剪切-黏结破坏高延性混凝土短柱拟静力试验研究

邓明科 张阳玺 熊鑫

摘   要：为研究高延性混凝土（HDC）短柱发生剪切-黏结破坏时的抗震性能，对7个HDC短柱和1个RC短柱进行了拟静力试验研究，分析轴压比和配箍率对HDC短柱滞回特性、承载力、变形能力和耗能能力的影响.试验结果表明：RC短柱和HDC短柱均发生剪切-黏结破坏，RC短柱沿纵筋的黏结裂缝充分开展后保护层大面积剥落，其破坏形态具有明显脆性，而HDC短柱沿纵筋的黏结裂缝在纤维桥联作用下得到良好控制，未见保护层剥落，其破坏表现出延性特征;与RC短柱相比，HDC短柱的变形能力和耗能能力均有明显提高，HDC短柱的极限位移角提高幅度为43%～112%，极限位移角处累积耗能提高幅度为39%～184%;HDC短柱在不同性能水平下的层间位移参考指标明显大于RC短柱，有利于实现抗震性能设计.

关键词：高延性混凝土;短柱;剪切-黏结破坏;变形能力;性能水平

中图分类号：TU375.3;TU317.1                           文獻标志码：A

Abstract： To study the seismic performance of high ductile concrete （HDC） short columns failed in shear-bond mode，seven HDC short columns and one RC short column were tested under pseudo static load. The effects of axial load ratio and stirrups ratio on the hysteresis behavior， shear capacity， deformation capacity and energy dissipation capacity of the HDC short columns were studied. The experimental results indicate that all the RC short column and HDC short columns were failed in shear-bond，the concrete cover of the RC short column was severely crushed after the bond cracks were fully developed. For the HDC short columns，the bond cracks were effectively confined by the fiber bridging effect and thus no crushing of HDC covers was observed，which indicated the HDC short columns were failed in shear-bond with ductility. Compared with the HDC short column，the deformation capacity and energy dissipation capacity of the HDC short columns were significantly improved. The increase of ultimate displacement was 43%～112% and the cumulative energy dissipation increase at the ultimate displacement was 39%～184%. In addition， the drift ratios of HDC short columns were larger than that of the RC column in different performance levels，which was good for achieving performance based seismic design.

Key words： high ductile concrete;short column;shear-bond failure;deformation capacity;performance level

建筑结构地震灾害中，剪切-黏结破坏是钢筋混凝土（RC）柱的重要震害形式之一，该破坏形态具有明显脆性特征，构件发生剪切-黏结破坏时，其延性和耗能能力差，通常给建筑结构带来难以修复的损伤，甚至造成重大的人员伤亡和严重的经济损失.震害调查发现[1-5]，当RC柱的剪跨比较小、纵筋配筋率较大或纵筋直径过大时易发生剪切-黏结破坏;研究表明[6-7]，发生剪切-黏结破坏时，RC柱的滞回曲线呈现出明显的“捏缩”效应，刚度退化速率快，易发生于混凝土强度较低的短柱中.此外，构件内部钢筋发生锈蚀，也容易发生剪切-黏结破坏[8].高延性混凝土[9-11]（High Ductile Concrete，HDC）具有拉伸应变硬化特性和较高的抗压变形能力.研究表明[12]，HDC短柱的变形能力和耗能能力显著高于RC短柱.此外，型钢HDC短柱发生剪切-黏结破坏时，试件破坏形态表现出延性特征，具有较高变形能力和耗能能力[13].

基于以上研究，本文设计了7根HDC短柱和1根RC短柱，分析发生剪切-黏结破坏时，HDC试件和RC试件破坏形态的区别，研究轴压比和配箍率对HDC短柱承载力、延性、耗能能力的影响.

1   试验概况

1.1   材料力学性能

本试验采用的混凝土设计强度为C60，HDC由水泥、粉煤灰、石英砂、掺合料和水按一定比例制备而成.其中，水泥为P.O.42.5R普通硅酸盐水泥，粉煤灰为Ⅰ级灰，砂的最大粒径为1.18 mm，PVA纤维体积掺量为2%，两种纤维力学性能指标见表1.采用边长为100 mm的立方体试块测试HDC和混凝土的抗压强度fcu，HDC抗拉强度通过单轴拉伸试验测得，表2为HDC和混凝土实测强度平均值，钢筋力学性能见表3.

1.2   试件设计

试验共制作了7个HDC短柱和1个RC短柱，试件底部均设置了尺寸为500 mm×500 mm×25 mm的钢板，试件纵筋均焊接在钢板上，试件通过12根高强螺栓与钢底梁相连.试件根部高200 mm区域为加强区，其截面尺寸为350 mm×350 mm，设置该区域是防止试件破坏发生于连接处.加强区以上部分为试验研究部分，其总高度为600 mm，有效高度H=500 mm，柱截面尺寸均为250 mm×250 mm，水平荷载加载点距柱顶100 mm.为防止试件发生弯曲破坏，其纵筋均设计为8C25以增强试件的抗弯承载力;为防止试件过早发生剪切破壞，箍筋设计为C8@40/60/80，轴压比

1.3   试验装置与测试内容

采用低周期反复水平荷载对试件进行加载，加载装置照片及测试点布置如图2所示.首先将试件安装就位并固定，再通过液压千斤顶对柱顶供恒定的竖向压力，然后通过美国MTS—500kN作动器施加水平往复荷载.

如图2（b）所示，在柱顶端加载点处安装一个位移计用于测量柱顶水平位移;在柱底加强区安装一个百分表量测试件底部相对地面的位移;在柱底部交叉布置两个位移计来测量短柱塑性铰区的剪切变形;在塑性铰区两个侧面各安装一个百分表用来量测短柱的弯曲变形.

进行加载时，首先在试件顶部施加竖向荷载至预定值并保持不变，然后施加反复水平荷载，采用力-位移混合控制方式.试验加载过程中，以荷载-位移曲线出现明显弯折大致确定试件的屈服点，屈服以前采用荷载控制加载，屈服以后采用位移控制加载，每一级位移循环3次，直至试件破坏或荷载下降至最大荷载的85%以下为止.

2   试验结果及其分析

2.1   试验现象为便于实验现象的描述，规定加载以推方向为正，拉方向为负.

1）试件RC1

加载荷载至280 kN时，试件角部纵筋的混凝土保护层开始出现细微黏结裂缝，随荷载增加，黏结裂缝沿纵筋自下而上逐渐增多;加载荷载至400 kN时，部分斜向黏结裂缝向下缝延伸至试件中部，荷载-位移曲线出现明显拐点，随后按位移控制加载.

当加载位移至-7.4 cm时，试件达到负方向的峰值荷载-426.57 kN，部分箍筋达到屈服强度，试件底部受压区混凝土保护层局部轻微压碎;当加载位移至9.2 cm时，试件达到正方向的峰值荷载475.13 kN，沿纵筋的黏结裂缝进一步发展，纵筋仍未屈服;随加载位移增大，角部纵筋外的黏结裂缝沿柱身通长分布，腹部形成交叉主斜裂缝，随加载循环次数累积，试件中部主斜裂缝迅速变宽，承载力迅速下降，试件底部受压区混凝土开始压碎剥落;当加载位移至-13.4 cm时，试件中部的混凝土保护层严重脱落，钢筋裸露，试件最终发生具有明显脆性的剪切-黏结破坏.

2）试件HDC2

加载荷载至240 kN时，试件底部开始出现细微斜裂缝，随着荷载增加，斜裂缝数量不断增多;加载荷载至360 kN时，沿角部纵筋外侧的保护层出现较多的黏结斜裂缝;随荷载增大，部分斜裂缝向下延伸至试件中部并形成交叉斜裂缝网格;随后荷载-位移曲线斜率明显变小，改为按位移控制加载.

加载位移至10.2 cm时，试件中部斜裂缝增多并出现分叉.加载位移至12.7 cm时，试件达到正方向的峰值荷载420.1 kN，斜裂缝继续增多，裂缝呈细密网格状.加载位移至-13.8 cm时，试件达到负方向的峰值荷载-414.1 kN，多条平行斜裂缝贯通形成主斜裂缝带.随加载位移增大，箍筋开始达到屈服，试件中部不断有新的斜裂缝产生，沿角部纵筋出现的黏结裂缝逐渐增多，呈带状发展，并伴有纤维拉断或拔出而发出的 声.加载位移至-17.3 cm时，试件中部斜裂缝宽度达2 mm，沿纵筋的黏结裂缝明显变宽.加载位移至-21.83 cm时，试件中部斜裂缝上下贯通，试件最终发生具有一定延性的剪切-黏结破坏.

3）试件HDC3～HDC8

试件HDC3～HDC8屈服前的裂缝发展趋势与分布形态与试件HDC2大致相同.试件屈服后，随轴压比增大，斜裂缝与中和轴的夹角减小，沿纵筋出现黏结裂缝的水平荷载越小;随配箍率增大，黏结裂缝和剪切裂缝有减少趋势.峰值荷载以后，试件中部斜裂缝无明显变宽，但沿纵筋保护层的纵向黏结滑移裂缝逐渐变宽，试件最终均发生了剪切-黏结破坏.

2.2   裂缝分布及破坏形态

2.2.1   裂缝分布

图3为试件屈服时的裂缝分布状态，结合上述试验现象记录可得：

1）由于HDC材料具有良好的拉伸应变-硬化效应和多裂缝开展特性，在HDC短柱的加载过程中，试件表面的斜裂缝和沿纵筋的黏结裂缝数量明显多于RC短柱，且其裂缝宽度小于RC短柱.

2）RC短柱的主斜裂缝形成后迅速变宽，HDC短柱的主斜裂缝并不是单条斜裂缝，而是由多条相互平行的斜裂缝贯通形成的主斜裂缝带;与RC短柱相比，HDC短柱沿纵筋的黏结裂缝发展更为充分，也呈带状分布.可见，HDC短柱的裂缝控制能力显著优于RC短柱.

3）对于HDC短柱，随轴压比增大，沿纵筋的黏结裂缝增多，试件腹部的剪切斜裂缝与中和轴角度变小;随配箍率增大，沿纵筋的黏结裂缝和剪切斜裂缝的数量均减少;HDC中的纤维种类对短柱裂缝形态分布影响不明显.

2.2.2   破坏形态分析RC短柱和7个HDC短柱均发生剪切-黏结破坏，图4为部分试件破坏时的照片.

研究表明[7]，发生剪切-黏结破坏的RC短柱，黏结裂缝出现后迅速发展，黏结应力很快达到极限强度，纵筋外侧的混凝土大范围剥落，导致试件承载力和刚度迅速退化，纵筋不能达到屈服.本试验中的试件RC1的破坏过程与上述研究结果基本一致，RC短柱破坏形态见图4（a）.

HDC短柱发生剪切-黏结破坏的过程与RC短柱存在较大区别.HDC短柱的黏结裂缝形成后，可受到HDC基体中的纤维桥联作用约束，沿纵筋出现更多的黏结裂缝，且其裂缝宽度较小，并逐渐发展为黏结裂缝带，纵筋与HDC达到极限黏结强度后仍具有较高残余黏结强度，未见保护层剥落，其承载力退化较为缓慢，最终破态由纵筋与HDC的黏结失效控制，其破坏形态见图4（b）、4（c）和4（d）.

试件形成斜裂缝后，RC短柱仅依靠箍筋传递裂缝间拉应力;HDC中的纤维桥联作用，使HDC开裂后具有应变硬化特性和多裂缝开展机制，故HDC短柱腹部的斜裂缝多而细密且其箍筋应变发展慢于RC试件;达到峰值荷载时，RC短柱的部分箍筋已屈服，而HDC短柱的箍筋均未屈服;试件破坏时，RC短柱保护层出现大面积剥落，钢筋严重外露，而HDC短柱保护层未出现剥落，试件保持良好的完整性.

对破坏形态进行分析比较，可得以下结论：

1）得益于HDC的材料延性特点，HDC短柱的脆性破坏特征得到有效改善，短柱保护层剥落得到了有效避免，使剪切-黏结破坏具有一定延性特征.

2）对于HDC短柱，配箍率、轴压比和HDC中的纤维种类对试件最终破坏形态均无明显影响;配箍率和轴压比对试件腹部剪切裂缝的分布有一定影响，其规律与2.2.1节中描述一致.

2.3   滞回曲线

图5为各试件的荷载-位移（位移角）滞回曲线.

由图5可见，荷载较小时，试件尚处于弹性阶段，滞回曲线的加卸载曲线基本重合，滞回环面积很小，耗能较少.随着黏结裂缝和剪切裂缝的形成和发展，试件累积损伤逐渐增加，滞回环面积逐渐增大，耗能增加.所有试件的滞回环形状均呈“反S”型，具有明显的“捏拢”效应，说明混凝土和HDC与纵向钢筋之间的滑移变形较大，该现象与各试件的剪切-黏结破坏形态相吻合.

试件RC1和试件HDC4的配箍率和轴向荷载相同，峰值荷载前，试件HDC4的滞回曲线较试件RC1更为饱满，其“捏拢”程度相对较小;试件RC1达到峰值荷载后，滞回环面积增大，但仅经历一级位移加载循环试件便发生破坏，且在该级位移循环中，滞回环面积随循环次数增大，其面积显著减小;而试件HDC4达到峰值荷载后，承载力下降较缓慢，滞回环面积大于试件RC1，且“捏拢”程度较小.可见，发生剪切-黏结破坏时，HDC短柱的滞回性能显著好于RC短柱.

对于HDC短柱，随轴压比增大，试件的滞回环面积有减小趋势，峰值荷载后承载力下降更快;随配箍率增大，试件的滞回环增大;HDC中所掺纤维种类对滞回环面积较大影响，日本纤维配置的试件HDC4的滞回环面积相对（HDC8）较大.

2.4   骨架曲线

图6为各试件的骨架曲线.采用通用屈服弯矩法确定各试件的屈服点，以骨架曲線上荷载下降至峰值荷载85% 时对应的点确定极限点.主要试验结果见表5，其中，Py和Pm分别为屈服荷载和峰值荷载;Δy、Δm和Δu分别为屈服位移、峰值位移和极限位移;采用位移延性系数 、峰值位移角和极限位移角评价试件的变形能力，μ = Δu /Δy，θm = Δm /H，θu = Δu /H，其中H = 500 mm;各荷载及位移均为推、拉方向的平均值.由图6和表5可得：

1）与RC短柱相比，HDC短柱的位移延性系数μ可提高9%～57%，峰值位移角θm可提高9%～48%，极限位移角θu可提高43%～112%;试件HDC4与RC1的配箍率和轴力相同，但试件HDC4的位移延性系数、峰值位移角和极限位移角较试件RC1分别提高36%、45%和96%.说明，对于发生剪切-黏结破坏的短柱，HDC试件的塑性变形能力明显高于RC试件.

2）对于HDC短柱，轴压比增大，试件的峰值位移角、极限位移角和位移延性系数均减小;配箍率增大，试件的极限位移角和位移延性系数均增大.

3）试件HDC4和试件HDC8的极限位移角基本相等，可见纤维种类对短柱变形能力的影响相对较小.

2.5   承载力分析

根据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》中钢筋混凝土构件的正截面和斜截面承载力计算方法，计算得到各试件达到抗弯承载力（Mu）所需的水平力（Mu /H）和其对应的斜截面承载力（Vu），结果见表6.由表可见，各试件达到抗弯承载力之前，相应的抗剪承载力已经达到，说明各试件均由剪切破坏控制.

试件RC1的抗剪承载力试验值（Pm）比计算值（Vu）大15%，其原因可能是试件的纵筋直径较大且配筋率较大，但计算中未考虑纵筋的销栓作用.试件HDC7的试验值比计算值低20%，其原因是剪切-黏结破坏发生，而其箍筋配筋率较大，箍筋未达到屈服.HDC短柱抗剪承载力试验值与计算值之比的平均值为0.95，说明采用GB 50010—2010中计算钢筋混凝土构件抗剪承载力的计算公式计算剪切-黏结破坏HDC短柱的抗剪承载力偏于不安全.

混凝土和HDC抗压强度相差约26%（表2），直接比较试件的抗剪承载力不合理，故定义抗剪强度系数v = Pm /（fcuA），fcu为混凝土或HDC立方体抗压强度，A为短柱横截面积.由表6得：

1）HDC短柱的抗剪强度系数比RC短柱可提高13%～24%，试件HDC4的抗剪强度系数较试件RC1提高了22%.可见，对于发生剪切-黏结破坏的短柱，若HDC与混凝土抗压强度基本相同，HDC试件的抗剪强度高于RC试件.

2）随轴压比增大，HDC短柱的抗剪承载力提高，但其提高幅度较小，可见，对发生剪切-黏结破坏的HDC短柱，轴压比对其抗剪承载力影响较小;随配箍率增大，HDC短柱抗剪承载力提高.

3）试件HDC4抗剪承载力较试件HDC8提高约6%，可见纤维种类对HDC短柱抗剪承载力影响相对较大.

2.6   耗能能力

地震荷载中，试件的耗能能力是评价其抗震性能的重要指标;低周期反复荷载试验中，构件的耗能能力可反映某些特征点的累积耗能.表7为各试件达到峰值荷载和极限位移时的累积耗能，可见：

1）与RC短柱相比，HDC短柱在峰值荷载点和极限位移点的累积耗能提高幅度分别为35%～224%和39%～184%;试件HDC4在峰值点和极限点的累积耗能较试件RC1分别提高52%和84%.可见，对于发生剪切-黏结破坏的短柱，采用HDC替换普通混凝土可显著提高其耗能能力.

2）对于HDC短柱，峰值荷载点的累积耗能随轴压比增大而减小;除试件HDC3以外，极限位移处的累积耗能随轴压比增大而减小.

3）HDC短柱配箍率增大，其峰值荷载点和极限位移处的累积耗能均提高.

4）峰值荷载处，HDC8累积耗能较HDC4高16%，达到极限位移时，HDC4累积耗能较HDC8提高20%，说明日本纤维在提高构件塑性变形阶段的耗能能力上优于国产纤维.

3   性能指标

GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》中建筑抗震性能化设计把结构的性能水平划分为5个等级：基本完好、轻微损坏、中等破坏、接近严重破坏和倒塌.为使发生剪切-黏结破坏的HDC短柱的性能指标与GB 50011—2010的抗震性能设计目标相协调，根据试验结果确定HDC短柱的4个性能水平和性能指标.以位移角作为HDC短柱的性能指标.根据《建筑抗震设计规范》，4个性能水平对应的位移角的定义原则如下：

1）基本完好.构件基本处于弹性状态，一般不需修补即可继续使用;试验中，以试件出现第一条明显的裂纹来确定构件的“基本完好”位移角.

2）轻微损伤.构件开始出现塑性变形，需修理或稍加修理仍可继续使用;试验中，以试件出现多条剪切斜裂缝和多条黏结裂缝来确定构件的“轻微损伤”位移角.

3）中等破坏.构件出现一定塑性变形，需进行一般修理，采取一定安全措施后可适当使用;试验中，以试件达到峰值荷载、形成交叉主斜裂缝或形成明显的顺筋黏结裂缝带来确定构件的“中等破坏”位移角.

4）接近严重破坏.构件出现明显的塑性变形，需经过大修加固后可恢复使用;试验中，以试件的主斜裂缝变宽，承载力下降不超过其峰值荷载10%来确定构件的“接近严重破坏”位移角.

基于以上原则和依据，确定各试件的性能指标量化值并列于表8.由表8可见，对于“基本完好”性能水平，RC短柱的位移角为1/336，HDC短柱位移角分布区间为1/259～1/128，平均值为1/192;对于“轻微损坏”性能水平，RC短柱的位移角为1/116，HDC短柱位移角分布区间为1/103～1/64，平均值为1/83;对于“中等破坏”性能水平，RC短柱的位移角为1/68，HDC短柱位移角分布區间为1/53～1/35，平均值为1/44;对于“接近严重破坏”性能水平，RC短柱的位移角为1/55，HDC短柱位移角分布区间为1/40～1/29，平均值为1/34.

根据GB 50011—2010附录M中竖向构件实现性能目标的参考指标示例，HDC短柱满足不同性能水平下的承载力参考指标时，其层间位移参考指标明显大于RC短柱，有利于实现抗震性能设计.HDC柱“接近严重破坏”性能水平的位移角平均值较RC柱提高61.7%，有利于实现“大震不倒”.

4   结   论

通过对7根HDC短柱和1根RC短柱进行低周期反复荷载试验，对比HDC短柱和RC短柱发生剪切-黏结破坏时的区别，分析轴压比和配箍率对变形能力、耗能能力、承载力和刚度退化等指标的影响，可得以下结论：

1）RC短柱发生剪切-黏结破坏时，黏结裂缝形成便迅速发展，破坏具有明显脆性，保护层严重剥落，纵筋和箍筋外露;得益于HDC材料的受拉开裂应变硬化特性，HDC短柱的黏结裂缝和剪切裂缝均呈细密带状开展，未见保护层剥落，试件破坏时仍保持较好整体性，表现为具有一定延性的剪切-黏结破坏.

2）发生剪切-黏结破坏时，HDC短柱的抗震性能明显优于RC短柱，其滞回环面积较大，且“捏拢”效应较小，峰值荷载后承载力退化较慢，使HDC短柱的耗能能力较RC短柱明显提高.

3）与RC短柱相比，HDC短柱的剪切-黏结破坏具有延性特征，其塑性变形能力和耐损伤能力得到明显提高，承载力退化速率明显减缓，极限位移角至少可提高43%.

4）HDC短柱满足不同性能水平下的承载力参考指标时，其层间位移明显高于RC短柱，有利于实现抗震性能设计.

参考文献

[1]    ICHINOSE T. Splitting bond failure of columns under seismic action[J]. ACI Structural Journal，1995，92（5）：535—542.

[2]    KITAGAWA Y，HIRAISHI H. Overview of the 1995 Hyogo-ken nanbu earthquake and proposals for earthquake mitigation measures[J]. Journal of Jaee，2004，4（3）：1—29.

[3]    PAPAZOGLOU A J，ELNASHAI A S. Analytical and field evidence of the damaging effect of vertical earthquake ground motion[J]. Earthquake Engineering and Structural Dynamics，1996，25（10）：1109—1137.

[4]    孙治国，王东升，李宏男，等. 汶川地震钢筋混凝土框架震害及震后修复建议[J]. 自然灾害学报，2010，19（4）：114—123.

SUN Z G，WANG D S，LI H N，et al. Damage investigation of the RC frames in Wenchuan earthquake and suggestions for repair and strengthening[J]. Journal of Natural Disasters，2010，19（4）：114—123. （In Chinese）

[5]    温增平，徐超，陆鸣，等. 汶川地震重灾区典型钢筋混凝土框架结构震害现象[J]. 北京工业大学学报，2009，35（6）：753—760.

WEN Z P，XU C，LU M，et al. Damage features of RC frame structures in Wenchuan earthquake [J]. Journal of Beijing University of Technology，2009，35（6）：753—760. （In Chinese）

[6]    史庆轩，王朋，王秋维. 钢筋混凝土柱剪切黏结破坏影响因素分析[J]. 工程力学，2013（11）：136—142.

SHI Q X，WANG P，WANG Q W. Analysis of the influencing factors for the shear-bond failure of RC columns[J]. Engineering Mechanics，2013（11）：136—142. （In Chinese）

[7]    孙治国，司炳君，郭迅，等. 钢筋混凝土柱地震剪切-黏结破坏试验研究[J]. 工程力学，2011，28（3）：109—117.

SUN Z G，SI B J，GUO X，et al. Experimental research on the shear-bond failure of RC columns under seismic action [J]. Engineering Mechanics，2011，28（3）：109—117. （In Chinese）

[8]    卫军，张萌，董荣珍，等. 钢筋锈蚀对混凝土梁破坏模式影响的试验研究[J]. 湖南大学学报（自然科学版），2013，40（10）：15—21.

WEI J，ZHANG M，DONG R Z，et al. Experimental research on the failure mode of concrete beam due to corrosion [J]. Journal of Hunan University（Natural Sciences），2013，40（10）：15—21.

[9]    寇佳亮，邓明科，梁兴文. 延性纤维增强混凝土单轴拉伸性能试验研究[J]. 建筑结构，2013，43（1）：59—64.

KOU J L，DENG M K，LIANG X W. Experimental study of uniaxial tensile properties of ductile fiber reinforced concrete [J] Building Structure，2013，43（1）：59—64.（In Chinese）

[10]  邓明科，秦萌，梁兴文. 高延性纤维混凝土抗压性能试验研究[J]. 工业建筑，2015，45（4）：120—126.

DENG M K，QIN M，LIANG X W. Experimental study of compressive behavior of  engineered cementitious composities[J]. Industrial Construction，2015，45（4）：120—126.（In Chinese）

[11]  邓明科，刘海勃，秦萌，等. 高延性纤维混凝土抗压韧性试验研究[J]. 西安建筑科技大学学报（自然科学版），2015，47（5）：660—665，678.

DENG M K，LIU H B，QIN M，et al. Experimental study research on compressive toughness of the high ductile concrete [J].Journal of Xi'an University of Architecture & Technology（Natural Science Edition），2015，47（5）：660—665，678.（In Chinese）

[12]  邓明科，张辉，梁兴文，等. 高延性纤维混凝土短柱抗震性能试验研究[J]. 建筑结构学报，2015，36（12）：62—69.

DENG M K，ZHANG H，LIANG X W，et al. Experimental study on seismic behavior of high ductile fiber reinforced concrete short columns[J]. Journal of Building Structures，2015，36（12）：62—69.（In Chinese）

[13]  邓明科，卜新星，潘姣姣，等. 型钢高延性混凝土短柱抗震性能试验研究[J]. 工程力学，2017，34（1）：163—170.

DENG M K，BU X X，PAN J J，et al. Experimental study on seismic behavior of steel reinforced high ductile concrete short columns[J]. Engineering Mechanics，2017，34（1）：163—170.（In Chinese）

[14]  DBJ 61/T 112-2016 高延性混凝土應用技术规程[S]. 北京：中国建筑工业出版社，2016：6—7.

DBJ 61/T 112-2016 Technical specification for application of high ductile concrete [S]. Beijing：China Architecture and Building Press，2016：6—7.（In Chinese）