1. 引言

近年来，建筑工业化进程的迅猛推进为工程建设领域带来了深刻的变革，装配式建筑凭借其高效的生产效率、较短的施工周期、较低的环境影响、较少的人力需求以及可持续性等显著优势，已在建筑领域实现了广泛的推广与深入的应用。预制装配技术虽在效率、环保等方面有优势，但存在整体性弱、安装精度要求高、质量检测难、节点连接稳定性不足等问题，可能导致其在大变形下存在安全隐忧，造成严重的人员和经济损失。基于此，众多学者针对装配式混凝土框架结构的抗倒塌性能展开了深入研究[1]-[10]。

作为一种先进的水泥基复合材料，UHPC具备出色的高强度、高韧性和高耐久性[11]，同时与钢筋的粘性极佳，能够显著减少钢筋的锚搭长度[12]。冯军骁等[13]通过UHPC对预制梁连接节点的受弯性能进行探究，结果表明，当钢筋搭接长度达到钢筋直径的10倍时，预制梁展现出优异的抗弯性能。梁雪娇[14]等研究发现UHPC分段预制拼接梁的延性优于整体现浇混凝土梁。刘阳阳等[15]用UHPC后浇装配式混凝土框架节点区域，发现两种材料之间具有良好的粘结能力，使用UHPC进行后浇节点连接的预制装配式框架展现出出色的和优异的整体性能。马跃强等[16]以及谢思昱等[17]通过研究UHPC连接的装配式混凝土框架节点，发现钢筋搭接长度为10 d的预制梁柱节点与现浇节点的性能相当甚至优于现浇节点，同时能够显著缩短钢筋的搭接长度并减小施工复杂度。杨佩英[18]研究了UHPC连接区域钢筋焊接长度对两种采用该节点的不同尺寸构件抗震性能的影响，研究表明，当UHPC连接区域钢筋采用双面搭接焊，钢筋焊接长度为10 d时，采用预制装配式梁UHPC连接节点的构件抗震性能较好。林上顺[19]对UHPC和预制榫卯混合连接装配式RC桥墩试件进行了拟静力试验，结果表明，相比于整浇试件，现浇UHPC和预制榫卯混合连接的装配式RC桥墩试件的承载力和位移延性系数均得到了提高，表现出较好的抗震性能。郑七振[20]针对采用钢筋短搭接后浇UHPC连接的预制装配式混凝土剪力墙，开展了抗震性能研究。结果表明，相较于现浇试件，预制装配式试件的抗裂性能、承载力及刚度均有所增强，但其延性性能和耗能能力稍逊于现浇试件。陈子轩[21]针对梁端破坏和节点区损伤这一抗震研究中的常见问题，提出了采用节点区UHPC壳的增强方式对梁柱节点进行加固。研究结果显示，节点区UHPC壳的应用显著提升了节点区的抗剪性能，并有效抑制了裂缝的开展。陈威钢[22]对UHPC连接的节点预制–构件预制装配式框架试件进行了拟静力试验，旨在研究后浇UHPC连接的装配式混凝土框架的抗震性能，试验结果证实，该新型装配式框架展现出良好的抗震性能。在装配式混凝土构件节点连接处，采用UHPC作为后浇灌注材料，在确保节点性能的前提下，能够缩减接缝尺寸、简化接缝处的钢筋配置，并避免焊接作业，从而减少现场混凝土浇筑的工作量和复杂性，显著增大装配化能力、缩短施工周期并增强经济效益。然而，迄今为止关于UHPC后浇节点装配式混凝土框架结构抗倒塌性能的研究仍较为有限，在建筑发生大变形时，UHPC后浇节点的性能是否还能得到保证，是值得关注的问题。

本研究通过试验探讨了UHPC后浇装配式钢筋混凝土(RC)梁–柱子结构的抗倒塌性能，完成了4个子结构试件的静力Pushdown试验，主要变量为梁纵筋在UHPC后浇节点的锚固长度。

2. 试验概况

2.1. 试件设计

参考张龙等[23]前期的试验，制备了4个RC梁–柱子结构试件，1个全现浇对比试件S0，3个UHPC后浇节试件，编号分别为PUS1、PUS2、PUS3。四个试件的梁宽与梁高分别为200 mm、300 mm，单跨梁长为1350 mm，试件总长为3000 mm，跨高比为10。中柱的长、宽和高分别为300 mm、300 mm、700 mm。梁的顶部和底部各有3根直径为14 mm的HRB400级纵筋，保护层厚度约为25 mm，纵筋配筋率为0.86%。梁沿跨长均匀布置直径为6 mm、间距为150 mm、配箍率约为0.19%的箍筋，见图1所示。

全现浇试件S0采用C40普通混凝土整体浇筑成型，而预制后浇试件PUS1、PUS2和PUS3则分阶段施工：首先在试件的两侧单跨梁分别使用C40普通混凝土进行浇筑，然后将其放置在常温条件下养护14天，最后在试件的节点区域浇筑UHPC材料。

四个试件S0、PUS1、PUS2和PUS3在节点区均采用直线锚固的方式对两侧梁纵筋进行锚固，梁顶部纵筋的锚固长度l_a分别为通常连续、通常连续、20 d、15 d，梁底部纵筋的锚固长度l_a分别为29 d、通常连续、20 d、15 d。试件的详尽参数列于表1中。

2.2. 材料特性

本试验所用的钢筋、普通混凝土与UHPC的材料性能参数列于表2，普通混凝土按C40配合比配置，试验所用UHPC由湖南固力工程新材料有限责任公司供应产品支持，钢纤维产量为2%。

2.3. 试验装置

本文基于张龙等[23]的试验装置，采用位移加载方式驱动液压电液伺服作动器，进行Pushdown静力试验。位移计D1~D5被布置在试件底面以测量各点的竖向位移，使用千分表HD1和HD2监测左右两侧支座的水平位移，利用电阻应变片SG1~SG18两侧梁端部和跨中区域的纵筋及箍筋的应变，各量测装置的布置位移如图2(a)所示，实拍图见图2(b)。

Figure 1. Dimension and reinforcement details (Unit: mm)

图1. 试件尺寸与配筋图(单位：mm)

Figure 2. Test setup and instrumentation layout (Unit: mm)

图2. 试验装置及测量布置图(单位：mm)

Table 1. Details of designed specimens

表1. 试件详细信息

Table 2. Properties of reinforcing steel and concrete

表2. 钢筋与混凝土的力学性能指标

3. 试验结果分析与讨论

3.1. 竖向荷载–位移曲线

图3给出了四个试件的荷载–位移曲线图，表3列出了关键点的试验数据。可以看出，UHPC后浇试件的开裂荷载低于全现浇试件S0的，这可能是因为后浇界面的粘结强度低于混凝土抗拉强度而提前开裂。各试件在开裂后的曲线增长趋势相近，这是因为开裂后梁底纵筋开始发挥主要贡献，且各试件梁底部纵筋配置相同。三个试件PUS1、PUS2、PUS3梁底纵筋达到屈服极限时的荷载值，对应曲线明显转折处的荷载，比全现浇试件S0的荷载值要偏大，可能是因为三个UHPC后浇试件的梁底纵筋保护层厚度由于施工原因有点偏小导致有效高度增加，进而梁的屈服荷载有所提升。相比试件S0，UHPC后浇试件的压拱机制承载力F_caa都有一定的提高，其中PUS2的提高约21%，对应的位移Δ_caa增大约60%。在压拱阶段峰值过后，随着继续加载，试件S0、PUS1、PUS2和PUS3的荷载下降趋势平缓，逐渐由压拱机制向悬链线机制过渡。值得注意的是，试件PUS1在压拱峰值F_caa后中柱向右侧梁发生了倾斜，导致右侧梁端损伤更加严重，靠近中柱附近的纵筋较早地发生断裂，纵筋断裂导致荷载急剧下降，继续加载后荷载又开始缓慢上升，但最终因支座发生破坏二次上升段的峰值远低于前期的压拱峰值F_caa。相比试件S0，试件PUS2和PUS3在悬链线阶段的承载力及其对应的位移得到了不同程度的提高，其中PUS3的F_ca和Δ_ca分别提高了23%和25%，表明UHPC后浇试件在悬链线阶段的承载力与变形能力也能与全现浇试件相当，甚至有一定程度的提高。

对比四个试件的承载力及其位移可以看出，UHPC后浇试件的开裂荷载比全现浇试件的要小些；而后浇试件的压拱机制以及悬链线机制承载力及其位移基本比全现浇试件的要大，除了试件PUS1因为中柱倾斜而较早地出现梁底纵筋断裂。对比后浇试件PUS1、PUS2和PUS3可以看出，减小中柱节点区梁

Figure 3. Vertical load versus middle-column displacement curves

图3. 竖向荷载–位移曲线

Table 3. Test results of all specimens

表3. 各试件试验结果

注：Δ_c、F_c分别对应开裂时的位移和荷载；Δ_p、F_p和θ_p分别对应试件屈服时的位移、荷载和梁端弦角；Δ_caa、F_caa和θ_caa分别对应压拱机制峰值荷载的位移、峰值荷载以及梁端弦角；Δ_h、F_h分别对应支座水平位移峰值的位移及荷载；Δ_tra、F_tra分别对应压拱机制承载力谷值的位移及荷载；Δ_ca、F_ca和θ_ca分别对应悬链线机制承载力峰值的位移、荷载和梁端弦角。

纵筋的锚固长度，会降低试件的开裂荷载、压拱机制承载力及其位移，但是会提高悬链线机制的承载力及其位移变形。当梁受拉纵筋在UHPC后浇区的锚固长度为20 d时，后浇试件PUS2的压拱机制和悬链线机制均能得到较好的发挥。

3.2. 破坏形态

试件S0的破坏过程如图4(a)所示。当Δ至0.4 mm时，右侧梁底距中柱200 mm处出现首条竖向裂缝，高度为梁高的1/4。随着Δ的增加，梁竖向裂缝的宽度持续扩展并且数量持续增多。当荷载达到峰值时，裂缝向顶部延伸并扩宽。Δ为44.4 mm时，右侧梁顶混凝土先被压碎，随后左侧梁顶的也被压碎。随着Δ的进一步增加，右侧梁下部一根纵筋断裂，荷载降至54.0 kN；最终，同一位置处的另两根纵筋断裂，荷载骤降至0 kN不能继续承载，试验终止。

UHPC后浇装配式试件PUS1的破坏过程如图4(b)所示。在加载初期，中柱两侧界面附近首次出现裂缝；随着Δ增加，中柱梁端底部纵筋屈服，荷载持续上升直至峰值；随后梁顶混凝土压碎，液压作动器出现了向右偏转的现象，导致中柱向右侧梁发生一定的倾斜；当Δ进一步增大时，中柱倾斜越厉害，靠近中柱右侧梁端纵筋相继较早地发生了断裂，随后荷载骤降至接近于零，此后缓慢回升，虽发展了大变形但其悬链线机制承载力远低于压拱机制承载力，邻近中柱两侧的裂缝贯穿梁截面，试件开始向悬链线阶段转变；最终，试件右侧梁支座被拉坏，荷载再次急剧下降不能继续承载，试验终止。

Figure 4. Failure process of all test specimens

图4. 各试件破坏过程

试件PUS2破坏过程如图4(c)所示。在Δ加载初期阶段，右侧后浇界面展现出第一条竖向裂缝；当Δ至12.5 mm时，中柱梁端的下部纵筋达到屈服；随着的增加，荷载很快达到了峰值；继续加载至73.1 mm后，邻近中柱右侧梁顶混凝土被压碎，中柱两侧裂缝贯穿整个梁截面，试件转入了悬链线阶段；当Δ加载至205.8 mm时，邻近中柱右侧的一根梁纵筋断裂，荷载骤降；最终加载至224.0 mm，邻近中柱的右侧另外两根纵筋也发生断裂，荷载骤降不能继续承载力，试验终止。

UHPC后浇装配式试件PUS3的破坏过程如图4(d)所示。在Δ加载开始不久后，右侧梁底距中柱节点附近发生开裂；Δ增至11.8 mm，邻近中柱的梁端下部纵筋达到屈服；当Δ加载至35 mm时，荷载达到第一峰值，随后邻近中柱两侧梁顶混凝土被压碎，邻近中柱的两侧裂缝贯穿梁截面，试件进入悬链线阶段。当Δ为233.9 mm时，邻近中柱右侧梁端底部一根纵筋断裂，荷载骤降；继续加载，另外两根纵筋也断裂，荷载急剧下降不能继续承载，试验终止。

对比四个试件的破坏形态可以看出，UHPC后浇试件最初的竖向裂缝主要集中在节点区附近，而全现浇试件梁底部竖向裂缝的分布区域相对较大；首批裂缝出现后，UHPC后浇试件与全现浇试件的裂缝发展趋势基本相近，但裂缝数量有所增加；各试件都经历了靠近中柱梁顶部混凝土被压碎、梁底部纵筋屈服与断裂等破坏特征。梁纵筋在节点区锚固长度的变化，对后浇试件最终破坏形态的影响不明显，除了试件PUS1因为中柱严重倾斜破坏较为严重。

3.3. 支座水平位移–中柱竖向位移曲线

图5展示了各试件中柱竖向位移与支座水平位移的变化关系，其中负值代表支座外移，反之相反。以PUS3试件为例，在梁机制阶段，支座水平位移较小，约为0.6 mm；进入压拱机制阶段后，水平位移增幅增大，但增速逐渐减缓，直至达到负向峰值。随后，支座水平位移开始减小，表明试件逐渐过渡到悬链线机制阶段，此时支座水平位移转为正值，支座向内侧移动。从图5可以看出，与试件S0相比，PUS2和PUS3的支座水平位移更早恢复至初始位置，表明它们更早进入悬链线机制阶段。此外，当竖向位移Δ约为175 mm时，PUS1试件因梁底部纵筋断裂导致轴力释放，支座水平位移s在短期内保持稳定；随着Δ继续增加，支座再次向内侧移动，直至Δ达到330.9 mm时，s达到最大正值，随后支座破坏，s值回缩。

Figure 5. Mid-column displacement versus support horizontal movement curves of all specimens

图5. 各试件中柱竖向位移–支座水平位移曲线

对比四个试件支座水平位移的变化可以看出，后浇试件与全现浇试件梁内轴力的变化过程基本相似；后浇试件的支座向外的最大水平位移比全现浇试件的要小些，且会更早地进入悬链线机制阶段；相比试件PUS2，试件PUS3的梁纵筋在节点区的锚固长度要小，但进入悬链线机制要晚些。

3.4. 梁身挠度曲线

根据美国DOD (2016)规范[24]，结构的抗倒塌变形能力常通过梁端弦角来表征。该规范进一步指出，当梁弦角达到0.2时，可视为结构在悬链线机制阶段的抗倒塌变形达到了极限状态。四个试件在加载过程中关键点的挠度变形如图6所示，在加载前期，UHPC后浇试件与全现浇试件的梁长挠度分布曲线基本呈线性，位移变形基本相当。随着加载继续，节点附近梁端塑性铰转动增大，梁身不再保持线性变形，出现明显地弯曲变形；在到达悬链线机制的峰值荷载F_ca时，梁端转动值明显超过其对应弦角。由表3所列弦角数据可知，除PUS1外，其余试件在F_ca对应的最大弦角均未超过0.2，表明除PUS1试件外，其他试件的悬链线机制并未完全发展。尽管PUS1试件的悬链线机制的变形能力得到了充分发挥，但是其承载力并未超过压拱机制阶段的承载力，可能是由于中柱节点发生了严重的倾斜，两侧梁的抗力发展不对称，一侧的抗力并未充分发挥。

4. 承载力理论计算

4.1. 梁–压拱机制

梁机制阶段是指梁–柱子结构在受力过程中，梁作为主要承载构件发挥主导作用的阶段。该阶段的破坏通常表现为梁端或跨中塑性铰的形成，而柱仍保持较好的承载能力。梁机制阶段是结构设计的理想目标之一，因其能够通过梁的延性变形耗散能量，提高结构的抗震性能和整体安全性。利用现有的塑性理论对梁机制承载力理论值F_cp进行计算，见式(1)：

$F_{\text{p}}^{\text{c}}=2M_{\text{p}}^{\text{c}}/l_{\text{n}}$ (1)

式中：M_cp为截面塑性弯矩理论值；l_n为单跨梁的净跨长度。

压拱机制是指在钢筋混凝土框架结构中，梁通过内部形成的拱状传力路径来抵抗外部荷载的一种力学现象。其核心原理是梁在受力过程中，由于截面开裂和中性轴的移动，形成类似拱形的内力分布，从

(a) 试件S0 (b) 试件PUS1

(c) 试件PUS2 (d) 试件PUS3

Figure 6. Overall deflection of double-span beams

图6. 梁身挠度曲线

而将荷载传递到支座或其他支撑结构上。同样地利用周育泷等[25]提出的承载力公式来计算压拱机制的承载力理论值F_cca，见式(2)~(4)：

$F_{\text{caa}}^{\text{c}}=\frac{2\left(M_{\text{p}}^{\text{c}}+N_{\text{a}}d\right)}{l_{\text{n}}}$ (2)

$N_{\text{a}}={\alpha }_1{\beta }_1{f}_{\text{c}}b{x}_0+E_{\text{st}}{A}_{\text{st}}{\epsilon }_{\text{st}}-f_{\text{y}}{A}_{\text{sb}}$ (3)

$d=0.5h-{\Delta }_{\text{caa}}-0.5{\beta }_1{x}_0$ (4)

式中：d为轴向压力合力点间的距离；α₁、β₁分别为等效矩形应力和图形系数；x₀为混凝土受压区高度；E_st为钢筋的弹性模量；A_st、A_sb分别对应梁上下部钢筋面积；f_y为钢筋的屈服强度；ε_st为钢筋的压应变，根据平截面假定可确定混凝土受压区高度x₀，如式(5)：

$x_0={a^{\prime }}_{\text{s}}{\epsilon }_{\text{cu}}/\left({\epsilon }_{\text{cu}}-{\epsilon }_{\text{st}}\right)$ (5)

式中： ${a^{\prime }}_{\text{s}}$ 为受压区边缘到受压钢筋合力点的距离。计算得到的F_cca列于表4中。

4.2. 悬链线机制

在钢筋混凝土框架结构中，当梁在极端荷载(如连续倒塌)作用下发生大变形时，梁两端逐渐形成塑性铰并失去抗弯能力，此时梁主要通过轴向拉力来抵抗荷载，形成类似悬链线的传力路径。该机制主要在

Table 4. Comparison of load-carrying capacities

表4. 承载力理论值与试验值对比

大变形阶段发挥作用，其受力特性表现为梁的轴向拉力显著增加，整体结构依靠梁的拉力和柱的支撑共同维持稳定性。本文采取Yi等[26]提出的承载力计算公式来计算悬链线机制承载力理论值F_cca，见式(6)：

$F_{\text{ca}}^{\text{c}}=2\psi \left(A_{\text{st}}{f}_{\text{u}}+A_{\text{sb}}{f^{\prime }}_{\text{u}}\right)\sin \theta$ (6)

式中：ψ为钢筋应力不均匀调整系数； $f_{\text{u}}$ 、 ${f^{\prime }}_{\text{u}}$ 分别表示梁上下部钢筋的极限抗拉强度； $\sin \theta \approx \theta$ ，取左右两侧梁端弦角的平均值。计算得到的F_cca列于表4中。

通过对比四个试件的在不同阶段的承载力理论值与试验值可以发现其误差大多都在15%以内，说明利用现有的理论模型能够较好地预测UHPC后浇节点梁–柱子结构梁机制、压拱机制及悬链线机制的承载力。

5. 结论

1) UHPC后浇节点试件经历了与全现浇试件相似的裂缝发展过程，只是UHPC后浇试件较早开裂且最初的竖向裂缝主要集中在节点区附近，而全现浇试件梁底部竖向裂缝的分布区域相对较大；它们的破坏特征也相似，靠近中柱梁端顶部混凝土被压碎、梁底部纵筋屈服直至断裂。

2) UHPC后浇试件的开裂荷载比全现浇试件的要降低，而后浇试件的压拱机制承载力、悬链线机制承载力及其位移变形能力与全现浇试件的基本相当，甚至承载力略有提升。

3) UHPC后浇试件减小中柱节点区梁纵筋的锚固长度，会降低试件的开裂荷载、压拱机制承载力及其位移，但是会提高悬链线机制的发展程度，增加悬链线机制承载力及其位移。当梁受拉纵筋在UHPC后浇区的锚固长度为20 d时，装配式试件的压拱机制和悬链线机制均能得到较好的发挥，后浇试件与全现浇试件的抗倒塌性能也基本相当，这可以缩减节点区钢筋的锚固长度，方便节点后浇区钢筋的布置，保证装配式节点的质量。

4) 利用现有的承载力计算公式验算了四个试件在梁–压拱机制、悬链线机制的承载力理论值，与试验值具有较高的吻合度。

基金项目

湖南省自然科学基金项目(2024JJ9066, 2023JJ70006)。

NOTES

^*通讯作者。

参考文献