配置HRB500E鋼筋混凝土梁柱邊節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)研究

黃世濤， 梅世龍， 唐智強(qiáng)， 高 飛

(1.華中科技大學(xué) a.土木工程與力學(xué)學(xué)院； b.控制結(jié)構(gòu)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430074；2.貴州省高速公路集團(tuán)有限公司， 貴州 貴陽(yáng) 550008)

配置HRB500E鋼筋混凝土梁柱邊節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)研究

黃世濤1， 梅世龍2， 唐智強(qiáng)1， 高 飛1

(1.華中科技大學(xué) a.土木工程與力學(xué)學(xué)院； b.控制結(jié)構(gòu)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430074；2.貴州省高速公路集團(tuán)有限公司， 貴州 貴陽(yáng) 550008)

傳統(tǒng)鋼筋強(qiáng)度較低，不能滿(mǎn)足現(xiàn)代化的建設(shè)需求；HRB500級(jí)鋼筋強(qiáng)度滿(mǎn)足要求，但是延性性能較差。因此，本文提出了一種采用新型工藝加工、生產(chǎn)的高性能鋼筋(HRB500E)，對(duì)配置HRB500E鋼筋混凝土梁柱邊節(jié)點(diǎn)的抗震性能進(jìn)行了相關(guān)研究。通過(guò)3個(gè)梁柱邊節(jié)點(diǎn)的足尺試件在低周往復(fù)荷載作用下的加載試驗(yàn)，研究柱軸壓比和核心區(qū)配箍率對(duì)梁柱邊節(jié)點(diǎn)的破壞模式、滯回特征、延性性能和耗能性能的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明，配置HRB500E鋼筋混凝土梁柱邊節(jié)點(diǎn)具有良好的延性性能和耗能性能。其中，3個(gè)試件均屬于梁端彎曲破壞，邊節(jié)點(diǎn)核心區(qū)裂縫較少。隨著核心區(qū)配箍率的增加，梁柱邊節(jié)點(diǎn)的延性性能和耗能能力顯著提高。然而，隨著軸壓比的增加，試件的延性系數(shù)和耗能能力下降均比較明顯。

鋼筋砼梁柱邊節(jié)點(diǎn)； 高性能鋼筋(HRB500E)； 滯回特征； 延性性能； 耗能性能

梁柱節(jié)點(diǎn)受力復(fù)雜，是建筑、橋梁結(jié)構(gòu)中較為薄弱的部位。在發(fā)生地震時(shí)，梁柱節(jié)點(diǎn)容易發(fā)生破壞，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體失穩(wěn)。因此，各國(guó)學(xué)者熱衷于研究梁柱節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力和抗震性能。

Fujii 和Morita[1]設(shè)計(jì)了8個(gè)1/3倍的縮尺試件(4對(duì)梁柱內(nèi)節(jié)點(diǎn)和邊節(jié)點(diǎn))。試驗(yàn)結(jié)果表明，柱軸向力在fc/12～fc/4范圍變化(fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值)，對(duì)內(nèi)節(jié)點(diǎn)抗剪強(qiáng)度沒(méi)有顯著影響，但是邊節(jié)點(diǎn)提高了10%。節(jié)點(diǎn)核心區(qū)配箍率由0.41%增大到1.1%，對(duì)兩種節(jié)點(diǎn)的性能沒(méi)有顯著影響。在低周往復(fù)荷載作用下，一旦節(jié)點(diǎn)剪切變形達(dá)到0.5%，試件的剪切剛度將加速退化。

Kaku等[2]對(duì)18個(gè)鋼筋混凝土梁柱邊節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明，組合體延性隨著柱軸壓力和節(jié)點(diǎn)配箍量的增加而提高，同時(shí)柱側(cè)面縱筋的存在也提高了組合體的延性，并得到了位移延性系數(shù)與試驗(yàn)變量之間的函數(shù)關(guān)系。

呂西林等[3]對(duì)6個(gè)比例為1∶2的框架梁柱組合體試件進(jìn)行了低周往復(fù)加載試驗(yàn)。研究結(jié)果表明，89版《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》中框架節(jié)點(diǎn)的剪力調(diào)整系數(shù)偏小，不能避免節(jié)點(diǎn)發(fā)生剪切破壞；在強(qiáng)節(jié)點(diǎn)框架結(jié)構(gòu)彈塑性地震反應(yīng)分析時(shí)可以忽略節(jié)點(diǎn)剪切變形的影響。

武秀瑩[4]完成了一系列配置500級(jí)鋼筋且貫穿梁筋相對(duì)長(zhǎng)度hc/d=20的高剪壓比、中剪壓比試件(hc為梁筋貫穿段長(zhǎng)度；d為梁筋直徑。)。試驗(yàn)結(jié)果表明，組合體在節(jié)點(diǎn)剪切失效時(shí)所達(dá)到的位移延性均大于3小于4，表現(xiàn)出較差的綜合抗震性能；hc/d=20的試件與hc/d=25相比，前者節(jié)點(diǎn)混凝土損傷嚴(yán)重，斜向壓潰的進(jìn)程更快，試件的耗能能力要差一些；作者提出了受鋼筋強(qiáng)度、混凝土強(qiáng)度和剪壓比等參數(shù)影響的貫穿節(jié)點(diǎn)梁筋相對(duì)長(zhǎng)度hc/d的建議公式。

東南大學(xué)的張繼文和蔣朝文[5]參照02版《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》設(shè)計(jì)了4個(gè)不同配筋率的配置細(xì)晶粒高強(qiáng)鋼筋混凝土梁柱十字形組合體。研究結(jié)果表明，采用細(xì)晶粒高強(qiáng)鋼筋的混凝土梁柱十字型組合體，具有較好的抗震性能。

Alva等[6]采用試驗(yàn)手段研究了混凝土抗壓強(qiáng)度和節(jié)點(diǎn)橫向配筋率對(duì)鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)在往復(fù)循環(huán)荷載作用下性能的影響，共進(jìn)行了4個(gè)邊節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)。研究結(jié)果表明：混凝土抗壓強(qiáng)度是節(jié)點(diǎn)抗剪承載力的主要影響因素。

Rajagopal 和Prabavathy[7]對(duì)4組共12個(gè)邊節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，研究不同梁筋在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)內(nèi)的錨固形式對(duì)抗震性能的影響。

Masi等[8]設(shè)計(jì)了4個(gè)足尺梁柱邊節(jié)點(diǎn)試件，主要考慮不同的抗震設(shè)計(jì)等級(jí)和軸向荷載對(duì)試件抗震性能的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明，通過(guò)施加不同的柱端軸向荷載，實(shí)現(xiàn)了試件由梁端破壞向節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切破壞的轉(zhuǎn)變。Haach 等[9]認(rèn)可Masi等[8]的觀點(diǎn)，并且對(duì)試驗(yàn)與理論預(yù)測(cè)節(jié)點(diǎn)的失效方式作對(duì)比，最后提出研究如何精確的設(shè)計(jì)梁柱組合體的破壞模式是非常有必要的。

武秀瑩[4]認(rèn)為現(xiàn)行使用的500級(jí)鋼筋綜合抗震性能不好，并且從以上文獻(xiàn)中可以看出軸壓力和節(jié)點(diǎn)配箍率對(duì)試件影響較大。本文提出一種新型高性能鋼筋HRB500E，主要考慮按照2010版《混凝土設(shè)計(jì)規(guī)范》設(shè)計(jì)的配置HRB500E鋼筋梁柱邊節(jié)點(diǎn)的抗震性能是否滿(mǎn)足規(guī)范要求，同時(shí)，考慮柱軸壓力和核心區(qū)配箍率對(duì)其抗震性能的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與材料性能

依據(jù)GB50010-2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[10]設(shè)計(jì)了3個(gè)配置HRB500E鋼筋混凝土梁柱邊節(jié)點(diǎn)的足尺試件。試件的幾何尺寸及配筋見(jiàn)表1。

表1 試件基本參數(shù)

注：υ=N/(A·fc)，式中N為柱的軸壓力設(shè)計(jì)值；A為柱截面面積。

圖1為試件SP1的配筋圖，除了核心區(qū)配箍量不同以外，試件SP2與SP1的其他設(shè)計(jì)參數(shù)完全一致。試件SP1核心區(qū)配箍量為4Φ10，而試件SP2的核心區(qū)配箍量為6Φ10。同理，試件SP2和SP3的變量是軸壓比，試件SP2的軸壓比υ=0.28，而試件SP3的軸壓比υ=0.56。

圖1 試件SP1配筋/mm

試件采用的鋼筋型號(hào)是HRB500E。通過(guò)鋼筋拉伸試驗(yàn)來(lái)獲取試驗(yàn)鋼筋的力學(xué)性能，其力學(xué)指標(biāo)詳見(jiàn)表2。

表2 HRB500E鋼筋材料力學(xué)性能

1.2 試驗(yàn)裝置與加載過(guò)程

圖2 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)裝置如圖2所示，在2組6 m高的門(mén)式剛架上固定一根長(zhǎng)3 m、高0.5 m的橫梁，橫梁的中部安裝一個(gè)5 MN的千斤頂和一個(gè)力傳感器，力傳感器與上端柱帽相連。側(cè)向支撐與上端柱帽和反力墻通過(guò)鉸支座相連，即試件與反力墻之間通過(guò)滾軸支座連接，試件柱上端可以有豎向位移，但是不能發(fā)生水平移動(dòng)。下端柱帽與地面鉸接。靠近試件梁自由端的兩根鋼柱通過(guò)兩根長(zhǎng)0.8 m、高0.4 m的鋼梁相連，鋼梁中部均安裝了1 MN的千斤頂和力的傳感器。千斤頂和高精度靜態(tài)伺服液壓控制臺(tái)通過(guò)高壓油管相連。

參照J(rèn)GJ 101-96《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》[12]，本試驗(yàn)采用梁端加載模式。首先，在試驗(yàn)正式開(kāi)始前，對(duì)柱頂施加恒定的軸力；然后，在梁的自由端，采用上下兩個(gè)千斤頂施加低周往復(fù)荷載(以梁端向上加載為正方向)來(lái)模擬水平地震作用時(shí)構(gòu)件的受力和變形情況。最后，通過(guò)裂縫觀測(cè)儀、力傳感器及動(dòng)態(tài)應(yīng)變采集儀獲取試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

試驗(yàn)采用荷載-位移雙控制的加載方式。試件梁縱向鋼筋屈服前，采用荷載控制。以屈服荷載Py的±30%、±60%和±90%來(lái)施加往復(fù)循環(huán)荷載，每級(jí)荷載下進(jìn)行2次循環(huán)。試件梁縱向鋼筋屈服之后，采用位移控制。以屈服位移Δy的整數(shù)倍來(lái)控制加載，以±Δy、±2Δy、±3Δy......作為控制位移，每級(jí)位移進(jìn)行2次循環(huán)。當(dāng)滯回環(huán)峰值荷載下降到最大荷載Fmax的85%以下時(shí)，停止加載，加載制度示意圖詳見(jiàn)圖3。

圖3 加載制度示意

1.3 測(cè)量裝置

通過(guò)力傳感器，對(duì)施加到柱頂軸向荷載N和梁端豎向荷載P進(jìn)行采集。利用YHD-400型位移計(jì)測(cè)量梁端荷載加載點(diǎn)的豎向位移Δ。通過(guò)梁端荷載P和加載點(diǎn)位移Δ得出梁柱邊節(jié)點(diǎn)荷載位移關(guān)系曲線(xiàn)，即滯回曲線(xiàn)。如圖4利用位移計(jì)1和3的位移差(Δ1-Δ3)來(lái)測(cè)量梁端塑性鉸轉(zhuǎn)角。位移計(jì)2和4分別測(cè)量梁上部和下部縱筋相對(duì)柱邊的滑移量。位移計(jì)5和6測(cè)量邊節(jié)點(diǎn)核心區(qū)對(duì)角線(xiàn)的相對(duì)位移，并通過(guò)經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算出邊節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切角γ。

圖4 位移計(jì)布置/mm

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象觀測(cè)

圖5、圖6和圖7分別為試件SP1、SP2和SP3的停止加載的破壞模式。通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，試件的破壞形態(tài)大體相似，主要是梁端彎曲破壞。通過(guò)試驗(yàn)現(xiàn)象觀測(cè)表明，梁柱邊節(jié)點(diǎn)發(fā)生梁端破壞一般經(jīng)歷：梁端開(kāi)裂、梁端貫通裂縫、梁縱筋屈服、邊節(jié)點(diǎn)核心區(qū)開(kāi)裂、梁端極限狀態(tài)等過(guò)程。由試件SP1到試件SP3，邊節(jié)點(diǎn)核心區(qū)斜裂縫逐漸減小，適當(dāng)增加邊節(jié)點(diǎn)配箍率或者軸壓比對(duì)核心區(qū)的裂縫的發(fā)展具有明顯的抑制作用。

圖5 試件SP1 破壞

圖6 試件SP2 破壞

2.2 滯回曲線(xiàn)

試驗(yàn)通過(guò)測(cè)量梁端加載點(diǎn)的荷載與位移，來(lái)獲得試件梁端荷載-位移曲線(xiàn)，即滯回曲線(xiàn)，本次試驗(yàn)3個(gè)試件的滯回曲線(xiàn)如圖8～10。滯回曲線(xiàn)的特征能反應(yīng)結(jié)構(gòu)構(gòu)件延性與耗能性能。試件在反復(fù)荷載作用下滯回曲線(xiàn)的形狀是抗震性能的一個(gè)綜合表現(xiàn)，滯回曲線(xiàn)越飽滿(mǎn)，表明構(gòu)件的耗能能力越強(qiáng)，抗震性能越好。

圖8 SP1 滯回曲線(xiàn)

圖9 SP2 滯回曲線(xiàn)

圖10 SP3 滯回曲線(xiàn)

(1)試件SP1

由圖8可知，試件SP1在荷載控制的加載初期，滯回環(huán)面積較小，表明試件基本處于彈性狀態(tài)。但在屈服荷載后，滯回環(huán)變得飽滿(mǎn)、呈梭形，滯回環(huán)包圍的面積較大，具有較好的耗能性能。

試件SP1經(jīng)過(guò)一定的塑性發(fā)展之后，即在3Δy時(shí)，正向卸載完畢后，梁下側(cè)的縱筋粘結(jié)滑移和斜裂縫未完全閉合；隨著反向荷載的不斷增大，梁下側(cè)縱筋粘結(jié)滑移逐漸恢復(fù)，斜裂縫也慢慢閉合，梁抗側(cè)剛度逐漸增大，直至恢復(fù)到正向卸載前時(shí)的梁抗側(cè)剛度，此段過(guò)程滯回環(huán)出現(xiàn)內(nèi)凹，即“捏縮”現(xiàn)象。隨著梁塑性變形的增大，滯回曲線(xiàn)的“捏縮”現(xiàn)象越來(lái)越明顯，此時(shí)的滯回環(huán)與初期的梭形滯回環(huán)相比，前者面積更大，但更偏向水平方向。加載到6Δy時(shí)，第二循環(huán)相比于第一循環(huán)梁抗側(cè)剛度和梁端峰值荷載下降比較明顯(梁端峰值荷載下降了14.1%)，主要是因?yàn)榱盒绷芽p開(kāi)展過(guò)大，導(dǎo)致混凝土嚴(yán)重脫落。

當(dāng)加載到7Δy時(shí)，梁混凝土脫落嚴(yán)重，梁縱筋粘結(jié)滑移嚴(yán)重，導(dǎo)致滯回曲線(xiàn)呈現(xiàn)倒S形，即加載的后期，滯回曲線(xiàn)形成了一段“滑移平臺(tái)”。此時(shí)梁抗側(cè)剛度較小，梁端峰值荷載下降到最大荷載的85%，故停止加載。

(2)試件SP2和SP3

由圖9和圖10所示，試件SP2和SP3的滯回曲線(xiàn)與試件SP1滯回曲線(xiàn)的特征基本一致。試件SP2加載至4Δy時(shí)，梁端裂縫寬度較大，混凝土開(kāi)始少量剝落。6Δy時(shí)，梁端荷載達(dá)到最大值Fmax=+99.2 kN(反向加載Fmax=-110.1 kN)，此時(shí)梁端混凝土少量脫落，梁內(nèi)端箍筋外露。7Δy時(shí)，第二循環(huán)相比于第一循環(huán)梁端峰值荷載下降了18.9%。

試件SP3加載至3Δy時(shí)，試件出現(xiàn)少量剝落。4Δy時(shí)，梁端荷載達(dá)到最大值Fmax=+97.3 kN(反向加載Fmax=-102.7 kN)，此時(shí)梁端混凝土少量脫落，梁內(nèi)端箍筋外露。此時(shí)，第二循環(huán)相比于第一循環(huán)梁端峰值荷載稍微有所下降。

2.3 骨架曲線(xiàn)

根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》[12]，取每一級(jí)的第一次循環(huán)加載的峰值點(diǎn)所連成的包絡(luò)線(xiàn)即為試件的骨架曲線(xiàn)。本次試驗(yàn)試件的骨架曲線(xiàn)如圖11所示，三個(gè)試件具有相似的形狀，均有明顯的屈服點(diǎn)和極限點(diǎn)；骨架曲線(xiàn)可以劃分為上升段、強(qiáng)化段和下降段。如圖11所示，試件SP2的下降段最陡，其次是試件SP1，試件SP3相對(duì)比較平緩。

圖11 骨架曲線(xiàn)對(duì)比

從骨架曲線(xiàn)中可以得到試件的屈服荷載、最大荷載、極限荷載及其對(duì)應(yīng)的位移，所得到的數(shù)據(jù)見(jiàn)表3。

表3 試件的試驗(yàn)數(shù)據(jù)

2.4 延性系數(shù)

結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的延性通常用位移延性系數(shù)表示，位移延性系數(shù)的定義為：u=Δu/Δy，其中Δy和Δu分別為試件的屈服位移和極限位移(取Fu=0.85Fmax時(shí)所對(duì)應(yīng)的位移)。本次試驗(yàn)3個(gè)試件的延性系數(shù)見(jiàn)表3。試件SP1、SP2和SP3的延性系數(shù)分別是6.3、7.2和5.6，表明試件具有較好的延性性能。

試件的延性系數(shù)SP2>SP1，是由于在一定配箍率范圍內(nèi)，邊節(jié)點(diǎn)配箍率越高，箍筋對(duì)混凝土的約束能力越強(qiáng)，試件的屈服位移相對(duì)較小，同時(shí)極限位移較大。試件延性系數(shù)SP2>SP3表明增大軸壓比反而對(duì)試件的延性性能造成不利影響。

2.5 耗能分析

結(jié)構(gòu)或構(gòu)件吸收能量的大小反應(yīng)了其耗能能力的強(qiáng)弱。其中，功比指數(shù)是表達(dá)塑性鉸區(qū)域在加載過(guò)程中吸收能量的一種方法，可按下式計(jì)算：

(1)

式中:i為荷載等級(jí)次數(shù)；n為循環(huán)次數(shù)；Py、Δy為屈服荷載、屈服位移；Pi、Δi為第i次循環(huán)下的峰值荷載及其對(duì)應(yīng)的位移。

本次試驗(yàn)各試件在加載至6Δy時(shí)的功比指數(shù)Iw計(jì)算結(jié)果如表4所示。SP2的功比指數(shù)大于SP1，表明增加節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的配箍率能有效提高試件的耗能能力；SP3的功比指數(shù)明顯小于SP2，表明過(guò)大的軸壓比對(duì)試件的耗能能力有明顯的減弱作用。

表4 各試件功比指數(shù)Iw

3 結(jié) 論

本文對(duì)3個(gè)試件進(jìn)行了低周往復(fù)加載試驗(yàn)，測(cè)試得到試件破壞形態(tài)、梁端荷載-位移曲線(xiàn)、極限位移和極限荷載等重要數(shù)據(jù)。對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)一步分析得到配置HRB500E鋼筋混凝土梁柱邊節(jié)點(diǎn)的延性指標(biāo)。通過(guò)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比與分析，得到邊節(jié)點(diǎn)核心區(qū)配箍率及軸壓比對(duì)試件的破壞機(jī)理、滯回特征和延性性能的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明，配置HRB500E鋼筋混凝土梁柱邊節(jié)點(diǎn)具有良好的延性性能。其中，主要結(jié)論如下：

(1)3個(gè)試件均發(fā)生梁端彎曲破壞，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)裂縫較少，沒(méi)有出現(xiàn)梁縱向鋼筋粘結(jié)滑移破壞，表明按照2010版《混凝土設(shè)計(jì)規(guī)范》設(shè)計(jì)時(shí)，即貫穿梁筋相對(duì)長(zhǎng)度hc/d=25，高性能鋼筋與混凝土能較好的相互作用。

(2)隨著邊節(jié)點(diǎn)核心區(qū)配箍率由0.687%增加到1.03%，試件的滯回曲線(xiàn)更加飽滿(mǎn)，極限荷載、極限位移和延性性能提升較大，其中試件的延性系數(shù)由6.3增加到7.2。試件的耗能能力也有所提高，即功比指數(shù)由31.9提高到35.9。

(3)隨著柱端軸壓比υ由0.28增加到0.56，試件的滯回曲線(xiàn)飽滿(mǎn)程度降低，試件的延性系數(shù)由7.2降低到5.6，可見(jiàn)延性性能下降較大。試件的功比指數(shù)由35.9提高到29.3，可見(jiàn)耗能能力下降明顯。

(4) 配置HRB500E鋼筋混凝土梁柱邊節(jié)點(diǎn)具有良好的延性性能。

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Experimental Research of the Exterior Beam-column Joint with HRB500E Reinforced Concrete

HUANGShi-tao1,MEIShi-long2,TANGZhi-qiang1,GAOFei1

(1.a.School of Civil Engineering and Mechanics；b. Hubei Key Laboratory of Control Structure,Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China;2. Guizhou Expressway Group Co Ltd, Guiyang 550008, China)

The traditional reinforcements fail to satisfy the modern constructional requirements due to the relatively low strength. Even HRB500 has higher capacity, its ductility lead to poor seismic behavior. Hence， a high performance reinforcement with new process and fabrication was proposed in this paper. The author focused on the seismic behavior of exterior RC beam-column joints with HRB500E reinforcements. Three full-scale exterior beam-column joint specimens were tested to failure under cyclic and low-frequent loading to investigate the influence of axial load ratio and core stirrup ratio on the failure mode, hysteretic characteristic, ductility behavior and energy dissipation. The results verified the excellent ductility behavior and energy dissipation of the exterior RC beam-column joints with HRB500E reinforcements. Specifically, flexural failure occurred at the beam end of 3 specimens with small amount of cracks in the core. The increase of the core stirrup ratio enhanced the ductility behavior and energy dissipation of the joint. However, larger axial load ratio weakened those behaviors.

exterior RC beam-column joints; high performance reinforcement (HRB500E); hysteretic characteristic; ductility behavior; energy dissipation

2014-04-23

2014-07-17

黃世濤(1989-)，男，河南潢川人，碩士研究生，研究方向?yàn)殇摻罨炷亮褐?jié)點(diǎn)抗震(Email：shitaohuang1116@163.com)

貴州省“十二五”重大科技專(zhuān)項(xiàng)(黔科合重大專(zhuān)項(xiàng)[2011]6014)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)(2013QN026)

TU375.4

A

2095-0985(2014)04-0044-06