黃 遠(yuǎn)，張 銳，朱正庚，許 銘

(湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410082)

外墻掛板的混凝土框架結(jié)構(gòu)抗震性能試驗(yàn)研究*

黃 遠(yuǎn)?，張 銳，朱正庚，許 銘

(湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410082)

為研究外墻掛板對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，重點(diǎn)考察外墻掛板對(duì)結(jié)構(gòu)水平剛度、承載力及變形能力的影響，進(jìn)行了3榀足尺混凝土框架結(jié)構(gòu)的低周往復(fù)荷載試驗(yàn).3榀框架分別為純現(xiàn)澆混凝土框架結(jié)構(gòu)模型、外墻掛板與框架梁連接模型及外墻掛板與框架梁及框架柱均連接的模型，試驗(yàn)中結(jié)構(gòu)的最大層間位移角達(dá)到1/16.試驗(yàn)結(jié)果表明：3個(gè)試件都具有穩(wěn)定的滯回性能及良好的延性；外墻掛板與框架柱脫開后，對(duì)結(jié)構(gòu)承載力的影響可以忽略；外墻掛板對(duì)結(jié)構(gòu)的初始剛度存在顯著影響，并且外墻掛板與框架梁柱均相連時(shí)遠(yuǎn)大于外墻掛板僅與框架梁相連時(shí)對(duì)結(jié)構(gòu)剛度的提高效果；結(jié)構(gòu)的最大層間位移角達(dá)到1/16時(shí)，外墻掛板與梁連接處仍未出現(xiàn)明顯破壞現(xiàn)象，并且外墻掛板整體保持完好，說(shuō)明在大震下結(jié)構(gòu)發(fā)生大變形時(shí)外墻掛板與主體結(jié)構(gòu)的連接能夠滿足要求.

外墻掛板；框架結(jié)構(gòu)；擬靜力試驗(yàn)；剛度；抗震性能

早在20世紀(jì)20年代，預(yù)制混凝土外墻板就已經(jīng)用于建筑物的外部圍護(hù)結(jié)構(gòu).時(shí)至今日，預(yù)制混凝土外墻板經(jīng)受了安全性及耐久性的考驗(yàn)，并且由于其美觀性及經(jīng)濟(jì)性，預(yù)制混凝土外墻板已在工程中得到了越來(lái)越多的應(yīng)用[1].外墻掛板的設(shè)計(jì)、計(jì)算、構(gòu)造以及使用，將會(huì)導(dǎo)致的一系列結(jié)構(gòu)問題，因此研制混凝土預(yù)制墻板并且對(duì)其性能進(jìn)行研究具有一定的工程意義[2-4].

工業(yè)化住宅廣泛采用外掛鋼筋混凝土墻板作為外圍護(hù)體系，如李國(guó)強(qiáng)等[5-6]采用橫排外掛、豎排外掛和豎排內(nèi)嵌等在鋼框架內(nèi)的安裝方式，通過(guò)足尺模型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究了安裝方式對(duì)墻板抗震性能的影響．黃靚等[7-8]分別研究了帶節(jié)能砌體填充墻的RC框架以及夾芯墻的抗震性能，說(shuō)明填充墻能夠提高框架的承載能力和抗側(cè)剛度，但是相應(yīng)地降低了框架結(jié)構(gòu)的延性，表現(xiàn)出較強(qiáng)的抗倒塌能力.天津大學(xué)李久鵬[9]對(duì)工業(yè)化住宅外掛墻板的耗能減震性能進(jìn)行了研究，并對(duì)外掛墻板的圍護(hù)體系進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì).

已有研究大都關(guān)注外墻掛板與主體結(jié)構(gòu)之間連接件的受力性能，對(duì)于外墻掛板對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能影響的研究還不充分，需要進(jìn)一步的研究.本文針對(duì)含外墻掛板的混凝土結(jié)構(gòu)抗震性能開展研究，進(jìn)行了3榀含外墻掛板足尺混凝土框架結(jié)構(gòu)的低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，重點(diǎn)考察外墻掛板對(duì)結(jié)構(gòu)水平剛度、承載力及變形能力的影響.

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)與制作

1.1 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)采用的框架試件取自含外墻掛板混凝土框架實(shí)際結(jié)構(gòu)，選取外墻掛板與現(xiàn)澆框架的剛度比最大的墻段進(jìn)行研究，最大程度的體現(xiàn)外墻掛板對(duì)主體結(jié)構(gòu)抗震性能的影響.試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑閱螌訂慰缒Ｐ?，試件?shù)量為3個(gè)，一個(gè)為純現(xiàn)澆框架試件(KJ-1)，另一個(gè)為外墻掛板僅與框架梁連接的試件(KJ-2)，第3個(gè)為外墻掛板與框架及框架梁均相連試件(KJ-3).

根據(jù)試驗(yàn)室條件對(duì)模型尺寸進(jìn)行了局部調(diào)整，試件的總高度為3.2 m，長(zhǎng)度為3.5 m.KJ-1,KJ-2及KJ-3的框架及框架梁結(jié)構(gòu)尺寸及配筋均相同，框架為現(xiàn)澆鋼筋混凝土框架，現(xiàn)澆混凝土框架結(jié)構(gòu)尺寸及配筋如圖1所示.KJ-2及KJ-3中外墻掛板厚度均為100 mm，外墻掛板上部的預(yù)埋插筋先伸入預(yù)制疊合梁的疊合段，然后澆筑疊合段混凝土實(shí)現(xiàn)外墻掛板與框架梁的連接；KJ-3中的外墻掛板兩側(cè)設(shè)置預(yù)埋螺絲套筒，在混凝土框架澆筑前通過(guò)臨時(shí)支撐固定外墻掛板，外墻掛板作為框架澆筑的外模，然后從預(yù)埋套筒中擰入螺桿，螺桿的尾端可用于固定框架的內(nèi)模，然后澆筑框架混凝土，通過(guò)螺桿機(jī)預(yù)埋套筒實(shí)現(xiàn)外墻掛板與框架的連接，外墻掛板詳圖如圖2所示.現(xiàn)澆混凝土的強(qiáng)度等級(jí)為C35，鋼筋級(jí)別為HRB400，材性試驗(yàn)結(jié)果如表1所示.

圖1 主體結(jié)構(gòu)尺寸及配筋圖

圖2 外墻掛板詳圖

1.2 加載制度

試件屈服前按照力控制分成3級(jí)加載，每級(jí)荷載循環(huán)1次，加載速度為1～2 kN/s.試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)加載裝置如圖3所示，試驗(yàn)中以試件的頂點(diǎn)位移率達(dá)到1/500時(shí)為結(jié)構(gòu)控制屈服位移，對(duì)應(yīng)的頂點(diǎn)位移為5.6 mm，屈服后位移荷載增量取為屈服位移的倍數(shù)，每級(jí)荷載循環(huán)2次.在頂點(diǎn)位移幅值為±89.6 mm位移荷載循環(huán)后，進(jìn)行單調(diào)推覆加載，加載階段的歷程如圖4所示.

表1 材料性能

(a)試驗(yàn)裝置圖

(b)試驗(yàn)裝置照片

圖4 加載歷程

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

2.1 試件KJ-1

力控制階段每次循環(huán)中加載至正向及負(fù)向最大荷載時(shí)觀察混凝土裂縫的發(fā)展情況.第1,2荷載循環(huán)的結(jié)構(gòu)水平荷載幅值分別為±50 kN,±75 kN，在2個(gè)循環(huán)中未觀察到明顯現(xiàn)象.第3荷載循環(huán)的結(jié)構(gòu)水平荷載幅值為±100 kN，加載至正向100 kN時(shí)，南側(cè)邊框架腳位置混凝土產(chǎn)生了橫向(垂直于框架軸線方向，下同)裂縫，最大裂縫寬度為0.15 mm；反向加載至-100 kN時(shí)，南側(cè)邊框架腳位置混凝土的裂縫閉合，北側(cè)邊框架腳位置混凝土出現(xiàn)橫向裂縫，最大裂縫寬度為0.1 mm，此時(shí)結(jié)構(gòu)的頂點(diǎn)位移為-5.8 mm，對(duì)應(yīng)的層間位移角為1/480，已經(jīng)超過(guò)1/500這一結(jié)構(gòu)彈性層間位移角限值，所以認(rèn)為結(jié)構(gòu)進(jìn)入屈服.

屈服后采用位移控制加載，位移荷載增量取為構(gòu)件初始屈服時(shí)的頂點(diǎn)位移的倍數(shù).第4,5荷載循環(huán)的結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移幅值為±5.6 mm，這一級(jí)加載過(guò)程中框架子的最大裂縫寬度為0.2 mm.隨后的加載循環(huán)裂縫寬度不斷增大，加載至第10循環(huán)正向243 kN時(shí)，北側(cè)框架腳混凝土出現(xiàn)壓潰現(xiàn)象，南側(cè)框架頂與梁連接處的混凝土出現(xiàn)脫落，此時(shí)頂點(diǎn)位移為67.2 mm，對(duì)應(yīng)的層間位移角為1/42.在隨后的頂點(diǎn)位移幅值±89.6 mm加載循環(huán)中，框架腳及梁框架節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土不斷開裂并且相應(yīng)區(qū)域在反向加載時(shí)壓碎.試驗(yàn)破壞照片如圖5所示.

圖5 KJ-1試驗(yàn)破壞照片

2.2 試件KJ-2

力控制階段未觀察到明顯現(xiàn)象，對(duì)應(yīng)的最大頂點(diǎn)位移為0.68 mm.隨后采用位移控制加載，第4,5荷載循環(huán)的結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移幅值為±5.6 mm，第4循環(huán)正向加載至157 kN時(shí)，試件發(fā)出一聲悶響，掛板與框架新老混凝土交界面脫開，這時(shí)的頂點(diǎn)位移為1.93 mm，對(duì)應(yīng)的層間位移角為1/1 450，悶響后掛板底部相對(duì)框架底的水平位移為1.2 mm.第6,7荷載循環(huán)的結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移幅值為±11.2 mm，這一級(jí)加載過(guò)程中框架腳部位出現(xiàn)橫向裂縫，最大裂縫寬度為0.2 mm.隨后的加載循環(huán)裂縫寬度不斷增大，結(jié)構(gòu)的剛度及強(qiáng)度不斷退化，掛板相對(duì)于框架的位移也不斷增大.加載至第10循環(huán)正向234 kN時(shí)，北側(cè)框架腳混凝土出現(xiàn)壓潰現(xiàn)象，南側(cè)框架頂與梁連接處的混凝土也出現(xiàn)松動(dòng)脫落現(xiàn)象，此時(shí)頂點(diǎn)位移為67.2 mm，對(duì)應(yīng)的層間位移角為1/42.在隨后的頂點(diǎn)位移幅值±89.6 mm加載循環(huán)中，框架腳及梁框架節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土不斷開裂并且相應(yīng)區(qū)域在反向加載時(shí)壓碎.試驗(yàn)結(jié)束后觀察掛板與梁連接處無(wú)明顯破壞現(xiàn)象，試驗(yàn)破壞照片如圖6所示.

圖6 KJ-2試驗(yàn)破壞照片

2．3 試件KJ-3

力控制階段未觀察到明顯現(xiàn)象，對(duì)應(yīng)的最大頂點(diǎn)位移為0.81 mm.隨后采用位移控制加載，第6,7荷載循環(huán)的結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移幅值為±11.2 mm，第6荷載循環(huán)反向加載至-475 kN時(shí)，試件突然發(fā)出2聲巨響，此時(shí)掛板底部相對(duì)于南側(cè)框架底水平移動(dòng)了3.75 mm，因此2聲巨響應(yīng)為外墻掛板與南側(cè)框架之間的預(yù)埋螺桿剪斷所發(fā)出的聲響，這一級(jí)加載過(guò)程中南框架腳部位出現(xiàn)橫向裂縫，最大裂縫寬度為0.2 mm.第8,9荷載循環(huán)的結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移幅值為±22.4 mm，第8荷載循環(huán)正向加載至447 kN時(shí)，試件突然發(fā)出1聲巨響，此時(shí)掛板底部相對(duì)于北側(cè)框架底水平移動(dòng)了6.9 mm，因此巨響應(yīng)為外墻掛板與北側(cè)框架之間的預(yù)埋螺桿剪斷所發(fā)出的聲響，這一級(jí)加載過(guò)程中北框架腳部位出現(xiàn)橫向裂縫，最大裂縫寬度為0.3 mm.隨后的加載循環(huán)裂縫寬度不斷增大，結(jié)構(gòu)的剛度及強(qiáng)度不斷退化，掛板相對(duì)于框架的位移也不斷增大.加載至第10循環(huán)正向261 kN時(shí)，北側(cè)框架腳混凝土出現(xiàn)壓潰現(xiàn)象，南側(cè)框架頂與梁連接處的混凝土也出現(xiàn)松動(dòng)脫落現(xiàn)象，此時(shí)頂點(diǎn)位移為67.2 mm，對(duì)應(yīng)的層間位移角為1/42.在隨后的頂點(diǎn)位移幅值±89.6 mm加載循環(huán)中，框架腳及梁框架節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土不斷開裂并且相應(yīng)區(qū)域在反向加載時(shí)壓碎.試驗(yàn)結(jié)束后觀察掛板與梁連接處無(wú)明顯破壞現(xiàn)象，試驗(yàn)破壞照片如圖7所示.

圖7 KJ-3試驗(yàn)破壞照片

3個(gè)試件的最后一個(gè)加載工況為水平單調(diào)推覆，推覆至頂點(diǎn)位移為180 mm，對(duì)應(yīng)的層間位移角為1/16，此時(shí)結(jié)構(gòu)承載力仍未出現(xiàn)明顯降低，為保證安全，停止試驗(yàn).

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 滯回曲線

滯回曲線是構(gòu)件抗震性能的綜合體現(xiàn)，對(duì)于結(jié)構(gòu)分析具有重要意義.試件的荷載-層間位移角滯回曲線如圖8所示.

試件的滯回曲線比較飽滿，具有良好的耗能能力和位移延性.KJ-1正向加載時(shí)的最大承載力為246 kN，相應(yīng)的頂點(diǎn)位移為44.2 mm，負(fù)向加載時(shí)為-210 kN，對(duì)應(yīng)的頂點(diǎn)位移為-67.2 mm.KJ-2正向加載的最大承載力為245 kN，對(duì)應(yīng)的頂點(diǎn)位移為44.8 mm，負(fù)向加載的最大承載力為-240 kN，對(duì)應(yīng)的頂點(diǎn)位移為-44.8 mm.KJ-3正向加載的最大承載力為447 kN，對(duì)應(yīng)的頂點(diǎn)位移為22.4 mm，負(fù)向加載的最大承載力為-475 kN，對(duì)應(yīng)的頂點(diǎn)位移為-11.2 mm.

在加載的初始階段，墻體對(duì)結(jié)構(gòu)提供了比較大的剛度，隨著荷載的增加以及裂縫的出現(xiàn)，墻體對(duì)框架的作用逐漸減弱.KJ-1的滯回曲線的圖形呈比較豐滿的梭形，而KJ-3的滯回曲線的圖形更接近一個(gè)反“S”形，反映了一定程度滑移的影響.試驗(yàn)中構(gòu)件的最大頂點(diǎn)位移率為1/16，已遠(yuǎn)大于結(jié)構(gòu)的倒塌層間位移角，此時(shí)3個(gè)構(gòu)件仍具有較高的剩余承載力.

3．2 骨架曲線

試件的水平荷載-頂點(diǎn)位移骨架曲線如圖9所示.

1)3個(gè)試件的骨架曲線均呈倒S形，說(shuō)明試件在低周反復(fù)荷載作用下都經(jīng)歷了彈性、塑性和極限破壞3個(gè)受力階段.

Δ/mm(a)試件KJ-1

Δ/mm(b)試件KJ-2

Δ/mm(c)試件KJ-3

Δ/mm

2)KJ-2頂點(diǎn)位移為1.93 mm時(shí)掛板即與框架脫開，當(dāng)KJ-2掛板與框架脫開后，其骨架曲線與KJ-1非常接近，說(shuō)明當(dāng)掛板僅與梁插筋連接時(shí)，其對(duì)主體結(jié)構(gòu)的承載力貢獻(xiàn)很小.

3)KJ-3在頂點(diǎn)位移為11.2 mm時(shí)掛板與主體結(jié)構(gòu)框架脫開，對(duì)應(yīng)層間位移角為1/250，已大于結(jié)構(gòu)的彈性層間位移角1/500，因此在結(jié)構(gòu)彈性分析中應(yīng)按掛板與主體結(jié)構(gòu)共同工作后的結(jié)構(gòu)剛度進(jìn)行計(jì)算.當(dāng)KJ-3掛板與框架脫開后，其骨架曲線同樣與KJ-1非常接近，因此計(jì)算KJ-3的結(jié)構(gòu)水平承載力時(shí)，可不考慮掛板與框架的共同工作.

4)試件KJ-2的初始剛度與試件KJ-3基本相同，且均比試件KJ-1大，表明僅與框架梁連接的外墻掛板框架和與框架及梁均相連的外墻掛板框架在較小水平荷載作用下能夠共同工作，外墻掛板提高了框架結(jié)構(gòu)的側(cè)移剛度，同時(shí)有利于框架結(jié)構(gòu)在正常使用和小震作用下的變形控制.

3.3 結(jié)構(gòu)剛度分析

外掛墻板對(duì)框架結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度的提高程度有多大，是個(gè)比較復(fù)雜的問題.很多科研人員做了填充墻框架相關(guān)的試驗(yàn)[10-11]，從試驗(yàn)數(shù)據(jù)的離散性可以看出，填充墻框架結(jié)構(gòu)的工作性能比較復(fù)雜.為考察外墻對(duì)結(jié)構(gòu)剛度的貢獻(xiàn)及外墻剛度的衰減，列出表2，Kf為空框架剛度，Kfw為外墻框架總剛度，Kw為外墻剛度，由Kw=Kfw-Kf求得，并由此得到實(shí)測(cè)的外墻剛度衰減數(shù)據(jù).可見，在加載初期，外墻剛度對(duì)結(jié)構(gòu)的總剛度貢獻(xiàn)較大，隨著荷載的進(jìn)行，試件KJ-2的外墻剛度下降明顯，試件KJ-3外墻剛度則相對(duì)較大，最終狀態(tài)下兩試件剛度主要由框架提供.

表2 結(jié)構(gòu)剛度部分實(shí)測(cè)值

3.4 結(jié)構(gòu)承載力和變形性能

結(jié)構(gòu)初始剛度是彈性分析計(jì)算的重要參數(shù)，由于當(dāng)外墻掛板僅與框架梁相連時(shí)，在結(jié)構(gòu)水平位移很小時(shí)，外墻掛板就與框架柱發(fā)生脫開.因此本文將初始剛度K0定義為當(dāng)層間位移角為1/500時(shí)結(jié)構(gòu)的割線剛度.結(jié)構(gòu)的承載力及變形性能如表3所示，表中初始剛度K0為結(jié)構(gòu)正向初始剛度和負(fù)向初始剛度的平均值.由表3可以得到，當(dāng)外墻掛板與梁采用插筋連接時(shí)，結(jié)構(gòu)初始剛度將提高63%，當(dāng)外墻掛板與框架梁和框架柱都相連時(shí)，結(jié)構(gòu)的初始剛度將提高245%，說(shuō)明外墻掛板對(duì)結(jié)構(gòu)的初始剛度存在顯著影響，并且外墻掛板與框架梁柱均相連后對(duì)結(jié)構(gòu)初始剛度的提高效果將遠(yuǎn)大于外墻掛板僅與框架梁相連時(shí)對(duì)結(jié)構(gòu)剛度的提高效果.KJ-1與KJ-2的屈服荷載接近，說(shuō)明外墻掛板與框架梁相連后對(duì)結(jié)構(gòu)屈服荷載影響很小.KJ-3的屈服荷載比KJ-1高了一倍以上，說(shuō)明外墻掛板與框架梁及框架相連后的承載力將大大提高，3榀框架在最終狀態(tài)的承載力都非常接近，說(shuō)明外墻掛板與框架脫開后，對(duì)結(jié)構(gòu)承載力的影響可以忽略.

表3 主要階段試驗(yàn)結(jié)果

4 結(jié) 論

進(jìn)行了3榀足尺含外墻掛板混凝土框架結(jié)構(gòu)的低周往復(fù)加載試驗(yàn).試件取自含外墻掛板混凝土框架實(shí)際結(jié)構(gòu).3個(gè)試件均為單層單跨結(jié)構(gòu)，試件的高度及寬度為3 000 mm及3 500 mm.KJ-1為純現(xiàn)澆混凝土框架結(jié)構(gòu)模型，KJ-2為外墻掛板與框架梁連接模型，KJ-3為外墻掛板與框架及框架梁均連接的模型.通過(guò)試驗(yàn)，得到以下結(jié)論：

1)3個(gè)試件都具有穩(wěn)定的滯回性能及良好的延性.在試驗(yàn)中均經(jīng)歷了較大的彈塑性變形，并且結(jié)構(gòu)仍具有較高的水平承載力.

2)外墻掛板與框架柱脫開后，對(duì)結(jié)構(gòu)承載力的影響可以忽略.當(dāng)KJ-2掛板與框架脫開后，其骨架曲線與KJ-1非常接近，說(shuō)明當(dāng)掛板僅與梁插筋連接時(shí)，其對(duì)主體結(jié)構(gòu)的承載力貢獻(xiàn)很小.當(dāng)KJ-3掛板與框架脫開后，其骨架曲線同樣與KJ-1非常接近，因此計(jì)算KJ-3的結(jié)構(gòu)水平承載力時(shí)，可不考慮掛板與框架的共同工作.

3) 3個(gè)試件的結(jié)構(gòu)的最大層間位移角達(dá)到1/16，已遠(yuǎn)大于GB 50011-2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[12]中規(guī)定的結(jié)構(gòu)倒塌位移角1/50，此時(shí)外墻掛板與梁連接處仍未出現(xiàn)明顯破壞現(xiàn)象，并且外墻掛板整體保持完好，說(shuō)明在大震下結(jié)構(gòu)發(fā)生大變形時(shí)外墻掛板與主體結(jié)構(gòu)的連接能夠滿足要求.

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Experimental Study on Seismic Performance of Concrete Frame Structure with Exterior Cladding Walls

HUANG Yuan?，ZHANG Rui，ZHU Zheng-geng,XU Ming

(College of Civil Engineering, Hunan Univ, Changsha，Hunan 410082, China)

In order to study the influence of exterior cladding walls on the seismic performance of frame structure，especially the impact on siding horizontal stiffness of structures, strength and deformation capacity, three full-scale reinforced concrete frame structures including pure cast, siding with the beam and siding with both the beam and the column were tested under cyclic loading to a maximum inter storey drifter angle of 1/16 rad. The experiment results indicate that three specimens exhibit steady hysteretic behavior and excellent ductility. After the connection with the column was disengaged, the impact on the strength of the structure can be ignored. The cladding walls have a significant impact on the initial stiffness of the structure, and the siding with the frame and beam increases the stiffness more obviously than the effect when the siding is only connected to the beam. The connections between the cladding panels and the beam have no noticeable damage, and the panel remains intact when the inter storey displace angle reaches 1/16, indicating that the connections between the structure and the exterior cladding walls can meet the design requirements of major earthquakes.

exterior cladding wall; frame structure; pseudo-static test; stiffness; seismic performance

1674-2974(2015)07-0036-06

2014-09-11

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51478174,51338004),National Natural Science Foundation of China(51478174,51338004) ；湖南省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(14JJ3054);中央高校科研業(yè)務(wù)費(fèi)資助項(xiàng)目(2014HNDX)

黃 遠(yuǎn)(1982-)，男，湖南衡陽(yáng)人，湖南大學(xué)副教授，博士

?通訊聯(lián)系人，E-mail:huangy@hnu.edu.cn

TU375.4; TU317.1

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