位移放大型阻尼墻減震結(jié)構(gòu)的模型試驗與數(shù)值分析

劉文光，董秀玲，何文福，楊巧榮

(上海大學(xué)土木工程系，上海200072)

位移放大型阻尼墻減震結(jié)構(gòu)的模型試驗與數(shù)值分析

劉文光，董秀玲，何文福，楊巧榮

(上海大學(xué)土木工程系，上海200072)

提出了一種由放大杠桿并聯(lián)附加在黏滯阻尼墻中的位移放大裝置，并對設(shè)置位移放大型阻尼墻的新型減震結(jié)構(gòu)進行理論和振動臺試驗研究。對附加位移放大裝置的黏滯阻尼墻系統(tǒng)(AVDW)進行理論分析，給出了基于杠桿倍數(shù)的AVDW阻尼力的放大理論計算公式。通過對傳統(tǒng)阻尼墻減震結(jié)構(gòu)及2種放大倍數(shù)AVDW減震結(jié)構(gòu)的3層模型進行不同加速度峰值輸入的振動臺試驗研究，試驗結(jié)果表明新型AVDW減震結(jié)構(gòu)減震效果顯著。最后通過對一12層框架結(jié)構(gòu)進行傳統(tǒng)阻尼墻減震結(jié)構(gòu)及附加AVDW的新型減震結(jié)構(gòu)的數(shù)值分析對比，結(jié)果表明AVDW相對于一般阻尼墻結(jié)構(gòu)，能更有效地減小結(jié)構(gòu)的層間位移、層間剪力、層加速度等結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)。

黏滯阻尼墻；位移放大裝置；模型試驗；數(shù)值分析

引 言

通過為結(jié)構(gòu)增加附加阻尼、剛度及耗能裝置，能有效降低由地震及風(fēng)振引起的結(jié)構(gòu)位移反應(yīng)，為此，一系列耗能裝置應(yīng)運而生，包括黏滯阻尼器［1］、黏彈性阻尼器［2］和滯回阻尼器等。由于耗能減振技術(shù)研究和應(yīng)用的歷史較短，仍然存在著很多有意義的研究課題，有待于進一步探索［3］。在一些工程應(yīng)用中，如鋼筋混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)、鋼支撐體系及木框架結(jié)構(gòu)，其在小震下的彈性位移不足以使耗能裝置發(fā)揮作用，甚至無法啟動［4］。將位移放大裝置應(yīng)用于耗能裝置中［5］，不僅能通過放大相對位移和相對速度來增加阻尼器的耗能，且能降低阻尼器在最大位移處的阻尼力。Constantinou等(2001)［6］率先提出了基于連桿機構(gòu)的位移放大系統(tǒng)，并有了一些實際工程實例。此外，Sigaher與Constantinou(2003)［7］進一步提出了阻尼器的剪刀型布置，并指出該布置方法對位移放大很有效，且由于其所占空間非常小，所以特別適合安裝于空間受到限制的結(jié)構(gòu)。Berton與Bolander(2004)［8］采用在機械領(lǐng)域廣泛應(yīng)用的齒條齒輪加速器來放大結(jié)構(gòu)振動傳給阻尼器的位移，并進行了相關(guān)試驗研究，試驗結(jié)果表明，該位移放大系統(tǒng)配合阻尼器工作切實可行。

本文提出一種用于阻尼器的位移放大裝置(專利號：20138540793)，并進行相關(guān)理論分析；把位移放大裝置附加在黏滯阻尼墻［9-11］耗能器中，進行附加與不附加位移放大裝置的黏滯阻尼鋼框架模型模擬地震振動臺對比試驗；使用有限元軟件對一12層鋼筋混凝土框架減震結(jié)構(gòu)進行附加與不附加位移放大裝置的有限元對比分析；從試驗與數(shù)值分析兩方面檢驗附加位移放大裝置的阻尼墻對結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)的減小效果。

1 位移放大裝置的提出與理論分析

1.1 位移放大裝置

在常規(guī)阻尼墻的基礎(chǔ)上加入位移放大裝置，通過把結(jié)構(gòu)上下樓層間的相對位移放大后再施加到阻尼墻的內(nèi)鋼板上，同時放大阻尼墻兩端相對速度，以此來提高阻尼墻的阻尼力，增加其耗能能力。位移放大型黏滯阻尼墻系統(tǒng)(viscous damping walls with displacement amplification device，簡稱AVDW)包括：位移放大裝置、內(nèi)鋼板、外鋼箱、支點軸和連接件等部分，如圖1所示。

圖1中的外鋼箱與下梁采用螺栓或焊接連接，內(nèi)鋼板插置于外鋼箱的內(nèi)腔中，內(nèi)鋼板的上部與放大裝置的下端采用螺栓連接，放大裝置的支點軸穿過外鋼箱的支點孔槽，且與外鋼板支點孔槽的內(nèi)面相切，放大裝置的上端與上梁通過連接件連接。

圖1 AVDW系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic representation of AVDW system

1.2 AVDW系統(tǒng)的理論分析

黏滯阻尼墻的阻尼力可簡單表示為

式中 F表示阻尼力；c表示阻尼墻的阻尼系數(shù)；v表示阻尼墻兩端的相對速度；α表示阻尼墻的阻尼指數(shù)。阻尼器的耗能為

式中 u表示阻尼器兩端的相對位移。當(dāng)附加放大倍數(shù)為η的DAD時，此時結(jié)構(gòu)層間位移和相對速度分別為γu和γv，放大裝置的作用使此時阻尼器兩端的相對位移和相對速度分別為

加入位移放大裝置后，黏滯阻尼墻的阻尼力和耗能分別為：

對不附加DAD的阻尼墻，將其阻尼系數(shù)放大ψ倍，使此時結(jié)構(gòu)層間位移和相對速度約為γu和γv，則此時阻尼墻的阻尼力及耗能分別為：

令E'=E″，則可得ψ=η1+α；這說明附加η倍位移放大裝置的阻尼墻與參數(shù)(阻尼系數(shù))放大η1+α的阻尼墻具有相同的耗能效果。

2 試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計與制作

試驗?zāi)Ｐ陀射摽蚣?、外鋼箱、?nèi)鋼板、黏滯阻尼材料等組成。鋼框架、箱體及內(nèi)鋼板由A3鋼板焊接而成，材料特性E=200 GPa，ρ=7.85 t/m3。

2.1 鋼框架模型設(shè)計及制作

鋼框架模型所采用的外形尺寸約為實際框架的1/10，X向兩跨，Y向一跨，跨度均為300 mm，層高為300 mm，柱截面為10 mm×4 mm，梁截面為20 mm×10 mm；框架節(jié)點采取全焊剛性連接，為保證框架底層柱下端嵌固，防止基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動，采用相對剛度較大的鋼板與柱腳連結(jié)，并通過鋼柱將二者焊接在一起。試驗鋼框架模型基礎(chǔ)底板預(yù)留有螺栓孔，通過2根剛度較大的角鋼與振動臺固定在一起。鋼框架模型的構(gòu)造如圖2所示。

圖2 鋼框架模型構(gòu)造圖(單位：mm)Fig.2 Constructional drawings of steel-frame model(Unit：mm)

2.2 阻尼墻模型設(shè)計及制作

試驗采用的黏滯阻尼墻由內(nèi)鋼板、外鋼箱與黏滯阻尼材料組成。

(1)內(nèi)鋼板的設(shè)計：由于試驗設(shè)計的阻尼墻尺寸較小，能夠保證黏滯阻尼材料在整個剪切平面內(nèi)厚度均勻，所以內(nèi)鋼板構(gòu)造較為簡單，由剪切板及連接孔組成，如圖3所示。

圖3 黏滯阻尼墻內(nèi)鋼板構(gòu)造圖(單位：mm)Fig.3 Configuration drawings of inner steel plate(Unit：mm)

(2)外鋼箱的設(shè)計：外箱體是由底部鋼板、側(cè)面鋼板、端部鋼板等多塊鋼板焊接而成，其中側(cè)面設(shè)有支點孔，構(gòu)造如圖4所示。

圖4 黏滯阻尼墻外鋼箱構(gòu)造圖(單位：mm)Fig.4 Configuration drawings of outer tank(Unit：mm)

(3)黏滯阻尼材料：采用無錫圣豐減震器有限公司生產(chǎn)的黏滯阻尼液，阻尼指數(shù)α為0.45。

(4)阻尼器出力：根據(jù)黏滯阻尼器廠家實驗室測得的阻尼系數(shù)與阻尼墻面積的關(guān)系，本試驗?zāi)Ｐ筒捎玫淖枘崞鞯淖枘嵯禂?shù)c約為3.2 k N(s/m)α，則依據(jù)黏滯阻尼墻的阻尼力公式F=cvα，得出該實驗?zāi)Ｐ偷某隽Ψ秶绫?所示。

表1 實驗?zāi)Ｐ妥枘崃ab.1 Damping force of test model

由表1知該試驗?zāi)Ｐ妥枘釅υ诓煌俣葼顟B(tài)下的出力在6～50 N的范圍內(nèi)。

2.3 放大裝置的設(shè)計及制作

設(shè)計了兩組放大裝置，分別放大2倍和3倍，如圖5所示。裝置上有3個螺栓孔，分別通過螺栓固定于上連接梁、外鋼箱的支點孔和內(nèi)鋼板。

圖5 放大杠桿構(gòu)造圖(單位：mm)Fig.5 Configuration drawings of amplification levers(Unit：mm)

3 試驗方案

3.1 加載裝置及設(shè)備

(1)試驗設(shè)備：試驗在上海大學(xué)實驗室進行，試驗設(shè)備為正弦波振動臺，試驗振動臺可提供0～5 Hz的正弦波加載，振動臺最大承載力為100 k N，振動臺如圖6所示。

圖6 試驗振動臺Fig.6 Shaking table

(2)試驗裝置：試驗采用激光位移計測定鋼框架試驗?zāi)Ｐ偷膶游灰疲煌ㄟ^2根角鋼固定于振動臺旁邊的鋼架上，為保證測量數(shù)據(jù)的可靠性和準確性，在測量處貼上表面平整的貼片；采用加速度傳感器測定鋼框架試驗?zāi)Ｐ偷膶蛹铀俣?；每一層均布置加速度傳感器。鋼框架試驗?zāi)Ｐ椭?.5 k N，為保證結(jié)構(gòu)有足夠的層間變形，模型每層配重0.12 k N，共0.86 k N。該試驗?zāi)Ｐ驼w裝置圖如圖7所示。

圖7 試驗?zāi)Ｐ虵ig.7 Test model

3.2 試驗方案

黏滯阻尼墻為速度相關(guān)型的阻尼元件，根據(jù)本項研究的目的及結(jié)構(gòu)變形以剪切變形為主的特點，采用在框架底板處施加水平方向的正弦激勵，輸入加速度峰值為2.80和5.90 m/s2的正弦波(對應(yīng)波頻分別為2.2和3.2 Hz)。本次試驗有3種結(jié)構(gòu)形式：①：鋼框架+阻尼墻(編號為DS)；②：①+2倍杠桿(編號為DAD-2)；③：①+3倍杠桿(編號為DAD-3)。

表2 試驗工況Tab.2 Test conditions

表2中，阻尼墻布置［1，0，0］表示只在第一層設(shè)置阻尼墻；［1，1，0］表示在第一及第二層設(shè)置阻尼墻；［1，1，1］表示三層均設(shè)置阻尼墻。

4 試驗結(jié)果與分析

按照表2中的試驗方案測取了試驗結(jié)構(gòu)模型在輸入加速度峰值為0.28g及0.59g工況下的層位移和層加速度時程曲線，取其幅值作以下分析。

4.1 位移反應(yīng)

圖8，9分別為鋼框架試驗?zāi)Ｐ驮?種不同阻尼墻布置方式下的的層間位移圖。

圖8 0.28g輸入下不同阻尼器配置的層間位移對比圖Fig.8 Comparisons of drifts for different damper layouts under 0.28g input

圖9 0.59g輸入下不同阻尼器配置的層間位移對比圖Fig.9 Comparisons of drifts for different damper layouts under 0.59g input

圖10為鋼框架試驗?zāi)Ｐ驮陴枘釅Σ贾梅绞綖椋?，0，0］工況下的結(jié)構(gòu)底層層間位移時程圖。

圖10 阻尼器配置為［1，0，0］的底層層間位移時程圖Fig.10 Time history of base interstory drifts for［1，0，0］damper layout

4.2 加速度反應(yīng)

圖11，12分別為鋼框架試驗?zāi)Ｐ驮?種不同阻尼墻布置方式下的層加速度圖。

圖11 0.28g輸入下不同阻尼器配置的的層加速度對比圖Fig.11 Comparisons of accelerations for different damper layouts under 0.28g input

圖13 為鋼框架試驗?zāi)Ｐ驮陴枘釅Σ贾梅绞綖椋?，0，0］工況下的結(jié)構(gòu)頂層加速度時程圖。

圖12 0.59g輸入下不同阻尼器配置的的層加速度對比圖Fig.12 Comparisons of story accelerations for different damper layouts under 0.59g input

圖13 阻尼器配置為［1，0，0］的頂層加速度時程圖Fig.13 Time history of top story accelerations for［1，0，0］damper layout

4.3 試驗結(jié)果分析

由模型結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)可以看出，附加放大裝置的阻尼墻對結(jié)構(gòu)底層的減震效果最好，頂層的較差?？蚣艿讓釉?.28g輸入工況下，2倍和3倍杠桿的減震率均值為30.82%和55.83%，0.59g輸入工況下可達15.36%和37.39%；框架頂層在0.28g輸入工況下，2倍和3倍杠桿的減震率均值為11.41%和24.76%，0.59g輸入工況下為6.64%和14.11%。

模型結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)顯示，附加放大裝置的阻尼墻對結(jié)構(gòu)頂層加速度的控制效果最好，底層較差?？蚣艿讓釉?.28g輸入工況下，2倍和3倍杠桿的減震率均值有9.43%和17.09%，0.59g輸入工況下為6.95%和12.67%；而框架頂層在0.28g輸入工況下，2倍和3倍杠桿的減震率均值達11.24%和27.22%，0.59g輸入工況下為14.37%和20.18%。

帶放大裝置的阻尼墻對模型結(jié)構(gòu)加速度的減震效果不如對層間位移的減震效果好，這一方面證明了放大裝置與層間變形的相關(guān)度較高；另外由于試驗?zāi)Ｐ蛣偠容^小，阻尼墻產(chǎn)生的剛度對試驗?zāi)Ｐ驼駝禹憫?yīng)的影響較大。

在0.28g輸入情況下，模型結(jié)構(gòu)在阻尼墻布置方案為［1，1，0］時的層間位移響應(yīng)及加速度響應(yīng)相對較??；在0.59g輸入情況下，模型結(jié)構(gòu)在阻尼墻布置方案為［1，1，1］時的層間位移響應(yīng)及加速度響應(yīng)相對較小。在加速度峰值為0.59g的高頻正弦波作用下，試驗?zāi)Ｐ腿龑拥膶娱g位移響應(yīng)均較大，因此每層設(shè)置的阻尼墻均能發(fā)揮較好的耗能作用。

5 放大裝置設(shè)計參數(shù)取值方法

通過對不同放大倍數(shù)的位移放大裝置進行理論分析和試驗研究，結(jié)果表明該位移放大裝置配合阻尼墻工作切實可行，且相比于普通阻尼墻，當(dāng)阻尼系數(shù)相同時，與放大裝置連接的阻尼墻產(chǎn)生的阻尼力及消耗的能量都顯著提升。該裝置桿件截面大小和長度，可通過材料力學(xué)和幾何學(xué)獲得。

根據(jù)材料力學(xué)公式(8)和(9)可得桿件截面

式中 nv為受剪面?zhèn)€數(shù)；dt為受剪螺栓直徑；fv為螺栓抗剪強度設(shè)計值；V為螺栓受剪處剪力。

式中 d為螺栓孔徑；t為連接構(gòu)件的厚度；fc為構(gòu)件承壓強度設(shè)計值；Fc為承壓處壓力。

當(dāng)杠桿的放大倍率為一定時，由圖5知杠桿的長度由孔1與孔2的圓心距D決定，且D可由3部分組成：孔1圓心到連接角鋼下邊緣的距離d1，連接角鋼下邊緣到孔2上邊緣的距離d2及孔2半徑d3三部分組成，當(dāng)放大桿轉(zhuǎn)動時，連接角鋼水平運動距離S時，支點軸產(chǎn)生向上位移X，d2在不斷減小，當(dāng)d2=0時，放大桿的長度D1最短，由幾何知識可得

6 12層框架結(jié)構(gòu)工程案例有限元分析

6.1 有限元建模及地震波的選取

有限元模型是鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)，場地類別為Ⅱ場地，抗震設(shè)防烈度為8度。結(jié)構(gòu)模型層高3.3 m，共12層。梁、柱、板均采用C35；受力主筋采用HRB335。柱截面尺寸為500 mm×500 mm，梁截面尺寸為250 mm×600 mm，板厚為100 mm。樓面恒載為6 k N/m2；樓面活載為2 k N/m2。

鋼筋混凝土框架梁柱構(gòu)件采用三維線性有限應(yīng)變梁單元B31單元模擬，樓板采用彈性殼單元S4R，將樓板上一點與樓板上其他點耦合來模擬剛性隔板假定，阻尼墻的模擬采用Connector單元實現(xiàn)，位移放大裝置的放大作用由約束方程來實現(xiàn)，計算模型如圖14所示。

圖14 結(jié)構(gòu)計算模型Fig.14 Structural simulated model

分析采用El Centro波、Kobe波和汶川地震波進行地震時程反應(yīng)分析，它們是實際地震波紀錄中較典型的地震波。計算時，按照《抗震規(guī)范》［12］中動力時程分析的要求，將3條地震波的加速度峰值統(tǒng)一調(diào)整為70 Gal，相當(dāng)于8度區(qū)多遇地震水平。

6.2 阻尼墻布置及模態(tài)分析

方案一：未受控制的框架結(jié)構(gòu)(Uncontrolled Structure簡稱為UCS)；方案二：阻尼減震結(jié)構(gòu)(Damped Structure簡稱為DS)；方案三：帶放大裝置(η=2)的阻尼減震結(jié)構(gòu)(Damped Structures with Displacement Amplification Device簡稱為ADS)。

模擬所采用的阻尼墻的剛度為1 500 k N/m，阻尼系數(shù)為800 k N·s/m。結(jié)構(gòu)模型的1～12層，每層布置2片阻尼墻，布置如圖15所示。

圖15 阻尼墻布置圖Fig.15 Layouts of damping walls

表3為結(jié)構(gòu)在3種不同方案下的自振周期。從表3中的數(shù)據(jù)可得知，框架結(jié)構(gòu)在加入阻尼墻及附加放大裝置的阻尼墻后，結(jié)構(gòu)的第1階自振周期由未使用阻尼器時的1.986 s分別減少到1.980和1.953 s，結(jié)構(gòu)自振頻率變化不大。

表3 結(jié)構(gòu)自振周期Tab.3 The structural natural vibration period

6.3 減震效應(yīng)分析

6.3.1 結(jié)構(gòu)層加速度比較

圖16為3種方案的結(jié)構(gòu)在El Centro波、Kobe波和汶川波作用下，結(jié)構(gòu)各樓層的最大加速度值。其中，未附加DAD的阻尼減震結(jié)構(gòu)層加速度值平均減少19.15%，而附加DAD的阻尼減震結(jié)構(gòu)層加速度值平均減少38.14%。

6.3.2 結(jié)構(gòu)水平層間變形比較

圖17為3種方案的結(jié)構(gòu)在El Centro波、Kobe波和汶川波作用下，結(jié)構(gòu)各樓層的層間位移值。圖中，未附加DAD的阻尼減震結(jié)構(gòu)層間位移值平均減少14.02%，而附加DAD的阻尼減震結(jié)構(gòu)層間位移值平均減少29.59%。

圖16 多遇地震作用下結(jié)構(gòu)層加速度峰值比較Fig.16 Comparisons of accelerations under frequent earthquake

圖17 多遇地震作用下結(jié)構(gòu)層間位移峰值比較Fig.17 Comparisons of drifts under frequent earthquake

6.3.3 結(jié)構(gòu)層間剪力比較

圖18為3種方案的結(jié)構(gòu)在El Centro波、Kobe波和汶川波作用下，結(jié)構(gòu)各樓層的層間剪力值。其中，未附加DAD的阻尼減震結(jié)構(gòu)層間剪力值平均減少14.78%，而附加DAD的阻尼減震結(jié)構(gòu)層間剪力值平均減少31.32%。

6.4 阻尼墻耗能分析

表4為不附加與附加位移放大裝置的阻尼減震結(jié)構(gòu)在El Centro波、Kobe波及汶川波作用下，阻尼墻的最大阻尼力、最大相對位移及阻尼墻耗能。

圖18 多遇地震作用下結(jié)構(gòu)層間剪力峰值比較Fig.18 Comparisons of shear force under frequent earthquake

表4 不同地震波作用下阻尼墻的最大阻尼力、位移及耗能Tab.4 Maximum damping force，displacement and hysteretic energy values for damping walls under different waves

表中數(shù)據(jù)顯示，附加η=2的位移放大裝置后，阻尼墻最大相對位移平均放大1.6倍，最大阻尼力平均放大1.46倍，阻尼墻耗能平均放大2.37倍。

圖19代表性地給出了結(jié)構(gòu)第8層的阻尼墻在El Centro波和汶川波作用下的滯回曲線，圖中明確反映出，與一般的阻尼墻相對比，帶位移放大裝置的阻尼墻耗散了更多的地震輸入能量。

圖19 不同地震波作用下阻尼器滯回曲線比較Fig.19 Comparisons of hysteresis loops for dampers under different earthquake waves

7 結(jié) 論

本文提出一種由放大杠桿并聯(lián)附加在黏滯阻尼墻中的位移放大裝置，并對AVDW的新型減震結(jié)構(gòu)進行理論分析、試驗研究和數(shù)值計算，得到以下結(jié)論：

(1)提出一種由放大杠桿并聯(lián)附加在黏滯阻尼墻中的位移放大型阻尼墻。把結(jié)構(gòu)上下樓層間的相對位移放大后再施加到阻尼墻的內(nèi)鋼板上，同時放大阻尼墻兩端相對速度，以此來提高阻尼墻的阻尼力，增加其耗能能力。

(2)通過對位移放大裝置的原理分析，給出基于杠桿倍數(shù)的AVDW阻尼力及消耗能量的理論放大計算公式。理論表明附加放大η倍放大裝置的新型阻尼墻與阻尼參數(shù)放大η1+α倍的傳統(tǒng)阻尼墻具有相同的耗能效果。

(3)通過振動臺對比試驗結(jié)果表明，附加位移放大裝置的阻尼減震結(jié)構(gòu)能有效降低結(jié)構(gòu)在振動作用下的層間位移響應(yīng)及加速度響應(yīng)，結(jié)構(gòu)層間位移的最高減震率可達69.39%，而結(jié)構(gòu)層加速度的最高減震率則有39.88%，附加位移放大裝置的黏滯阻尼墻對結(jié)構(gòu)加速度的減震效果小于對結(jié)構(gòu)層間位移的減震效果。

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Dynamic tests and numerical response analysis of new energy dissipated structures with displacement amplification damper

LIU Wen-guang，DONG Xiu-ling，HE Wen-fu，YANG Qiao-rong
(Department of Civil Engineering，Shanghai University，Shanghai 200072，China)

In this paper，a displacement amplification device composed of several levers in parallel connecting with a viscous damping wall is proposed.And the dynamic tests and numerical analysis of new energy dissipated structures with displacement amplification dampers are performed.The theoretical analysis on AVDW is given to obtain the formula of the damping force based on lever magnification.Shake table testing with different acceleration peak inputs of a 3-story model structure is used to demonstrate the traditional damped and the new damped structure with two kinds of magnification.Experimental results show that the new energy dissipated structures with AVDW have remarkable effects.The traditional damped and the new damped structure with AVDW based on a 12-story structure model are simulated numerically at last.The numerical analysis results indicate that AVDW yields significant reduction in the drift，the shear force and the acceleration response of structure compared with traditional damping wall system.

viscous damping walls；displacement amplification device；dynamic tests；numerical response analysis

TU398+.2

A

1004-4523(2015)04-0601-09

10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2015.04.013

劉文光(1968—)，男，教授，博導(dǎo)。電話：(021)56332390；E-mail：liuwg@aliyun.com

2013-12-23；

2014-11-17

國家自然科學(xué)基金資助項目(51278291，51308331)，上海市自然科學(xué)基金資助項目(15ZR1416200)