U型钢-混凝土组合梁交叉节点抗弯性能试验研究

Experimental Study on the Flexural Behavior of U-Shaped Steel-Concrete Composite Beam Cross Joints

摘要

针对U型钢-混凝土组合梁交叉节点处U型钢腹板传力路径中断、节点受力复杂、现有焊接钢筋过渡节点现场焊接工作量大的难题，提出了一种基于L形连接板传递U型钢腹板内力的新型节点（简称LLTC）构造，并对该节点的抗弯性能进行了试验研究。LLTC由套筒、L形连接板和套丝钢筋组成，相较于传统梁交叉节点（简称WLTR-UCJs），其通过设置焊接式纵向过渡钢筋（简称WLTR）有效传递U型钢腹板内力，实现了节点的装配式连接。文中通过四端简支静力试验，研究了WLTR-UCJs和LLTC-UCJs的抗弯性能，明确了纵向传力构件形式、WLTR直径、LLTC套丝钢数量、LLTC套丝钢筋强度等参数对节点承载能力与变形能力的影响。试验结果表明：WLTR-UCJs的破坏模式为钢腹板屈曲和顶部纵向钢筋屈曲；LLTC-UCJs的破坏模式为U型钢翼缘屈服。与WLTR-UCJs相比，LLTC-UCJs受压区材料的屈曲程度较低，进而使其具有更高的承载力和更优的变形能力。

Abstract

In order to solve the problems of interrupting the force transmission path of the U-shaped web at the intersection joint of the U-shaped steel-concrete composite beam， the complex force of the joint， and the large amount of on-site welding of the existing welded steel bar transition joint， a new type of joint （LLTC）， which uses the L-shaped connecting plate to transmit the internal force of the steel web was proposed， and the bending performance of the joint was tested. LLTC consists of sleeves， L-shaped connection plates and threaded rebars installed on the steel web. Compared with the conventional cross joints （WLTR-UCJs） which transmit the internal force of the steel web by welded longitudinal transition rebar （WLTR）， the LLTC cross joints transfer eccentric internal force within the steel web. Through single-point loading experiments with the specimens simply supported at four ends， this paper investigated the flexural behavior of the WLTR cross joints and the LLTC cross joints. The influence of the type of longitudinal transition components， the diameter of WLTR， the number of threaded rebars of LLTC and the strength grades of threaded rebars of LLTC on the load-carrying capacity and deformability of beam cross joints was studied. Experimental results showed that the failure mode of WLTR-UCJs was the buckling of steel web and the buckling of top longitudinal rebar， while the failure mode of LLTC-UCJs was the yielding of steel flange. The LLTC cross joints had higher load-carrying capacity and better ductility than WLTR cross joints due to the less pronounced buckling of the web.

Graphical abstract

关键词

U型钢-混凝土组合梁 / 交叉连接 / 螺纹套筒 / L形连接板 / 组合结构 / 塑性发展系数

Key words

U-shaped steel-concrete composite beam / cross joint / threaded sleeve / L-shaped connection plate / composite structure / plastic development coefficient

马克俭等^［1］提出的空腹夹层板结构解决了多层体育场馆楼盖刚度差的问题，已在实际工程中有超过百万平米的应用。混凝土空腹夹层板结构具有下弦梁带缝工作的特点，无法用于游泳馆等高腐蚀环境中。李莉等^［2］改进的U型钢-混凝土组合空腹夹层板（简称USCOSP）解决了下弦梁开裂的问题，并已将其广泛应用于展览馆、剧院、体育场馆等多层大跨度公共建筑中，其中应用工程中最高为4层，最大跨度达92.9 m。USCOSP由混凝土板、钢筋混凝土上弦梁、钢筋混凝土剪力键和U型钢-混凝土下弦梁组成（图1），下弦梁包含了横向连接钢筋、纵向传力构件、抗剪栓钉、纵向钢筋、混凝土等构件。USCOSP独特的三维空间力特性使其受力均匀且整体力学性能优异，即上弦梁和下弦梁承受弯矩、剪力键承受剪力，主要具有以下优点：（1） 隔墙可自由布置，便于房间的自由分隔；（2） 空腹处布置管线，能增加楼层净高；（3） 大开间、大柱网设计可实现房间灵活布置，满足文体场馆的少柱设计要求；（4） U型钢不仅解决了下弦梁的裂缝问题，且在施工阶段可作为下弦梁模板，可有效克服现场混凝土浇筑对模板需求量过大的技术局限，进而缩短施工周期。

LU等^［3］通过对混凝土空腹梁开展抗弯试验研究发现，下弦梁的抗裂性能制约了大跨度空腹夹层板的建造。WANG等^［4］将下弦梁优化为外包U型钢-混凝土组合梁，开展了U型钢-混凝土组合空腹梁抗弯试验研究，发现该类构件的延性优于混凝土空腹梁的延性，且由裂缝产生的影响可忽略，这一改进为空腹夹层板在大跨度结构中的应用提供了有利支撑。胡岚等^［5-6］、何奇^［7］对U型钢-混凝土组合空腹夹层板的静力性能开展了试验研究和参数分析，发现增大下弦梁的刚度能够显著增大结构的垂直刚度，表明提高下弦梁承载能力，能够有效拓展空腹夹层板在更大跨度建筑中的适用范围。

上述研究表明：通过将钢筋-混凝土空腹夹层板的下弦梁替换为U型钢-混凝土组合梁，可显著提升其结构应用的最大适用跨度，并有效规避下弦梁混凝土开裂风险，表明下弦梁的力学性能是制约空腹夹层板跨度的重要因素。U型钢-混凝土组合空腹夹层板结构形式较为新颖，缺少可借鉴的设计方法和施工方案；下弦梁节点连接构件施工困难、临时支撑体系较为复杂^［8］，制约了相关前沿研究成果在实际工程中的应用和推广，因此下弦梁节点的连接构造仍有较大改进空间。下弦梁节点域对结构整体性能的影响较大，其作用需在设计中予以充分考量；但现行规程尚未对空腹夹层板节点域的设计与构造做出明确规定。因此，开展空腹夹层板节点域的研究具有重要意义，需深入探究其受力特性，为工程设计与施工提供可靠的科学依据。

通过研究可知，下弦梁易在空腹夹层板弯矩最大的跨中位置发生破坏，中心受载下的梁交叉节点可等效为空腹夹层板跨中位置的下弦梁节点，不可等效为支座等其它位置的下弦梁节点，因此本研究仅适用于空腹夹层板跨中的下弦梁节点。下弦梁节点本质为中心受载的U型钢-混凝土组合梁交叉节点（简称UCJs），UCJs连接形式包括U型钢腹板的连接和U型钢翼缘的连接：

（1） U型钢腹板通过纵向传力构件实现有效连接，为确保其内力可靠传递，工程中将钢筋焊接于U型钢的内壁，称为焊接钢筋型纵向传力构件（简称WLTR），如图2所示；对应的节点称为焊接连接型U型钢-混凝土组合梁交叉节点（简称WLTR-UCJs）。还提出了L形连接板型纵向传力构件（简称LLTC）如图3a）所示；对应的节点称为装配连接型U型钢-混凝土组合梁交叉节点（简称LLTC-UCJs），该节点构造包含了L形连接板、套丝钢筋、螺母等，并通过螺栓、套筒将套丝钢筋固定于L形连接板上，如图3b）所示。

（2） 在U型钢-混凝土空腹夹层板下弦梁中，U型钢翼缘节点通常通过高强螺栓、两块盖板相互连接，实现现场无焊接作业^［9］；同时，也采用带螺纹孔的十字连接板与螺纹锚固单边螺栓连接（简称TOBs），连接示意如图2b）所示，但现场无焊接施工较复杂，存在单人无法操作、多人不易协同等问题。

文中还对WLTR-UCJs与LLTC-UCJs的抗弯性能开展了试验研究，确定LLTC相较于WLTR对梁节点力学性能的提升效应，揭示节点的破坏模式，明确了套丝钢筋的数量和强度、WLTR直径等对节点承载力的影响。

1 试验概况

1.1 试件设计

本文的试验研究依托山东省某市级工程项目开展，共包含5个足尺梁交叉节点试件，试件截面尺寸和跨度根据工程项目的实际构件确定。其中，编号WLTR-22和WLTR-32表示采用焊接钢筋连接作为纵向传力构件（WLTR）、且HRB400钢筋直径分别为22 mm和32 mm的试件；编号LLTC-3-400和LLTC-2-400表示采用L形连接板作为纵向传力构件（LLTC）、且HRB400钢筋数量分别为3根和2根的试件，编号LLTC-3-500表示具有3根HRB500套丝钢筋的LLTC试件。为保证试验边界条件可单向等效为“固支+铰支”组合约束，试件梁的边界选取空腹夹层板节间梁中点（即反弯点）。5个足尺试件的单向跨度（L）为2 600 mm，单向有效跨度（L₀）为2 400 mm，单梁有效跨度（L_u）为1 119 mm，U型钢壁厚（t）为6 mm，十字连接板厚度（t_x）为25 mm，混凝土宽度（b）和厚度（h）均为350 mm。试件均满足《组合结构设计规范》（JGJ 138—2016）^［10］和《钢结构螺纹锚固单边螺栓连接技术规程》（DB37/T 5195—2021）^［11］的相关要求。

钢翼缘采用内钻螺纹的十字连接板与螺纹锚固单边螺栓连接，按照《钢结构螺纹锚固单边螺栓连接技术规程》（DB37/T 5195—2021）^［11］进行设计。纵向钢筋、栓钉、LLTC和WLTR的布置等其余设计细节如图4所示，L形连接板尺寸设计如图4e）所示。其中，纵向过渡构件应当满足许用应力要求：

f_{\mathrm{s}\mathrm{y}}{A}_{\mathrm{s}}\ge f_{\mathrm{w}\mathrm{y}}{A}_{\mathrm{w}}（1）

式中：f_sy为纵向传力构件中钢筋的屈服强度；A_s为纵向传力构件沿单个钢腹板的钢筋面积；f_wy为钢腹板的屈服强度；A_f为单个钢腹板的面积。

5个足尺梁交叉节点试件的参数如表1所示。其中，S_d表示WLTR和LLTC的钢筋直径，L_L表示LLTC中L形连接板的长度，“数量”表示沿单个L形连接板中的套丝钢筋数量，“强度等级”表示WLTR和LLTC中钢筋强度等级。

通过对比试件WLTR-32与WLTR-22的试验结果，研究焊接钢筋直径对节点性能的影响；对比试件LLTC-3-400与LLTC-2-400的试验结果，研究套丝钢筋数量（N）对节点性能的影响。由于L形连接板与套丝钢筋数量间存在几何约束关系，为综合评估二者对节点性能的影响，将试件LLTC-3-400与LLTC-2-400的L形连接板的长度（L_L）和套丝钢筋数量差异设置。L形连接板的主要作用是将套丝钢筋固定于U型钢腹板，套丝钢筋的作用是传递钢翼缘的内力，因此套丝钢筋数量为关键参数。对比试件LLTC-3-400与LLTC-3-500的试验结果，研究套丝钢筋强度（S）对节点性能的影响。

1.2 试件制作

试件制作主要分为工厂预制与现场装配两个阶段。工厂预制阶段主要完成：预留有螺栓孔及内螺纹的L形连接板和十字连接板，U型钢腹板焊接抗剪栓钉及横向连接钢筋；对于试件LLTC-UCJs，将L形连接板抗剪端焊接于U型钢腹板指定位置。

现场装配阶段主要完成：通过十字连接板与螺纹锚固单边螺栓的协同作用，实现节点处四段U型钢的可靠连接。对于试件WLTR-UCJs，在钢腹板上焊接WLTR；对于试件LLTC-UCJs，螺纹钢筋、套筒及螺栓通过L形连接板固定于U型钢腹板对应位置处，如图5所示。最后，在布置纵向钢筋后整体浇筑混凝土。

1.3 材性试验

钢材牌号和纵向钢筋强度等级分别为Q355B、HRB400，LLTC中套丝钢筋强度等级为HRB400、HRB500。钢板厚度为6 mm、25 mm，钢筋直径为12 mm、16 mm、22 mm、32 mm。根据《钢及钢产品 力学性能试验取样位置及试件制备》（GB/T 2975—2018）^［12］开展材料性能试验，根据《金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法》（GB/T 228.1—2021）^［13］进行3组钢材拉伸试验，以确定钢材屈服强度、抗拉强度和弹性模量。根据《混凝土物理力学性能试验方法标准》（GB/T 50081—2019）^［14］，测量了C30和C45两种强度等级混凝土试件的28 d抗压强度和弹性模量，每组包含3个边长为150 mm的立方体试件，强度等级为C30的立方体混凝土试件的极限强度实测结果分别为37.2 MPa、42.9 MPa、38.7 MPa，均值为39.6 MPa；强度等级为C45的立方体混凝土试件的极限强度实测结果分别为54.8 MPa、59.1 MPa、63.3 MPa，均值为59.1 MPa。材性试验的结果如表2所示。

1.4 测量方案

试验加载阶段，采用400 t液压千斤顶对试件的节点区域施加荷载，同时通过支座对试件四端进行约束，如图6所示。在加载过程中将荷载变化速率始终控制为3.0 kN∙min^-1，当荷载下降至峰值荷载的85%时，认为试件破坏，试验结束。为模拟空腹夹层板反弯点的受力状态，将梁交叉节点的边界条件设置为固定铰支座与滑动铰支座；为模拟固定铰支座，将钢圆柱体焊接于钢板处，可为试件提供垂直支撑并限制试件水平移动；为模拟滑动铰支座，将钢圆柱体放置于带圆弧凹槽的钢板出，可为试件提供垂直支撑并允许试件水平移动，如图7所示。

在每个试件中布置9个LVDT（直线位移传感器）用于测量底梁连接处的挠度，记为V1~V9，其中，V1~V5用于测量试件的挠度，V6~V9用于测量支座沉降，如图7a）和图7b）所示。应变片均布置于梁端截面的均分点处，例如，十字连接板底面处的应变片布置于四边中点与板中心处，布置如图7a）和图7b）中红方块所示。应变片的布置是为：（1） 在十字连接板底面布置的应变片用于验证螺纹锚固单边螺栓连接的有效性；（2） 在L形连接板附近布置的应变片用于测量L形连接板局部加固效果，如图7c）所示；（3） 在钢腹板布置的应变片用于测量沿深度的纵向变形分布；（4） 在混凝土顶部布置的应变片用于测量混凝土变形。

2 试验结果

2.1 破坏模式

试验过程中节点试件的两个相邻梁发生严重破坏，其余两梁仅出现轻微破坏，如图8a）所示。试件WLTR-22发生破坏的原因为：梁端区域U型钢腹板发生屈曲变形，导致截面有效截面积削弱，进而引发结构内部应力重分布，使得顶部纵向钢筋承受的荷载增大，最终发生屈曲失稳，试件破坏时混凝土保护层表现为翘起的特征。试件WLTR-32发生破坏的原因为：顶部纵向钢筋屈曲，引发应力重分布后梁端区域U型钢腹板发生屈曲变形（图8b）），且受压区出现严重破坏后，各材料内力均增大，在距离梁端最远排的螺栓孔处发生了断裂（图8c））。U型钢翼缘断裂处正截面的弯矩低于梁端和节点区域的弯矩，由于十字连接板的局部加强作用，试件未加强区域首先发生破坏，因此，计算节点的极限承载力时应考虑变截面的影响。各试件WLTR-UCJs发生不同破坏模式的原因为：钢腹板屈曲或顶部纵筋屈曲。试件LLTC-UCJs的破坏模式与试件WLTR-UCJs的破坏模式不同，对于受压区具有足够抗屈曲能力的U型钢-混凝土组合梁交叉节点，U型钢翼缘的受拉屈服会导致构件发生破坏，该现象与组合梁抗弯试验破坏模式相似^［15］。对于试件LLTC-2-400，L形连接板对钢腹板起到局部加强作用，因此U型钢腹板未在LLTC范围内发生屈曲，如图9a）所示，表明LLTC比WLTR更能显著提高U型钢腹板的抗屈曲性能。试验加载全过程中，试件LLTC-3-500顶部纵向受力钢筋未出现明显屈曲失稳现象，仅U型钢腹板产生极轻微屈曲变形。除上述破坏现象外，在试验中还观察到其它3个现象：

（1） 十字连接板与钢翼缘连接未发生破坏，表明《钢结构螺纹锚固单边螺栓连接技术规程》（DB37/T 5195—2021）^［11］适用于U型钢-混凝土组合交叉梁底板与十字连接板的连接；

（2） 钢板与混凝土间仅发生微小滑移，计算节点承载力时可假设为完全抗剪连接；

（3） U型钢与混凝土间未发生滑移，故混凝土与U型钢具有相同的中性轴。

2.2 荷载-位移曲线

U型钢-混凝土组合梁交叉节点的承载能力和变形能力通过荷载-位移曲线与位移延性系数评估。将测得各试件的荷载和位移进行均值处理，绘制如图10a）所示各试件的荷载-位移曲线。试件WLTR-UCJs发生破坏时，节点区域的平均挠度为12L₀/1 000，为正常使用限值（即L₀/250）的3倍^［10］；试件LLTC-UCJs发生破坏时，节点区域的平均挠度达到了19L₀/1 000，为正常使用限值（即L₀/250）的5倍，表明试件LLTC-UCJs的承载能力和变形能力优于试件WLTR-UCJs的相应值。

为定量评估试件的承载能力，根据图10b）定义特征值。首先采用最远点法确定试件的屈服点^［16］，即将原点与峰值荷载点连线，再将连线向原点处平移，平移后的连线与荷载-位移曲线的最远交点为屈服点，该屈服点对应的荷载和挠度分别为屈服荷载（P_y）和屈服挠度（δ_y）。节点试件达到屈服点的原因是：U型钢腹板屈曲、顶部纵向钢筋屈曲或U型钢翼缘屈服。此外，试件荷载-位移曲线的最高点为峰值点，峰值点对应的荷载和挠度分别为峰值荷载（P_u）和峰值挠度（δ_u）；取荷载-位移曲线下降段中85%峰值荷载对应的荷载和挠度，将其定义为破坏荷载（P_f）和破坏挠度（δ_f）。各试件的屈服荷载、峰值荷载、屈服挠度、峰值挠度如表3所示。

各试件屈服前的荷载-位移曲线整体趋势相似，表明纵向传力构件的类型对节点屈服荷载无显著影响。在弹塑性阶段，试件LLTC-UCJs的刚度降低速度比试件WLTR-UCJs的刚度降低速度慢，试件LLTC-UCJs的峰值荷载略高于试件WLTR-UCJs的峰值荷载，这是由于L形连接板对横截面的局部加固作用大幅降低了钢腹板的屈曲程度，计算节点极限承载力时应考虑L形连接板的加固作用。

在满足许用应力的前提下，减小WLTR的直径不会降低节点的承载能力，但会降低其延性。针对LLTC，由于L形连接板对节点横截面形成局部增强效应，因此减少其套丝钢筋数量会降低节点的承载能力和延性；而增加套丝钢筋数量不会提高节点的承载能力，但可有效抑制钢腹板的屈曲变形，延缓受压区的突发性破坏，进而显著提高节点延性。

对比试件WLTR-22与WLTR-32的荷载-位移曲线，由于测量误差等影响，试件WLTR-22的初始刚度、屈服荷载均高于试件WLTR-32的相应值；消除误差影响后，试件WLTR-22的屈服荷载明显低于其它4个试件的屈服荷载。试件WLTR-22达到峰值荷载后其承载能力下降较快，表明试件WLTR-22的纵向传力构件直径较小，难以有效抑制钢侧板的屈曲变形，最终导致节点呈现类似屈曲破坏模式。试件WLTR-32、LLTC-3-400、LLTC-2-400、LLTC-3-500的屈服荷载均相似，表明上述4个试件的纵向传力构件可有效抑制钢侧板的屈曲变形，节点发生受弯破坏。上述4个节点试件的材料强度、钢筋布置、试件尺寸均相同，屈服荷载也相似。

根据试件的刚度变化，可将节点试件的加载过程分为弹性阶段、后屈曲阶段和破坏阶段：

（1） 弹性阶段：该阶段的特征为荷载与节点区域挠度呈线性增长关系，所有材料均处于弹性范围内，因混凝土、外包U型钢和纵向钢筋的组合作用良好，故该阶段未出现混凝土翘起、钢腹板、纵向钢筋屈曲等现象。

（2） 后屈曲阶段：该阶段开始的标志是U型钢腹板或顶部纵向钢筋发生屈曲，对于WLTR直径较小的试件，如试件WLTR-22，在该阶段开始时，试件的U型钢腹板出现屈曲变形，且钢腹板与混凝土发生分离，节点达到了屈服临界状态；尽管钢腹板顶部边缘未达到屈服强度，但已发生局部屈曲，进而导致试件刚度显著退化。对于WLTR直径较大的试件，如试件WLTR-32，该阶段开始即出现顶部纵向钢筋屈曲现象，这是由于直径较大的纵向传力构件可对钢腹板形成充足抗屈曲约束，使得U型钢腹板的屈曲临界荷载大于顶部纵筋的屈曲临界荷载。对于像试件LLTC-3-500等抗压区具有足够抗屈曲能力的试件，该阶段开始即出现U型钢翼缘屈服现象。此阶段试件的刚度发生大幅度降低，直至为0，构件达到峰值荷载。

（3） 破坏阶段：此阶段钢腹板屈曲、纵筋屈曲、受压钢翼缘屈服造成试件承载能力下降，直至钢翼缘发生断裂，U型钢-混凝土组合梁交叉节点的承载能力大幅下降，试件破坏。

为定量的评估各试件的力学性能，采用塑性发展系数与位移延性系数来评估试件的塑性发展能力与延性。塑性发展系数（γ_p）主要用于表征试件从屈服荷载到极限荷载间的塑性发展能力，可按式（2）确定。位移延性系数（μ）是衡量结构变形的重要参数，表征在结构损坏事件中的逃逸时间，可按式（3）确定。

{\gamma }_{\mathrm{p}}=\frac{P_{\mathrm{u}}}{P_{\mathrm{f}}}（2）

\mu =\frac{{\delta }_{\mathrm{f}}}{{\delta }_{\mathrm{y}}}（3）

《钢结构设计标准》（GB 50017—2017）^［17］中对γ_p的建议值为1.15~1.20，罗邦富^［18］研究发现空心钢箱形截面的γ_p为1.225，聂建国^［19］研究发现完全抗剪连接的传统型钢-混凝土组合梁的γ_p为1.43。LIU等^［20］发现U型钢-混凝土组合梁的γ_p为1.35。表3对比了试件WLTR-UCJs与LLTC-UCJs的塑性发展系数，从表中可以看出：5个节点试件的γ_p为1.36~1.45，延续了U型钢-混凝土组合梁较强的塑性发展能力，此外，纵向传力构件经过装配化改进形成LLTC后，节点塑性发展系数未发生显著降低。因施工空间限制，试件WLTR-UCJs无法通过增大钢筋直径以增强试件的塑性发展能力，但试件LLTC-UCJs可通过增加套丝钢筋数量以提升其塑性发展能力，具有更好的应用前景。

表3对比了试件WLTR-UCJs与LLTC-UCJs的位移延性系数。从表中可以看出：试件WLTR-UCJs的μ约为3，而传统型钢-混凝土组合梁μ的范围为3.50~4.95^［19］，表明试件WLTR-UCJs易发生脆性断裂。试件LLTC-UCJs其μ的范围为3.80~5.35。相较于试件WLTR-22，试件WLTR-32的WLTR钢筋面积增幅达111.57%，其延性较试件WLTR-22的延性提升12.69%。因此，增加WLTR钢筋面积无法有效提高试件WLTR-UCJs的延性。相较于试件LLTC-4-400，试件LLTC-6-400中套丝钢筋的数量增加了50.00%，其延性提高了13.42%。相较于试件LLTC-6-400，试件LLTC-6-500中螺纹钢筋的屈服强度增加了13.26%，其延性提高了20.18%。对于试件LLTC-UCJs，相较于增加套丝钢筋数量，增强套丝钢筋强度可更有效增强节点的变形能力。

2.3 顶部和底部边缘应变

由于U型钢翼缘未布置应变片，故采用钢腹板受拉区边缘纤维应变近似表征节点受拉区钢板应变，但该边缘纤维应变小于钢翼缘应变。图11给出了混凝土顶部边缘应变和U型钢腹板底部边缘应变随荷载变化的曲线，其中，混凝土应变取均值。以试件WLTR-UCJs为例，当达到峰值荷载时，试件的混凝土顶部边缘应变接近或达到峰值应变2 041 με，U型钢腹板底部应变达到屈服应变1 965 με，混凝土和U型钢腹板均达到屈服应变。

2.4 沿梁高的纵向应变分布

相较于试件WLTR-22的纵向应变分布（图12a）），试件LLTC-3-500的纵向应变沿梁深呈线性分布（图12b）），在较高应力水平下仍满足平截面假定。试件LLTC-3-500的U型钢屈曲程度低于试件WLTR-22的U型钢屈曲程度，二者中性轴线最初处于同一高度，但因钢腹板的抗屈曲强度不同，导致中性轴下移程度不同；当达到峰值荷载时，试件WLTR-22的中性轴更接近U型钢腹板底部，且在应力重分布后钢腹板的应力增大。上述现象也是试件LLTC-3-500破坏阶段延迟出现且位移延性系数显著增大的原因，因此在计算不同U型钢-混凝土组合梁交叉节点承载能力时应引入折减系数以考虑U型钢腹板屈曲的影响。

2.5 L形连接板的局部强化效果

图13给出了试件LLTC-3-400和LLTC-3-500的U型钢腹板在不同应变测量点的应变值，图例中各应变片的位置见图7c）。以试件LLTC-3-400为例说明LLTC对U型钢腹板应变的限制作用，当试件达到峰值荷载时，其梁端顶部应变达到1 078 με，低于屈服应变（1 954 με），同一梁高LLTC范围外部应变达到2 708 με，超过了屈服应变，前者比后者低151.21%。上述现象在试件LLTC-UCJs中所有LLTC附近的应变测量点处均有出现（即1号和2号、3号和4号、5号和6号、7号和8号应变片）。结果表明：L形连接板有效降低了钢腹板的应变，这是由于L形连接板与钢翼缘连接良好，提高了钢腹板的局部刚度，增加了钢腹板的厚度。上述现象解释了因LLTC范围内U型钢腹板与LLTC范围外U型钢腹板刚度不同，导致受拉区LLTC端部的U型钢腹板发生断裂。

3 结论

（1） 通过上述试验研究发现：焊接连接型U型钢-混凝土组合梁交叉节点（WLTR-UCJs）的破坏模式为U型钢腹板屈曲、纵向钢筋屈曲；装配连接型U型钢-混凝土组合梁交叉节点（LLTC-UCJs）的破坏模式为U型钢翼缘屈服。

（2） WLTR-UCJs的位移延性系数为3.02，低于H型钢-混凝土组合梁和U型钢-混凝土组合梁的延性系数。对于WLTR-UCJs，在纵向传力构件满足许用应力要求时，增大WLTR钢筋面积无法有效提高WLTR交叉节点的延性。

（3） LLTC-UCJs的塑性发展系数与WLTR-UCJ的塑性发展系数相同。LLTC-UCJs的位移延性系数介于3.80~5.35之间，表现出良好的延性水平，能有效提高钢腹板的抗屈曲能力，进而显著提高节点的变形能力。加强套丝钢筋强度比增加套丝钢筋数量能更有效地改善节点的变形能力。

参考文献

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基金资助

国家自然科学基金(52078280)