赋予其对应的材料属性（表3）。

3.1.2　单元类型选择及网格划分

建模时，钢筋骨架采用的钢筋选用两节点线性三维桁架单元T3D2模拟；混凝土、钢梁、栓钉等采用三维实体线性减缩积分单元C3D8R模拟。模型的网格划分采用结构化网格划分技术，栓钉以及与栓钉相接触的混凝土板和钢梁相应部分均采用较细网格划分原则，其余部分可采用稍粗略网格进行划分，如图10所示。

图10　模型单元选择和网格划分

Fig.10　Element selection and mesh generation of model

3.1.3　接触关系

由于PCSS中混凝土板是提前预制，考虑其施工方式与现浇混凝土有所不同，参考文献[19]，认为钢-混组合结构中可以不考虑预制混凝土板和钢梁界面之间的黏结力，因此将钢梁-混凝土底板设置为法向硬接触，切向摩擦系数为0。考虑竖钢板对混凝土界面的约束作用，经试算，将试验状态下的有限元模型设置为法向硬接触，切向摩擦系数为0.6，这样能够较好地模拟试验现象。为对比分析，将弱化接触的模型设置为法向硬接触，切向摩擦系数为0。为保证栓钉和与其接触的混凝土的变形协调，栓钉与混凝土板采用Tie连接；钢筋骨架单元嵌入（Embedded）混凝土内部（图11）。

图11　模型接触关系与边界条件约束

Fig.11　Model contact relationship and boundary condition constraints

3.1.4　边界条件与加载方式

有限元模型参考文献[20]采用ABAQUS/ExPlicit分析步，在保证计算成本和求解精度的前提下，经笔者试算，将模型质量缩放系数均取为200，分析步时长取为1s。在钢梁顶面采用位移控制加载，为了避免荷载突然急剧变化造成的模拟结果不准确的现象出现，加载幅值曲线选用光滑分析步幅值曲线（smooth step）。各加载点面边界约束如图11所示。

3.1.5　有限元模型模拟结果可靠性验证

采用ABAQUS非线性有限元分析软件按前文所述建立推出试件对应的有限元模型，得到PCSS的破坏模态和荷载-滑移关系曲线（图12）。就受力阶段而言，有限元曲线与试验曲线在弹性阶段和弹塑性阶段完全重合；在滑移平台阶段，有限元曲线先于试验曲线出现下降趋势，其滑移平台长度比试验曲线的滑移长度短，这可能与网格划分及收敛有关；破坏阶段，有限元模型瞬间丧失了承载力，这是因为没有定义栓钉的损伤本构。基于上述分析，有限元模型较为理想地反映了试验时试件的力学行为，可以利用该模型进行机理分析研究。

图12　有限元模拟与试验的荷载-滑移曲线对比

Fig.12　Comparison of load-slip curves between finite element simulation and test

3.2　受力机理分析

3.2.1　竖钢板环向侧向变形分析

分别在栓钉左右等高的25 cm位置处提取约束位移如图13所示，竖钢板局部变形放大5倍后得到的变形数据如图14所示，竖钢板的两侧均出现了较大变形，钢梁翼缘没有出现明显变形。图14中所有曲线的趋势大致相同，加载初期接触界面紧密接触；进入发展阶段后，不同摩擦系数的接触界面各个位置的位移值无明显差异，同一位置的位移均开始急剧增大；完全进入滑移平台后，自然黏结的PCSS竖钢板的位移值比摩擦系数为0的PCSS竖钢板的位移值增加得更快，其中两种模型对应位移值差距最大的是竖钢板的最右侧（FR-s），混凝土对应位置处两个模型的位移值差距均较小；加载末期，所有位置处的位移值均不再变化。

图13　栓钉区域侧向变形云图（单位：mm）

Fig.13　Contours of lateral deformation of the stud area （Unit：mm）

图14　栓钉区域侧向变形（放大5倍）

Fig.14　Lateral deformation of stud area （5 times magnification）

3.2.2　协同工作机理分析

基于上述研究，结合有限元模型，PCSS的受力机理有别于常规剪力键，有必要对此进行分析。从构造形式上看，主要是PCSS两侧增设了竖向钢板，导致其内部混凝土的约束情况不同于常规剪力键的约束情况，因而本文将PCSS的受力过程划分为弹性受力阶段、弹塑性受力阶段、滑移平台阶段以及破坏阶段，以进行抗剪机理的分析。结合模拟荷载-滑移曲线（图15），提取不同阶段的栓钉及竖钢板的应力云图，如图16所示，图17给出了不同受力阶段的抗剪行为分析。

图15　试验与有限元模拟的荷载-滑移曲线

Fig.15　Load-slip curves of test and finite element simulation

图16　各个受力阶段栓钉及竖钢板侧应力云图（单位：MPa）

Fig.16　Stress contours of studs and vertical steel plate at each stage （Unit：MPa）

（1）弹性阶段：加载初期，竖钢板-混凝土接触面紧密接触，竖钢板焊缝侧应力明显高于最右侧焊缝侧应力，栓钉根部沿钢梁翼缘一侧出现明显环向应力，栓钉根部最大应力为437MPa，但没有出现变形，混凝土横向膨胀变形也较小，PCSS与常规栓钉剪力键的抗剪性能在该阶段并无差别，两侧竖钢板对栓钉根部区域核心混凝土的约束效果不明显。

（2）弹塑性阶段：加载时长为0.2~0.4s时，竖钢板-混凝土界面开始出现明显缝隙。随着荷载的增大，栓钉根部应力向周围扩散，竖钢板自由侧开始出现环向应力。栓钉根部混凝土开始被栓钉钉身压碎，由于竖钢板以及翼缘的组合效应，使之处于围压状态下，局部混凝土的抗压强度提高，延缓了核心区域混凝土的自由横向应变发展，阻止了混凝土板内部微裂缝的进一步加深。相比之下，常规栓钉剪力键栓钉根部附近混凝土开始自由变形，并逐步发展为劈裂裂缝，因而PCSS的抗剪承载力较无竖钢板常规剪力键的承载力更高。

（3）滑移平台阶段：加载时长在0.4~0.6s之间，模型承载力稳定在219kN附近，竖钢板-混凝土界面快速分离，栓钉根部至竖钢板焊缝侧的应力值明显高于其他区域，表明试件达到极限承载力后，由于两侧竖钢板的约束作用，试件保持相当长时间的稳定极限承载力。在竖钢板及栓钉的约束下，栓钉根部附近混凝土整体受压，起初压碎区域较小，试件表现为稳定承载，随着压碎区域的逐渐扩大，当压碎区域面积达到最大值时，栓钉开始出现明显变形，栓钉上侧开始与混凝土脱离，试件荷载开始缓慢下降。此阶段主要是栓钉与混凝土，以及界面约束力等复合贡献，随着滑移的增加，混凝土提供的抗剪作用占比逐渐减小。

对比竖钢板-混凝土界面摩擦为0的PCSS，其达到极限承载力后就立即丧失承载力，由于界面的摩擦行为被剥离后，PCSS中竖钢板-混凝土-栓钉的复合约束效应减弱，不能有效地约束栓钉根部混凝土的自由变形，亦不能提高局部抗压强度，表明PCSS竖钢板的约束作用是复合效应。

图17　PCSS受力阶段划分

Fig.17　Division of stress stages of PCSS connector

（4）破坏阶段：加载至0.6s以后，由于没有定义栓钉的损伤本构以及有限元模型不能模拟混凝土裂缝的开展，因此有限元模型不能模拟PCSS破坏阶段的力学行为。结合试验和有限元模拟的最终模态，破坏阶段试件承载力下降缓慢，整体滑移急剧增加，竖钢板-混凝土界面的距离保持稳定。栓钉根部呈现出明显的剪切破坏模态，栓钉根部应力与竖钢板焊缝侧应力明显高于栓钉至竖钢板自由侧的应力，竖钢板的组合约束效应开始变弱，但残余抗剪承载力由仍由竖钢板界面力贡献。

4　结  论

（1）通过直径为10mm、混凝土抗压强度为52.1MPa、栓钉水平布置的PCSS与常规剪力键的推出试验研究发现，与常规剪力键相比，PCSS抗剪承载力提高了27%，抗剪刚度提高了约8%。

（2）PCSS的抗剪承载力比同直径常规栓钉平板剪力键的抗剪承载力高9%，PCSS的抗剪刚度比常规剪力键的抗剪刚度高约27%；试件进入破坏阶段时，PCSS有明显的滑移平台并出现了残余滑移现象。

（3）通过有限元模拟给竖钢板-混凝土界面赋予不同的摩擦系数，摩擦系数为0的PCSS与常规剪力键均无滑移平台工作阶段，表明竖钢板-钢梁翼缘的组合约束作用是一个复合作用，界面的接触情况会影响PCSS的抗剪性能。

（4）PCSS两侧增设的竖钢板提供侧向约束力，抑制了栓钉根部核心混凝土的裂缝发展，并与钢梁翼缘等形成套箍结构，使栓钉根部核心混凝土处于围压状态，提高了核心混凝土的抗压强度。

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