戚菁菁， 曹 華， 卜明華， 胡 曉， 呂偉榮， 黃 志

(1 湖南科技大學(xué)土木工程學(xué)院， 湘潭 411021；2 湖南省建筑設(shè)計(jì)院有限公司， 長沙 410012)

0 引言

鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)能充分發(fā)揮鋼材和混凝土各自的材料特性，兼顧鋼結(jié)構(gòu)和混凝土結(jié)構(gòu)的優(yōu)點(diǎn)，具有顯著的技術(shù)經(jīng)濟(jì)效益和社會(huì)效益，是具備一系列優(yōu)點(diǎn)的新型結(jié)構(gòu)形式。在鋼-混凝土組合構(gòu)件中，栓釘抗剪連接件作為廣泛使用的主要傳力部件，能協(xié)調(diào)鋼與混凝土界面之間的受力及變形，使兩者共同受力，其受力性能對(duì)充分發(fā)揮兩種材料的優(yōu)勢(shì)起著至關(guān)重要的作用。然而，栓釘抗剪連接件在混凝土中的力學(xué)行為極為復(fù)雜，以鋼-混凝土組合梁為例，栓釘與混凝土翼緣板的抗剪傳力類似于線接觸的圓柱形鉸，栓釘周邊3d(d為栓釘直徑)范圍內(nèi)的混凝土受栓釘“剪撬”局壓集中作用極易在與栓釘接觸的混凝土內(nèi)部產(chǎn)生劈裂微裂縫[1-3]，顯然該劈裂微裂縫在混凝土內(nèi)部擴(kuò)展，遇到橫向鋼筋的約束才得到相對(duì)有效的抑制。這種無有效約束的劈裂引起的界面滑移效應(yīng)在一定程度上減小了組合梁剛度，降低了結(jié)構(gòu)的耐久性[4]。國內(nèi)外學(xué)者為解決上述問題，使鋼梁與混凝土板更好地共同工作，主要采取以下幾方面措施：1)提出各種新型剪力連接件，如雙釘頭型栓釘剪力連接件[5]，Perfoband Strip剪力連接件[6]等；2)采用高強(qiáng)高性能混凝土[7-9]，如高強(qiáng)高性能混凝土、鋼纖維混凝土及纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料在組合梁中的研究應(yīng)用等，其相對(duì)成本目前均較高；3)采用在組合梁混凝土翼緣板中施加預(yù)應(yīng)力[10]的措施，然而混凝土翼緣板中的預(yù)應(yīng)力導(dǎo)入度較低，混凝土板厚較大，工藝較復(fù)雜，需要專門的設(shè)備，對(duì)施工質(zhì)量要求甚高[11]；4)采用構(gòu)造措施來限制縱向劈裂的發(fā)展，如目前我國《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017—2017)(條文說明)[12]中第14.6.3，14.6.4條建議配置橫向抗剪鋼筋來約束混凝土板縱向劈裂，而此處的橫向抗剪鋼筋與翼緣板沿縱向剪切方向分布的混凝土板支座的負(fù)彎矩計(jì)算所需鋼筋不能互相替代，疊加后將導(dǎo)致混凝土板內(nèi)的橫向布置鋼筋密集到無法布置(在完全抗剪連接的組合構(gòu)件設(shè)計(jì)中尤為顯著)。以上措施對(duì)解決連接件“剪撬”局壓劈裂的針對(duì)性較差，有必要對(duì)現(xiàn)有的剪力連接件進(jìn)行技術(shù)升級(jí)改良，采用針對(duì)性較強(qiáng)的構(gòu)造措施來解決栓釘與栓釘周邊混凝土“剪撬”局壓劈裂破壞的問題，有效提高鋼-混凝土界面?zhèn)髁Φ膭偠?，推?dòng)鋼-混凝土組合構(gòu)件在大跨度橋梁與高層鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)中的廣泛應(yīng)用。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

本文提出一種帶約束構(gòu)造的新型栓釘抗剪連接件，該新型抗剪連接件是在普通栓釘外緣3d范圍內(nèi)澆筑一圈高強(qiáng)細(xì)石混凝土，在高強(qiáng)細(xì)石混凝土外柱面密貼纏繞包裹2～3周碳纖維織物，然后在高強(qiáng)細(xì)石混凝土外側(cè)6d處同心環(huán)繞螺旋筋，并通過澆筑方式成型在鋼筋混凝土翼緣中(圖1)。

圖1 帶約束構(gòu)造的栓釘抗剪連接件示意圖

試驗(yàn)設(shè)計(jì)并制作5個(gè)帶約束構(gòu)造和1個(gè)無約束構(gòu)造(傳統(tǒng)栓釘)抗剪連接件推出試件，推出試件型鋼選用Q355B，規(guī)格為HW250×250×9×14，混凝土板強(qiáng)度等級(jí)為C30，寬度為600mm，高度為650mm，厚度為120mm，栓釘周圍3d范圍內(nèi)的高強(qiáng)混凝土按照C80等級(jí)設(shè)計(jì)，鋼筋采用HRB400級(jí)熱軋帶肋鋼筋。

栓釘按照《電弧螺柱焊用圓柱頭栓釘》(GB/T 10432—2002)規(guī)范選用ML-15材料，其中栓釘直徑分別為16，19，22，25mm四種，長度均為100mm，具體構(gòu)造及尺寸如圖2所示。推出試件SD-1～SD-6具體參數(shù)如表1所示。

圖2 帶約束構(gòu)造的栓釘抗剪連接件推出試件(栓釘直徑19mm)

推出試驗(yàn)試件規(guī)格參數(shù) 表1

1.2 試驗(yàn)裝置及加載方案

本試驗(yàn)在湖南科技大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室500T長柱試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行加載，試驗(yàn)采用DH3821靜態(tài)應(yīng)變分析系統(tǒng)同步采集試驗(yàn)時(shí)鋼筋應(yīng)變以及栓釘應(yīng)變值，數(shù)顯百分表采集鋼-混凝土相對(duì)滑移，荷載采集選用量程200T的YN-TJ3柱式稱重傳感器。推出試驗(yàn)裝置如圖3所示。

圖3 推出試驗(yàn)裝置圖

本試驗(yàn)是集中荷載靜力試驗(yàn)，采用單調(diào)分級(jí)加載方式，加載分為預(yù)加載和正式加載兩個(gè)階段。預(yù)加載階段：荷載從初始值加到極限荷載的40%，持續(xù)一段時(shí)間，待百分表等穩(wěn)定之后，卸載到極限荷載的5%，循環(huán)加載5次。正式加載階段：正式加載為分級(jí)加載，開始時(shí)每級(jí)荷載為理論極限荷載的1/15～1/10逐級(jí)加載，當(dāng)荷載加載到極限荷載的50%時(shí)，每級(jí)荷載減少為極限荷載的1/20～1/15，當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的80%時(shí)，每級(jí)增加荷載繼續(xù)減小，直到加載到試件結(jié)構(gòu)破壞。

2 試驗(yàn)分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象、破壞形態(tài)及極限推出荷載

本試驗(yàn)6個(gè)試件在靜力荷載作用下最終破壞呈現(xiàn)兩種截然不同的破壞形態(tài)，其中試件SD-1，SD-2，SD-3為栓釘剪斷破壞，試件SD-4，SD-5，SD-6為混凝土壓潰破壞。6個(gè)試件的推出試件極限推出荷載如表2所示。

推出試件極限推出荷載 表2

試件SD-2直到栓釘被剪斷,普通混凝土也沒有出現(xiàn)任何裂縫，栓釘剪斷后栓釘周圍高強(qiáng)混凝土雖然觀察到細(xì)微的裂縫，但該細(xì)微的裂縫發(fā)展到碳纖維約束處并沒有繼續(xù)向外擴(kuò)展，如圖4所示。傳統(tǒng)對(duì)比試件SD-3推出荷載加載至496kN(約0.78Vu)時(shí)，對(duì)應(yīng)滑移已達(dá)1mm，已經(jīng)開始出現(xiàn)混凝土劈裂；當(dāng)推出荷載加載至635kN(約1.0Vu)，對(duì)應(yīng)的平均滑移2.11mm，試件混凝土底部出現(xiàn)了多條裂縫，裂縫由底部向中間逐漸貫通開展，混凝土板面出現(xiàn)了多條斜裂縫，栓釘剪斷前平均滑移達(dá)9.45mm。剪斷后栓釘下側(cè)的混凝土受壓區(qū)出現(xiàn)了混凝土開裂粉碎的現(xiàn)象，且栓釘根部周圍混凝土呈現(xiàn)多條逐漸向外擴(kuò)展的裂縫(圖5)。推出試驗(yàn)中試件SD-2與試件SD-3最終的破壞盡管均為栓釘剪斷破壞，但實(shí)測(cè)的推出荷載-滑移曲線顯示試件SD-2較試件SD3具有顯著的剛度優(yōu)勢(shì)(詳見2.2節(jié))。

圖4 試件SD-2栓釘剪斷破壞

圖5 試件SD-3栓釘剪斷破壞

試件SD-4，SD-5，SD-6分別在推出荷載加載至850，840，980kN前無任何裂縫產(chǎn)生，其對(duì)應(yīng)的平均滑移值分別為0.89，0.83，0.83mm，當(dāng)加載達(dá)到上述荷載時(shí)，混凝土板面開始出現(xiàn)肉眼可見細(xì)微裂縫(裂寬小于0.1mm)。隨著荷載繼續(xù)增加，栓釘周圍開始出現(xiàn)豎向裂縫，混凝土板底也出現(xiàn)了由板底延伸到栓釘高度處的裂縫，板面混凝土裂縫呈現(xiàn)混凝土逐漸壓潰裂縫逐漸貫通的特點(diǎn)，混凝土壓潰的峰值荷載分別為1 090，1 235，1 350kN，其對(duì)應(yīng)平均滑移分別為5.70，6.43，3.51mm。當(dāng)荷載達(dá)到峰值荷載后，混凝土板外側(cè)出現(xiàn)橫向裂縫以及新的豎向裂縫，最終混凝土板中鋼筋被壓彎變形向外拱出(混凝土板雙層橫向鋼筋之間未設(shè)置必要的拉鉤)，此時(shí)混凝土板與鋼梁的界面滑移持續(xù)增加，但其栓釘并不能被剪斷，試件SD-4壓潰破壞如圖6所示。

圖6 試件SD-4混凝土壓潰破壞

2.2 試件荷載-滑移曲線

將推出試驗(yàn)實(shí)測(cè)的栓釘荷載-滑移曲線的結(jié)果與《鋼-混凝土組合橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50917—2013)[14](簡稱橋梁規(guī)范)中第6.3.1條給出的栓釘荷載-滑移的計(jì)算模型進(jìn)行對(duì)比，得到抗剪連接件推出試件的荷載-滑移曲線對(duì)比圖，如圖7所示。

圖7 帶約束構(gòu)造的試件荷載-滑移曲線

由圖7可知，不同直徑栓釘推出試件的荷載-滑移曲線具有相同的變化趨勢(shì)，試件SD-2曲線在加載初期比傳統(tǒng)栓釘試件和橋梁規(guī)范計(jì)算的曲線趨勢(shì)均陡峭。帶約束構(gòu)造的栓釘抗剪連接件的初始剛度較傳統(tǒng)栓釘大，在加載各階段，其剛度優(yōu)勢(shì)明顯。約束構(gòu)造有效提高了栓釘抗剪連接件的開裂荷載，較傳統(tǒng)栓釘具有強(qiáng)韌界面抗剪剛度的顯著優(yōu)勢(shì)。

通過比較5個(gè)帶約束構(gòu)造推出試件的荷載-滑移曲線(圖7(b))可知，在線彈性階段，曲線上升段趨勢(shì)陡峭且斜率基本保持穩(wěn)定，說明初始剛度較大。除了試件SD-1外，當(dāng)荷載達(dá)到800kN之后，曲線開始出現(xiàn)明顯彎曲，滑移增大明顯，此時(shí)各試件開始出現(xiàn)裂縫。對(duì)于直徑25mm的栓釘試件SD-5，SD-6，線彈性階段兩者曲線重合，當(dāng)試件出現(xiàn)裂縫以后，兩者滑移才出現(xiàn)差異，說明增加橫向配筋率，對(duì)開裂荷載影響不大，但對(duì)極限承載力有一定的影響，且栓釘直徑越大，抗剪連接件抗剪面積越大，抗剪性能越好，承載力越高。

2.3 推出荷載-鋼筋應(yīng)變曲線

為對(duì)各個(gè)試件混凝土板中的橫向鋼筋應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行分析，在混凝土翼緣板中橫向鋼筋上布置應(yīng)變片，如圖8所示。各試件推出荷載-鋼筋應(yīng)變曲線見圖9。

圖8 鋼筋應(yīng)變片布置

圖9 各試件推出荷載-鋼筋應(yīng)變曲線

由圖9可知，試件SD-1的鋼筋應(yīng)變最小，栓釘推斷時(shí)，平均單釘荷載達(dá)50kN時(shí)對(duì)應(yīng)的鋼筋應(yīng)變?yōu)?70×10-6，對(duì)應(yīng)鋼筋應(yīng)力34MPa，橫向鋼筋處于較小應(yīng)力下的彈性階段，由于經(jīng)歷了二次循環(huán)加載至設(shè)計(jì)受剪承載力，栓釘直接發(fā)生剪斷。

比較新型試件SD-2和傳統(tǒng)試件SD-3的鋼筋應(yīng)變數(shù)據(jù)可知，當(dāng)試件SD-2推出荷載達(dá)到635kN時(shí)，平均單釘荷載達(dá)79kN(設(shè)計(jì)受剪承載力)，對(duì)應(yīng)滑移量0.47mm，為試件SD-3的22%；試件SD-2對(duì)應(yīng)鋼筋應(yīng)力20MPa, 為試件SD-3的40%；當(dāng)試件SD-2推出荷載達(dá)到800kN時(shí)，對(duì)應(yīng)滑移量1.1mm，為試件SD-3的21%；試件SD-2對(duì)應(yīng)鋼筋應(yīng)力50MPa，為試件SD-3的25%；至栓釘推斷前推出荷載達(dá)到935kN時(shí)，剪斷前平均的滑移量達(dá)到4.1mm，為試件SD-3的43%；此時(shí)對(duì)應(yīng)最大的鋼筋應(yīng)力150MPa，橫向鋼筋應(yīng)力未達(dá)到屈服應(yīng)力，直至最終栓釘發(fā)生剪斷。說明自帶約束構(gòu)造的栓釘抗剪連接件較傳統(tǒng)栓釘抗剪連接件能有效減小鋼-混凝土界面之間60%～79%的滑移量，降低橫向鋼筋中57%～75%拉應(yīng)力水平。

試件SD-4，SD-5，SD-6最終均為混凝土壓潰破壞，推出試件開裂荷載為890kN時(shí)，對(duì)應(yīng)滑移平均值為0.85mm，此時(shí)混凝土板內(nèi)橫向配筋應(yīng)力不大于160MPa，隨著推出荷載逐步達(dá)到混凝土壓潰的峰值，橫向鋼筋逐漸屈服，對(duì)應(yīng)最大的鋼筋應(yīng)變超過1 800ε，鋼筋進(jìn)入流塑狀態(tài)，采用橫向鋼筋的配筋形式對(duì)最終的壓潰峰值荷載大小僅有不足8%的影響。

2.4 橫向鋼筋受力狀態(tài)分析

根據(jù)文獻(xiàn)[15]可知，混凝土板對(duì)栓釘所受縱向剪力的抗力可通過一個(gè)能同等應(yīng)用于受壓混凝土板中的桁架三角模型來研究(圖10)。在該模型中，單個(gè)栓釘所受的剪力P由混凝土壓力C和鋼筋拉桿所受的拉力Ts來平衡。通過桁架三角單元的受力平衡條件和全破壞過程中夾角θ變化的特征來研究橫向鋼筋的受力狀態(tài)。

圖10 桁架三角單元模型

通過模型可得到：

Ts=εs·Es·As

式中：P為單釘所受的剪力；Ts為上排或下排橫向鋼筋所受拉力之和；εs為橫向鋼筋的應(yīng)變；Es為鋼筋彈性模量；As為橫向鋼筋的橫截面面積。

采用上述模型得到試件SD-2，SD-3，SD-5在全破壞過程中夾角θ的數(shù)值變化，繪制成夾角-滑移曲線，如圖11所示。

圖11 夾角-滑移曲線

由橫向鋼筋的拉桿平衡條件可知：Ts=0.5Ptanθ，試件SD-2在滑移開始直至栓釘剪斷夾角θ與滑移s基本呈線性增長關(guān)系，夾角θ變化范圍2°～8°；而試件SD-3夾角θ變化范圍2°～26°。栓釘推斷時(shí)試件SD-2，SD-3對(duì)應(yīng)的夾角θ分別為8°和26°，試件SD-2栓釘剪斷對(duì)應(yīng)橫向鋼筋的拉力僅為試件SD-3的28.8%。說明自帶約束構(gòu)造的栓釘抗剪連接件的約束構(gòu)造能夠有效地抑制混凝土開裂及劈裂發(fā)展，即使在栓釘剪斷前剪斷荷載相同的情況下，可較傳統(tǒng)栓釘抗剪連接件抗縱向劈裂減少約71.2%的橫向鋼筋的用量，顯然，采用自帶約束構(gòu)造的栓釘抗剪連接件能讓更多的橫向鋼筋用于承受沿縱向剪切方向分布的混凝土板支座的負(fù)彎矩作用，有利于適當(dāng)增大組合梁翼緣板的跨度。

通過分析試件SD-5(長徑比為4)的夾角-滑移曲線得知，當(dāng)滑移達(dá)到0.8mm左右時(shí)，θ有很明顯的陡增，此時(shí)混凝土板開始出現(xiàn)壓潰開裂裂縫。當(dāng)滑移達(dá)到2mm，上排鋼筋的夾角θ達(dá)到6°，下排鋼筋的夾角θ達(dá)到12°時(shí)，栓釘在混凝土板內(nèi)的壓力并不均勻，鋼筋橫向拉力分布也不均勻，板底鋼筋拉力約為板頂鋼筋拉力的2.02倍；當(dāng)滑移達(dá)到7mm左右，上排鋼筋的夾角θ達(dá)到12°，下排鋼筋的夾角θ達(dá)到32°時(shí)，板底鋼筋拉力約為板頂鋼筋拉力的2.94倍，混凝土被壓潰，試件整體失效。根據(jù)最終壓潰破壞的特點(diǎn)建議在混凝土翼緣板上下層鋼筋間適當(dāng)增設(shè)拉結(jié)鋼筋以增大壓潰峰值荷載及延性。

2.5 試件栓釘?shù)目辜魟偠确治?/h3>

本次試驗(yàn)C30混凝土翼緣板均為120mm厚，較傳統(tǒng)推出試驗(yàn)的翼緣板減小30mm，考慮栓釘直徑和長徑比兩個(gè)因素對(duì)抗剪剛度的影響。按橋梁規(guī)范分別取滑移s=0.5，1，2，4mm，對(duì)應(yīng)的剪力為0.5Vu，0.68Vu，0.82Vu，0.91Vu，推出試件試驗(yàn)荷載-滑移曲線與橋梁規(guī)范、新鋼標(biāo)的比較如表3所示。

由表3可知，當(dāng)滑移為0.5mm時(shí)，自帶約束構(gòu)造的栓釘剛度較橋梁規(guī)范提高值在1.25～2.05之間，即使滑移達(dá)到4mm，帶約束構(gòu)造的栓釘剛度較橋梁規(guī)范提高值仍在1.19～1.59，試件SD-2的提高幅度最為顯著，其對(duì)應(yīng)的栓釘長徑比5.26，試件SD-2栓釘剪斷前的剛度是橋梁規(guī)范剛度值的1.64倍。栓釘長徑比均為4的試件SD-5，SD-6，滑移0.5mm時(shí)，自帶約束構(gòu)造的栓釘剛度較橋梁規(guī)范提高均值為1.34，滑移4mm時(shí)，自帶約束構(gòu)造的栓釘剛度較橋梁規(guī)范提高均值為1.25，大直徑栓釘不會(huì)發(fā)生界面栓釘剪斷，但應(yīng)控制混凝土整體壓潰開裂荷載及壓潰峰值荷載。

目前常用的栓釘抗剪剛度的計(jì)算方法有Eurocode4規(guī)范方法、日本規(guī)范方法、0.8mm割線法以及近似公式法[16]。本次試驗(yàn)中的6個(gè)基本推出試件的單釘平均抗剪剛度值采用上述4種剛度[16-17]計(jì)算的結(jié)果如表4所示。由表4可見：

(1)栓釘?shù)目辜魟偠萚13-14,16-21]計(jì)算方法盡管各不相同，但各種剛度計(jì)算栓釘?shù)目辜魟偠忍岣咴?.69～1.57范圍內(nèi)，其中傳統(tǒng)栓釘試件SD-3的實(shí)測(cè)剛度為新鋼標(biāo)規(guī)定剛度值的0.78倍，栓釘達(dá)到抗剪承載力設(shè)計(jì)值前，栓釘剛度并未達(dá)到新鋼標(biāo)剛度值；而試件SD-2的實(shí)測(cè)剛度為新鋼標(biāo)剛度值為1.23倍。對(duì)比試驗(yàn)數(shù)據(jù)充分說明：在混凝土板厚度減小30mm的不利情況下，自帶混凝土約束構(gòu)造的栓釘抗剪連接件具有優(yōu)越的界面抗剪承載力，即能保持強(qiáng)韌穩(wěn)定的界面抗剪剛度。

試件推出荷載-滑移性能 表3

推出試件單釘平均抗剪剛度值 表4

(2)從試件SD-4實(shí)測(cè)剛度與新鋼標(biāo)剛度的比值可知，在混凝土板厚度減小30mm的不利情況下，雖然栓釘?shù)目辜舫休d力較試件SD-2并未充分發(fā)揮，栓釘亦未被剪斷，但試件SD-4的實(shí)測(cè)剛度為新鋼標(biāo)剛度的1.02倍，達(dá)到了界面抗剪剛度的規(guī)范目標(biāo)值，且該試件破壞全程未出現(xiàn)混凝土劈裂破壞，呈現(xiàn)出混凝土逐步壓潰直至破壞的延性破壞特征，而栓釘此時(shí)仍然具備約20%的抗剪承載力安全儲(chǔ)備。該界面抗剪受力特征為鋼-混凝土界面抗剪強(qiáng)組合連接奠定了有利的受力基礎(chǔ)，為鋼-混凝土組合連接的強(qiáng)連接系數(shù)的設(shè)計(jì)提供了可能的選擇。

(3)從試件SD-5，SD-6實(shí)測(cè)剛度與新鋼標(biāo)剛度的比值可知：直徑25mm的栓釘用于C30混凝土等級(jí)的120mm厚翼緣板，盡管不會(huì)發(fā)生混凝土劈裂破壞及栓釘剪斷破壞，但其實(shí)測(cè)剛度略低于新鋼標(biāo)規(guī)定的剛度值，應(yīng)注意適當(dāng)加大翼緣板厚或翼緣板混凝土強(qiáng)度確保其剛度不低于新鋼標(biāo)規(guī)定的剛度值。橫向配筋對(duì)彈性階段的剛度不敏感，增加橫向配筋僅在混凝土進(jìn)入壓潰破壞時(shí)能有限提高混凝土的極限承載力；帶約束構(gòu)造的栓釘具有能依靠自身的約束構(gòu)造有效避免“剪撬”局壓劈裂的局壓不利影響的能力。

(4)由于試件SD-1直接加載至受剪承載力設(shè)計(jì)值進(jìn)行卸載再加載，小直徑栓釘呈現(xiàn)明顯的栓釘鋼材疲勞脆斷破壞，抗剪效率低，采用約束構(gòu)造時(shí)宜盡可能采用22，25mm的大直徑栓釘以提高鋼-混凝土界面的抗剪承載力及抗剪剛度。

3 結(jié)論與展望

(1)自帶約束構(gòu)造的栓釘抗剪連接件能解決栓釘周邊混凝土“剪撬”局壓劈裂破壞的問題，有效提高鋼-混凝土界面?zhèn)髁Φ募羟袆偠?。帶約束構(gòu)造栓釘可較傳統(tǒng)抗縱向劈裂的栓釘減少71.2%的橫向鋼筋用量，從而有利于增大組合梁翼緣板的跨度。

(2)在普通混凝土強(qiáng)度等級(jí)C30～C40及栓釘長徑比4～5時(shí)，大直徑栓釘基本發(fā)生混凝土壓潰破壞，在組合構(gòu)件中應(yīng)依據(jù)栓釘在構(gòu)件中不同位置處的混凝土應(yīng)力水平，控制其壓潰開裂應(yīng)力水平與壓潰峰值應(yīng)力水平，使用較大直徑栓釘在有效避免栓釘剪斷脆性破壞的情況下，提高組合構(gòu)件的組合應(yīng)力水平及構(gòu)件的剛度。

(3)大直徑的栓釘，如直徑22mm及以上的栓釘剪斷破壞的試驗(yàn)仍需要進(jìn)一步推出試驗(yàn)驗(yàn)證，對(duì)驗(yàn)證和完善栓釘剪斷破壞的理論具有重要意義。

(4)鋼-混凝土組合構(gòu)件的界面連接應(yīng)滿足強(qiáng)界面連接的要求，帶約束構(gòu)造的抗剪連接件為鋼-混凝土組合構(gòu)件的強(qiáng)連接系數(shù)的設(shè)計(jì)提供了可能的選擇。

(5)構(gòu)件中的栓釘與混凝土的相互作用是栓釘與周邊混凝土的相互擠壓力，應(yīng)符合混凝土局部受壓的受力機(jī)理，且栓釘?shù)目辜魟偠扰c組合構(gòu)件中混凝土板的面內(nèi)應(yīng)力相關(guān)，自帶約束構(gòu)造的栓釘抗剪連接件對(duì)組合構(gòu)件的承載力及剛度的提高效應(yīng)還需要進(jìn)一步的研究。

(6)自帶約束構(gòu)造的栓釘抗剪連接件有利于建立以實(shí)際栓釘布置為基礎(chǔ)的組合構(gòu)件數(shù)值分析計(jì)算模型，量化受力各階段鋼-混凝土組合構(gòu)件的界面滑移以及組合構(gòu)件鋼、混凝土對(duì)應(yīng)的應(yīng)力狀態(tài)，組合構(gòu)件的精細(xì)化數(shù)值仿真分析可以大為簡化，有利于整體提高組合構(gòu)件的應(yīng)用水平。