拟静力作用下群钉连接件抗剪性能研究

赵根田，侯智译，高 鹏，王 达

(1. 内蒙古科技大学土木工程学院，内蒙古，包头 014010；2. 内蒙古自治区土木工程安全与耐久重点实验室，内蒙古，包头 014010)

剪力连接件是组合结构中钢梁与钢筋混凝土翼缘板之间协同工作的关键部件，主要承受钢梁与钢筋混凝土翼缘板之间的纵向剪力，同时抵抗掀起作用[1-2]。在钢-混凝土复合梁桥上，栓钉承受移动车辆的反复剪力。在由混凝土桥墩和钢梁组成的钢筋混凝土复合刚架桥中，位于钢梁和混凝土桥墩之间的连接栓钉在地震作用下承受反复剪力。框架结构中钢-混凝土组合梁在地震作用下也受到反复剪力的影响。因此，栓钉在周期反复荷载下抗剪性能的退化机理对钢-混凝土组合结构的疲劳和抗震性能有重要的影响。

国内外学者针对栓钉连接件的抗剪性能进行了大量研究。聂建国和王宇航[3]论述了组合梁的疲劳破坏形态和影响因素，基于国内外大量栓钉疲劳试验数据，对各国规范关于组合梁疲劳设计的规定进行了分析总结。陈宝春和陈津凯[4]以核心混凝土强度、栓钉直径和长度为主要参数进行了8 个设置栓钉的钢管混凝土试件推出试验，认为钢管混凝土内栓钉的抗剪承载力随核心混凝土强度的提高而提高，随栓钉直径的增大而增大，而受栓钉长度的影响较小。杨勇和陈阳[5]进行了8 个开孔钢板连接件(PBL)的单调加载推出试验，提出了开孔钢板连接件(PBL)抗剪承载力计算模型。刘君平等[6]进行了主管内壁设置栓钉的钢管混凝土K 形相贯节点试验，建议将轴向与环向应变集中区作为内栓钉的主要布设区域。陈津凯等[7]进行了钢管混凝土多排多列内栓钉(群钉)试件的推出试验, 认为环向间距、纵向间距和排数对栓钉抗剪承载力的影响彼此独立，可采用三个折减系数相乘进行计算。胡夏闽等[8]进行了13 个H 型钢腹板焊接栓钉的部分外包混凝土组合构件的推出试验, 提出了H 型钢腹板焊接栓钉的部分外包混凝土组合构件纵向受剪承载力计算公式。Okada 等[9]研究发现，当栓钉的间距大于13 倍的栓钉直径时，群钉效应基本可以忽略。Xu 等[10]对12 组试件进行低周往复加载试验，认为钉群在加载时受力不均，导致试件整体的刚度与强度降低。Bonillaa 等[11]采用参数化研究方法，通过改变异形钢板肋内栓钉位置与混凝土强度，发现混凝土的性能对栓钉的抗剪性能有很大影响。汪炳等[12]在疲劳荷载作用下，发现栓钉连接件的剩余承载能力呈现先慢后快的非线性退化趋势。刘界鹏等[13]通过分析10 个栓钉连接件的推出试验结果，得出预制混凝土板中栓钉受剪承载力比现浇混凝土中栓钉受剪承载力略低，均为栓杆剪断和栓钉根部焊缝破坏。梁友腾[14]进行了12 个栓钉抗剪连接件在重复荷载作用下的性能研究, 认为试件初始刚度随栓钉直径增大而增加，提高混凝土强度初始刚度提升不明显，但刚度退化稳定。薛伟辰等[15]通过18 个栓钉受剪试件在单调荷载作用下的推出试验，认为栓钉的受剪承载力随着混凝土强度等级的提高以及栓钉直径的增大而增加。刘诚等[16]采用精细数值模型和模型疲劳试验，计算得到了栓钉等效疲劳剪应力幅。丁发兴等[17]应用ABAQUS 有限元软件对栓钉剪力连接件进行精细三维实体有限元分析，提出了考虑栓钉直径、屈服强度和混凝土强度影响的单个栓钉受剪承载力计算公式和荷载-滑移关系计算方法。Bode 等[18]分析了应力范围和历史对栓钉疲劳性能的影响，利用Miner's 方法，提出了栓钉疲劳设计的简化规则。

在现有试验研究中，以群钉抗剪连接件承载力研究为主，对其在低周往复荷载作用下的刚度退化、损伤累积等未进行深入探讨。本文以混凝土强度等级、栓钉直径、加载方式为参数，对9 个群钉抗剪连接件进行低周反复荷载试验，结合有限元模拟，研究其破坏模式、刚度退化、损伤累积、抗剪承载力等指标，对组合梁抗剪连接界面在反复荷载作用下的劣化过程进行分析，揭示其退化机理，为组合梁的性能化设计提供理论支撑。

1 试验概况

1.1 试件设计

试验共9 个试件，根据参数分为SI、SII 和SIII 三组。试件型钢采用I22a，钢材牌号Q235B，两侧翼缘沿长度方向各焊接三个同一直径的栓钉，栓钉长度均为120 mm；两侧混凝土翼缘板截面尺寸为550 mm × 600 mm，厚度120 mm，纵横向钢筋采用HRB335，直径8 mm，间距150 mm；混凝土强度等级分为C35 和C45 两种，栓钉直径有13 mm、16 mm 和19 mm 三种，试件栓钉直径、混凝土立方体抗压强度及加载方式见表1。试件构造及尺寸见图1。钢材材性试验结果见表2。

表1 试件参数Table 1 Specimen parameters

图1 试件详图 /mm Fig. 1 Specimen details

表2 钢材性能试验结果Table 2 Test results of steel properties

1.2 测量及加载方案

试验加载装置如图2 所示。在第一层栓钉根部混凝土板和型钢翼缘交界处布置位移计，测量混凝土板与型钢的相对滑移。在栓钉位置横向钢筋和混凝土板面布置应变片，横向钢筋上的应变片间接测量栓钉根部混凝土内部受力情况，混凝土板外表面的应变片测量栓钉端部混凝土的应力变化。

为研究不同加载方式下试件的刚度退化、损伤累积性能，制定如表3 所示两种加载方案。加载采用电液伺服荷载控制，各循环节之间以20 kN为增幅逐级加载，在达到控制荷载时低周往复循环加载10 次，然后进入下一个循环节，依此类推。当栓钉剪断或混凝土出现局部压溃时结束加载。表1 和表3 中，Pu为按照《钢结构设计标准》(GB 50017-2017)计算所得的栓钉群抗剪承载力。

图2 加载装置Fig. 2 Loading device

表3 加载方式Table 3 Loading schemes

2 试验现象与破坏形态

试件SI-2 按加载方案1 进行加载。当加载至0.7Pu第8 次拉时型钢与混凝土间出现滑移；当第10 次推荷载时，混凝土板内侧出现斜裂缝。荷载增加到Pu第3 次推时试件出现明显的相对滑移。第9 次拉时靠近加载端第1 个栓钉一侧混凝土板外表面出现100 mm 长的竖向裂缝，延伸至混凝土板顶端；另一侧混凝土板对称位置也产生50 mm长的竖向裂缝，型钢与混凝土间出现明显的滑移缝隙。当加载至1.3Pu时，混凝土板外表面的竖向裂缝继续向下发展。当1.3Pu第2 次拉荷载时内侧混凝土板的斜向裂缝变宽。当1.3Pu第5 次拉荷载时栓钉被剪断，试验结束。试件破坏时混凝土板外表面的竖向裂缝上下贯通。破坏形式如图3(a)所示。

图3 典型破坏现象Fig. 3 Typical failure modes

试件SII-3 按照加载方案1 进行试验。当加载至0.7Pu第10 次循环时，型钢与混凝土粘结处出现间隙。当荷载达到Pu时，混凝土板内侧上部出现贯通至板顶的斜裂纹，在混凝土板外表面栓钉端部位置出现竖向裂纹。当荷载在Pu第2 次循环时，混凝土板内侧又出现向上的斜裂纹，与之前的裂纹形成V 字型。当进行到第5 次循环拉荷载时，在混凝土外表面上部形成V 字型裂纹并通至板顶，如图3(b)所示。加载至第7 次循环时，型钢与混凝土之间的缝隙明显变大。加载至1.3Pu第3 次循环时，栓钉被剪断，如图3(c)所示，试验结束。

试件SIII-1 按照加载方案2 进行试验。当荷载增至Pu时，型钢上端与混凝土粘结处出现微小的滑移，在混凝土外表面靠近加载端第1 个栓钉位置处出现竖向微裂缝。加载至1.3Pu第5 次循环拉荷载时，型钢中部位置出现滑移裂缝。当第9 次循环拉荷载时滑移间隙变宽。加载至1.3Pu+20 kN第3 次循环拉荷载时，一侧混凝土板外表面靠近加载端第1 个栓钉位置处出现竖向裂缝，如图3(d)所示，同时型钢与混凝土间出现约1 mm 的滑移间隙。第5 次循环拉荷载时，栓钉被剪断。

试件的试验结果和破坏形式列于表4。试验加载前期栓钉连接件处于弹性阶段，荷载由型钢与混凝土板连接界面的黏结力和上部栓钉承担。荷载继续增加，型钢与混凝土间产生滑移，连接界面的黏结力消失，剪力全部由栓钉承担，混凝土开裂，出现不可恢复的塑性变形。应力重分布使得每个栓钉所受剪力趋于均匀，加之焊接在型钢上的栓钉对混凝土产生一定的撬力，栓钉在拉剪受力状态下剪切破坏。另外两种破坏情况与栓钉刚度有关。栓钉刚度较大时，与栓钉根部接触的混凝土局部被压溃，混凝土板表面出现竖向裂缝或在栓钉处交汇向上的斜裂缝，继续加载混凝土板断裂，试件被破坏。栓钉刚度较小时，混凝土板表面几乎没有裂纹或仅有几条细小的裂纹，栓钉在往复加载下出现局部刚度退化，强度下降，由于往复弯折产生断裂。因此试件共有三种破坏形态：栓钉剪切破坏；混凝土开裂栓钉剪切破坏；混凝土局部压溃。

表4 试件试验结果Table 4 Test results of specimens

3 损伤累积与性能退化分析

3.1 荷载-滑移曲线

图4 为第一层栓钉根部的荷载-滑移(型钢与混凝土相对滑移)曲线，曲线整体拉压不对称，捏缩明显。在加载前期型钢与混凝土黏结，处于弹性阶段，荷载-滑移曲线十分密集，每级荷载经过10 次反复作用，型钢与混凝土之间产生的滑移非常小；随着循环节的增加，曲线逐渐变得稀疏，反复作用后的滑移逐渐增大，残余变形出现明显累积。SI 组试件采用加载方案1，试件SI-1 曲线循环次数较少，就本试验参数而言，较低强度的混凝土和较小直径的栓钉抗损伤积累性能较差。试件SI-3 极限抗剪承载力较大，位移在同组中最大，由于栓钉直径较大，栓钉根部较大的挤压力使混凝土过早压溃，滑移增加。而试件SI-2 的抗剪承载力虽小于试件SI-3，但其栓钉与混凝土之间协同工作能力良好，混凝土开裂栓钉发生剪切破坏。试件SII-1 采用加载方案2，初始循环荷载为1.3Pu，经10 次循环后残余变形较小，第3 个循环节时开始出现较大变形。SIII 组试件采用加载方案2，由于混凝土强度增加，其极限抗剪承载力增加，初始荷载经10 次循环后残余变形较小，第3 个循环节时出现较大残余变形。试件SIII-2 的循环次数最多，其抗损伤累积性能更好，整体性能高于同组其他两个试件。

图4 荷载-滑移曲线Fig. 4 Load-displacement curves

3.2 骨架曲线

图5、图6 为各试件的骨架曲线。由图5 中的三组曲线可以发现，虽然加载方案不同，但栓钉直径相同时，试件的极限抗剪承载力随混凝土强度的增加而增加。因此，混凝土强度是栓钉承载力的重要控制因素之一。对比图6(a)和表4，在加载方案1 下栓钉直径由13 mm、16 mm 到19 mm，抗剪承载力相较前者依次增加了50%、27%。对比图6(c) 和表4，在加载方案2 下栓钉直径由13 mm、16 mm 到19 mm，抗剪承载力相较前者依次增加了53.5%、34%。栓钉直径增加可以提高栓钉连接件抗剪承载力，但提高幅度随栓钉直径的增加而降低。大直径栓钉刚度较大，挤压根部混凝土，导致其被压碎，试件滑移量也随栓钉直径增加而增大。综合混凝土强度、栓钉直径等因素，当混凝土强度在C35 和C45 之间时，建议采用直径16 mm 的栓钉与之搭配。

3.3 刚度退化

图7 为三组试件的刚度退化曲线及其线性拟合。SI 组三个试件破坏时的刚度基本接近，均在200 kN/mm 左右。试件SI-2 的循环节及次数要多于同组试件，但同样在刚度退化接近200 kN/mm时破坏。在栓钉直径与混凝土强度相同的情况下，试件SI-1 初始刚度为500.00 kN/mm，经过循环节后刚度为203.52 kN/mm，下降59.3%；试件SII-1 的初始刚度为477.06 kN/mm，经1.3Pu、1.3Pu+20 kN 两个循环节后的刚度为208.69 kN/mm，下降56.3%。低应力循环和高应力循环引起的刚度退化基本相当。对比SI、SII、SIII 三组试件，虽然SIII 组试件的混凝土强度大于SI 组、SII 组，但最终破坏时三组试件的刚度均在200 kN/mm 左右。混凝土强度不同，栓钉直径和加载方案相同时，试件SII-1 在荷载1.3Pu时的刚度为477.06 kN/mm，试件SIII-1 在荷载1.3Pu时的刚度为764.7 kN/mm，比试件SII-1 的刚度提高了60%，说明混凝土强度提高可以增加试件的初始刚度。对循环节内刚度值进行线性拟合，拟合度均在0.8 以上，表明循环节内刚度的退化规律基本呈线性(图7)。

图5 混凝土强度不同骨架曲线对比Fig. 5 Comparison of skeleton curves of different concrete strengths

图6 栓钉直径不同骨架曲线对比Fig. 6 Comparison of skeleton curves with different stud diameters

图7 刚度退化曲线Fig. 7 Stiffness degradation curves

3.4 耗能性能

表5 是各级循环能量耗散系数E 汇总，通过对比可以发现：在混凝土强度相同的情况下，试件SI-2 和SII-2 的能量耗散系数平均值高于同组其他试件，高出约10%。SIII 组试件随着栓钉直径的增大，在1.3Pu阶段的能量耗散系数平均值从1.02降到0.73，依次减小了3.03%、35.6%，破坏阶段能量耗散系数由0.91 降到0.72，依次减小了12.3%、12.5%，表明栓钉直径增加，试件整体的耗能性能会有所下降。对比试件SII-2、SIII-2 在1.3Pu阶段的耗能系数，栓钉直径相同时，耗能系数减少了22.2%。说明提高混凝土强度可以增强试件耗能能力。分析表5 发现，使用直径16 mm 栓钉的试件相对于同组试件耗能系数普遍较高，且承受荷载循环次数较多。使用高强度混凝土的试件所能承受的循环应力更大。因此，直径16 mm 的栓钉匹配C35 和C40 混凝土的整体耗能性能更为优越。

3.5 残余变形分析

残余变形为进入塑性阶段的材料在卸载后不可恢复的变形，可以评估结构损伤及损伤累积程度。图8 为每级循环拉荷载时试件的残余变形。试件的残余变形值取零荷载时试件相对滑移值。

表5 各级循环能量耗散系数E 汇总Table 5 Summary of energy dissipation coefficient E at all circulating levels

图8 各级循环残余变形量Fig. 8 Residual deformation at all levels

在第1 个循环节加载0.7Pu，SI、SII 两组试件的初期残余变形值都在0.1 mm 左右，当第1 个循环节结束后残余变形增长量最大的试件为SI-1，其残余变形值为0.21 mm。所以第1 个循环节时残余变形增长速度较慢，损伤累积少，试件恢复能力较好。

第2 个循环节加载到Pu，试件SI-3、SII-3 的残余变形量增长最快，特别是试件SI-3，此循环节内循环次数较多，产生了较大的变形，最终在第2 个循环节试件被破坏，这种现象主要是因为试件SI-3、SII-3 栓钉直径较大，加载时对混凝土产生严重挤压，导致混凝土对栓钉根部的约束力减弱，使得栓钉根部在拉剪共同作用下产生严重的变形。在SII 组试件中，第2 个循环节内试件残余变形增长量明显大于第1 个循环节，产生的损伤累积更为严重。通过SI 组、SII 组试件在Pu循环节内残余变形量分析，试件的损伤累积速度随栓钉直径的增大而增加。

1.3Pu循环节加载时，该循环节内残余变形是Pu循环节内的2 倍左右，除试件SI-3 过早破坏，经历了前两个循环节的试件，均在第3 个循环节时发生破坏，表明低应力循环加载，内部产生损伤累积，继续增大荷载，加速了试件的破坏。由于在Pu荷载时试件内部造成不可恢复的损伤，1.3Pu荷载循环时变形累积加大，试件多在此阶段发生破坏。

对比两种加载方案，SII-1 与SIII-2 均以方案2 进行循环加载，这种高应力加载方式在加载前期出现的损伤累积现象不明显，即使在1.3Pu及以上加载时试件产生的残余变形也较小。分析SIII 组的试件也可以发现，与方案1 加载对比，方案2 加载的试件变形累积滞后，在第3 个循环节开始出现损伤快速累积。

4 有限元模拟

4.1 材料属性及其本构关系

有限元模型的钢材牌号均为Q235，钢材的本构模型采用弹塑性本构模型，见图9(a)，强度准则采用 Mises 屈服准则。栓钉材质为ML15，屈服强度fy=335 N/mm2，模型中栓钉的应力-应变关系曲线仅包含弹性段和强化段，见图9(b)。混凝土采用弹塑性损伤模型，根据谷利雄等[19]总结推导的基于弹性模量损伤的混凝土损伤变量，以考虑试件在低周往复循环荷载作用下的混凝土的损伤，见图9(c)。

图9 材料本构关系Fig. 9 Constitutive relationship of materials

4.2 有限元模型的验证

分别建立栓钉、工字钢和钢筋混凝土板模型，其中应力或变形集中处，如工字钢翼缘与栓钉、栓钉与混凝土接触处网格划分较细。网格划分见图10。

为了验证有限元结果的准确性以及计算结果的可靠性，模拟试件MS-1 以SIII-2 为原型建立1:1 有限元模型，并对试件施加与试验条件相同的荷载。图11 为模拟曲线与试验曲线比较，试验滑移值为1.88 mm，模拟滑移值为1.783 mm，误差为5.14%。模拟试件MS-1 各部位的应力云图和位移云图见图12、图13。

图10 网格划分图Fig. 10 Grid division diagram

图11 试验与模拟骨架曲线Fig. 11 Skeleton curves of test and simulation

图12 MS-1 应力云图Fig. 12 Stress cloud diagram of MS-1

图13 MS-1 位移云图Fig. 13 Displacement cloud diagram of MS-1

图12(a)危险截面在栓钉和工字钢连接处，应力最大值为350 MPa，试验中该危险截面为栓钉焊接位置。由图12(b)可以看到栓钉根部位置的混凝土应力集中十分明显，最大应力值达到23 MPa，混凝土已经开裂。图12(c)中靠近加载端第1 层栓钉的应力要大于第3 层栓钉，产生的变形也较大，与试验现象比较吻合。

图13 为试件MS-1 的位移云图。图13(a)为混凝土板内侧的变形情况，栓钉位置处混凝土变形较大，表现出栓钉对混凝土的挤压作用，反映了混凝土内部开裂及混凝土的损伤状态。图13(b)中栓钉在受剪过程中，变形集中在栓钉根部，在往复推拉加载下栓钉出现变形，并且上端的栓钉变形最严重。栓钉的最大位移值为1.67 mm，栓钉根部区域受力复杂，拉剪共同作用加速栓钉的断裂。试验中由于栓钉断裂，释放应力导致混凝土板突然出现竖向裂缝。

4.3 有限元拓展分析

试件SIII-2 试验现象为栓钉剪坏，混凝土板发生开裂，但是栓钉应力变化不容易观察，也无法确定栓钉附近混凝土的应力变形情况。以试验试件SIII-2 为参照，分析混凝土强度等级、加载方案及栓钉排列方式对试件性能的影响，有限元模型参数见表6。型钢采用I22a，栓钉直径均为16 mm，混凝土板尺寸均为550 mm × 600 mm × 120 mm。MS-4 为单调加载推出试件，其控制位移为1.5 mm。图14、图15分别为模型MS-2 和MS-3 的应力云图和位移云图。

表6 有限元模拟参数Table 6 Finite element method simulation parameters

图14 MS-2 应力、位移云图Fig. 14 MS-2 stress and displacement cloud diagram

图15 MS-3 应力、位移云图Fig. 15 MS-3 stress and displacement cloud diagram

试件MS-2 采用加载方案1，其他参数与SIII-2相同。从图14(a)、图14(b)中可以看到，应力集中在栓钉根部处和混凝土板中间位置，整体受力状态与试件SIII-2 相似。图14(b)栓钉根部应力为307 MPa，栓钉的变形更为明显，形成塑性铰，应力重分配后型钢和混凝土板承受更大的应力。图14(c)为栓钉位移云图，栓钉的最大位移为1.98 mm，加载方案1 下试件整体位移增加。

图15(a)、图15(b)是试件MS-3 的混凝土板与型钢栓钉应力云图，应力主要集中在混凝土板上部、栓钉根部和型钢加载侧，栓钉根部最大应力值达到336 MPa。图15(c)为栓钉变形情况，栓钉根部最大位移为1.55 mm。混凝土强度提高，对栓钉约束增强，一定程度上降低了试件的变形能力，栓钉的剪力有效地传递给混凝土。

试件MS-4 为单调荷载下的推出试件，控制位移为1.5 mm，观察图16(a)的应力云图，栓钉根部最大应力为374 MPa，已发生剪切破坏。图16(b)为试件位移云图，混凝土板中间部位有弯曲变形的趋势，第1 层栓钉和型钢共同作用产生撬力，使得混凝土板发生挤压变形。图17 为双列单层排列栓钉的试件MS-5 的应力云图。

图16 MS-4 应力、位移云图Fig. 16 MS-4 stress and displacement cloud diagram

图17 MS-5 应力云图Fig. 17 MS-5 stress cloud diagram

4.4 有限元数据分析

表7 为有限元模拟结果。对比分析可知，混凝土强度增加，试件整体刚度提高，试件MS-3 的整体滑移值比MS-1 减小了11.4%，割线刚度增加12.9%；同样，试件MS-6、MS-8 的割线刚度均大于试件 MS-5、MS-7 的割线刚度。采用加载方案1 时，MS-2 与试验结果相似，低应力下进行循环加载，试件破坏速度加快，抗剪承载力退化，MS-2 比MS-1 抗剪承载力下降9.3%，滑移值增加16.9%。同理，采用加载方案2 时，混凝土强度分别为C40 和C50 的试件MS-5、MS-6 的抗剪承载力低于对比试件 MS-7、MS-8 的抗剪承载力，滑移值相对应增加。单调加载试件MS-4 比反复加载试件MS-1 的抗剪承载力提升11.6%。

表7 有限元模拟结果Table 7 Finite element method simulation results

4.5 群钉效应分析

由于群钉效应影响，试件在加载过程中传力不均匀，有限元模型骨架曲线在加载和卸载过程中存在不对称性。栓钉在单列三层布置时，试件MS-1、MS-2、MS-3 抗剪承载力平均为416 kN，单个栓钉平均抗剪承载力为69.4 kN，割线刚度为38.9 kN/mm。栓钉在双列单层布置时，试件MS-5、MS-6、MS-7、MS-8 抗剪承载力平均为312.5 kN，单个栓钉平均承载力为78.2 kN，割线刚度为25.9 kN/mm。比较可知，单层布置时单钉的抗剪承载力高于三层布置时单钉的承载力，而割线刚度低于三层布置时单钉的割线刚度。

群钉连接件中栓钉承担剪力并向混凝土传递，靠近加载端的栓钉承担的剪力大于其他栓钉，混凝土在竖向力作用下产生压缩，栓钉圆柱头端与焊接端竖向间距不再相等，型钢通过“拱形”变形使得靠近加载近端栓钉承担的剪力减小，远端位置栓钉承担的剪力增大。随循环反复加载，栓钉根部混凝土率先进入塑性阶段，为了承担增加的荷载，塑性区域逐渐向栓钉端部扩展，使得栓钉由纯剪状态转为拉剪共同作用，滑移增加促使栓钉截面达到极限强度发生疲劳破坏。

5 结论

通过对9 个群钉抗剪连接件进行低周反复荷载试验，结合有限元分析，得到以下主要结论：

(1) 试件共有三种破坏形态：栓钉剪切破坏、混凝土开裂栓钉剪切破坏和混凝土局部压溃破坏。试件的破坏形态同时受栓钉直径与混凝土强度影响，栓钉直径太大或混凝土强度过高都会使试件提前破坏。

(2) 混凝土强度相同时，群钉抗剪连接件的刚度、耗能性能及抗剪承载力不会随栓钉直径的增加而提高，栓钉直径过大，栓钉根部对混凝土的挤压导致混凝土率先破坏，各项性能劣化。在低强度混凝土中使用大直径栓钉尤为明显。

(3) 试件的耗能性能与栓钉直径成反比，与混凝土强度成正比。混凝土强度影响试件的初始刚度和耗能性能，但不会单纯随其强度的增加而增大，需要与栓钉直径合理搭配。由试验数据综合分析，C35 和C45 混凝土与直径16 mm 栓钉具有较好的协同工作能力，其抗损伤累积能力、初始刚度、耗能以及抗剪承载力等性能最优，推荐使用。

(4) 低应力加载方案1 下，试件较早出现损伤累积，MS-2 最大滑移值比MS-1 增加了16.9%。混凝土强度提高，试件的滑移值减小，试件MS-3 最大滑移值比MS-1 减小11.4%。高应力加载方案2 下，试件表现出损伤累积滞后现象，在第3 个循环节开始出现损伤快速累积。单调推出试件比反复加载试件抗剪承载力有所提升，MS-4 抗剪承载力比MS-1 提升11.6%。

(5) 由于群钉效应影响，加载时栓钉传力不均匀，靠近加载端的栓钉承担的剪力大于其他栓钉。双列单层布置时单钉的承载力高于单列三层布置时单钉的承载力，而割线刚度低于单列三层布置时单钉的割线刚度。