鋼-自然養(yǎng)護(hù)UHPC組合橋面板短焊釘抗剪試驗(yàn)研究

周 澤 張樂(lè)朋 徐 晨，*

（1.寧波市城市基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)發(fā)展中心，寧波315040；2.同濟(jì)大學(xué)橋梁工程系，上海200092）

1 概 述

正交異性鋼橋面板具有自重輕、強(qiáng)度高的特點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用在大跨徑鋼結(jié)構(gòu)橋梁中。但是，鋼橋面板內(nèi)部縱橫肋交錯(cuò)，在承受車(chē)輛輪荷載作用時(shí)，應(yīng)力集中以及局部剛度偏低成為引發(fā)疲勞損傷的主要誘因。正交異性鋼橋面板疲勞開(kāi)裂首次發(fā)現(xiàn)于英國(guó)的Severn橋，在該橋建成6年后就發(fā)現(xiàn)了橋面板疲勞開(kāi)裂［1］。我國(guó)20世紀(jì)90年代建成的虎門(mén)大橋在運(yùn)營(yíng)10年后也發(fā)現(xiàn)了橋面板疲勞裂縫［2］。

通過(guò)剪力連接件將混凝土與鋼橋面板組合形成鋼-混凝土組合橋面板是應(yīng)對(duì)鋼橋面板疲勞問(wèn)題的有效途徑之一。超高性能混凝土（UHPC）是一種具有高強(qiáng)度、高韌性的新型水泥基材料。將UHPC引入組合橋面板具有自重輕、橋面局部剛度大等特點(diǎn)，這對(duì)緩解鋼橋面板的疲勞損傷十分有益。

另外，UHPC收縮較大，目前在橋梁施工中為避免UHPC收縮開(kāi)裂所采用的方法主要是高溫蒸養(yǎng)和加密配筋［3］；也有通過(guò)在UHPC中添加膨脹劑來(lái)抑制收縮的辦法，該辦法可以實(shí)現(xiàn)自然條件下養(yǎng)護(hù)［4］。由于鋼-自然養(yǎng)護(hù)UHPC組合橋面板中的UHPC收縮得到了緩解，板內(nèi)配筋亦可相應(yīng)減少。相比而言，自然養(yǎng)護(hù)UHPC對(duì)提高施工效率、保障施工質(zhì)量有利。

鋼-UHPC組合橋面板中，連接件是保證組合構(gòu)造正常工作的關(guān)鍵。焊釘是其中的常用連接件。一般橋梁中焊釘直徑以19 mm或22 mm為主，也有一些更大直徑的焊釘［5］。但鋼-UHPC組合橋面板中由于UHPC層較薄，考慮保護(hù)層厚度，焊釘直徑與高度均與常規(guī)焊釘不同，又處于強(qiáng)度較高的UHPC中，因此破壞形態(tài)和承載力可能與常規(guī)混凝土中的普通焊釘不同。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者先后對(duì)多種尺寸的焊釘在UHPC中的受力性能展開(kāi)了試驗(yàn)研究，考察了焊釘?shù)目辜魟偠扰c承載力變化特點(diǎn)。比如Kim J.S.等［6］對(duì)直徑16 mm、高50 mm焊釘進(jìn)行了一系列推出試驗(yàn)，考察了焊釘承載力及破壞形態(tài)。UHPC和鋼之間的界面粘結(jié)也會(huì)影響焊釘抗剪能力，李嘉等［7］進(jìn)行了三組靜力推出試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)黏結(jié)力對(duì)焊釘承載力的貢獻(xiàn)約為100 kN。Cao等［8］進(jìn)行了一系列高溫蒸養(yǎng)UHPC中短焊釘?shù)撵o力和疲勞推出試驗(yàn)。目前而言，針對(duì)鋼-自然養(yǎng)護(hù)UHPC組合橋面板中短焊釘受力性能特點(diǎn)的有關(guān)研究尚不多見(jiàn)。

實(shí)際上，焊釘?shù)氖芰μ匦允艿経HPC材料特性、養(yǎng)護(hù)條件、焊釘尺寸、界面條件以及板內(nèi)配筋等多重因素的影響。明確有關(guān)規(guī)律對(duì)合理設(shè)置連接件、優(yōu)化結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)具有重要意義。UHPC通過(guò)材料改性實(shí)現(xiàn)自然養(yǎng)護(hù)，材料本身的構(gòu)成變化對(duì)焊釘連接件的受力性能影響尚未明確，為此，本文針對(duì)鋼-自然養(yǎng)護(hù)UHPC組合橋面板的構(gòu)造及養(yǎng)護(hù)特點(diǎn)，對(duì)短焊釘?shù)目辜粜阅苷归_(kāi)試驗(yàn)研究，并對(duì)其破壞機(jī)理展開(kāi)分析。研究成果可為鋼-自然養(yǎng)護(hù)UHPC組合橋面板短焊釘?shù)暮侠砘O(shè)計(jì)提供基礎(chǔ)試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

2 試驗(yàn)方案

2.1 試件設(shè)計(jì)

本文將采用推出試驗(yàn)考察UHPC組合橋面板中短焊釘?shù)目辜粜阅埽仓谱鲀蓚€(gè)推出試件（P-1和P-2）。試件尺寸參考?xì)W洲規(guī)范4［9］，如圖1所示。試件中焊釘直徑13 mm、高35 mm，焊釘?shù)暮改_高度平均約為3 mm。根據(jù)金屬材性試驗(yàn)結(jié)果，焊釘抗拉強(qiáng)度為599 MPa。推出試件中UHPC板內(nèi)帶肋鋼筋直徑為10 mm、間距300 mm。推出試件中UHPC板采用水平放置澆筑，待自然養(yǎng)護(hù)28 d完成以后再通過(guò)螺栓節(jié)點(diǎn)板進(jìn)行組裝。UHPC板與鋼板接觸面未進(jìn)行特別刷油處理。本次試驗(yàn)所用UHPC粉體材料組分包含水泥、硅灰、礦粉、粉煤灰、石英粉、膨脹劑、減水劑等。外摻鋼纖維，鋼纖維抗拉強(qiáng)度大于2 500 MPa。UHPC材料的抗壓fc、抗折fb及彈性模量E試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表1所列。

表1 UHPC材料特性Table 1 Material properties of UHPC MPa

圖1 試件總體布置圖（單位：mm）Fig.1 Layout of specimen（Unit：mm）

2.2 試驗(yàn)方案與測(cè)點(diǎn)布置

推出試驗(yàn)過(guò)程中主要測(cè)量荷載、鋼-UHPC界面滑移以及鋼板應(yīng)變。測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示，試件兩側(cè)各布置兩個(gè)位移計(jì)（編號(hào)W1-W4，圖中括號(hào)內(nèi)為相對(duì)稱(chēng)位置處位移計(jì)編號(hào)）測(cè)量鋼和UHPC界面間的滑移。并且在部分焊釘對(duì)應(yīng)位置鋼板反面布置沿荷載方向的單軸應(yīng)變片。在圖2（b）正視圖所示試件兩側(cè)上層焊釘處分別布置1個(gè)應(yīng)變片，編號(hào)如圖2（b）側(cè)視圖所示記為S1與S2；同樣在試件兩側(cè)下層焊釘處也分別布置1個(gè)應(yīng)變片，編號(hào)S3與S4。

加載裝置如圖2所示，采用200tonf作動(dòng)器進(jìn)行加載。試件頭部設(shè)有分配梁，作動(dòng)器與分配梁之間設(shè)有荷載傳感器和鉸支座確保荷載值的精確記錄和豎直方向。試件至于硬鋼塊上，中間鋪設(shè)了砂層以減少偏載帶來(lái)的影響。

圖2 推出試驗(yàn)加載與測(cè)點(diǎn)布置（單位：mm）Fig.2 Test setup and instrumentation（Unit：mm）

正式加載前，先進(jìn)行預(yù)加載，檢查測(cè)試系統(tǒng)各部分是否正常工作，預(yù)加載荷載值取預(yù)估荷載的30%，即150 kN。預(yù)加載后進(jìn)行正式加載，每級(jí)荷載為預(yù)估荷載的10%，每完成一級(jí)荷載的加載，持荷2 min，待各測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)穩(wěn)定后進(jìn)行下一級(jí)加載。為保證安全，達(dá)到預(yù)估荷載的50%之后，改為位移控制緩慢加載，直到破壞。

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 試件破壞過(guò)程

兩個(gè)推出試件的極限狀態(tài)相似，均為焊釘根部剪斷，焊釘斷裂面光滑［圖3（a）］。試件的UHPC層整體保持完整［圖3（b）］，只有焊釘附近的UHPC有小范圍壓潰。

圖3 推出試件焊釘破壞形態(tài)Fig.3 Stud failure mode of push-out specimen

3.2 荷載滑移關(guān)系

各試件的荷載-滑移曲線(xiàn)如圖4所示，滑移值由W1-W4的監(jiān)測(cè)結(jié)果取平均值得到。取加載過(guò)程中的最大荷載作為試件的極限荷載，將荷載平均分配到每個(gè)焊釘上并取極限荷載的1/3對(duì)應(yīng)的位移計(jì)算焊釘抗剪剛度，試件的抗剪剛度和抗剪承載力列于表2，兩個(gè)推出試件對(duì)應(yīng)的單個(gè)焊釘抗剪剛度平均值為377.9 kN/mm，抗剪強(qiáng)度平均值為71.7 kN。由于試件加工誤差等因素，導(dǎo)致加載過(guò)程中P-1試件兩側(cè)受力不均，荷載集中在其中一側(cè)，破壞時(shí)只有一側(cè)出現(xiàn)剪斷，因而承載力較低，而P-2試件兩側(cè)受力均勻，破壞時(shí)兩側(cè)同時(shí)出現(xiàn)剪斷。

圖4 荷載-滑移關(guān)系Fig.4 Load-slip relationship

表2 單個(gè)焊釘?shù)目辜魟偠群蛷?qiáng)度Table 2 Shear stiffness and strength of a single stud

3.3 應(yīng)變分布特征

在試驗(yàn)過(guò)程中還在焊釘位置的鋼板下方布置了應(yīng)變片（圖2），加載過(guò)程中各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變值如圖5所示。圖中，曲線(xiàn)1為圖2中應(yīng)變S1和應(yīng)變S2的平均值，曲線(xiàn)2為圖2中應(yīng)變S3和應(yīng)變S4的平均值；可以發(fā)現(xiàn)，在推出試驗(yàn)加載過(guò)程中，上下層焊釘附近鋼板應(yīng)變發(fā)展存在明顯差異。沿推出荷載方向上層焊釘附近處鋼板呈現(xiàn)壓應(yīng)變，而下層焊釘附近卻呈現(xiàn)出了拉應(yīng)變。最大壓、拉應(yīng)變值約為-200με和+50με。這可能與加載過(guò)程中焊釘變形帶來(lái)的鋼板與UHPC面外相對(duì)變位有關(guān)，試件底部邊界條件設(shè)置也是關(guān)鍵的影響因素。

圖5 鋼板應(yīng)變發(fā)展Fig.5 Strain development of steel plate

3.4 試驗(yàn)結(jié)果與現(xiàn)行規(guī)范比較

對(duì)于組合梁常規(guī)混凝土中焊釘?shù)目辜舫休d力，各國(guó)規(guī)范都給出了相應(yīng)的計(jì)算公式。計(jì)算公式中對(duì)應(yīng)了焊釘?shù)膬煞N破壞模式：焊釘剪斷破壞和混凝土壓碎破壞。兩種破壞模式的承載力計(jì)算有所不同。

我國(guó)規(guī)范［10］規(guī)定的焊釘抗剪承載力計(jì)算公式為

式（1）中前面一項(xiàng)對(duì)應(yīng)混凝土壓碎的破壞模式，后一項(xiàng)對(duì)應(yīng)焊釘被剪斷的破壞模式，其中，η為群釘效應(yīng)折減系數(shù)；Astd為焊釘截面積；fcd和fcu分別為混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值和立方體抗壓強(qiáng)度；Es和Ec對(duì)應(yīng)焊釘和混凝土的彈性模量；f為焊釘?shù)目估瓘?qiáng)度。

美國(guó)規(guī)范［11］中的焊釘承載力計(jì)算公式為

式中：?為抗力折減系數(shù)，取0.85；f′c為混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度；其余符號(hào)含義與上述中國(guó)規(guī)范一致。

歐洲規(guī)范4［9］規(guī)定的焊釘承載力計(jì)算公式為

式中：α=0.2（h/d+1）≤1.0；d和h分別為焊釘?shù)闹睆胶透叨?；γ為抗力分?xiàng)系數(shù)，取1.25；其余符號(hào)含義與上述美國(guó)規(guī)范一致。

日本規(guī)范［12］中的焊釘容許承載力計(jì)算公式為

式中：d和h分別為焊釘?shù)闹睆胶透叨?；f′c為混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度。

由式（1）-式（3）可知，當(dāng)混凝土強(qiáng)度較低時(shí)，焊釘?shù)钠茐男问綖榛炷翂核槠茐?；?dāng)混凝土強(qiáng)度較高時(shí)，其破壞形式轉(zhuǎn)變?yōu)楹羔敿魯嗥茐?。Shariati等［13］的研究結(jié)果顯示，兩種破壞形態(tài)之間的混凝土臨界強(qiáng)度為30～40 MPa。

本文所采用的UHPC強(qiáng)度超過(guò)130 MPa，遠(yuǎn)高于這個(gè)臨界值，最終的試驗(yàn)破壞形態(tài)表現(xiàn)為焊釘?shù)募羟衅茐摹＿@與上述常規(guī)混凝土中焊釘?shù)挠?jì)算破壞形式是一致的。日本規(guī)范（式（4））是以焊釘?shù)母邚奖葋?lái)區(qū)分焊釘?shù)娜菰S承載力計(jì)算公式。試驗(yàn)中短焊釘?shù)母邚奖萮/d=2.69。

對(duì)于本研究中的短焊釘，焊釘直徑d=13 mm，焊釘高度h=35 mm，焊釘截面積Astd=132.7 mm2，焊釘抗拉強(qiáng)度f(wàn)=600 MPa，UHPC彈性模量Ec=52 600 MPa，軸心抗壓強(qiáng)度f(wàn)c=105.5 MPa，立方體抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu=137.9 MPa，根據(jù)劉天英等［14］的研究結(jié)果，混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度與立方體抗壓強(qiáng)度的換算系數(shù)約為0.8，取圓柱體抗壓強(qiáng)度f(wàn)′c=0.8fcu=110.3 MPa，將這些數(shù)據(jù)代入式（1）-式（4），計(jì)算結(jié)果列于表3。需要說(shuō)明的是，中國(guó)、美國(guó)和歐洲規(guī)范采用的是極限狀態(tài)設(shè)計(jì)方法，計(jì)算結(jié)果Qu為焊釘?shù)臉O限承載力，日本規(guī)范采用容許承載力的概念，計(jì)算結(jié)果Tu為焊釘容許剪力。一般認(rèn)為，日本采用的容許剪力為極限承載力的1/6，表3中日本規(guī)范計(jì)算結(jié)果考慮了這一因素，將式（4）計(jì)算結(jié)果放大6倍。

由表3所列計(jì)算結(jié)果可知，中國(guó)、美國(guó)、歐洲及日本規(guī)范針對(duì)UHPC中短焊釘承載力的計(jì)算結(jié)果均是偏安全的。這其中以日本規(guī)范的安全富余最大。

表3 試驗(yàn)結(jié)果與規(guī)范計(jì)算結(jié)果比較Table 3 Comparison of test results and code calculation results kN

4 有限元分析

為進(jìn)一步了解鋼-自然養(yǎng)護(hù)UHPC組合橋面板中短焊釘?shù)钠茐臋C(jī)理，本文引入了材料彈塑性損傷模型對(duì)推出試驗(yàn)的過(guò)程進(jìn)行模擬，考察推出試驗(yàn)的破壞過(guò)程與特點(diǎn)。

4.1 有限元模型與材料本構(gòu)建立

采用有限元軟件ABAQUS建立了推出試驗(yàn)有限元模型。模型中鋼結(jié)構(gòu)和UHPC層均采用C3D8R實(shí)體單元模擬，鋼筋采用T3D2桁架單元進(jìn)行模擬，鋼筋通過(guò)Embedded嵌入U(xiǎn)HPC中，為減少計(jì)算量，利用對(duì)稱(chēng)性，建立1/4模型進(jìn)行計(jì)算分析，模型中的材料本構(gòu)根據(jù)材性試驗(yàn)得利。有限元模型如圖6所示。

圖6 有限元模型Fig.6 Finite element model

為了能夠準(zhǔn)確模擬試件的抗剪剛度，模型中還考慮了鋼板和UHPC板的黏結(jié)，通過(guò)ABAQUS中的黏結(jié)接觸實(shí)現(xiàn)，黏結(jié)接觸需要設(shè)置兩部分參數(shù)：一是黏結(jié)剛度，用以定義兩接觸面間切向力-滑移關(guān)系；二是損傷發(fā)展，用以定義黏結(jié)破壞準(zhǔn)則。根據(jù)相關(guān)研究結(jié)果［3，15］，鋼和混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度為0.4～0.8 MPa，由于本試驗(yàn)研究中使用的UHPC中含有大量鋼纖維，鋼和UHPC的黏結(jié)強(qiáng)度較大，取0.8 MPa。當(dāng)鋼與UHPC之間相對(duì)滑移達(dá)到0.1 mm時(shí)，認(rèn)為鋼與UHPC之間黏結(jié)開(kāi)始損傷，當(dāng)相對(duì)滑移達(dá)到0.11 mm時(shí)，認(rèn)為黏結(jié)完全破壞，此時(shí)只有摩擦力作用，鋼和UHPC界面間的力-滑移關(guān)系如圖7所示。鋼與UHPC之間的摩擦力通過(guò)摩擦系數(shù)定義，取0.2。

圖7 黏結(jié)力-滑移關(guān)系Fig.7 Cohesion-slip relationship

4.2 荷載-滑移曲線(xiàn)

將有限元模型計(jì)算的荷載-滑移曲線(xiàn)和試驗(yàn)實(shí)測(cè)荷載-滑移曲線(xiàn)繪制于圖8，可見(jiàn)計(jì)算所得荷載-滑移曲線(xiàn)與試驗(yàn)中實(shí)測(cè)荷載滑移曲線(xiàn)基本吻合，反映了計(jì)算模型從總體上能夠模擬推出試件的受力狀態(tài)。此外，表4中列出了計(jì)算與實(shí)測(cè)所得焊釘抗剪剛度與抗剪承載力結(jié)果。計(jì)算所得短焊釘抗剪剛度約為推出試驗(yàn)中實(shí)測(cè)平均剛度的93%，計(jì)算所得短焊釘抗剪承載力約為實(shí)測(cè)的1.04倍。這反映了計(jì)算模型與試驗(yàn)結(jié)果一致。

圖8 荷載-滑移關(guān)系Fig.8 Load-slip relationship

表4 試驗(yàn)結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table 4 Comparison of test results and finite element calculation results

4.3 短焊釘抗剪極限狀態(tài)分析

圖9所示為推出分析所得UHPC在極限狀態(tài)下的受壓損傷分布情況。損傷主要集中在焊釘根部區(qū)域以?xún)?nèi)，面積十分狹小，這與試驗(yàn)觀測(cè)結(jié)果一致。此外，從損傷沿厚度方向的分布看，損傷主要集中在焊釘根部下部區(qū)域，并向厚度方向延伸了一段距離，但遠(yuǎn)未穿透整個(gè)UHPC板。

圖9 極限狀態(tài)下UHPC的受壓損傷分布（0：無(wú)損傷；0.83：損傷最大值）Fig.9 Compressive damage distribution of UHPC at limit state（0：intact；0.83：full damage）

圖10 所示為推出分析所得短焊釘在極限狀態(tài)下的剛度退化分布情況。剛度退化主要集中在短焊釘根部附近焊趾以上區(qū)域，這與焊釘主要在焊趾處破壞的試驗(yàn)觀測(cè)結(jié)果一致。根據(jù)圖11所示短焊釘在極限狀態(tài)下沿豎向的變形情況，可以發(fā)現(xiàn)，短焊釘在極限狀態(tài)下有著非常明顯的剪切變形。與此同時(shí)，通過(guò)觀察豎向變形沿焊釘釘身的分布還可以發(fā)現(xiàn)，短焊釘?shù)臉O限狀態(tài)還包含有彎曲變形的成分。

圖10 極限狀態(tài)下焊釘?shù)膭偠韧嘶植糉ig.10 Stiffness degradation distribution of stud at limit state

圖11 極限狀態(tài)下焊釘?shù)呢Q向變形Fig.11 Vertical deformation of stud at limit state

圖12 所示為有限元模型中與試件鋼板上測(cè)點(diǎn)S1和S3對(duì)應(yīng)位置處的應(yīng)變隨荷載發(fā)展的關(guān)系曲線(xiàn)?？梢园l(fā)現(xiàn)，焊釘根部鋼板背面應(yīng)變發(fā)展趨勢(shì)與試驗(yàn)觀測(cè)結(jié)果完全一致。

圖12 荷載-應(yīng)變關(guān)系Fig.12 Load-strain relationship

圖13 所示為有限元模型中焊釘翼緣背面剪力方向的應(yīng)變分布圖?？梢园l(fā)現(xiàn)，在焊釘根部附近區(qū)域的應(yīng)變突變現(xiàn)象非常明顯，且下端焊釘區(qū)域附近呈現(xiàn)除了非常明顯拉應(yīng)變集中區(qū)，上端焊釘呈現(xiàn)出了非常顯著的壓應(yīng)變集中區(qū)。這反映了鋼板應(yīng)變?cè)谕瞥鲈囼?yàn)中確實(shí)存在不均勻性，這與焊釘?shù)募羟凶冃我约斑吔鐥l件等均有關(guān)系。

圖13 極限狀態(tài)下鋼板的豎向應(yīng)變分布Fig.13 Vertical strain distribution of steel plate at limit state

5 結(jié) 論

本文通過(guò)靜力推出試驗(yàn)對(duì)鋼-自然養(yǎng)護(hù)UHPC組合橋面板中短焊釘?shù)牧W(xué)性能進(jìn)行了研究，得到了UHPC中短焊釘?shù)钠茐男螒B(tài)和荷載-滑移曲線(xiàn)，然后將試驗(yàn)結(jié)果與各國(guó)現(xiàn)行規(guī)范進(jìn)行對(duì)比。同時(shí)，通過(guò)有限元建模分析短焊釘?shù)臉O限狀態(tài)下?lián)p傷特征，主要得到以下結(jié)論：

（1）UHPC中短焊釘?shù)钠茐男螒B(tài)均為焊釘根部剪斷，UHPC層整體保持完整，只在焊釘附近有小范圍損傷，焊釘前方的UHPC局部壓碎，焊釘兩側(cè)的UHPC局部拉裂。這與常規(guī)短焊釘破壞形態(tài)相似，可見(jiàn)自然養(yǎng)護(hù)UHPC并不會(huì)對(duì)焊釘極限破壞形態(tài)產(chǎn)生影響。

（2）根據(jù)推出試驗(yàn)結(jié)果，鋼-自然養(yǎng)護(hù)UHPC組合橋面板中直徑13 mm、高35 mm的短焊釘抗剪剛度與抗剪承載力分別為378 kN/mm與72 kN，與常規(guī)焊釘相比無(wú)明顯差異，其抗剪性能依然具有保障。

（3）根據(jù)對(duì)比分析結(jié)果，中國(guó)規(guī)范、美國(guó)規(guī)范、歐洲規(guī)范及日本規(guī)范針對(duì)UHPC短焊釘抗剪承載力的計(jì)算均是安全的；相比之下，日本規(guī)范的計(jì)算結(jié)果安全冗余較高，而美國(guó)規(guī)范的計(jì)算結(jié)果安全富余較少。

（4）根據(jù)有限元分析，極限狀態(tài)下UHPC的受壓損傷分布集中在焊釘根部區(qū)域，沿UHPC板厚度方向亦有發(fā)展，但并未全厚度延伸；焊釘在極限狀態(tài)下主要表現(xiàn)為剪切變形，但亦可發(fā)現(xiàn)釘身的彎曲變形?？梢?jiàn)基于彈塑性損傷模型的有限元推出分析能夠較為可靠地反映短焊釘抗剪機(jī)理。

（5）根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果和有限元分析可以發(fā)現(xiàn)，鋼板沿豎向的應(yīng)變并不均勻，甚至出現(xiàn)異號(hào)的情況，這與焊釘?shù)淖冃伟l(fā)展及邊界條件存在聯(lián)系。