田春雨， 趙根田， 賈 然

(1 包頭鐵道職業(yè)技術(shù)學(xué)院建筑工程系， 包頭 014060； 2 內(nèi)蒙古科技大學(xué)土木工程學(xué)院， 包頭 014010)

0 引言

栓釘連接件主要承受鋼梁與混凝土之間的剪力和掀起力，制備工藝簡(jiǎn)單、施工方便，廣泛應(yīng)用于框架結(jié)構(gòu)中的鋼-混凝土組合梁。節(jié)點(diǎn)附近的栓釘在地震作用下承受反復(fù)的剪切和掀起，其抗拔性能對(duì)節(jié)點(diǎn)及構(gòu)件的抗震性能有重要影響[1]。JOHNSONR和GATTESCO等[2-3]對(duì)栓釘進(jìn)行了低周疲勞試驗(yàn)，分析了栓釘疲勞性能的影響因素，提出了栓釘疲勞壽命的預(yù)測(cè)公式。PALLARES 和HAJJAR[4]通過(guò)分析栓釘埋深與其直徑之間的關(guān)系，認(rèn)為栓釘?shù)穆裆钆c其直徑之比是影響其破壞模式的主要因素之一。聶建國(guó)等[5-7]對(duì)不同尺寸的新型抗拔不抗剪連接件進(jìn)行拔出試驗(yàn)，當(dāng)連接件尺寸較小時(shí)，發(fā)生連接件內(nèi)埋區(qū)域局部混凝土沖切破壞，當(dāng)連接件尺寸較大時(shí)，發(fā)生連接件腹板拉斷的延性破壞形態(tài)。馬原[8]對(duì)新型抗拔栓釘進(jìn)行了系統(tǒng)拔出試驗(yàn)，研究抗拔連接件的破壞機(jī)理和設(shè)計(jì)方法。王飛等[9]探究了應(yīng)用在鋼-ECC組合橋面板中的短栓釘受剪性能，認(rèn)為短栓釘連接的鋼-ECC組合橋面板具有較高的抗剪承載力。陳雷雷等[10]通過(guò)國(guó)內(nèi)外已有的研究，總結(jié)并介紹了栓釘連接件在鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)中的疲勞問(wèn)題，包括疲勞破壞模式、疲勞壽命預(yù)測(cè)、疲勞損傷理論等。蒲黔輝等[11]以栓釘端頭處的混凝土壓應(yīng)變?yōu)閰?shù)確定了栓釘拉拔承載力。

在既有試驗(yàn)研究中，缺乏重復(fù)荷載下栓釘抗拔性能劣化機(jī)理的研究。為此,本文進(jìn)行了8個(gè)栓釘試件在重復(fù)荷載下的拉拔試驗(yàn)，分析栓釘直徑、埋深及是否設(shè)置鋼筋網(wǎng)片對(duì)普通栓釘抗拔性能的影響，了解試件在反復(fù)拉拔時(shí)混凝土裂縫發(fā)展、栓釘拉拔承載力退化及試件的累積彈塑性變形情況。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

栓釘連接件抗拔性能與栓釘直徑、混凝土強(qiáng)度等級(jí)、栓釘在混凝土中埋深以及栓釘周圍是否設(shè)置鋼筋網(wǎng)片等因素有關(guān)?；谘芯恐貜?fù)荷載作用下栓釘連接件抗拔性能劣化機(jī)理的目的，選取栓釘直徑(19，22mm)和栓釘埋深(120，170mm)以及是否設(shè)置鋼筋網(wǎng)片為基本參數(shù)，共制作8個(gè)試件，試件編號(hào)及參數(shù)見(jiàn)表1。

試件參數(shù)設(shè)計(jì) 表1

試件混凝土板的整體尺寸為1 000mm×700mm×300mm，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40。為防止試驗(yàn)中混凝土折斷破壞，在試件兩側(cè)沿長(zhǎng)邊方向分別布置5根直徑16mm的抗折鋼筋，試件設(shè)計(jì)如圖1所示。

圖1 試件詳圖

試驗(yàn)所用混凝土立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值為43.5MPa，鋼筋材性實(shí)測(cè)值見(jiàn)表2。由于采購(gòu)的成品栓釘不滿足材性試驗(yàn)的尺寸要求，因此其強(qiáng)度指標(biāo)按照廠家提供的栓釘合格證書取值，抗拉強(qiáng)度f(wàn)u=430N/mm2，屈服強(qiáng)度f(wàn)y=325N/mm2。

鋼筋力學(xué)性能 表2

1.2 加載裝置及加載制度

拉拔荷載由穿心千斤頂提供，試驗(yàn)裝置如圖2所示。重復(fù)加載由荷載控制，逐級(jí)遞增，第一級(jí)荷載為10kN，之后每級(jí)荷載增幅10kN；拉拔試驗(yàn)主要考察不同荷載等級(jí)下混凝土對(duì)栓釘?shù)腻^固和栓釘對(duì)混凝土的拉拔作用，每級(jí)荷載下循環(huán)10次，直至試件破壞。

圖2 試驗(yàn)加載裝置圖

1.3 數(shù)據(jù)采集

栓釘與混凝土的相對(duì)位移由2個(gè)百分表采集(圖3中B1和B2)，相對(duì)位移取平均值；栓釘釘桿應(yīng)變測(cè)量采用預(yù)埋應(yīng)變計(jì)方式，在栓釘釘桿長(zhǎng)度方向預(yù)先加工寬度5mm、深度約2mm的凹槽，在凹槽內(nèi)布置2個(gè)應(yīng)變計(jì)(圖3中S1和S2)，2個(gè)應(yīng)變計(jì)相距60mm，并用改性丙烯酸酯膠黏劑回填凹槽，避免應(yīng)變計(jì)與周圍混凝土之間的摩擦。

圖3 百分表及栓釘應(yīng)變計(jì)布置圖

2 試驗(yàn)結(jié)果與破壞形態(tài)分析

2.1 試驗(yàn)過(guò)程與試驗(yàn)結(jié)果

試件SJ-19-120-R：荷載10kN與20kN重復(fù)加載時(shí)試件無(wú)明顯現(xiàn)象；荷載30kN第1次加載時(shí)，觀測(cè)到鋼板與混凝土分離，栓釘產(chǎn)生豎向位移；荷載100kN第3次卸荷后，觀測(cè)到鋼板沒(méi)有正常復(fù)位，栓釘出現(xiàn)殘余變形；荷載110kN第1次卸荷后，栓釘累積變形1.48mm；荷載110kN第4次加載時(shí)，混凝土出現(xiàn)垂直于其長(zhǎng)邊方向的裂縫；荷載120kN第1次卸荷時(shí)，栓釘殘余位移再次增加，累積變形達(dá)2.78mm；荷載120kN第4次加載，栓釘極限位移4.02mm。隨后試件承載力開(kāi)始下降，達(dá)到81.7kN后緩慢回升，混凝土裂縫不斷向壓梁方向延伸，鋼板周圍出現(xiàn)新的放射狀裂縫；試件承載力回升至86.6kN時(shí)，混凝土表面局部出現(xiàn)環(huán)狀裂縫；試件承載力回升至93kN時(shí)，其承載力再次下降，栓釘周圍混凝土裂縫快速發(fā)展，發(fā)生混凝土沖切破壞(圖4(a))，栓釘周圍混凝土明顯掀起，試件喪失承載能力。

試件SJ-22-120-RN：加載初期無(wú)明顯現(xiàn)象，栓釘與混凝土協(xié)調(diào)工作；荷載60kN第10次加載時(shí)，鋼板與混凝土分離，栓釘產(chǎn)生豎向位移；后續(xù)加載中，栓釘殘余位移不斷增長(zhǎng)；荷載100kN第1次及110kN第1次卸荷后，栓釘殘余位移增幅明顯；荷載110kN第7次加載時(shí)，栓釘位移3.86mm。試件承載力下降至76.63kN，混凝土表面突然出現(xiàn)向壓梁延伸的裂縫，裂縫寬度較??；荷載下降至70.58kN時(shí)，栓釘周圍出現(xiàn)數(shù)條放射狀裂縫及環(huán)狀裂縫，如圖4(b)所示，發(fā)生混凝土開(kāi)裂破壞；當(dāng)裂縫發(fā)展至混凝土表面時(shí)，鋼筋網(wǎng)片可防止混凝土環(huán)狀裂縫連通，減輕混凝土放射狀裂縫的寬度，栓釘、鋼筋網(wǎng)片和混凝土之間協(xié)同工作。

試件SJ-19-170-R：加載初期試件無(wú)明顯現(xiàn)象；荷載60kN第1次加載時(shí)，鋼板與混凝土分離，栓釘開(kāi)始產(chǎn)生豎向位移；隨加載、卸載循環(huán)的進(jìn)行，栓釘殘余位移緩慢增加；荷載110kN第1次及120kN第1次卸荷后，栓釘殘余位移顯著增加；荷載130kN第1次加載時(shí)，試件達(dá)到極限承載力124.33kN，栓釘位移6.29mm。隨著試件承載力開(kāi)始下降，荷載下降至121.83kN時(shí)，栓釘于絲扣末端拉斷，此時(shí)混凝土無(wú)裂縫產(chǎn)生，如圖4(c)所示。

根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象，試件SJ-22-120-R也出現(xiàn)混凝土沖切破壞；試件SJ-19-120-RN也出現(xiàn)混凝土開(kāi)裂破壞。栓釘埋深170mm的試件全部發(fā)生栓釘拉斷破壞如圖4(c)所示，栓釘周圍混凝土無(wú)裂縫出現(xiàn)。8個(gè)試件的試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表3。

圖4 混凝土及栓釘?shù)钠茐男螒B(tài)

試驗(yàn)結(jié)果 表3

2.2 破壞形態(tài)分析

由試驗(yàn)結(jié)果可知，試件在反復(fù)拉拔時(shí)出現(xiàn)三種破壞形態(tài)：1)混凝土開(kāi)裂破壞。設(shè)置鋼筋網(wǎng)片的試件，在重復(fù)拉力作用下栓釘釘頭凸緣部位對(duì)混凝土產(chǎn)生很大的環(huán)向拉力，并沿一定角度擴(kuò)散，釘頭部位混凝土受壓開(kāi)裂。隨著荷載增大，與釘頭凸緣部分接觸的混凝土被壓碎，裂縫不斷向表面發(fā)展，出現(xiàn)以栓釘為中心的放射狀裂縫和以栓釘釘桿為中心的局部環(huán)狀裂縫，鋼筋網(wǎng)片可減輕混凝土放射狀裂縫寬度。2)混凝土沖切破壞。未設(shè)置鋼筋網(wǎng)片的試件，栓釘和混凝土的受力及相對(duì)運(yùn)動(dòng)與素混凝土剪切破壞相似，形成混凝土沖切錐體，并產(chǎn)生典型的沖切破壞。3)栓釘拉斷破壞。重復(fù)荷載作用下，栓釘釘桿與混凝土產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)，較大的栓釘埋深使得混凝土的抗沖切能力增大，栓釘釘頭與混凝土接觸部位沒(méi)有壓碎，而栓釘釘桿發(fā)生頸縮，最終栓釘斷裂破壞。

表3中RN與R兩組試件相似之處：栓釘埋深170mm時(shí)，隨栓釘直徑增加，栓釘反復(fù)拉拔試件極限承載力提高；栓釘埋深120mm時(shí)，試件極限承載力變化不明顯；栓釘直徑相同時(shí)，隨栓釘深徑比增大，試件極限位移增加。試件極限承載力的具體變化如下：

無(wú)鋼筋網(wǎng)片試件組：栓釘埋深170mm時(shí)，栓釘直徑由19mm增加至22mm，試件極限承載力增幅24.7%；栓釘直徑相同，栓釘埋深由120mm增加至170mm，栓釘直徑19mm的試件極限承載力提升5%，栓釘直徑22mm的試件極限承載力提升41.3%。有鋼筋網(wǎng)片試件組：栓釘埋深170mm時(shí)，栓釘直徑由19mm增加至22mm，試件極限承載力增幅33.7%；栓釘直徑相同，栓釘埋深由120mm增加至170mm，栓釘直徑19mm的試件極限承載力提升12.5%，栓釘直徑22mm的試件極限承載力提升52.0%。因此，設(shè)置鋼筋網(wǎng)片時(shí)試件極限承載力提高幅度較大。鋼筋網(wǎng)片可防止混凝土環(huán)狀裂縫連通，減輕混凝土放射狀裂縫的寬度，增加栓釘直徑較大試件的極限位移，減小栓釘直徑較小試件的極限位移。

本次試驗(yàn)加卸載次數(shù)最多為161次，最少為101次，發(fā)生混凝土開(kāi)裂和沖切破壞的試件重復(fù)加載次數(shù)較少；發(fā)生栓釘拉斷破壞的試件重復(fù)加載次數(shù)較多。對(duì)比發(fā)生混凝土沖切破壞與混凝土開(kāi)裂破壞的試件發(fā)現(xiàn)，布置鋼筋網(wǎng)片會(huì)阻止混凝土沖切破壞；適當(dāng)減小鋼筋網(wǎng)片與栓釘頂頭的垂直距離，可以有效抑制混凝土局部受壓區(qū)附近初始裂縫的快速發(fā)展。因此應(yīng)考慮鋼筋網(wǎng)片埋深對(duì)栓釘拉拔破壞形式的影響。

3 栓釘連接件抗拔性能劣化機(jī)理分析

3.1 荷載-位移曲線

8個(gè)試件的荷載-位移曲線如圖5所示。由圖5可見(jiàn)，荷載級(jí)別較小時(shí)，各試件加卸載曲線十分密集，試件處于彈性階段；隨著荷載級(jí)別的增加，各試件加卸載曲線逐漸稀疏，逐步累積塑性變形。荷載約為80～90kN時(shí)，直徑為19mm的栓釘產(chǎn)生明顯的變形。荷載在100～120kN時(shí)，直徑為22mm的栓釘開(kāi)始產(chǎn)生明顯變形。對(duì)比試件SJ-19-120-R，SJ-19-120-RN及試件SJ-22-120-R，SJ-22-120-RN的荷載-位移曲線可以發(fā)現(xiàn)，鋼筋網(wǎng)片的存在，使試件SJ-19-120-RN，SJ-22-120-RN的變形發(fā)展趨勢(shì)更加平緩，減小了位移突變，這對(duì)于保證鋼梁與混凝土之間的有效連接及組合結(jié)構(gòu)優(yōu)勢(shì)的充分發(fā)揮起到重要作用。試件SJ-22-120-RN在加載后期的抗拔性能表現(xiàn)明顯好于其他試件，原因是其栓釘深徑比最小，造成混凝土受荷明顯，傳遞給混凝土的荷載被鋼筋網(wǎng)片承擔(dān)，進(jìn)而改善了試件的抗拔性能。由此可知，當(dāng)栓釘深徑比較小時(shí)，鋼筋網(wǎng)片的存在能明顯改善栓釘在較大荷載下的抗拔性能。需要指出的是，栓釘在某一荷載級(jí)別下反復(fù)拉拔次數(shù)較多時(shí)，其位移變化幅度增加，可能導(dǎo)致鋼梁與混凝土分離明顯，使構(gòu)件由組合構(gòu)件變成疊合構(gòu)件，喪失組合構(gòu)件的優(yōu)勢(shì)。

圖5 試件荷載-位移曲線

3.2 骨架曲線分析

取荷載-位移曲線各級(jí)加載第1次循環(huán)的峰值點(diǎn)連線得到各試件在重復(fù)荷載下的骨架曲線，如圖6所示。

圖6 試件骨架曲線

對(duì)于無(wú)鋼筋網(wǎng)片試件，從圖6(a)可知，加載至50kN前(荷載級(jí)別小于5)，同一荷載級(jí)別下各個(gè)試件位移差別很小，所有試件位移值均在0.35mm以下，栓釘與混凝土幾乎沒(méi)有損傷；加載至80kN(荷載級(jí)別大于8)及以后，栓釘直徑較小的試件應(yīng)力較大，變形明顯增加，開(kāi)始出現(xiàn)損傷，如加載至80kN時(shí)試件SJ-19-170-R變形為1.08mm，試件SJ-22-170-R變形為0.68mm；埋深大的栓釘自身變形比混凝土變形突出，試件總體變形較大，如試件SJ-19-170-R，SJ-22-170-R破壞時(shí)的變形分別達(dá)到6.5，6.3mm，遠(yuǎn)大于試件SJ-19-120-R，SJ-22-120-R破壞時(shí)的變形3.3，3.0mm；栓釘直徑較大的試件，其加載前期變形相差不大，但加載后期(荷載級(jí)別大于8)，相同荷載級(jí)別下試件SJ-22-170-R的變形明顯小于試件SJ-22-120-R；栓釘直徑較大的試件，栓釘應(yīng)力和變形較?。惠^大的栓釘埋深增加了混凝土的沖切體積，混凝土應(yīng)力和沖切變形較小，混凝土總體損傷較輕；隨栓釘埋深增加，兩種栓釘直徑(19mm和22mm)的試件在加載后期的變形規(guī)律相反。從試驗(yàn)現(xiàn)象上看，試件SJ-19-120-R，SJ-22-120-R均發(fā)生混凝土錐體破壞，且試件SJ-22-120-R最終混凝土的破壞情況更加嚴(yán)重，在后期加載過(guò)程中，混凝土內(nèi)部損傷嚴(yán)重，加劇了其位移的發(fā)展。

對(duì)于有鋼筋網(wǎng)片試件，從圖6(b)可知，加載至50kN前(荷載級(jí)別小于5)，同一荷載級(jí)別下各個(gè)試件位移差別很小，所有試件位移值均在0.25mm以下，栓釘與混凝土幾乎沒(méi)有損傷；加載至80kN時(shí)，與無(wú)鋼筋網(wǎng)片試件(圖6(a))比較，各荷載級(jí)別下試件位移明顯減小，如試件SJ-19-170-RN的位移為0.25mm，而試件SJ-19-170-R的位移為1.0mm，這是因?yàn)殇摻罹W(wǎng)片可抑制混凝土裂縫發(fā)展，減小混凝土總體變形所致；栓釘埋深較小時(shí)，發(fā)生混凝土破壞(包含混凝土錐體破壞及混凝土開(kāi)裂破壞，余同)的試件，各級(jí)荷載下其變形隨栓釘直徑的增大而增大；試件SJ-22-120-RN的骨架曲線在彈性階段的初始斜率顯著低于其他試件，這是由于位移計(jì)下鋼片間隙所致。

3.3 累積彈塑性變形

整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程，在每個(gè)荷載級(jí)別下循環(huán)10次，隨著加卸載次數(shù)的增加，栓釘?shù)奈灰浦饾u增大，并在每個(gè)荷載級(jí)別形成平臺(tái)，直至加載至極限荷載時(shí)，形成數(shù)個(gè)臺(tái)階(圖5)。各試件的荷載-位移曲線均出現(xiàn)明顯的“位移平臺(tái)”現(xiàn)象，位移平臺(tái)寬度(每級(jí)荷載下栓釘位移最大值與最小值的差值)的變化情況可以反映荷載級(jí)別遞增過(guò)程中累積的彈性及塑性變形過(guò)程。各荷載級(jí)別下的位移平臺(tái)寬度變化情況如圖7所示，具體數(shù)值見(jiàn)表4。

圖7 各試件荷載級(jí)別與位移平臺(tái)寬度變化曲線

試件在各荷載級(jí)別下的位移平臺(tái)寬度/mm 表4

由圖7(a)可知，在無(wú)鋼筋網(wǎng)片的情況下，當(dāng)栓釘深徑比h/d=5.5(即試件SJ-22-120-R)時(shí)，在較小荷載級(jí)別時(shí)試件就會(huì)有較大的位移平臺(tái)寬度，如荷載級(jí)別為5時(shí)，位移平臺(tái)寬度為0.3mm；加大深徑比，試件的位移平臺(tái)寬度隨著荷載級(jí)別的增加大致均勻增加。對(duì)比圖7(a)，(b)可知，相對(duì)無(wú)鋼筋網(wǎng)片試件，試件中布置鋼筋網(wǎng)片后，深徑比最小的試件SJ-22-120-RN位移平臺(tái)寬度增幅均勻，其余各試件位移平臺(tái)寬度增幅存在明顯波動(dòng)。綜合圖7及表4可知，栓釘直徑相同時(shí)，隨著栓釘埋深增加，添加鋼筋網(wǎng)片可減小位移平臺(tái)寬度；直徑19mm和22mm的栓釘在荷載級(jí)別分別大于8和10時(shí)，即相當(dāng)于達(dá)到栓釘屈服荷載的80%～86%時(shí)，試件開(kāi)始有明顯的累積變形(包括彈性變形及塑性變形)。將荷載級(jí)別與位移平臺(tái)寬度變化曲線進(jìn)行回歸，回歸結(jié)果見(jiàn)圖7，可知，試件累積彈塑性變形隨著荷載級(jí)別增加呈二次函數(shù)曲線增長(zhǎng)。

3.4 剛度退化

各試件骨架曲線在位移0.30mm之后表現(xiàn)出明顯的非線性特征，因此選取各試件位移0.30mm之后的荷載級(jí)別，計(jì)算試件各荷載級(jí)別下的割線剛度，繪制割線剛度退化曲線，如圖8所示。割線剛度按式(1)計(jì)算：

(1)

式中：K為割線剛度，kN/mm；P為各加載級(jí)別所對(duì)應(yīng)的荷載值，kN；S為每級(jí)荷載第一次加載時(shí)的栓釘位移，mm。

由圖8(a)可知，無(wú)鋼筋網(wǎng)片時(shí)，試件的剛度退化規(guī)律與其破壞形態(tài)有關(guān)。相同直徑下，發(fā)生栓釘拉斷破壞試件比發(fā)生混凝土破壞試件的剛度退化速度更快。栓釘埋深170mm的試件剛度退化速度均快于埋深120mm的試件；栓釘埋深相同時(shí)，不同栓釘直徑的試件剛度退化趨勢(shì)基本一致。

由圖8(b)可知，布置鋼筋網(wǎng)片后，相同栓釘直徑下，栓釘直徑19mm時(shí)，加載前期試件SJ-19-120-RN剛度退化速度快于試件SJ-19-170-RN，此兩個(gè)試件加載后期剛度退化規(guī)律相反；栓釘直徑22mm時(shí)，加載前期試件SJ-22-170-RN剛度退化速度快于試件SJ-22-120-RN，此兩個(gè)試件加載后期剛度退化規(guī)律則相反。相同栓釘埋深下，栓釘直徑19mm的試件剛度退化速度均快于栓釘直徑22mm的試件。由以上分析可知，布置鋼筋網(wǎng)片后，相同破壞形態(tài)下，栓釘直徑的增大有助于減緩試件剛度退化的速度。

圖8 各試件剛度退化曲線

3.5 栓釘累積應(yīng)變

試件荷載-栓釘應(yīng)變曲線見(jiàn)圖9，無(wú)論試件是發(fā)生混凝土破壞還是栓釘拉斷破壞，栓釘均表現(xiàn)出明顯的累積損傷。相同荷載下，試件SJ-22-120-R的栓釘應(yīng)變小于試件SJ-22-170-R的栓釘應(yīng)變。發(fā)生混凝土破壞的試件，在加載至屈服荷載之前(80kN左右)，栓釘和混凝土出現(xiàn)明顯的累積損傷；發(fā)生栓釘拉斷破壞的試件，在加載達(dá)到栓釘屈服荷載(120kN左右)時(shí)栓釘出現(xiàn)累積損傷，與栓釘相比，混凝土損傷較小。

圖9 試件荷載-栓釘應(yīng)變曲線

3.6 混凝土累積應(yīng)變

試件混凝土內(nèi)部應(yīng)變情況如圖10所示。相同荷載下，栓釘直徑較小時(shí)試件混凝土應(yīng)變較大，試件發(fā)生混凝土破壞，鋼筋網(wǎng)片對(duì)混凝土的約束作用不明顯；試件發(fā)生栓釘拉斷破壞時(shí)，鋼筋網(wǎng)片可減小混凝土內(nèi)部的應(yīng)變，可一定程度減小混凝土內(nèi)部開(kāi)裂程度。在鋼筋截面面積不變的情況下，采用較小直徑的鋼筋或變形鋼筋可有效減小混凝土的開(kāi)裂程度。試驗(yàn)中鋼筋網(wǎng)片間距100mm，采用熱軋帶肋鋼筋(HRB鋼筋)，如減小鋼筋直徑、間距，將對(duì)混凝土的澆筑造成影響，因此建議增加鋼筋網(wǎng)片的埋深，即減小栓釘釘頭至鋼筋網(wǎng)片的垂直距離，通過(guò)這種方法可限制混凝土過(guò)早開(kāi)裂。

圖10 試件荷載-混凝土內(nèi)部應(yīng)變曲線

4 結(jié)論

(1)隨栓釘直徑和埋深增加，試件極限承載力提高幅度較大；栓釘深徑比相同時(shí)，無(wú)鋼筋網(wǎng)片和設(shè)置鋼筋網(wǎng)片的兩組試件極限承載力相差很?。辉O(shè)置鋼筋網(wǎng)片的試件，極限承載力提高幅度較大。

(2)低應(yīng)力狀態(tài)下重復(fù)加載，栓釘與混凝土幾乎沒(méi)有損傷；荷載達(dá)到80kN后，栓釘直徑較小的試件變形明顯增加，較早出現(xiàn)損傷。栓釘直徑和埋深較大的試件，混凝土的沖切體積增大，荷載達(dá)到100kN后，出現(xiàn)明顯變形，因此損傷出現(xiàn)較晚。

(3)栓釘深徑比的增加可以提高栓釘抗拔破壞時(shí)的變形能力；設(shè)置鋼筋網(wǎng)片會(huì)增加栓釘直徑較大試件的極限位移，也會(huì)減小栓釘直徑較小試件的極限位移。

(4)栓釘直徑相同時(shí)，隨著栓釘埋深增加，鋼筋網(wǎng)片可減小試件在荷載級(jí)別遞增過(guò)程中的累積彈性及塑性變形。

(5)相同直徑下，發(fā)生栓釘拉斷破壞的試件比發(fā)生混凝土破壞(包括混凝土錐體破壞及混凝土開(kāi)裂破壞)試件的剛度退化速度更快。設(shè)置鋼筋網(wǎng)片后，相同破壞形態(tài)下，栓釘直徑的增大有助于減緩試件剛度退化的速度。