波形钢板是指将平钢板通过冷压或者热轧成为梯形、正弦波形或者Z字形的钢板件[1]。波形钢板截面几何形状包括波谷、波脊和波峰，定义波谷或者波峰与波脊的外夹角为波角，如图1所示。波形钢板由于其几何形状，较平钢板具有较大的面外刚度，不易屈曲，在桥梁工程中有广泛的应用和研究[2]。王威等[3-5]对波形钢板进行了试验研究和ABAQUS有限元分析，研究结果表明：波形钢板剪力墙的抗侧刚度、平面外刚度、整体稳定性、极限承载力等滞回性能均比平钢板剪力墙要好。目前，国内学者平钢板-混凝土组合剪力墙进行了大量的理论和试验研究[6-10]，而对波形钢板混凝土大都以压型钢板组合楼板为研究对象[11-15]，主要研究了组合楼板高度，压型钢板厚度、剪跨比、混凝土强度等级、端部布置剪力连接件等因素对组合楼板破坏形态、剪切粘结强度的影响。波形钢板混凝土组合剪力墙是一种新型剪力墙，将波形钢板内嵌于混凝土中，通过在波形钢板上设置栓钉连接件，将钢板与混凝土粘结在一起，充分发挥波形钢板和混凝土的性能。目前针对粘结滑移的研究大多以型钢混凝土为研究对象[16-21]，而对波形钢板混凝土少有研究。李辉[19]研究认为对于滑移量较小的试件，剪力连接件对粘结强度的提高影响不大。而文献[20]和文献[21]认为栓钉可显著提高型钢混凝土界面粘结强度。如何具体反应栓钉对波形钢板混凝土界面粘结滑移的影响却未见有相关研究。
张文江、曹万林等[22]进行了18个配置列阵栓钉抗剪连接件的内藏钢板混凝土墙板试件在单调加载下的推出钢板试验研究，提出了适用于内藏钢板混凝土剪力墙体设置列阵栓钉抗剪键的抗剪切承载力简化计算方法。目前，我国现行行业规程《组合结构设计规范》(JGJ 138―2016)[23]仅给出了设置栓钉的构造措施，对于带栓钉的波形钢板混凝土组合构件纵向剪力传递承载力的设计计算，并没有明确的条文规定。有关带栓钉波形钢板混凝土组合构件受剪承载力推出试验研究也未见相关报道。
本文通过12个波形钢板混凝土试件的推出试验，对带栓钉连接件的波形钢板混凝土试件粘结滑移性能及剪力传递性能进行研究，在试验结果和已有研究成果基础上，提出考虑了波形钢板混凝土粘结滑移本构模型与纵向抗剪承载力公式，为波形钢板混凝土结构中界面粘结性能和栓钉连接件的合理设置提供计算依据。
图1 波形钢板几何截面
Fig.1 Geometrical cross-section of corrugated steel plate
1 试验概况
1.1 试件设计
本次试验共设计了12个波形钢板混凝土试件，试件截面设计如图2，试件的主要设计参数见表1。试件的主要变化参数为栓钉直径、长度、数量、间距和波形钢板厚度。所有试件截面尺寸均为360 mm×220 mm。《波浪腹板钢结构应用技术规程》(CECS 290―2011)[24]的腹板波幅范围在20 mm～40 mm，单波长度在150 mm～300 mm，规程[24]中波幅的定义类似本文图1中波高的一半。《波纹腹板钢结构技术规程》(CECS 291―2011)[25]中定义了波纹腹板几何截面。本试验波形钢板尺寸选取参照规程[24]和规程[25]，确定波谷、波脊长度分别为100 mm、70 mm，波角为45°。试验采用手工电弧焊焊接栓钉，焊接工艺及标准按照《栓钉焊接技术规程》(CSC226.2007)[26]，对焊接的试件进行弯曲试验，各项性能均符合现行国家标准《电弧螺柱焊用圆柱头焊钉》(GB/T 10433―2002)[27]的有关规定。
图2 试件的形状和截面配钢情况
Fig.2 Outline and details of specimens
表1 试件主要参数
Table 1 Design parameters of specimens
试件编号栓钉直径/mm栓钉长度/mm栓钉数量钢板厚度/mm栓钉间距/mm SC-1 10 60 1 8 —SC-2 10 70 2 10 100 SC-3 10 80 3 12 100 SC-4 13 60 2 12 100 SC-5 13 70 3 8 100 SC-6 13 80 1 10 —SC-7 16 60 3 10 100 SC-8 16 70 1 12 —SC-9 16 80 2 8 100 SC-10 10 70 2 10 150 SC-11 10 70 2 10 200 SC-12 — — — 10 —
1.2 试验材料
本试验采用等级为C50的混凝土，试件均在商混站进行浇筑，在浇筑混凝土试件的同时，浇筑了三个边长为150 mm的立方体混凝土试块，其均在同等条件下进行养护，测定其混凝土立方体抗压强度为56.6 MPa。考虑到波形钢板混凝土组合结构需配置钢筋，配置箍筋可以对试件的开裂和劈裂破坏起到一定的约束作用[28]，为防止试件过早破坏，所有试件均设置相同配筋率的箍筋，纵筋采用直径12 mm的HRB400钢筋；箍筋采用直径为6 mm的HPB300钢筋，双肢箍布置，配筋率为0.29%，波形钢板采用Q235钢。本试验均按照《金属材料室温拉伸试验方法》(GB/T 228.1―2002)[29]规定进行测量钢板、栓钉、纵向受力钢筋和箍筋的材料属性。由试验测得的钢材和栓钉的材料属性试验结果见表2。
表2 材料属性试验结果
Table 2 The mechanical property of materials
钢材种类 规格/mm屈服强度fy/MPa 极限强度fu/MPa 8 283.2 403.5钢板厚度10 234.4 397.5 12 292.3 394.2钢筋直径 φ6 429.5 606.4 φ12 484.4 681.3 φ10 364.3 430.1栓钉直径 φ13 416.2 489.6 φ16 389.9 458.7
1.3 加载方案与测点布置
带栓钉波形钢板混凝土推出试验，在西安建筑科技大学结构实验室1000 kN压力试验机上进行，加载装置如图3所示，采用位移控制单调加载方法，加载速率为0.3 mm/min，试验正式加载前先进行预加载。试验加载时，试验台座向上推混凝土，波形钢板的上端与压力试验机固定，承受来自试验台座的荷载，因此波形钢板的上端为加载端，下端为自由端。当波形钢板压入混凝土约20 mm～40 mm，试件混凝土表面出现明显裂缝或荷载处于稳定状态时停止加载。
图3 加载装置
Fig.3 Test setup
试件加载前，分别在试件加载端和自由端处分别设置位移传感器，测量在加载过程中加载端和自由端波形钢板与混凝土之间的相对滑移。为研究波形钢板在不同荷载下的应变及栓钉布置对波形钢板应变发展的影响，分别在每一个试件凹槽内表面的波谷和波脊等间距布置应变片，间距为80 mm，并在每一个试件最下部栓钉的端头和根部均布置一个应变片，研究栓钉在加载过程中受力变化规律。应变片布置如图4所示。
2 试验现象
2.1 试验过程
图4 应变片布置图
Fig.4 Strain gauge arrangement
图5 试件方位
Fig.5 Orientation of specimen
为方便描述试验现象，定义试件如图5所示的方位。加载初期，加载端和自由端的滑移基本无变化，可以说明内部没有产生相对滑移，随着荷载增大，界面化学胶结力出现局部失效，在其加载端开始出现滑移，继续增大荷载，加载端滑移缓慢增加，荷载达到峰值前，除试件SC-5，其余试件没有裂缝产生，当荷载达到峰值后，承载力突然下降约10%～20%，当荷载下降了极限荷载的10%～40%时，试件表面开始出现裂缝，裂缝首先从自由端波脊尖端处产生裂缝，并往西侧面(东侧面)发展，穿过底部棱边自下向上竖向延伸发展，最终形成劈裂裂缝，而部分试件在北侧面沿波脊也产生劈裂裂缝。试件在东西侧面产生裂缝后，接着在南侧面出现一条竖向的细微裂缝，在加载过程中迅速发展，上下贯通。而北侧面由于波谷钢板的混凝土保护层厚度较大，裂缝产生滞后东西侧面裂缝，甚至无裂缝产生。试件SC-7、SC-9在北侧面中部位置处有明显竖向裂缝产生，这种裂缝位置跟栓钉规格和布置位置有关，当栓钉直径较大，数量较多时，栓钉下部混凝土受压劈裂严重，在试件表面产生裂缝，裂缝首先出现在北侧面中下部然后均自下向上发展。极限荷载后，荷载迅速下降，此时加载端和自由端滑移迅速发展，继续加载，栓钉陆续剪断，直到完全破坏，荷载趋于稳定。此时，试件表面裂缝相互连接进而形成通长裂缝，裂缝宽度为1 mm～3 mm。
2.2 裂缝形态
图6、图7为典型试件最终破坏的裂缝情况，其中图6为试件侧面裂缝形态，图7为自由端裂缝分布。通过观察试验过程，可将波形钢板混凝土推出试件的裂缝形态分为三类。
1)劈裂裂缝。首先裂缝从自由端波脊尖端处径直向外发展穿过棱边自下向上扩展至加载端波脊尖端，形成通长劈裂裂缝，最后能达到2 mm～3 mm(图6(a))。另外，试件SC-7、SC-9栓钉的试件在栓钉一侧的混凝土即北侧面中间位置也出现明显竖向裂缝，这是由于栓钉下部混凝土受压劈裂所致(图6(b)、图6(c))。
2)膨胀裂缝。由于钢板波谷外侧混凝土连接面上法向应力的作用，钢板波谷所在侧的混凝土有向外鼓胀的趋势，在横向配箍的约束作用失效后，裂缝首先出现在南侧表面，并迅速发展为上下通长裂缝，进而向混凝土内部钢板方向延伸，该裂缝较第一种裂缝出现较晚，最后能达到1 mm～2 mm宽，该裂缝在所有试件中均出现(图6(d))。
3)复合裂缝。如试件SC-5、SC-7试件不仅在多个侧面存在上下通长裂缝，而且自由端处的波形钢板内包裹的混凝土发生局部推出破坏。SC-7试件破坏形态更为明显，角部裂缝膨胀，自由端角部混凝土剥落(图7(b))。
2.3 试件内部形态
图8为试验结束后栓钉在混凝土中的照片，剪断部位处于靠近焊缝的栓钉根部。可以看到，由于栓钉横向受剪而产生弯曲变形，可以看出栓钉在根部约10 mm的区域发生了明显弯曲变形，其他部位没有如此明显的变形。
图6 试件侧面裂缝图
Fig.6 Crack at sides of specimen
图7 试件自由端裂缝图
Fig.7 Crack at free end of specimen
图8 试验后栓钉照片
Fig.8 Photographs of stud after test
3 试验结果及其分析
3.1 荷载-滑移曲线
图9为试验所测得的试件加载端和自由端的荷载-滑移(P-S)曲线。对所有试件的荷载滑移曲线类比归纳，可分别建立无栓钉试件、单栓钉试件、双栓钉试件和三栓钉试件荷载曲线数学模型，如图10所示。图10中字母标注的点为特征点。四个模型曲线均分为上升阶段、下降阶段和残余阶段三部分。
上升阶段：由OA和AB两部分组成。A点荷载增速的转折点，A点对应的荷载Ps为屈服荷载，A点对应的滑移Ss为初始点滑移。AB段为滑移破坏阶段。B点为峰值点，其对应的荷载Pu为峰值荷载，对应的滑移Su为峰值点滑移。
图9 试验荷载滑移曲线
Fig.9 Load-slip curves of specimens
图10 试验荷载滑移曲线模型
Fig.10 Model of load-slip curves
下降阶段：1)对于无栓钉试件，其下降段出现两次荷载突降，第一次突降是因为峰值点过后，钢板与混凝土之间的化学胶结作用失效，而后荷载相对缓慢下降，这是由于钢板与混凝土之间的摩擦力与机械咬合力起主要作用，随着滑移增加，当达到摩擦力与机械咬合力的临界值时，荷载出现第二次突降。C点对应的荷载Pr为残余荷载，对应的滑移Sr为残余阶段初始滑移。2)对于单栓钉试件，峰值点后，钢板与混凝土之间的化学胶结作用失效，由于钢板与混凝土之间的摩擦力与机械咬合力作用，加上栓钉作用逐渐变大，荷载相对无栓钉试件缓慢降至C点，荷载保持稳定，滑移量继续增加至点D点。在D点栓钉被剪断，荷载发生荷载骤降，滑移量不变而荷载降至E点。此时栓钉作用失效，摩擦力与机械咬合力起主要作用。D点对应的荷载为首次骤降荷载，E点对应的Pr和Sr分别为残余荷载与残余阶段初始滑移。3)对于双栓钉试件，荷载同单栓钉试件类似，荷载缓慢降至C点，直到上部栓钉被剪断，荷载降至E点，此时，下部栓钉和钢板与混凝土之间的摩擦力与机械咬合力起主要作用，荷载保持稳定，当滑移量增至F点，下部栓钉被剪断，荷载再次发生骤降，滑移量不变而荷载降至G点。此时摩擦力与机械咬合力起主要作用，荷载保持稳定。D点对应的荷载为首次骤降荷载，E点对应的滑移为首次骤降滑移，F点对应的荷载为二次骤降荷载，G点对应的Pr和Sr分别为残余荷载与残余阶段初始滑移。4)对于三栓钉试件，同理荷载降至G点。此时，最下部栓钉和钢板与混凝土之间的摩擦力与机械咬合力起主要作用，荷载保持稳定，滑当移量增至H点，最下部栓钉被剪断，荷载再次发生骤降，滑移量不变而荷载降至I点。此时，栓钉作用失效，摩擦力与机械咬合力起主要作用，荷载保持稳定。D点对应的荷载为首次骤降荷载，E点对应的滑移为首次骤降滑移，F点对应的荷载为二次骤降荷载，G点对应的滑移为二次骤降滑移，H点对应的荷载为三次骤降荷载，I点对应的Pr和Sr分别为残余荷载与残余阶段初始滑移。
残余阶段：荷载不变，当滑移增加到一定量时，结束加载，曲线表现为一条平行于横轴的水平线。
3.2 特征粘结应力
为研究带栓钉波形钢板混凝土试件加载端粘结应力-滑移本构关系，根据荷载-滑移曲线，并利用τ=P/A ，得到试件表面平均粘结应力，即将各试件加载端荷载滑移(P-S)曲线折算为粘结滑移(τ-S)曲线。定义τs、τu、τr、τc、τe和τg为特征荷载Ps、Pu、Pr、Pc、Pe和Pg相对应的特征粘结应力。试验测得到各试件特征点取值见表3。
通过对试验数据分析，发现栓钉直径和数量对试件波形钢板混凝土粘结强度的影响最大，具体可见第5节。考虑到所有试件栓钉被剪断，参考《钢结构设计规标准》所给栓钉抗剪承载力形式，根据表3中试验数据和栓钉材性试验结果，回归各特征点处粘结应力的计算式，发现粘结应力并不是完全随栓钉面积的增大而增大，当栓钉面积增大到一定程度时，粘结应力增长速度减弱或粘结应力有降低的趋势，因此，计算式采用二次形式更符合试验结果。具体如下所示：
式中：N为栓钉数量；As为栓钉钉杆面积；A为钢板与混凝土有效粘结面积。由于试验试件个数有限，这里不在对τg进行回归统计。
3.3 特征点滑移
从表3和以上计算式中可以看出特征滑移主要受栓钉含量的影响。对于栓钉面积较小的单栓钉试件，栓钉可限制峰值点滑移，而栓钉面积较大的试件SC-5、SC-7、SC-9可增大峰值点滑移，同时栓钉可增大残余段初始滑移，提高延性，另外栓钉可增大各特征点粘结强度。型钢混凝土自由端滑移与混凝土强度、横向配箍率和保护层厚度因素没有明显关系，而与试件埋置长度有明显规律[30]。本文所有试件埋置长度都为定值，由于试验试件个数较少以及界面摩擦的不均匀性和栓钉与混凝土之间相互作用的复杂性，特征滑移具有一定离散性，故特征滑移值取试验相应平均值或实测值用来粘结滑移本构模型的分析。
表3 各试件实测特征值
Table3 Measured characteristic values of specimens
栓钉个数 试件编号 Ps/kNSs/mm Pu/kN Su/mmPr/kNSr/mmPc/kNSc/mmPe/kN Se/mm Pg/kNSg/mm SC-1 256.4 0.73 286.1 0.84 97 8.88 145 5.59 — — — —1 SC-6 276.3 2.04 306.8 2.41 128.411.12 150.46.06 — — — —SC-8 301 1.64 330.8 1.77 125.910.71 177.65.03 — — — —SC-2 276.3 0.82 305.4 0.88 113 9.04 174 4.24 148.5 7.54 — —2 SC-4 306.5 1.74 332.2 1.91 129.19.73 216.53.36 182.3 9.11 — —SC-9 325.4 3.89 351.4 4.82 109.917.78 300 7.33 217.8 15.36 — —SC-10 281.3 1.28 312.3 1.43 128 10.46 200.53.51 150.4 8.58 — —SC-11 290.5 1.95 330.7 2.32 123.711.37 193.94.66 146.2 9.5 — —SC-3 316.6 1.19 347.4 1.32 136.68.87 249.62.56 213.1 4.75 183.2 8 SC-5 319.7 4.2 354.4 6.41 120.925.99 290.37.9 210.8 15.08 151.6 20.84 SC-7 326.6 3.44 387.3 6.89 — — 350.99.61 — — — —无 SC-12 247 2.3 273.8 2.59 90.8 5.26 — — — — — —3
3.4 粘结-滑移本构方程的建立
根据试件荷载滑移曲线模型，利用上述所确定的各特征点，可以分段定义各个试件加载端平均粘结强度和滑移的τ-S曲线表达式，利用归一化分析方法，分段拟合了无栓钉试件、单栓钉试件、双栓钉试件和三栓钉试件τ-S曲线的表达式。
1)上升阶段
2)下降阶段
无栓钉试件：
式中，p=1.19703，q=0.19703。
单栓钉试件：
式中，p=1.27186，q=0.27186。
双栓钉试件：
式中，p=1.3503，q=0.3503。
三栓钉试件：
式中，p=1.4493，q=0.4493。
3)残余阶段
4 波形钢板及栓钉应变分析
4.1 典型试件荷载上升段钢板应变分布图
图11 波形钢板应变分布图
Fig.11 Strain distribution of corrugated steel plate
取包含栓钉数量不同的试件SC-1、SC-2、SC-3、SC-11、SC-12为例，图11为试件在不同荷载作用下波形钢板应变分布图。从各个应变分布图可以看出，钢板波谷和波脊在不同荷载水平下，其应变大致沿试件高度呈指数分布，并且随着荷载的变大，有线性分布趋势，波脊应变大于波谷应变。
在上升阶段，试件SC-3波脊、SC-11波谷和SC-12波谷应变产生加载端奇异现象，即根据变形协调条件，型钢混凝土推出试件在加载端存在粘结应力奇异区，同时由于边界条件效应，在加载端一定范围内，型钢应变沿埋置长度出现应变增加现象[30]。试件SC-1和SC-3在自由端处波形钢板应变出现过零点现象，即在自由端一定范围内波形钢板应变值符号与加载端相反。这主要是由于在上升阶段，加载端存在滑移区，自由端为粘结区，自由端混凝土承受试验台座向上的荷载，同时栓钉在承受剪力的过程中，对钢板有一定的向上阻力，自由端钢板局部存在受拉区。
4.2 典型试件荷载上升段栓钉应变分布图
图12给出了部分典型栓钉根部荷载应变曲线，其他栓钉的曲线与其相似。对于包含单个栓钉试件SC-1，加载前期栓钉应变很小，说明荷载通过钢板和混凝土之间的粘结力传递，栓钉处于弹性阶段，应力很小，当荷载达到极限荷载的14%时，栓钉应变开始逐渐加大，说明栓钉上部粘结破坏后栓钉承受荷载的比例加大，栓钉开始屈服，对应的试件荷载滑移曲线开始进入滑移阶段。对于包含两个或三个栓钉的试件，加载过程中下部栓钉应变变化不大，当荷载达到极限荷载的70%～90%时，最下部栓钉应变会发生突变，说明在加载过程中栓钉受力是不均匀的，刚开始上部栓钉承担较多荷载，随着荷载的增大和上部栓钉的屈服，下部栓钉承受的荷载增加，荷载分配趋于接近。
图12 栓钉荷载-应变曲线
Fig.12 Load-strain curves of stud
5 承载力结果及分析
5.1 承载力影响因素分析
以栓钉直径、长度、数量、间距以及波形钢板厚度为主要因数，分析其对带栓钉波形钢板混凝土构件极限抗剪承载力的影响。
1)栓钉直径。图13(a)为波形钢板混凝土构件抗剪承载力与栓钉直径的相关关系。由图可知，受剪承载力随栓钉直径的增大近似呈线性增加。
2)栓钉长度。本试验栓钉长度的取值按规范规定的长径比不小于4，从图13(b)可以看出，随栓钉长度的增大，受剪承载力并没有明显增加，栓钉长度对受剪承载力影响不大。
3)栓钉数量。图13(c)为波形钢板混凝土试块抗剪承载力与栓钉数量的相关关系。通过分析可知，受剪承载力随栓钉数量的增大近似呈线性增加。
4)栓钉间距。本试验栓钉间距的取值在200 mm以内，图13(d)为波形钢板混凝土构件抗剪承载力与栓钉间距的相关关系。由图13(d)可知，适当增大栓钉间距对抗剪承载力有一定的提高。这是因为栓钉纵向间距较大时，其下方被压碎的混凝土区域相互独立，周围混凝土给栓钉提供较强的约束。
5)钢板厚度。图13(e)为波形钢板混凝土试块抗剪承载力与波形钢板厚度的相关关系。通过分析可知，受剪承载力随钢板厚度的增大而增加，但增幅很小，对受剪承载力影响不大。
图13 试件承载力与影响因素的相关关系
Fig.13 Relationship between specimen bearing capacity and influencing factor
5.2 承载力计算方法
假设波形钢板混凝土试件的承载力Pu由两部分部分组成，即栓钉抗剪承载力P1和波形钢板与混凝土的自然粘结力P2：
我国《钢结构设计规标准》(GB 50017―2017)[31]给出的单个栓钉抗剪承载力的公式为：
因此栓钉抗剪承载力取栓钉剪断或者混凝土压碎时两者承载力的较小值，即：
式中：fu为栓钉的极限强度设计值；fc为混凝土轴心抗压强度；Ec为混凝土弹性模量。
由于钢板厚度对试件受剪承载力影响较小，式(24)中P2取值为无栓钉试件SC-12在加载过程中所承受的极限荷载。
将式(24)计算值与试验值对比，结果列于表4。可以看出，计算值整体高于实测值，计算结果偏于不安全，这是因为栓钉在受力过程中变形，会加剧混凝土的破坏，因此不能将两者的粘结强度简单叠加。随着最大滑移量增加，剪力连接件对混凝土的横向挤压力提高，从而能显著提高型钢混凝土的粘结强度[19]。因此在波形钢板凹槽布置栓钉时，栓钉受力变形将使波形钢板凹槽波脊内侧受到附加挤压应力，加大波形钢板波脊内侧与混凝土的摩擦力，所以波形钢板混凝土试件的承载力Pu主要由三部分组成，即栓钉抗剪承载力P1、波形钢板与混凝土的自然粘结力P2、波形钢板波脊内侧与混凝土之间由于混凝土受栓钉挤压而产生的摩擦力P3：
波形钢板与混凝土之间的自然粘结力P2采用式(29)计算：
式中：τ为波形钢板与混凝土之间自然粘结强度，本文试验τ的取值为无栓钉试件SC-12在极限荷载作用下的平均粘结应力，根据表3，试件SC-5、SC-7和SC-9达到峰值荷载时的加载端滑移在4.82 mm～6.89 mm，与此滑移量相对应的自然粘结试件处于荷载滑移曲线残余段，因此τ对应的取值为无栓钉试件残余阶段的粘结强度；式(29)中，A为波形钢板与混凝土有效粘结面积。在波形钢板波谷表面布置栓钉时，栓钉剪切变形导致栓钉根部混凝土局部受承压作用，混凝土与波形钢板表面原有的自然粘结将受到损坏，忽略波形钢板波谷表面对粘结作用的贡献，因此有效粘结面积为：
式中：Dbj为波形钢板波脊长度；Dbg为波形钢板锚固长度；Le为试件锚固长度。
表4 承载力计算结果与试验结果比较
Table 4 Comparison of calculation and results
试件编号承载力试验值/kN承载力计算值/kN 试验值/计算值式(24)式(27)式(24)式(27)SC-1 286.1 297.6 248.52 0.96 1.15 SC-2 305.4 321.4 280.73 0.95 1.09 SC-3 347.4 345.2 312.95 1.01 1.11 SC-4 332 364.8 339.48 0.91 0.98 SC-5 354.4 410.3 247.97 0.86 1.43 SC-6 306.8 319.3 277.89 0.96 1.10 SC-7 387.3 467 324.72 0.83 1.19 SC-8 330.8 338.6 303.47 0.98 1.09 SC-9 351.4 402.6 237.54 0.82 1.48 SC-10 312.3 321.6 280.73 0.97 1.11 SC-11 330.7 321.6 280.73 1.03 1.17平均值 — — — 0.94 1.17
在波形钢板凹槽波谷表面布置栓钉后，加载过程中混凝土受栓钉挤压将加大波形钢板波脊内表面与混凝土的摩擦效应，即试件的纵向剪力传递能力将会提高。根据文献[20]和EN1994-1-1，取栓钉的剪力扩散角度为θ=45°，如图14所示，得到：
图14 栓钉剪力扩散示意图
Fig.14 Schematic illustration of shear force transfer of stud
式中：m为靠近波形钢板波脊的栓钉个数，当只有一列栓钉时，由于栓钉两侧有波脊，所以取m=2N，布置两列纵向栓钉时，m=N；μ为波形钢板波脊与混凝土的摩擦系数，根据文献[20]和EN1994-1-1，取μ=0.5；α为波形钢板波谷与波脊所形成的夹角，即波角。
表4为本次试验结果与本节所导公式计算结果的比较情况，计算中材料强度均采用实测值。从表4可以看出，式(27)计算结果与试验结果总体相符且偏于安全，可用于工程设计。
6 结论
本文进行了11个带栓钉连接件的波形钢板混凝土试件和1个自然粘结试件的推出试验，通过试验与理论分析，得到以下结论：
(1)带栓钉连接件的波形钢板混凝土试件破坏形态主要为混凝土劈裂破坏。混凝土裂缝形态主要有三种，分别为：沿波脊尖端向外侧混凝土棱边延伸并上下贯通的劈裂裂缝、出现在波谷外侧的膨胀裂缝、同时在自由端处波形钢板内包裹的混凝土发生局部推出破坏的复合型裂缝。
(2)对试件加载端和自由端的荷载-滑移曲线进行了综合分析归纳，其受力过程可划分3个阶段，分别为上升阶段、下降阶段和荷载残余阶段。栓钉剪断时，根部发生弯曲，栓钉中部和头部没有发生明显变形。
(3)对于带栓钉试件和自然粘结试件，从加载到试件破坏，波形钢板的波谷和波脊沿试件高度的应变大致呈指数分布；由于自由端混凝土和栓钉的共同作用，钢板自由端区域存在受拉区，引起“过零点”现象。
(4)本文的主要试验参数中，栓钉直径越大、数量越多，试件的抗剪承载力也越大；另外在200 mm范围内适当增大栓钉间距对抗剪承载力也有提高；波形钢板在有足够的强度和刚度的条件下，钢板厚度对抗剪承载力影响不大；栓钉长度对抗剪承载力影响很小，可以忽略不计。
(5)基于试验结果和力的扩散原则，分别提出了考虑栓钉影响的波形钢板混凝土界面粘结滑移本构模型以及带栓钉的波形钢板混凝土推出试件的承载力计算公式，所提模型与试验结果吻合良好，承载力公式计算结果与试验结果总体相符且偏于安全，可供工程应用和进一步研究参考。
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