羅云標(biāo)，齊連訓(xùn)，嚴(yán)加寶，李忠獻(xiàn)

(1. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300350；2. 天津大學(xué)濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300350)

0 引 言

目前，中國(guó)正處于大規(guī)模城鎮(zhèn)化建設(shè)階段，城市更新拆除舊建筑產(chǎn)生的建筑垃圾成為環(huán)境保護(hù)和可持續(xù)發(fā)展的重要問題，因此使結(jié)構(gòu)具備全生命周期可拆卸性尤為重要，具有廣闊的應(yīng)用前景[1]。鋼-混凝土組合梁是將鋼梁和混凝土板通過剪力連接件連成整體共同受力的組合構(gòu)件，其中剪力連接件是鋼-混凝土組合梁中關(guān)鍵受力構(gòu)件之一，可以使該組合結(jié)構(gòu)充分發(fā)揮鋼材抗拉性能好和混凝土抗壓強(qiáng)度高的優(yōu)勢(shì)，具有良好的抗彎性能、抗剪性能和抗疲勞性能[2]。

近年來，隨著建筑工業(yè)化的發(fā)展和對(duì)低碳社會(huì)的強(qiáng)調(diào)，在組合構(gòu)件中預(yù)制混凝土與鋼的裝配式連接采用螺栓代替焊接栓釘作為剪力連接件，得到越來越廣泛的研究。國(guó)內(nèi)外研究者針對(duì)普通高強(qiáng)螺栓作為剪力連接件的抗剪性能[3-8]及采用螺栓連接的鋼-混凝土組合梁的抗彎性能[9-10]進(jìn)行了試驗(yàn)及數(shù)值分析研究，并考察了其相關(guān)參數(shù)的影響?；谔岣呗菟ㄟB接件的抗剪性能或者改進(jìn)裝配式施工性和可拆卸性等目的，部分研究者提出了新型的螺栓剪力連接件[5,11-12]。

這些研究表明，采用螺栓替代焊接栓釘?shù)茸鳛榧袅B接件可以實(shí)現(xiàn)鋼-混凝土組合構(gòu)件的預(yù)制裝配施工。然而，在應(yīng)用中仍然存在一些問題：首先，組合構(gòu)件承受較大荷載后，螺栓附近的混凝土板可能發(fā)生局部壓潰的損傷，鋼梁翼緣上的螺栓孔也會(huì)發(fā)生局部塑性變形，不利于鋼梁和混凝土板作為組合構(gòu)件的主材進(jìn)行循環(huán)利用。此外，采用高強(qiáng)螺栓作為剪力連接件，其延性變形能力較難滿足現(xiàn)有規(guī)范要求[4]。

為避免螺栓對(duì)周圍混凝土的壓潰損傷影響混凝土板的重復(fù)利用性，Suwaed等[13]設(shè)計(jì)了一種包含錐形螺母、高強(qiáng)砂漿插塊、高強(qiáng)螺栓等部件的插塊式可拆卸剪力連接件。推出試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，加載直至發(fā)生螺栓剪斷的破壞，混凝土的損傷被阻斷在高強(qiáng)砂漿插塊范圍內(nèi)，混凝土板始終保持無(wú)損傷，但是螺栓受剪對(duì)鋼梁的翼緣螺栓孔的局部壓縮造成的塑性變形仍無(wú)法避免。嚴(yán)鑫等[14]提出了一種帶錐形鑄鐵插塊的螺栓連接件，通過鑄鐵插塊的高剛性避免了螺栓對(duì)鑄鐵插塊和混凝土板造成損傷。然而，由于鑄鐵插塊的較高成本，大大限制了其實(shí)際應(yīng)用的普適性。

因此，目前仍然沒有一種適用于可拆卸組合梁的剪力連接件能同時(shí)滿足以下的性能要求，即較好的剪切滑移延性及組合梁承受較大荷載后保證其主材(鋼梁和混凝土板)的低損傷性。在此背景下，本文提出了一種帶預(yù)設(shè)延性變形段的插塊式螺栓剪力連接件，并通過初步推出試驗(yàn)及精細(xì)化有限元分析，對(duì)其剪切-滑移特性和抗剪承載力等抗剪性能展開了研究。

1 插塊式螺栓剪力連接件的概念

本文提出的鋼-混凝土組合梁插塊式螺栓剪力連接件(Plug-type Bolted Shear Connector,PTBSC)如圖1所示。帶錐臺(tái)形預(yù)留孔洞的混凝土板與預(yù)留翼緣螺栓孔的鋼梁通過插塊式螺栓剪力連接件結(jié)合在一起構(gòu)成預(yù)制裝配式組合梁。

圖1 剪力連接件三維拆解圖和剖面圖

圖2 組合梁橫截面及細(xì)節(jié)

插塊式螺栓剪力連接件主要由混凝土插塊與雙頭螺紋高強(qiáng)螺栓組成，如圖2所示。插塊式螺栓剪力連接件的混凝土插塊部分通過楔入混凝土板預(yù)留孔與混凝土板連接，插塊式螺栓剪力連接件的下端螺桿通過穿孔螺栓連接與鋼梁翼緣結(jié)合，這樣剪力可以通過該連接件從鋼梁傳遞到混凝土板中。為了實(shí)現(xiàn)預(yù)期的剪力連接件性能目標(biāo)(高延性及對(duì)主材的低損傷性)，本文提出的連接件進(jìn)行了以下的構(gòu)造細(xì)節(jié)設(shè)計(jì)。

首先，插塊式螺栓剪力連接件的混凝土插塊部分與雙頭螺紋高強(qiáng)螺栓預(yù)制成一體，能夠保證將組合梁受力時(shí)螺栓周圍混凝土的損傷隔斷在混凝土插塊內(nèi)部，保證帶預(yù)留孔的混凝土板不發(fā)生損傷。

其次，為了保證連接件受剪時(shí)不對(duì)鋼梁翼緣造成塑性損傷和變形，本文參考文獻(xiàn)[11]提出的一種錐形螺母螺栓連接形式。具體為在鋼梁上翼緣鉆設(shè)圓臺(tái)形開孔，錐形螺母通過部分埋入到鋼梁翼緣孔中，增大剪切界面初始面積以減小應(yīng)力，保護(hù)了鋼梁開孔；開孔處螺紋段被錐形螺母和六角螺母鎖緊，避免直接與開孔孔壁接觸，解決了受力變形過大導(dǎo)致的拆卸困難。

最后，通過在混凝土插塊底面與鋼梁翼緣頂面之間設(shè)置螺桿的延性變形區(qū)段，以期使插塊式螺栓剪力連接件具有較高的延性變形能力。如圖2所示，插塊式螺栓剪力連接件預(yù)留了從錐形螺母上表面到插塊下表面高度為Hn的螺紋段，該部分螺紋段螺紋縮小螺桿的橫截面積，因此也稱為縮頸桿段?？s頸桿段可自由變形，充分發(fā)揮鋼材延性好的優(yōu)勢(shì)，提高連接件的延性變形能力。

為了考察本文提出的插塊式螺栓剪力連接件的荷載-滑移關(guān)系、破壞模式等抗剪性能，驗(yàn)證其是否能實(shí)現(xiàn)預(yù)期的性能目標(biāo)，本文通過推出試驗(yàn)結(jié)合有限元分析的方法展開相關(guān)研究，并通過參數(shù)分析，探討了其部分設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)連接件性能的影響規(guī)律。

2 插塊式螺栓剪力連接件的設(shè)計(jì)

參照Eurocode 4[15]，本文共設(shè)計(jì)了9個(gè)靜力推出試件。推出試件由2塊混凝土板、1段H型鋼梁和2個(gè)PTBSC組成?；炷涟宀牧喜捎贸咝阅芑炷?UHPC)；插塊材料分別采用普通混凝土(NC)、高強(qiáng)砂漿(HSM)和UHPC；鋼筋骨架采用直徑為10 mm的HRB335級(jí)熱軋鋼筋；鋼梁選用強(qiáng)度等級(jí)為Q345b的H型鋼，尺寸為H250×250×9×14。具體試件尺寸和鋼筋布置見圖3，推出試件及其加載裝置見圖4。

圖3 試件尺寸及配筋(單位：mm)

圖4 推出試件及加載裝置

研究參數(shù)為螺栓直徑d、縮頸桿段長(zhǎng)度Hn、插塊材料和插塊尺寸。根據(jù)螺栓直徑大小分為3種：14，18，22 mm。根據(jù)縮頸桿段長(zhǎng)度分為3種：11，16，21 mm。根據(jù)插塊材料分為3種：普通混凝土、高強(qiáng)砂漿、UHPC。根據(jù)插塊尺寸(劃分標(biāo)準(zhǔn)為混凝土板預(yù)留孔底部矩形尺寸)分為3種：大(200 mm×100 mm)、中(180 mm×80 mm)、 小(160 mm×60 mm)。試件主要參數(shù)見表1。

3 連接件抗剪性能有限元模型

為了對(duì)本文提出的新型插塊式螺栓剪力連接件的抗剪性能進(jìn)行研究，使用通用有限元軟件ABAQUS對(duì)第2節(jié)設(shè)計(jì)的9個(gè)推出試件建立相應(yīng)的有限元模型并進(jìn)行數(shù)值分析?？紤]到模型及施加荷載的對(duì)稱性，沿梁縱向跨中截面及組合梁H型鋼的中間截面取為模型的對(duì)稱截面，建立推出試件的1/4模型，以減少單元數(shù)量及計(jì)算時(shí)間。推出試件模型包括混凝土板、鋼梁、鋼筋骨架和插塊式螺栓剪力連接件，如圖5所示，其中，Ux，Uy，Uz分別為x,y,z方向的線位移。

表1 試件主要參數(shù)Tab.1 Main Parameters of Specimens

圖5 推出試件模型網(wǎng)格劃分

3.1 單元選取與網(wǎng)格劃分

鋼梁、混凝土板、插塊、螺栓、墊片均采用三維實(shí)體單元C3D8R模擬。鋼筋采用2節(jié)點(diǎn)三維桁架單元T3D2模擬。模型采用精細(xì)化的網(wǎng)格劃分，整體網(wǎng)格尺寸為20 mm×20 mm，對(duì)受力及變形劇烈的部位如插塊式螺栓剪力連接件及其周圍部件的網(wǎng)格進(jìn)行局部加密。各部件的網(wǎng)格劃分見圖5。

3.2 材料參數(shù)

UHPC采用損傷塑性(Concrete Damaged Plasticity,CDP)模型模擬。采用楊劍等[16]提出的UHPC受壓和張哲等[17]提出的UHPC雙線性受拉的應(yīng)力-應(yīng)變(σ-ε)關(guān)系[式(1)]繪制圖6。其中UHPC的抗壓強(qiáng)度f(wàn)c=133.6 MPa，抗拉強(qiáng)度f(wàn)t=8.0 MPa，彈性模量Ec=56 GPa，泊松比μ=0.2。

(1)

圖6 UHPC應(yīng)力-應(yīng)變曲線

普通混凝土和高強(qiáng)砂漿同樣選擇CDP模型進(jìn)行模擬。單軸受壓的本構(gòu)關(guān)系選用Hognestad模型[18]，受拉本構(gòu)關(guān)系同UHPC雙線性受拉模型。其中普通混凝土和高強(qiáng)砂漿抗壓強(qiáng)度f(wàn)c分別為25.0，48.7 MPa，彈性模量Ec分別為23.9，34.8 GPa，泊松比μ=0.2；峰值壓應(yīng)變?chǔ)?取為0.002；極限壓應(yīng)變?chǔ)與u取為0.003 3?；炷梁透邚?qiáng)砂漿抗拉強(qiáng)度f(wàn)t取抗壓強(qiáng)度f(wàn)c的十分之一，分別為2.5，4.9 MPa。

鋼梁、高強(qiáng)螺栓和鋼筋均采用理想彈塑性本構(gòu)模型進(jìn)行模擬，其三折線式單軸應(yīng)力-應(yīng)變(σ-ε)關(guān)系如圖7所示。M14，M18，M22螺栓的屈服強(qiáng)度f(wàn)y分別為674，675，743 MPa，極限強(qiáng)度f(wàn)u分別為849，849，978 MPa，彈性模量Es均為208.3 GPa，泊松比μ=0.3。

圖7 鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線

3.3 相互作用定義

為了簡(jiǎn)化推出試件有限元模型，加快計(jì)算速度，將模型中的所有接觸界面定義為通用接觸，法向采用軟件默認(rèn)的“硬”接觸，切向采用罰函數(shù)接觸，摩擦因數(shù)為0.3。模型預(yù)制混凝土板中鋼筋對(duì)混凝土的增強(qiáng)作用則采用在混凝土中嵌入(Embedded)鋼筋的方式進(jìn)行模擬。

4 模型驗(yàn)證及參數(shù)分析

4.1 模型的驗(yàn)證

首先，進(jìn)行了基準(zhǔn)試件D18-Hn16-U-LP的推出試驗(yàn)，并將其試驗(yàn)結(jié)果的荷載-滑移曲線與對(duì)應(yīng)的有限元模型分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖8所示，其中，s為螺栓處鋼梁翼緣與混凝土板沿加載方向的相對(duì)滑移，P為4根螺栓所承受加載端荷載的平均值。比較發(fā)現(xiàn)，有限元模型整體上能較好地預(yù)測(cè)推出試件的荷載-滑移曲線，屈服抗剪承載力、極限抗剪承載力等關(guān)鍵指標(biāo)均吻合較好，相對(duì)誤差約為11%。在變形能力方面，有限元最大荷載對(duì)應(yīng)的相對(duì)滑移值與推出試驗(yàn)所得峰值處滑移約為21 mm，遠(yuǎn)大于歐洲規(guī)范的要求，呈現(xiàn)出了優(yōu)越的延性性能。有限元中的抗剪剛度(曲線的斜率)比試驗(yàn)結(jié)果大，主要是由于試驗(yàn)中試件各部件存在初始間隙所導(dǎo)致。

圖8 有限元和試驗(yàn)結(jié)果比較

圖9比較了試驗(yàn)與有限元預(yù)測(cè)的PTBSC破壞模式。結(jié)果表明建立的有限元模型可以模擬得到PTBSC的縮頸桿段剪斷破壞，且高強(qiáng)螺栓預(yù)留的縮頸桿段表現(xiàn)出良好的延性。

圖9 試驗(yàn)和有限元破壞模式對(duì)比

上述驗(yàn)證證明，所建立的有限元模型可以很好地模擬PTBSC推出試件的荷載-滑移曲線和破壞模式。

4.2 部件的損傷情況

繪制基準(zhǔn)試件有限元模型在達(dá)到峰值荷載時(shí)，其關(guān)鍵部件高強(qiáng)螺栓、插塊、鋼梁翼緣螺栓孔和混凝土板的等效塑性應(yīng)變(PEEQ)云圖如圖10所示。由圖10可知，PTBSC的破壞模式為高強(qiáng)螺栓縮頸桿段的剪斷破壞，驗(yàn)證了預(yù)設(shè)的螺栓縮頸桿段可以將破壞位置由傳統(tǒng)的鋼-混交界面誘導(dǎo)到縮頸

圖10 分析模型的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D

桿段。插塊底部螺栓周圍局部壓潰，因此在實(shí)際工程應(yīng)用中，應(yīng)選擇類似UHPC的高性能插塊材料，避免插塊力學(xué)性能差而影響螺栓的抗剪性能。鋼梁翼緣螺栓孔和混凝土板預(yù)留孔處于低塑性應(yīng)變狀態(tài)，說明高強(qiáng)螺栓對(duì)鋼梁翼緣螺栓孔及插塊對(duì)混凝土板損傷很小，插塊、錐形螺母和縮頸桿端對(duì)鋼梁翼緣螺栓孔和混凝土板起到了保護(hù)作用，減弱了剪力連接件對(duì)鋼梁和混凝土板的損傷，這有利于后期插塊式螺栓剪力連接件的更換和鋼梁與混凝土板的重復(fù)使用。其他參數(shù)下推出試件有限元分析的損傷情況均與圖10基準(zhǔn)試件相似。

4.3 參數(shù)分析

有限元的參數(shù)分析基于表1的參數(shù)設(shè)計(jì)進(jìn)行，各主要參數(shù)及其取值如表1所示。

各試件有限元模型分析得到的荷載-滑移曲線如圖11所示。整體而言，本文提出的剪力連接件的荷載-滑移曲線呈現(xiàn)出良好的剪切-滑移變形能力，其峰值承載力對(duì)應(yīng)的滑移值遠(yuǎn)大于Eurocode 4對(duì)剪力連接件的極限滑移值要求(6 mm)。同時(shí)，曲線呈現(xiàn)出穩(wěn)定的二次剛度特性，剪力連接件發(fā)生“屈服”后，抗剪剛度變小，荷載穩(wěn)定增長(zhǎng)，最終達(dá)到其峰值抗剪承載力。對(duì)比各試件的峰值抗剪承載力與“屈服”承載力,前者為后者的1.5倍至3倍之間，說明試件具有很好的屈服后承載力儲(chǔ)備。

圖11 有限元分析的荷載-滑移曲線比較

根據(jù)各試件的荷載-滑移關(guān)系曲線，將其關(guān)鍵指標(biāo)匯總，如表2所示。關(guān)鍵指標(biāo)包括：屈服抗剪承載力Py、極限抗剪承載力Pu、抗剪剛度k0、屈服滑移sy、極限滑移su、延性系數(shù)μ。借鑒馮鵬等[19]所提的“最遠(yuǎn)點(diǎn)法”在所得荷載-滑移曲線中確定Py，Pu取所加荷載的最大值；Rehman等[20]通過試驗(yàn)研究了一種可拆卸剪力連接件的抗剪性能，試驗(yàn)結(jié)果表明當(dāng)荷載達(dá)到連接件極限抗剪承載力的70%時(shí)，連接件的抗剪剛度開始下降，因此取該點(diǎn)處的割線模量作為連接件的抗剪剛度。考慮本文所提PTBSC的荷載-滑移曲線關(guān)系呈現(xiàn)二次剛度特性，且極限抗剪承載力為屈服抗剪承載力的1.5倍到3.0倍，本文抗剪剛度k0取70%Py時(shí)所對(duì)應(yīng)的荷載-滑移曲線的割線模量；sy取荷載-滑移曲線中Py所對(duì)應(yīng)的滑移值[19]；su取荷載-滑移曲線中Pu所對(duì)應(yīng)的滑移值[11]；延性系數(shù)μ=su/sy[21]。

表2 有限元參數(shù)分析結(jié)果Tab.2 Finite Element Parametric Analysis Results

4.3.1 螺栓直徑的影響

螺栓直徑通常是影響剪力連接件抗剪性能的最重要參數(shù)。如圖11(a)所示，隨著螺栓直徑的增加，PTBSC極限抗剪承載力、屈服抗剪承載力、抗剪剛度和峰值滑移能力均顯著增加。如圖12(a)所示，螺桿直徑從14 mm增加到18，22 mm，PTBSC屈服抗剪承載力Py分別增長(zhǎng)了88.1%和185.1%，極限抗剪承載力Pu分別增長(zhǎng)了74.2%和184.3%，抗剪剛度k0分別增長(zhǎng)了94.4%和153.5%。

4.3.2 縮頸桿段長(zhǎng)度的影響

本文提出的PTBSC通過設(shè)置縮頸桿段來提高連接件的變形能力，當(dāng)變化縮頸桿段長(zhǎng)度時(shí)會(huì)影響連接件的承載力、剛度和延性。觀察圖11(b)可發(fā)現(xiàn)，縮頸桿段長(zhǎng)度對(duì)PTBSC極限抗剪承載力Pu影響不大，屈服抗剪承載力和抗剪剛度隨縮頸桿長(zhǎng)度增加而減小，而峰值滑移變形能力則隨之增大。如圖12(b)所示，縮頸桿段長(zhǎng)度從11 mm增加到16，21 mm，PTBSC屈服抗剪承載力Py分別下降了10.2%和22.7%，極限抗剪承載力Pu變化不大，抗剪剛度k0分別下降了22.7%和39.6%。

4.3.3 插塊材料的影響

剪力連接件中，栓釘或螺栓周圍的混凝土材料力學(xué)性能對(duì)其抗剪性能有顯著影響。圖11(c)表明，采用插塊材料的強(qiáng)度越高，其屈服及極限抗剪承載力均明顯增大，而峰值滑移變形能力則有所降低。如圖12(c)所示，插塊材料為UHPC，HSM較NC的屈服抗剪承載力Py分別增長(zhǎng)了31.7%，70.4%，抗剪剛度k0分別增長(zhǎng)了47.5%，110.9%。究其原因在于，與UHPC插塊模型相比，采用強(qiáng)度和彈性模量較低的插塊材料時(shí)，螺栓產(chǎn)生較大整體彎曲變形，其極限抗剪承載力有所降低。因此，相比于其他2種材料，UHPC是較為理想的插塊材料。

4.3.4 插塊尺寸的影響

本文所設(shè)計(jì)PTBSC需要將混凝土板開設(shè)預(yù)留孔，預(yù)留孔過大將削弱混凝土板的整體性，預(yù)留孔周圍受力時(shí)易產(chǎn)生應(yīng)力集中而受損，同時(shí)影響混凝土板配筋構(gòu)造等，因此為實(shí)現(xiàn)縮小插塊尺寸并且不影響PTBSC抗剪性能的目的，改變插塊尺寸進(jìn)行模擬研究。如圖11(d)所示，插塊尺寸對(duì)PTBSC屈服及極限抗剪承載力、抗剪剛度和峰值滑移變形影響不明顯。小尺寸插塊模型(SP)的剪切-滑移曲線在滑移量為16.8 mm時(shí)，出現(xiàn)了剛度顯著增大的第三剛度曲線，其原因是螺栓的錐形螺母與混凝土板預(yù)留孔孔壁接觸所導(dǎo)致。此時(shí)，螺栓本身尚未達(dá)到其極限抗剪承載力。如圖12(d)所示，增大插塊尺寸對(duì)PTBSC屈服抗剪承載力Py、極限抗剪承載力Pu和抗剪剛度k0影響很小。

圖12 不同參數(shù)下部分關(guān)鍵力學(xué)指標(biāo)的變化

5 抗剪承載力

本文所提出的剪力連接件的荷載-滑移關(guān)系呈現(xiàn)出明顯的二次線性，有顯著的屈服抗剪承載力和極限抗剪承載力。目前國(guó)內(nèi)外對(duì)剪力連接件抗剪承載力的計(jì)算及預(yù)測(cè)一般針對(duì)其極限抗剪承載力。對(duì)于螺栓剪力連接件，國(guó)外設(shè)計(jì)規(guī)范主要參考焊接栓釘?shù)目辜舫休d力計(jì)算公式。此外，針對(duì)螺栓剪力連接件的極限抗剪承載力，也有國(guó)內(nèi)外研究者通過推出試驗(yàn)和有限元分析，給出建議的預(yù)測(cè)公式。表3給出了Eurocode 4[15]的設(shè)計(jì)計(jì)算公式與Liu等[22]的建議公式與本文有限元分析結(jié)果的對(duì)比情況。

Eurocode 4計(jì)算公式主要基于焊接栓釘剪力連接件的試驗(yàn)結(jié)果得到，對(duì)于本文提出的剪力連接件，Eurocode 4公式過高估計(jì)了其極限抗剪承載力。文獻(xiàn)[21]基于螺栓剪力連接件所提出的計(jì)算公式與有限元分析所得極限抗剪承載力吻合較好，且具有一定安全儲(chǔ)備，可用于評(píng)估PTBSC的極限抗剪承載力。

對(duì)于本文提出的PTBSC屈服抗剪承載力，目前尚無(wú)現(xiàn)成的計(jì)算及預(yù)測(cè)公式可用，還需要通過進(jìn)一步的研究來獲得。

表3 極限抗剪承載力計(jì)算公式結(jié)果與有限元分析結(jié)果對(duì)比Tab.3 Comparison of Ultimate Shear Capacity Between Theoretical Calculation and FEA Results

6 結(jié)語(yǔ)

(1)插塊式螺栓剪力連接件的破壞模式為發(fā)生于預(yù)設(shè)的縮頸桿段的螺栓剪斷。采用插塊式螺栓剪力連接件的組合梁可實(shí)現(xiàn)混凝土板和鋼梁的低損傷性、完全干式裝配以及便于拆卸和更換損傷部件的目標(biāo)。

(2)插塊式螺栓剪力連接件的荷載-滑移曲線呈現(xiàn)出預(yù)期的明顯二次剛度特性，根據(jù)曲線特性可確定屈服抗剪承載力Py和極限抗剪承載力Pu，為實(shí)際工程設(shè)計(jì)提供參考。其中，極限抗剪承載力可采用現(xiàn)有的計(jì)算公式進(jìn)行預(yù)測(cè)，而屈服抗剪承載力尚需要進(jìn)一步研究來提出合理的計(jì)算方法。

(3)參數(shù)分析表明：增加螺栓直徑和減小縮頸桿段長(zhǎng)度可增強(qiáng)連接件的抗剪性能；增大縮頸桿段長(zhǎng)度可增強(qiáng)延性變形能力；使用超高性能混凝土作為插塊材料可以提高連接件的抗剪承載力和抗剪剛度；插塊尺寸對(duì)連接件力學(xué)性能沒有影響，但螺栓縮頸桿段和混凝土板預(yù)留孔孔壁之間的空間應(yīng)確保容許螺栓剪切滑移變形。