碳鋼材質自攻自鉆螺釘與鋁合金基材連接的抗拉拔試驗研究

潘步新 辛志勇 汪大洋，3，* 張永山 朱 勇 向晏侖

（1.廣州大學土木工程學院，廣州 510006；2.珠海安維特工程檢測有限公司，珠海 519120；3.廣東省建筑金屬圍護系統工程技術研究中心，廣州 510006）

0 引言

近年來臺風及非臺風地區均出現不同程度的金屬屋面風揭破壞工程。自攻自鉆螺釘連接在鋁合金基材的工況在金屬屋面系統中被大量使用，螺釘連接處失效而引起金屬屋面系統破壞案例不在少數。自攻自鉆螺釘屬自攻螺釘的一類，自帶鉆尾。連接時，自鉆自攻螺釘在連接時將鉆孔和攻絲兩道工序合并一次完成，節約施工時間。

風荷載作用逐級傳遞到金屬屋面系統螺釘連接處，螺釘連接處受到豎向拉力。對于自攻自鉆螺釘的受拉破壞模式，有研究［1］提出連接基材的自攻自鉆螺釘受拉時會出現以下三種破壞模式：①抗拉拔破壞，即釘尖從連接的基材板中拔出；②抗拉脫破壞，即釘頭從連接的鋼板中拉脫；③拉斷破壞，即自攻螺釘釘桿本身被拉斷而失效。如圖1 所示?？估纹茐谋容^普遍存在于固定支座和檁條的連接處以及龍骨與裝飾板的連接處。

圖1 連接件受拉破壞模式Fig.1 Tensile failure pattern of connection specimen

目前，國內外有學者有研究自攻螺釘連接在鋼基材的抗拉拔［1-5］、抗拉脫［6］、受剪性能［7］。其中，對于連接件抗拉拔的研究，李元齊等［1］，對自攻螺釘在冷彎薄壁型鋼連接抗拉的不同破壞模式影響因素進行了探討，關注到螺紋間距對其影響，并與國內規范值對比驗證。于敬海等［2］研究進行屋面系統關鍵節點的抗拉拔試驗，以檁條翼緣板厚、檁條材質、自攻螺釘直徑、自攻螺釘數量以及固定支座底板厚度為變量基材，得出幾種變量對結果的影響，并對國內規范的計算公式進行了修正，該研究的試件基材材料為Q235 鋼材。Mahendran 和Mayooran Sivapathasundaram 等［4-5］對自攻螺釘緊固件型金屬屋面系統的連接節點（屋面薄板與檁條連接）進行抗拉拔試驗研究，設置了不同參數，通過對試驗結果的分析，擬合出新的自攻螺釘在鋼基材連接的計算公式，該文獻試驗的基材厚度主要在3 mm 以下。現階段對自攻自鉆螺釘在鋁合金基材連接的抗拉拔性能的研究較少，而且對支座與檁條連接這種基材厚度較大的連接關注較少。國內標準［8-9］也缺少對自攻自鉆螺釘在鋁合金基材連接的抗拉拔承載力的相關計算方法，并且比較少關注到螺距對結果的影響。本文主要關注抗拉拔破壞，通過進行碳鋼材質自攻自鉆螺釘在鋁合金基材上連接的抗拉拔試驗，分析自攻自鉆螺釘在鋁合金基材上連接的抗拉拔性能影響因素，將試驗結果與相關規范公式進行對比擬合，得出較合理的抗拉拔承載力計算公式。

1 試驗概況

1.1 試件設計

本試驗在珠海安維特工程檢測公司進行，試驗主要儀器如表1 所示。試驗的試件由鋁合金基材板和自攻自鉆螺釘組成。參考了常用于金屬屋面系統使用的基材板厚度及材質，試件基材板選取材質6063-T5 鋁合金，分別是長寬為140 mm×50 mm，厚度為2.0 mm、3.0 mm、4.0 mm、5.0 mm的方管以及50 mm×70 mm×6.0 mm 的平板。自攻自鉆螺釘參考了常用于金屬屋面系統使用的幾種螺釘，根據的螺釘直徑、螺距選取了4 種不同規格的碳鋼螺釘。

表1 試驗儀器Table 1 Equipments of the test

4種碳鋼材質自攻自鉆螺釘和5種鋁合金基材進行組合，每組參數變量設計多個相同試件（至少3個），實際試驗時由于部分試件結果具有一定離散性，故對部分試驗組的相同試件個數進行適當增加，共進行了179個自攻自鉆螺釘在鋁合金基材上連接的抗拉拔承載力試驗，試件參數如表2所示。

表2 碳鋼螺釘試件參數Table 2 Parameters of specimens

考慮到手動電鉆鉆入時，難以控制鉆入速度、鉆入軸向力以及保證垂直鉆入，可能會對結果造成影響，一部分試件為通過手動電鉆鉆入鋁合金基材，一部分試件采用鉆孔試驗機自動鉆入。

運用鉆板試驗機自動鉆入時，參考GB/T 3098.11—2002《緊固構件機械性能（自攻自鉆螺釘）》［10］以及實際操作，對不同厚度的鋁合金基材，鉆板試驗機按照表3 鉆入軸向力以及鉆入檔位設置。

表3 鉆板試驗機試驗參數Table 3 Parameters of drilling machine

1.2 試驗布置及方案

試件布置情況如圖2 所示，萬能試驗機的上夾具夾住螺釘與鋁基材，下夾具固定基材。試驗開始時，萬能試驗機施加一個向上的軸向拉力，此時上夾具模擬實際案例中被連接件，鋁合金基材模擬連接件，通過這種方案進行試驗，能保證試件是抗拉拔破壞。

圖2 試件布置Fig.2 The setup of specimens

試件布置完畢，進行加載。加載前，試驗機的端部夾具應與試件軸線找正。根據規范AISI S905［11］，以33 N/s 的加載速度對試件加載。當螺釘從基材板中拉拔出來，停止加載，記錄試驗現象及數據。

1.3 材料實測

試驗中鋁合金板基材型號均為6063-T5 鋁合金，名義抗拉強度為150 MPa，均為同一批材料。取標準拉伸試樣，根據GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗第一部分：室溫試驗方法》［12］制備3個試樣進行拉伸試驗，實測結果取平均值，如表4所示。

表4 鋁合金板材料試驗結果Table 4 Material properties of aluminum sheet

2 試驗結果及分析

2.1 破壞模式及現象

試驗中的179 個試件的破壞模式均為抗拉拔破壞。

ST-M 類試件破壞現象：加載初期，試件無明顯變化。隨著荷載上升，部分基材厚度為2.0 mm、3.0 mm 的試件基材孔附近板材隨螺釘上拱。達到峰值荷載時，大部分試件螺釘被拔出，螺釘無斷裂現象，螺釘的螺紋完好，可見基材屑被卷出，基材孔內可見螺紋，基材面無明顯變形。部分基材厚度為2.0 mm、3.0 mm 的試件基材孔附近有明顯上彎曲殘余變形。

FP-M 類試件破壞現象：加載初期，試件無明顯變化。達到峰值荷載時，平板試件螺釘被拔出，螺釘無斷裂現象，螺釘的螺紋完好，可見基材屑被卷出，基材孔內可見螺紋，基材面無明顯變形。

ST-A 類試件破壞現象與ST-M 類試件相同，FP-A類試件破壞現象與FP-M類試件相同。

自攻自鉆螺釘與鋁合金基材是通過螺釘的螺紋與基材的咬合進行連接。螺釘的螺紋在基材內部形成內螺紋，與螺釘螺紋相互咬合，提供抗拉拔承載力。當外荷載大于這個承載力時，咬合失效，螺釘被拔出，基材被帶出，部分基材厚度較薄的試件隨著螺釘向上拉伸，基材孔附近形成殘余變形。

2.2 荷載-位移曲線

四種類型試件的曲線趨勢大致類似：開始試驗時，試件的位移隨著荷載的增長呈線性增長，曲線趨向斜直線上升。當荷載達到峰值時螺釘螺紋與基材的咬合失效，螺釘被拔出，荷載急劇下降，位移增長漸緩。由于達到峰值荷載瞬間，螺釘瞬間從基材中拔出，會產生抖動，導致部分試件荷載峰值后的位移變化不穩定。部分典型試件的抗拉拔荷載-位移曲線如圖4所示。

圖3 螺釘試件拉拔破壞Fig.3 Pull-out failure of typical specimens

圖4（a）展示了典型ST-M 類試件的荷載位移曲線，試件基材厚度5 mm，螺距1.8 mm，螺釘直徑5.5 mm。同一組的各個試件抗拉拔較為接近，誤差較小。

圖4（b）展示了典型ST-A 類試件的荷載位移曲線，試件基材厚度3 mm，螺距1.8 mm，螺釘直徑5.5 mm。同一組的各個試件抗拉拔較為接近，誤差較小。由于該組試件基材厚度較小，其抗拉拔承載力較典型ST-M類試件小。

圖4（c）展示了典型FP-M 類試件的荷載位移曲線，試件基材厚度6 mm，螺距1.8 mm，螺釘直徑5.5 mm；該組試件的抗拉拔承載力較ST-M 類試件相比，存在一點誤差，但誤差屬于可接受范圍。

圖4（d）展示了典型FP-A 類試件的荷載位移曲線，試件基材厚度6 mm，螺距1.8 mm，螺釘直徑6.3 mm。該組試件的抗拉拔承載力較ST-A 類試件相比，存在一點誤差，但誤差屬于可接受范圍。

圖4 典型荷載-位移曲線Fig.4 Load versus displacement curves of typical specimens

FP類試件存在微小誤差的原因可能與方板鋁合金基材材料不均勻有關。由于基材厚度較大，所以FP類試件抗拉拔承載力較ST類試件大。

2.3 抗拉拔承載力影響因素分析

2.3.1 鉆入方式影響

圖5 展示了試件抗拉拔承載力與鉆入方式關系的曲線，橫坐標代表每組試件的編號，縱坐標代表每組試件抗拉拔承載力均值，每個散點為對應編號試件組的抗拉拔承載力平均值。通過對比ST-M 類試件和ST-A 類試件的結果曲線，對比FPM 類試件和FP-A 類試件結果曲線，得出鉆入方式對試件抗拉拔承載力的影響。

從圖5 可以看出，手動電鉆鉆入試件與鉆板試驗機自動鉆入試件整體結果較為接近。

圖5（a）的兩條ST 類試件曲線之間大致趨勢相同，最大區別在于編號7～8 及編號15～16。圖5（b）的兩條FP 類試件曲線之間大致趨勢相同，最大區別在于編號2。

圖5 抗拉拔承載力與鉆入方式的關系Fig.5 Relationship between pull-out failure load and dr

存在區別的幾組試件螺距均為1.3 mm，得出鉆入方式對螺距為1.3 mm 的試件有一定影響：螺距為1.3 mm 的ST-A 類試件的抗拉拔承載力比ST-M 類試件的大，螺距為1.3 mm 的FP-A 類試件的抗拉拔承載力比FP-M 類試件的大。鉆入方式對螺距為1.8 mm 的試件的影響較?。郝菥酁?.8 mm 的ST-A 類試件和ST-M 類試件的抗拉拔承載力相差不大，螺距為1.8 mm 的FP-A 類試件和FPM類試件的抗拉拔承載力相差不大。說明螺距較小的試件，在使用手動電鉆鉆入時容易受到影響，螺紋無法與鋁合金較好咬合，導致結果偏小。

2.3.2 基材厚度影響

圖6 展示了試件抗拉拔承載力與基材板厚度關系的曲線，橫坐標代表基材厚度，縱坐標代表每組試件抗拉拔承載力均值，每個散點代表一個試件組的抗拉拔承載力平均值。每一條曲線代表同一種螺釘連接在不同厚度基材的試件。以曲線“ST-M1～4”為例，橫坐標基材厚度t=2 時的點對應的是試件ST-M1 組的抗拉拔承載力平均值，橫坐標基材厚度t=3 時的點對應的是試件ST-M2 組的抗拉拔承載力平均值。通過對比曲線的變化趨勢，得出基材厚度對試件抗拉拔承載力的影響。

表5 典型試件抗拉拔承載力Table 5 Pull-out capacity of typical specimens

從圖6 可以看出，整體上隨著基材厚度增長，各個類型的螺釘試件抗拉拔承載力也增長。

圖6（a）中ST-M類試件曲線大致趨勢相同，最大區別在于曲線“ST-M5～8”和“ST-M13～16”的增速較另外兩條曲線小。

圖6（b）中ST-A試件曲線大致趨勢相同，最大區別在于曲線“ST-A5～8”和“ST-A13～16”的增速較另外兩條曲線小。

圖6 抗拉拔承載力與鋁合金基材板厚的關系Fig.6 Relationship between pull-out failure load and thickness of aluminum sheet

增速較小的試件螺距均為1.3 mm，可得出：螺釘種類相同時，基材厚度越大，試件抗拉拔破壞承載力越大，螺距較小的試件抗拉拔承載力增加較緩?；暮穸葘υ嚰估涡阅苡兄^為顯著影響。

2.3.3 螺距影響

圖7 展示了試件抗拉拔承載力與螺距關系的曲線，橫坐標代表每組試件的編號，縱坐標代表每組試件抗拉拔承載力均值，每個散點為對應編號試件組的抗拉拔承載力平均值。如圖8（a）和圖8（b），對曲線ST-M1～4 與曲線ST-M5～8 進行對比，曲線ST-M9～12與曲線ST-M13～16進行對比，曲線ST-A1～4 與曲線ST-A5～8 進行對比，曲線ST-A9～12 與曲線ST-A13～16 進行對比。如圖8（c）和圖8（d），對散點FP-M1 與FP-M2 進行對比，FP-M3 與FP-M4 進行對比，FP-A1 與FP-A2 進行對比，FPA3 與FP-A4 進行對比。得出螺距對試件抗拉拔承載力的影響。

圖7 抗拉拔承載力與螺距的關系Fig.7 Relationship between pull-out failure load and thread pitch

從圖7 可以看出，整體上隨著螺距增長，各個類型試件抗拉拔承載力也增長。

圖7（a）中ST-M 類試件對比，曲線“ST-M1～4”（螺距1.8 mm）整體上大于曲線“ST-M5～8”（螺距1.3 mm），曲線“ST-M9～12”（螺距1.8 mm）整體上大于曲線“ST-M13～16”（螺距1.3 mm），說明其他條件相同時，ST-M 類試件抗拉拔承載力隨著螺距的增長而增長。

圖7（b）中ST-A 類試件對比，曲線“ST-A1～4”（螺距1.8 mm）整體上大于曲線“ST-A5～8”（螺距1.3 mm），曲線“ST-A9～12”（螺距1.8 mm）整體上大于曲線“ST-A13～16”（螺距1.3 mm），說明其他條件相同時，ST-A 類試件抗拉拔承載力隨著螺距的增長而增長。

圖7（c）中FP-M 類試件對比，FR-M1（螺距1.8 mm）的值大于FR-M2（螺距1.3 mm），FR-M3（螺距1.8 mm）的值大于FR-M4（螺距1.3 mm），說明其他條件相同時，FP-M 類試件抗拉拔承載力隨著螺距的增長而增長。

圖7（d）中FP-A 類試件對比，FR-A1的值大于FR-A2，FR-A3 的值大于FR-A4，說明其他條件相同時，FP-A 類試件抗拉拔承載力隨著螺距的增長而增長。

綜上，基材厚度及螺釘直徑相同的時，螺距越大，試件抗拉拔破壞承載力越大。螺距對試件抗拉拔性能有著較為顯著影響。

2.3.4 螺釘直徑影響

圖8 展示了試件抗拉拔承載力與螺距關系的曲線，橫坐標代表每組試件的編號，縱坐標代表每組試件抗拉拔承載力均值，每個散點為對應編號試件組的抗拉拔承載力平均值。如圖9（a）和圖9（b），對曲線ST-M1～4與曲線ST-M9～12進行對比，曲線ST-A1～4與曲線ST-A9～12進行對比。如圖9（c）和圖9（d），對散點FP-M1 與FP-M3 進行對比，FP-A1 與FP-A3 進行對比。得出螺釘直徑對試件抗拉拔承載力的影響。

圖8 抗拉拔承載力與螺釘直徑的關系Fig.8 Relationship between pull-out failure load and screw diameter

從圖8 可以看出，整體上隨著螺距增長，各個類型試件抗拉拔承載力也增長。

圖8（a）中ST-M 類試件對比，曲線“ST-M1～4”（螺釘直徑5.5 mm）整體上略微小于曲線“ST-M9～12”（螺釘直徑6.3 mm），說明其他條件相同時，ST-M 類試件抗拉拔承載力隨著螺釘直徑的增長而增長，但增長程度較小。

圖8（b）中ST-A 類試件對比，曲線“ST-A1～4”（螺釘直徑5.5 mm）整體上略微小于曲線“ST-A9～12”（螺釘直徑6.3 mm），說明其他條件相同時，STA 類試件抗拉拔承載力隨著螺釘直徑的增長而增長，但增長程度較小。

圖8（c）中FP-M 類試件對比，FR-M1（螺釘直徑5.5 mm）的值小于FR-M3（螺釘直徑6.3 mm），說明其他條件相同時，FP-M 類試件抗拉拔承載力隨著螺釘直徑的增長而增長。

圖8（d）中FP-A 類試件對比，FR-A1（螺釘直徑5.5 mm）的值小于FR-A3（螺釘直徑6.3 mm），說明其他條件相同時，FP-A 類試件抗拉拔承載力隨著螺釘直徑的增長而增長。

綜上，基材厚度及螺釘直徑相同的時，螺釘直徑越大，試件抗拉拔破壞承載力越大。綜合考慮基材厚度以及螺距的影響，螺釘直徑對試件抗拉拔性能的影響較小。

3 計算公式方法及對比

將本次試驗得到的自攻自鉆螺釘連接在鋁合金基材上的抗拉拔承載力，與國內外的規范提供的公式計算值進行對比分析，并對公式進行改進。

3.1 現有的抗拉拔承載力計算方法

3.1.1 國內外計算公式及存在問題

根據我國規范GB 50018—2002［8］，自攻螺釘在基材中的鉆入深度tc應大于0.9 mm，其所受的拉力應不大于按下式計算的抗拉承載力設計值：

式中：為一個自攻螺釘抗拉拔承載力設計值（N）；d為自攻螺釘的直徑（mm）；tc為釘桿圓柱狀螺紋部分鉆入基材中的深度（mm）；f為基材抗拉強度（MPa）。

國內規范［9］沒有對自攻自鉆螺釘連接在鋁合金基材下的抗拉拔承載力提供計算方法，式（1）主要應用在自攻自鉆螺釘連接在鋼基材的情況下，認為自攻螺釘抗拉拔承載力與螺釘直徑、基材厚度以及基材抗拉強度有關，但沒有考慮螺距的影響。

根據英國規范BS EN 1999 1-4，2007［13］，自攻螺釘、自攻自鉆螺釘在鋁合金基材連接下的抗拉拔承載力應按下式計算：

式中：Fo，Rd為自攻螺釘抗拉拔破壞承載力（N）；fu，sup為基材抗拉強度，MPa；tsup為鋁合金基材厚度，mm；d為自攻螺釘直徑，mm；γM3為局部系數取1.25。

式（2）同樣沒有考慮螺釘的影響且有一定的適用范圍：自攻螺釘和自鉆螺釘材質為鋼材或不銹鋼材；螺釘直徑6.25 mm≤D≤6.5 mm；鋁合金基材厚度不大于6 mm 且基材抗拉強度不大于250 N/mm2；螺釘直徑不大于5.5 mm。

根據美國規范The Aluminum Design Manual2010［14］，自攻螺釘拉拔破壞承載力公式如下：

式中：Pnot為自攻螺釘抗拉拔破壞承載力，N；tc為螺釘螺入基材厚度，mm；D為螺釘公稱直徑，mm；Fty2為基材屈服強度，MPa；Ftu2為基材抗拉強度，MPa；Asn為內部螺紋的每單位長度螺紋剝離面積，mm2；Ks為計算系數，當1.5 mm≤tc≤2 mm 時，Ks取1.01；當2 mm≤tc<3 mm時，Ks取1.2。

其中Asn的計算方法如下式所示：

式中：Le為螺距，mm；n為每英寸螺牙數；Dsmin為外螺紋小徑，mm；Enmax為內螺紋大徑，mm。Dsmin、Enmax參考GB-5280《自攻螺釘用螺紋》［15］取值。

式（3）應用于鋁合金基材板且考慮了螺距的影響，公式表明隨著螺距的增大，抗拉拔承載力也增大，與本次試驗結果相符。但是計算方法比較繁瑣。

根據文獻［6］的研究，自攻螺釘拉拔破壞承載力公式如下：

式中：P為自攻螺釘抗拉拔破壞承載力，N；d為自攻螺釘直徑，mm；p為螺距，mm；t為鋁合金基材厚度，mm；fu為基材抗拉強度，MPa）；k為修正系數，當t<1.5 mm 時，k=0.70；1.5 mm

式（5）同樣考慮了螺距的影響，螺距與抗拉拔承載力呈正相關，與本次試驗結果相符。但是式（3）針對的是基材厚度不大于3 mm的連接試件。

3.1.2 計算結果對比分析

將自攻自鉆螺釘在鋁合金基材上抗拉拔試驗的試驗值與根據式（1）、式（2）、式（3）和式（5）的計算值結果進行對比。其中，式（5）為文獻［6］的計算公式，該文獻研究方法同樣也是通過大量試驗，擬合出計算公式。但該文獻提到的試驗并未涉及4～6 mm 基材厚度的試件，故只確定了材料厚度3 mm 以下k值的范圍。而本文涉及更厚的基材，為保證對比數據完整，暫且按照1.5 mm

表5 試件抗拉拔承載力試驗值Table 5 Mean pull-out capacity results

通過對比發現：式（1）和式（2）得到的計算值普遍小于試驗值，計算值偏于保守，與試驗值的擬合效果較差；式（3）和式（5）得到的計算值與試驗值相差較小，擬合效果較好；通過式（5）計算的比值平均值和方差略優于通過式（3）計算的。

3.2 抗拉拔承載力計算方法改進

式（5）的擬合效果略優于式（3），而式（5）有一定適用條件，針對基材厚度在3 mm 以下的試件，抗拉拔承載力計算方法仍有改進的空間，所以考慮參考式（5）進行計算方法改進。

上文對抗拉拔承載力影響因素的分析得出基材厚度抗拉拔承載力影響最大，螺距對抗拉拔承載力影響次之，螺釘直徑對抗拉拔承載力影響沒有前二者顯著。首先對基材厚度t的系數進行改進，通過與表5 的試驗結果進行擬合對比，t的系數調整為1.45，擬合的結果較為準確。為使式子滿足較厚基材試件，對系數k進行改進，經過與表5 試驗值的擬合，1.5 mm5 mm 時，k=0.95，擬合效果較好。然后對螺距p的系數進行改進，與表5的試驗結果進行擬合對比，p的系數調整為0.8，擬合的結果較為準確。最后對螺釘直徑d進行改進，與表5的試驗結果進行擬合對比，p的系數調整為0.7，擬合的結果較為準確。改進后的上式如下：

式中：P為自攻螺釘抗拉拔破壞承載力（N）；d為自攻螺釘直徑（mm）；p為螺距（mm）；t為鋁合金基材厚度（mm），fu為基材抗拉強度（MPa）；k為修正系數，當1.5 mm5 mm時，k=0.95。

將式（6）得到的計算值與試驗值進行對比，與手動電鉆鉆入試件的承載力之比Pu/P0的各組平均值為0.99，方差為0.01；與機器自動鉆入試件的承載力之比Pu/P0的各組平均值為1.04，方差為0.01。雖然機器自動鉆入試件的比值平均值略有上升，但是方差有所降低，且式（6）的計算值與手動電鉆試件擬合程度較式（5）有所提升，說明式（6）的計算值是合理的。

圖9 為通過式（3）、式（5）和式（6）得到的計算值與對應試件試驗值的對比圖。每個散點代表一個試件，橫坐標的值為該試件的抗拉拔承載力試驗值，縱坐標的值為該試件通過各公式的計算值。圖中各點越接近45°線說明擬合程度越高。從圖中得到，通過式（6）得到的計算值與試驗值更接近。

圖9 計算值與試驗值對比Fig.9 Comparison of pull-out failure loads obtained from Eq.（6）and tests.

將實測的所有試件的試驗值與式（3）、式（5）和式（6）計算值進行分析。通過式（6）計算得到R2=0.9663，表示擬合度較好，優于通過式（3）計算得到的R2=0.8141 和通過式（3）計算得到的R2=0.8775，說明式（6）較式（3）和式（5）有所改進且與試驗值的擬合程度較高。

4 結論

本文分析了碳鋼材質自攻自鉆螺釘連接在鋁合金基材上的抗拉拔試驗研究，總結了碳鋼材質自攻自鉆螺釘連接試件的抗拉拔承載力的影響因素，進一步對抗拉拔承載力計算方法改進。得到以下結論：

（1）鉆入方式這一外部因素也會對自攻自鉆螺釘連接在鋁合金基材上的抗拉拔承載力產生一定的影響。螺距1.3 mm 的試件受到鉆入方式因素影響：機器自動鉆入的試件，抗拉拔承載力較大。因為機器自動鉆入試件時，能保證試件垂直鉆入不晃動且能夠控制轉速及鉆入軸向力，說明螺距1.3 mm 的試件在實際施工中容易受到影響，手動電鉆鉆入會使連接試件的抗拉拔承載力偏小。

（2）基材板厚度、螺距以及螺釘直徑這三個自身因素影響著碳鋼材質自攻自鉆螺釘連接在鋁合金基材上的抗拉拔性能。基材厚度越大，連接試件的抗拉拔承載力越大；螺距越大，連接試件的拉拔承載力越大；螺釘直徑越大，連接試件的拉拔承載力越大。其中，基材厚度和螺距對試件抗拉拔承載力影響較大，螺釘直徑的影響與二者相比較小。綜上，不建議在實際施工中使用螺距較小的螺釘。

（3）通過將179 個試件試驗值與各國規范公式進行對比擬合，得出中國規范和英國規范自攻自鉆螺釘抗拉拔承載力計算值與試驗值相差較大，中國規范和文獻提供算式相對較好，但是有局限性且仍有改進空間。參考式（5）及抗拉拔承載力影響因素分析，再對179 個試件的試驗值進行擬合，得到擬合程度較好的式（6），作為改進后的計算方法，可供設計檢測人員參考。