夏樟華 宗周紅 鐘儒勉

(1福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福州 350108)(2東南大學(xué)土木工程學(xué)院，南京 210096)

基于雙向擬靜力試驗(yàn)的鋼筋混凝土箱型薄壁墩抗震性能

夏樟華1宗周紅2鐘儒勉2

(1福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福州 350108)
(2東南大學(xué)土木工程學(xué)院，南京 210096)

摘 要:對(duì)14個(gè)鋼筋混凝土箱型薄壁墩進(jìn)行了雙向擬靜力試驗(yàn)，考察了長(zhǎng)細(xì)比、軸壓比、配箍率等對(duì)箱型薄壁墩雙向荷載－位移滯回曲線、骨架曲線、位移延性、滯回耗能和極限曲率等特性的影響，討論了箱型薄壁墩的雙向滯回性能.結(jié)果表明:在水平雙向反復(fù)荷載作用下，箱型薄壁墩以彎曲破壞為主，低墩破壞區(qū)域集中于墩底，高墩的破壞區(qū)域明顯上移;長(zhǎng)細(xì)比越大，軸壓比越小的箱型薄壁墩滯回曲線越飽滿，變形能力越大;在長(zhǎng)細(xì)比為6.9～13.1的范圍內(nèi)，位移延性系數(shù)隨長(zhǎng)細(xì)比的增大而減小，長(zhǎng)細(xì)比為16.3的試件位移延性系數(shù)明顯增大;長(zhǎng)細(xì)比大于13.1的試件塑性破壞范圍明顯增大，但極限曲率顯著降低.

關(guān)鍵詞:箱型薄壁墩;雙向擬靜力試驗(yàn);滯回性能;滯回耗能;位移延性;極限曲率

擬靜力試驗(yàn)是鋼筋混凝土橋梁墩抗震性能的重要研究方法之一，已有研究主要通過(guò)單向擬靜力試驗(yàn)研究中低墩的抗震性能.在國(guó)外，Priestley等［1］對(duì)多種截面和箍筋形式的橋墩，在不同軸壓比、箍筋率等參數(shù)下進(jìn)行了單軸加載試驗(yàn)和擬靜力試驗(yàn)研究.Watson等［2］進(jìn)行了方形和八邊形的鋼筋混凝土柱擬靜力試驗(yàn)研究.更多的國(guó)外學(xué)者對(duì)各種截面形式和配筋形式的橋墩抗震性能展開(kāi)了更為深入的研究［3－6］.在國(guó)內(nèi)，楊新寶［7］對(duì)10 根截面為20 cm×20 cm的鋼筋混凝土柱式橋墩進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)研究.范立礎(chǔ)等［8］對(duì)16個(gè)截面尺寸為20 cm×20 cm、墩高100 cm的鋼筋混凝土矩形墩進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn).隨著公路建設(shè)的發(fā)展，箱型截面墩得到了更加廣泛的應(yīng)用.文獻(xiàn)［9－11］對(duì)不同截面尺寸、不同長(zhǎng)細(xì)比箱墩進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，促進(jìn)了對(duì)箱型截面墩抗震性能的認(rèn)識(shí).

多維擬靜力試驗(yàn)?zāi)軌蛞欢ǔ潭壬戏从吵鼋Y(jié)構(gòu)在多向地震力作用下的抗震性能，隨著擬靜力試驗(yàn)設(shè)備和實(shí)驗(yàn)水平的提高，多維擬靜力試驗(yàn)研究開(kāi)始得到重視.Kobayashi等［12］分別采用單向加載和6種雙向加載規(guī)則研究了墩高0.8 m圓形截面鋼筋混凝土柱雙向加載和單向加載滯回特性的區(qū)別.杜宏彪［13］按一定荷載角加載來(lái)考慮雙向彎矩的鋼筋混凝土懸臂框架柱反復(fù)荷載作用的滯回性能.邱法維等［14］對(duì)7個(gè)鋼筋混凝土(RC)柱進(jìn)行了7種加載規(guī)則的雙向擬靜力試驗(yàn).李宏男等［15］利用擬靜力試驗(yàn)對(duì)鋼筋混凝土框架柱進(jìn)行了不同軸壓的單、雙向循環(huán)加載和雙向變軸力循環(huán)加載試驗(yàn).Solberg等［16］采用基于性能的設(shè)計(jì)方法和延性設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)了橋墩縮尺模型，進(jìn)行雙向擬靜力和擬動(dòng)力試驗(yàn)研究.Khaled等［17］進(jìn)行了截面尺寸為1.2 m ×0.6 m、墩高3.0 m的矩形實(shí)心墩雙向擬靜力試驗(yàn).這些研究主要結(jié)論為:①與單向荷載作用相比，雙向荷載作用下墩或柱的承載力下降較大;②構(gòu)件強(qiáng)度退化和剛度退化現(xiàn)象均較單向荷載作用嚴(yán)重得多，且軸壓比增大加重了構(gòu)件強(qiáng)度和剛度退化;③雙向荷載作用也使墩或柱的延性大為降低.

目前雙向擬靜力試驗(yàn)研究主要集中于實(shí)體墩，很少涉及墩高較大的空心截面箱型薄壁墩.根據(jù)文獻(xiàn)［18］的研究，雙向等位移的加載模式適合箱型薄壁墩雙向擬靜力試驗(yàn).因此，本文采用雙向等位移加載的擬靜力試驗(yàn)，研究在橋梁抗震規(guī)范［19］規(guī)定的長(zhǎng)細(xì)比范圍內(nèi)(長(zhǎng)細(xì)比大于2.5，且小于10)和超過(guò)規(guī)定長(zhǎng)細(xì)比范圍的箱型墩在水平雙向反復(fù)荷載作用下的滯回性能.

1 模型試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

以60 m箱型墩為原型，考慮設(shè)計(jì)常用的墩高、豎向軸壓力和配箍率范圍，取長(zhǎng)細(xì)比、軸壓比和體積配箍率3個(gè)不同參數(shù)，長(zhǎng)細(xì)比和軸壓比采用完全參數(shù)設(shè)計(jì)，共14個(gè)試件見(jiàn)表1.縱筋按等強(qiáng)度代換，箍筋按體積配筋率相等代換.原橋墩縱筋采用350φ32 mm，箍筋墩底采用 φ16@100 mm，其他區(qū)域采用φ16@150 mm，模型墩縱筋采用28φ8 mm.試件B1～B3，B6～B14箍筋在墩底區(qū)域?yàn)棣?@50 mm，高度為350 mm，其他區(qū)域?yàn)?φ6@100 mm.試件B4和B5墩底區(qū)域的箍筋間距分別為70和100 mm，其他區(qū)域箍筋間距分別為100和150 mm.試件在墩底150 mm高度范圍內(nèi)為實(shí)心段，試件截面和鋼筋布置見(jiàn)圖1.為加載需要，將模型墩頂部設(shè)為700 mm×720 mm×540 mm的實(shí)心段，制作250 mm×800 mm×1 300 mm底座固定試件.采用施加豎向軸力的方式模擬上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量，根據(jù)下式計(jì)算試件軸壓力:

式中，N為軸力;A為截面面積;fcd為軸心混凝土抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值.長(zhǎng)細(xì)比指橋墩實(shí)際有效高度與截面寬度的比值，試件的有效高度H0=(H－0.6)m，其中，H為試件的總高度，m.模型墩采用C50混凝土，實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值的平均值為49.41 MPa，劈裂強(qiáng)度為3.44 MPa，彈性模量為30.8 GPa.φ6 mm和φ8 mm鋼筋實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度分別為375.27和326.51 MPa，極限強(qiáng)度分別為503.81和456.60 MPa，彈性模量分別為211和212 GPa.

表1 橋墩試件設(shè)計(jì)參數(shù)

1.2 試驗(yàn)裝置和加載制度

利用預(yù)留的孔洞，試件通過(guò)4根高強(qiáng)螺桿與地梁固結(jié)，豎向加載設(shè)備采用穩(wěn)壓千斤頂，頂部橫梁采用平面滑動(dòng)支座連接，采用半球鉸實(shí)現(xiàn)墩頂轉(zhuǎn)動(dòng).水平荷載采用MTS系統(tǒng)公司的電液伺服作動(dòng)器施加.具體加載布置如圖2所示.圖中，構(gòu)件強(qiáng)軸為X方向，構(gòu)件弱軸為Y方向;與X向垂直的2個(gè)面分別為B面和D面，與Y向垂直2個(gè)面分別為A面和C面.

圖1 典型試件截面尺寸和配筋圖(單位:mm)

圖2 加載裝置布置圖

正式加載前先進(jìn)行預(yù)加載.試驗(yàn)開(kāi)始，先在墩頂施加豎向恒定軸載，實(shí)驗(yàn)過(guò)程中保持軸向力不變.采用位移控制且逐級(jí)施加.雙向擬靜力試驗(yàn)采用X向和Y向雙向同步加載.X向與Y向的位移幅值比為1∶1，每級(jí)加載循環(huán)2次.第1級(jí)加載2 mm，以2 mm幅值遞增，屈服以后，以3 mm為幅值遞增加載，直到試驗(yàn)結(jié)束.

1.3 量測(cè)方案

①雙向擬靜力試驗(yàn)采用清華大學(xué)開(kāi)發(fā)的TUMT試驗(yàn)控制軟件，外接位移采集系統(tǒng)與TUMT控制軟件連接，同步采集位移數(shù)據(jù).②使用裂縫測(cè)寬儀測(cè)量每級(jí)循環(huán)荷載作用下各主要裂縫的寬度.③通過(guò)測(cè)試橋墩試件距墩底截面0.15，0.55，0.95和1.35 m共4個(gè)截面的豎向位移，換算成各個(gè)區(qū)域的平均曲率.

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 破壞形態(tài)

14 個(gè)試件的試驗(yàn)現(xiàn)象基本體現(xiàn)了柔性墩破壞的特點(diǎn)，均以彎曲破壞為主且經(jīng)歷了相似的破壞過(guò)程:混凝土開(kāi)裂→墩底及其實(shí)心段和空心段交界位置形成主裂縫→鋼筋屈服→混凝土剝落→混凝土壓碎→形成塑性鉸.最終破壞形態(tài)為墩角混凝土被壓碎，墩角縱筋屈曲.軸壓比越大的試件裂縫最終分布高度越小，破壞越明顯，剪切裂縫比較顯著.長(zhǎng)細(xì)比小的試件也具有較明顯的剪切裂縫，長(zhǎng)細(xì)比大的試件只在破壞區(qū)域有剪切裂縫且塑性破壞位置上升到實(shí)心和空心段交界處，試件B2，B4，B6和B8均出現(xiàn)了這種現(xiàn)象，試件B6最為明顯.圖3和圖4為試件B6和B12的破壞形態(tài)，圖中黑色為壓碎區(qū)域.不同配箍率試件B2，B4和B5的裂縫間距與箍筋間距基本一致，分別為10，15和20 cm.

圖3 試件B6破壞形態(tài)

2.2 荷載－位移滯回曲線

根據(jù)試驗(yàn)記錄水平力和墩頂水平位移，繪制各試件的荷載－位移滯回曲線，典型試件曲線見(jiàn)圖5.各個(gè)試件的X和Y方向的滯回曲線基本經(jīng)歷了從梭形到弓形，然后到倒S形的過(guò)程，部分試件滯回曲線發(fā)展成Z形.

圖4 試件B12破壞形態(tài)

通過(guò)X方向與Y方向荷載－位移滯回曲線對(duì)比，可以得到:①水平雙向加載的耦合作用使試件2個(gè)方向的滯回環(huán)存在較大的差異，強(qiáng)軸方向滯回環(huán)比較飽滿，弱軸方向的滯回環(huán)較狹窄，捏縮現(xiàn)象更明顯.②軸壓比越小的墩滯回曲線越飽滿，變形能力越強(qiáng)，抗震性能越好.③ 軸壓比相同，長(zhǎng)細(xì)比越大的墩，X方向滯回曲線越飽滿，變形能力越強(qiáng).Y方向的滯回曲線，軸壓較小的情況下，長(zhǎng)細(xì)比越大的墩滯回曲線越飽滿.但在軸壓比較大的情況下，受二階效應(yīng)和最終塑性破壞范圍的影響顯著，長(zhǎng)細(xì)比越大，耗能能力下降越顯著，如墩高為5.8 m、軸壓比為0.2墩的，滯回環(huán)最終進(jìn)入Z形，而墩高為2.8 m墩的滯回環(huán)處于弓形狀態(tài).④不同配箍率試件的荷載－位移滯回曲線發(fā)展過(guò)程基本相似，配箍率大的試件Y方向滯回曲線更為飽滿.

圖5 典型試件荷載－位移滯回曲線

2.3 荷載－位移骨架曲線

骨架曲線是每次循環(huán)的荷載－位移曲線達(dá)到最大峰值的軌跡，反映了試件在整個(gè)加載過(guò)程中的強(qiáng)度、剛度變化以及延性等.試件荷載－位移骨架曲線比較見(jiàn)圖6～圖8，可以看出各試件從加載到破壞大致經(jīng)歷了4個(gè)典型階段:線性階段、隨后較短的非線性上升至屈服階段、屈服后的強(qiáng)化階段和最大荷載后的下降階段.將骨架曲線的特征點(diǎn)列于表2，表中特征值均為正負(fù)骨架曲線絕對(duì)值的平均值，屈服荷載和位移通過(guò)通用屈服彎曲法求得.骨架曲線和特征值的比較表明:①在雙向荷載作用下，試件強(qiáng)軸方向屈服荷載和極限荷載都大于弱軸方向.②相同長(zhǎng)細(xì)比的試件，軸壓比越大，承載能力越大，骨架曲線斜率越大，變形能力越小，而且試件的高度越小，這種趨勢(shì)越明顯.③ 軸壓比相同的試件，長(zhǎng)細(xì)比越小，承載力越大，但達(dá)到最大荷載以后，下降段就越陡，變形能力就越小.④ 配箍率不同的試件骨架曲線比較接近，配箍率越小，變形能力越大.

圖6 墩高4.8 m試件的荷載－位移骨架曲線

圖7 軸壓比0.10的試件荷載－位移骨架曲線

圖8 不同配箍率試件荷載－位移骨架曲線

2.4 位移延性

延性系數(shù)反映結(jié)構(gòu)試件的變形能力，是評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)抗震性能的一個(gè)重要指標(biāo).定義墩頂位移延性系數(shù)μ為

式中，Δy為屈服位移;Δu為極限位移.

各墩的位移延性系數(shù)見(jiàn)表2.可以看出，箱型墩2個(gè)方向均有較好的位移延性，X方向的位移延性范圍為4.76～8.20，Y方向的位移延性范圍為4.68～20.88.由表2可見(jiàn):① 試件X方向的屈服位移都大于Y方向的屈服位移，試件X方向的位移延性系數(shù)基本小于Y方向的位移延性系數(shù).②軸壓比是影響試件延性的一個(gè)重要參數(shù).在長(zhǎng)細(xì)比為6.9～13.1的范圍內(nèi)，X方向和Y方向的位移延性系數(shù)都隨軸壓比的增大而減小，位移延性能力下降.長(zhǎng)細(xì)比為16.3的墩，位移延性系數(shù)呈隨軸壓比的增大而增大的趨勢(shì)，Y軸方向表現(xiàn)得特別明顯，主要原因是墩高增加到一定的范圍后，墩底位置的塑性破壞段長(zhǎng)度增大，塑性破壞位置升高，Y方向的屈服位移反而降低，導(dǎo)致位移延性系數(shù)顯著增大.③長(zhǎng)細(xì)比對(duì)試件的延性能力影響也比較顯著.軸壓比相同，在長(zhǎng)細(xì)比為6.9～13.1的范圍內(nèi)，位移延性系數(shù)隨長(zhǎng)細(xì)比的增大而減小.受塑性破壞區(qū)域和長(zhǎng)度的影響，長(zhǎng)細(xì)比為16.3的試件位移延性反而增大，軸壓比越大，這種趨勢(shì)越明顯.④ 位移延性系數(shù)隨配箍率的減小而增大.

表2 荷載－位移骨架曲線特征點(diǎn)和位移延性系數(shù)

2.5 殘余位移

殘余變形是試件從加載變形再卸載至零后不可恢復(fù)的塑性變形，在荷載－位移滯回曲線上體現(xiàn)為卸載段與X軸的交點(diǎn).橋墩的殘余變形小反映了橋墩具有較好的變形回復(fù)能力.試件殘余位移總體規(guī)律為:荷載小于極限荷載時(shí)，殘余位移較小;荷載大于極限荷載，則殘余位移顯著增大.不同軸壓比的試件均表現(xiàn)出相同的這種規(guī)律，且試件X方向和長(zhǎng)細(xì)比較小的試件更為明顯，如圖9所示.在相同位移等級(jí)下，長(zhǎng)細(xì)比越小的試件殘余位移越大，變形恢復(fù)能力越差，如圖10所示.

圖9 墩高4.8 m試件的殘余位移

圖10 軸壓比0.10試件的殘余位移

2.6 滯回耗能

結(jié)構(gòu)構(gòu)件耗能性能是評(píng)價(jià)其抗震性能的一項(xiàng)重要依據(jù).耗能指標(biāo)越高說(shuō)明結(jié)構(gòu)在地震過(guò)程中消耗的地震能量越多，試件的累積滯回耗能為滯回曲線所包圍的面積.總體上，試件X向的累積滯回耗能大于Y向耗能，軸壓比越大，試件的累積滯回耗能越大，如圖11所示.長(zhǎng)細(xì)比越大試件在相同荷載位移等級(jí)下，X向和Y向的累積滯回耗能越小，如圖12所示.不同配箍率試件在X向和Y向的累積滯回耗能基本接近.

2.7 彎矩－曲率分析

根據(jù)位移計(jì)實(shí)測(cè)得到的位移，計(jì)算各個(gè)荷載等級(jí)的試件曲率，以側(cè)向位移大約20 mm為一級(jí)，繪制出曲率沿墩高的分布.長(zhǎng)細(xì)比小于10的試件塑性破壞區(qū)域均發(fā)生在墩底位置，曲率從墩底往上逐漸減小;長(zhǎng)細(xì)比大于10的試件，塑性破壞區(qū)域發(fā)生在變截面以上位置，在墩高0.15～0.55 m范圍內(nèi)平均曲率明顯增大，如圖13所示.

圖11 墩高4.8 m試件的滯回耗能曲線

圖12 軸壓比0.1試件的滯回耗能曲線

各個(gè)荷載的彎矩M可以用下式計(jì)算:

式中，F(xiàn)為水平荷載;H為有效加載高度;N為軸壓;Δ為加載位移.

將最大彎矩Mm、所對(duì)應(yīng)曲率φm、極限曲率φu和極限曲率對(duì)應(yīng)的彎矩Mu列于表3，可以看出，相同軸壓比試件的極限彎矩非常接近.配箍率較小試件的墩底曲率大于配箍率較大試件的墩底曲率.長(zhǎng)細(xì)比越小的構(gòu)件，極限曲率越大，主要原因是高墩的塑性破壞區(qū)域明顯增大，即塑性鉸長(zhǎng)度明顯增大.因此，采用極限曲率來(lái)評(píng)價(jià)長(zhǎng)細(xì)比較大的箱型墩可能會(huì)高估其抗震性能.

表3 彎矩－曲率特征值

圖13 實(shí)測(cè)曲率沿墩高分布

3 結(jié)論

1)在水平雙向反復(fù)荷載作用下，鋼筋混凝土箱型薄壁墩以彎曲破壞為主，在墩變截面處和墩底截面形成主裂縫，并在墩底附近形成塑性破壞區(qū)域.隨長(zhǎng)細(xì)比和軸壓比增大，試件塑性破壞區(qū)域轉(zhuǎn)移到變截面以上位置.

2)在長(zhǎng)細(xì)比6.9～13.1范圍內(nèi)，軸壓比越大，試件滯回曲線捏縮現(xiàn)象越明顯，滯回耗能越大，相應(yīng)的試件極限承載力越大，變形能力越小.軸壓比越小，試件總體上表現(xiàn)出更好的抗震性能.當(dāng)試件的長(zhǎng)細(xì)比為16.3時(shí)，軸壓比影響更顯著，荷載退化越明顯.

3)長(zhǎng)細(xì)比越大的試件，滯回曲線越飽滿，極限承載也越小，變形能力越大，變形恢復(fù)能力越強(qiáng)，荷載位移曲線下降更平緩.試件長(zhǎng)細(xì)比較小則變形能力較小，荷載位移曲線下降較大，但累積滯回耗能越大.值得注意的是，對(duì)不同的軸壓比，長(zhǎng)細(xì)比對(duì)試件抗震性能的影響規(guī)律也不同，在軸壓比為0.2的情況下，不同長(zhǎng)細(xì)比試件的破壞程度都很大.

4)配箍率不同的試件荷載－位移滯回曲線、骨架曲線形狀、累積滯回耗能和變形恢復(fù)能力均較接近，X方向更明顯，配箍率小的試件變形能力更大.

5)鋼筋混凝土箱型薄壁墩具有很好的延性性能.長(zhǎng)細(xì)比在6.9～13.1的范圍內(nèi)，位移延性系數(shù)隨長(zhǎng)細(xì)比的增大而減小.但是長(zhǎng)細(xì)比為16.3的試件，位移延性系數(shù)顯著大于軸壓比相同而長(zhǎng)細(xì)比不同的試件，特別是軸壓為0.2的試件位移延性系數(shù)更大.

6)試件的曲率分布和大小與長(zhǎng)細(xì)比、破壞形態(tài)密切相關(guān).長(zhǎng)細(xì)比為6.9和10.0的試件，塑性破壞區(qū)域集中于墩底位置，曲率從墩底向上逐漸減小;長(zhǎng)細(xì)比為13.1和16.3的試件，極限曲率明顯小于長(zhǎng)細(xì)比為6.9和10.0的試件，且部分試件塑性破壞區(qū)域發(fā)生在變截面以上位置，在墩高為0.15～0.55 m范圍內(nèi)平均曲率明顯大于墩底曲率.配箍率小的試件破壞區(qū)域更集中于墩底，且極限曲率顯著大于配箍率大的試件.采用極限曲率評(píng)價(jià)長(zhǎng)細(xì)比較大的墩可能會(huì)高估其抗震性能.

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Seismic performance of reinforced concrete thin-walled piers with rectangular hollow cross-sections based on bi-axial quasi-static testing

Xia Zhanghua1Zong Zhouhong2Zhong Rumian2
(1College of Civil Engineering，F(xiàn)uzhou University，F(xiàn)uzhou 350108，China)
(2School of Civil Engineering，Southeast University，Nanjing 210096，China)

Abstract:Bi-axial quasi-static tests on 14 reinforced concrete thin-walled piers with rectangular hollow cross-sections were carried out.The bidirectional seismic properties，including load-displacement hysteresis curve，skeleton curve，displacement ductility，hysteretic energy and ultimate curvature，were discussed in consideration of the influence of slenderness ration，axial-load ratio and ratio of reinforcements.Results show that flexural failure is the main failure mode of the piers，the damage area of short piers focuses on the bottom area while the damage area of high piers moves upward obviously.The piers with bigger slenderness ratio and smaller axial-load ratio have more full hysteresis curves and bigger deformation capacity，which reveals excellent seismic performance.As the slenderness ratio ranges from 6.9 to 13.1，the displacement ductility of the pier decreases as slenderness ratio increases，but the displacement ductility of the pier with a slenderness ratio of 16.3 is obviously big.The piers with slenderness ratio bigger than 13.1 have big plastic damage area，but their ultimate curvature declines obviously.

Key words:thin-walled piers with rectangular hollow cross-sections;bi-axial quasi-static testing;hysteresis performance;hysteretic energy;displacement ductility;ultimate curvature

中圖分類(lèi)號(hào):U443.22;TU375.3

A

1001－0505(2013)01-0180-08

doi:10.3969/j.issn.1001 －0505.2013.01.034

收稿日期:2012-05-04.

夏樟華(1980—)，男，博士生;宗周紅(聯(lián)系人)，男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，zongzh@seu.edu.cn.

基金項(xiàng)目:“十二五”國(guó)家科技支撐計(jì)劃資助項(xiàng)目(2011BAK02B03)、教育部博士點(diǎn)基金資助項(xiàng)目(20110092110011).

引文格式:夏樟華，宗周紅，鐘儒勉.基于雙向擬靜力試驗(yàn)的鋼筋混凝土箱型薄壁墩抗震性能［J］.東南大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2013，43(1):180 －187.［doi:10.3969/j.issn.1001 －0505.2013.01.034］