鋼板?CRRPC?TPO復合梁彎拉受力非線性分析

李嘉，蔣漢亮，邵旭東，曾玉

?

鋼板?CRRPC?TPO復合梁彎拉受力非線性分析

李嘉1, 2，蔣漢亮1, 3，邵旭東1, 2，曾玉1

(1. 湖南大學土木工程學院，湖南長沙，410082；2. 湖南大學風工程與橋梁工程湖南省重點實驗室，湖南長沙，410082；3. 深圳市星河更新投資有限公司，廣東深圳，518000)

為解決大跨徑鋼橋面鋪裝面臨的疲勞開裂和鋪裝易損等難題，提出鋼橋面CRRPC?TPO超高性能輕型組合橋面鋪裝體系。考慮TPO，RPC及鋼材的非線性本構關系，對新結構復合梁進行彎拉非線性仿真模擬，得到復合梁的初裂點、鋼材屈服點以及復合梁破壞點的荷載和結構變形。研究結果表明：荷載?撓度曲線理論計算能夠較好地反映鋼板?CRRPC?TPO新型組合結構體系的受力特點及變形性能，特征點荷載誤差為3.2%~3.9%，撓度誤差為5.7%~8.7%；復合梁數值計算的初裂荷載及極限荷載均比試驗結果略小，運用本文編制的數值計算程序進行工程設計偏于安全。

鋼橋面；超高性能；復合梁；非線性；彎拉性能

鋼橋面鋪裝通常采用柔性鋪裝或剛性鋪裝，其中柔性鋪裝因其具有自身重力小(厚度為5.5~8.0 cm)、與鋼板的追隨性好、行車舒適等優點而被廣泛應用。然而，柔性鋪裝材料如環氧瀝青混凝土、澆筑式瀝青混凝土、SMA等由于材料自身模量低，不能有效提高橋面剛度，導致重載作用下局部變形大，應力集中現象嚴重，再加上鋪裝層工作條件惡劣(如夏季鋼板的溫度可達70 ℃)，柔性鋪裝容易發生鋪裝層開裂、車轍、脫層、泛油等，鋼橋面板也容易出現疲勞開裂現象[1?2]。而剛性鋪裝能有效提高橋面剛度[3]，但目前采用的材料抗拉強度仍顯不足，例如混凝土的抗拉強度為 2~3 MPa，鋼纖維混凝約為4 MPa[4]，高性能混凝土為4~5 MPa[5]；在重載大交通荷載作用下，現有的剛性鋪裝無法滿足鋼橋面局部高應力要求，常常出現坑槽、裂縫和鋼筋外露等破壞。加之剛性鋪裝厚度大于10 cm，自身重力大，因而不適應大跨徑鋼橋。為了從根本上解決鋼橋面鋪裝容易損壞以及鋼橋面板疲勞開裂兩大問題，本文作者所在研究團隊提出了一種超高性能輕型組合橋面方案，即對活性粉末混凝土(reactive powder concrete，簡稱RPC) 進行材性優化及密實配筋，形成密集配筋活性粉末混凝土(compact reinforced reactive powder concrete，簡稱CRRPC)，將5 cm CRRPC鋪筑于鋼橋面板上，鋼橋面轉變成組合橋面。CRRPC不僅充當下鋪裝層，與鋼橋面板協同受力。上鋪裝層采用薄層聚合物混凝土(thin polymer overlay，簡稱TPO)，鋪裝層總厚度為6 cm。前期研究表明[6?9]：鋼橋面?CRRPC輕型組合結構大幅度提高了橋面剛度，有效降低了鋼橋面結構的應力及變形，改善了鋪裝層的受力狀況，從而消除了鋼橋面疲勞開裂及鋪裝層開裂等風險。又由于下鋪裝層采用水泥基材料，因而鋪裝體系車轍、推移等可大大降低。橋面CRRPC?TPO鋪裝體系作為一種全新的鋼橋面鋪裝方案，其材料性質以及結構形式完全不同于傳統的鋼?混凝土組合結構、復合鋪裝層等，因此，有必要對其受力狀態下的力學性能進行非線性分析。復合梁模型能夠將鋼橋面鋪裝層受力的局部效應轉化為可供室內試驗的等價模型[10?11]，本文作者擬考慮鋼板、鋼筋、RPC及TPO材料的非線性本構關系，基于最不利的受力狀況，采用復合梁力學圖示，對新結構體系從開始加載到最終破壞的彎拉受力開展研究。通過數值模擬，獲得其荷載?撓度曲線。在此基礎上，制作復合梁試件，對理論分析結果進行試驗驗證，分析新型鋪裝體系在不同荷載階段的受力特點、變形性能及裂縫發展趨勢，探討新型鋪裝體系彎拉受力全過程的力學性能。

1 鋼板?CRRPC?TPO非線性分析

鋼橋面CRRPC?TPO鋪裝體系如圖1所示。

圖1 超高性能輕型組合橋面鋪裝體系

鋼橋面鋪裝在特定區域受車輪荷載作用而承受較大的負彎矩(見圖1)，局部效應較顯著，也是鋪裝層最易發生損害的部位。本文采用復合梁模型模擬鋼橋面最不利局部效應。鋼材是理想的彈塑性材料，在正常工作階段，一般處于彈性狀況，但在接近破壞時則進入屈服甚至強化、勁縮階段。RPC和TPO材料并非理想的彈性材料，當受荷應力較大時，塑性性能表現得較突出。非線性分析的基本原理是：考慮材料的非線性本構關系，基于平截面假設和截面內力平衡條件，分析不同受力階段控制截面上的荷載和結構變形。

1.1 基本假設

參照文獻[12]，復合梁彎拉受力非線性分析基本假定如下：

1) 同一截面上的鋼板、CRRPC以及TPO具有相同的轉角和曲率，并符合平截面假定，截面上應變為線性分布；

2) 復合梁層間結合按完全連續考慮，忽略之間的相對滑移；

3) 不考慮CRRPC與鋼板之間可能的掀起作用。

1.2 材料本構關系

1.2.1 鋼材應力?應變關系

鋼板、鋼筋的應力?應變關系采用拉壓同性的理想彈塑性模型：

式中：s，y和分別為鋼材的彈性模量、屈服強度、屈服應變；ys。鋼筋采用HRB400，鋼板采用Q345鋼材，拉壓強度y分別取400和345 MPa，彈性模量s均取206 GPa。

1.2.2 RPC受拉應力?應變關系

RPC的受拉應力?應變關系采用文獻[13]中的非線性模型：

1.2.3 RPC受壓應力?應變關系

RPC受壓本構關系采用文獻[14]中的方程：

式中：=1.124；=0.246；；；，和分別為RPC的峰值應變、極限應變、抗壓強度，本文取=0.003，=0.005，=130.5 MPa。

1.2.4 TPO應力?應變關系

TPO主要材料為聚氨酯環氧樹脂和玄武巖。通過室內試驗確定TPO應力?應變關系：首先，制備長為250 mm、寬為30 mm、高為35 mm的TPO小梁試件3根，將成型后的試件放置在MTS壓力試驗機上進行三分點加載，跨距為200 mm；采用位移控制方式，加載速率為1 mm/min。MTS數值采集系統輸出荷載?跨中撓度曲線，從而可獲得TPO彎拉應力?應變曲線，見圖2。

圖2 TPO彎拉應力?應變曲線

將圖2中數據進行擬合，得到TPO應力?應變方程，見表1。

表1 TPO彎拉應力?應變方程

式中：為應力；×102；為應變。

1.3 復合梁彎拉非線性分析

考慮材料非線性本構關系，根據內力平衡條件，編制復合梁正截面的計算分析程序，計算彎矩?曲率關系；運用共軛梁法[15]，得到復合梁的荷載?撓度關系，獲得任意荷載作用下復合梁跨中撓度。

1.3.1 彎矩?曲率曲線

復合梁橫截面示意圖見圖3。

單位：mm

采用有限條帶法將其截面劃分為平行于中和軸的若干有限條帶。根據平截面假定，由幾何關系可得：

(5)

式中：N為TPO，RPC以及鋼筋和鋼板的合力；M為TPO，RPC以及鋼筋和鋼板的合力矩；A為第條帶的面積；為第條帶中心處應力；為復合梁各層條帶數；y為第條帶形心處到中和軸的距離。

將截面各部分的軸力及力矩求和，即可建立截面的平衡方程：

(8)

式中：T和R分別為TPO拉壓區提供的軸向抗力和抗彎力矩；T和R分別為RPC拉壓區提供的軸向抗力和抗彎力矩；S1和S2分別為鋼筋軸向抗力和抵抗彎矩；S1和S2分別為鋼筋和鋼板拉壓區抵抗彎矩；t，r，s1和s2分別為TPO，RPC以及鋼筋、鋼板拉壓區的面積；，，和分別為TPO，RPC以及鋼筋和鋼板處各條帶形心的應力；為第條帶中心處應變。

中和軸位置的確定較關鍵。在對截面施加初始曲率后，根據初擬的中和軸高度求截面總內力。在通常情況下，初擬中和軸高度與實際中和軸高度不一致，在求解過程中需要不斷改變中和軸的位置使截面總內力滿足方程(7)的內力平衡條件。在數值分析過程中，截面總內力為，當＞0時，實際中和軸位置位于假設軸的上方，反之，則位于假設軸的下方。本文采用枚舉法確定中和軸的位置，即當＞0時，將假設軸的位置向上移動1個微量＜0時則向下移動1個微量，如此反復，直到中和軸的位置滿足式(7)的內力平衡方程為止。考慮到微量不能足夠小而難以收斂到0的狀態，在此種情況下，通過相鄰2次求得的截面內力和N與N+1是否異號來確定中和軸高度，即當N與N異號且在微量足夠小時，近似取。彎矩?曲率曲線計算流程見圖4。

圖4 彎矩?曲率計算流程

1.3.2 荷載?撓度曲線

基于復合梁彎矩?曲率曲線，根據彎矩與外荷載的關系，可以得到任意一級荷載作用下復合梁各截面的曲率，然后采用共軛梁法，將復合梁的曲率分布作為共軛梁上的虛擬荷載作用于共軛梁，由此便可得到共軛梁上各截面的剪力及彎矩。此彎矩即為該截面相對應的位移，進而可得到其荷載?撓度曲線，見圖5。

(a) 簡支梁；(b) 共軛梁

圖5中，將共軛梁均勻分成段，并假定每段結點處的曲率是線性變化的。依據已得的彎矩?曲率關系可得到共軛梁的曲率虛擬荷載，并求得其跨中的彎矩，此彎矩在數值上即為原復合梁的跨中撓度。

荷載?撓度曲線計算流程如圖6所示。

圖6 荷載?撓度計算流程

2 鋼板?CRRPC?TPO復合梁彎拉試驗

2.1 試件制備

取長為700 mm、寬為150 mm、厚為12 mm鋼板，在其縱軸位置焊接4根高為35 mm、直徑為13 mm、間距為200 mm的剪力釘，并在剪力釘頂部焊接鋼筋網，網格長×寬為33 mm×33 mm，其中縱向為4根彎拉鋼筋，橫向為分布鋼筋，鋼筋保護層厚度為15 mm。鋼筋型號為HRB400，直徑為10 mm。裝模后澆筑厚度為50 mm的超高性能混凝土，形成CRRPC。初凝后采用90 ℃高溫蒸汽養護48 h。養護完成后，在CRRPC表面鋪筑10 mm厚TPO，試件即制備完成。

2.2 復合梁彎拉試驗

試驗設備為200 kN級MTS壓力機，復合梁測試跨度為450 mm。在三分點位置加載，在跨中對稱位置安放2個LVDT位移傳感器，測量復合梁跨中撓度，使用MTS試驗機自帶的傳感器記錄荷載變化。采用位移控制模式，全過程保持加載速率恒定為1 mm/min。使用Powertest動態采集系統進行數據采集，采樣頻率為30 Hz。此外，采用智能裂縫寬度觀測儀記錄復合梁的裂縫開展情況。復合梁彎拉試驗見圖7。

單位：mm

2.3 試驗結果與分析

2.3.1 試驗結果

完成3個試件彎拉試驗，各試件荷載?撓度曲線見圖8。圖8中，0i，si和ri分別為復合梁的初裂點、鋼材屈服點以及復合梁破壞點對應的荷載；0i，si和ri分別為復合梁的初裂點、鋼材屈服點以及復合梁破壞點對應的撓度；(取1~3)為試件編號。其各特征點荷載對比見表2。

1—試件1；2—試件2；3—試件3。

表2 復合梁開裂荷載及極限荷載

由圖8及表2可知：試件1與試件2的荷載?撓度曲線誤差較小；試件3的參數誤差較試件1和試件2誤差大，其中初裂荷載誤差約為33%，鋼筋屈服荷載誤差約為20%，故分析中略去試件3的實驗結果。

荷載?裂縫寬度曲線見圖9，其中，s1和s2分別為試件1和試件2鋼材屈服點對應的裂縫寬度，r1和r2分別為試件1和試件2復合梁破壞點對應的裂縫寬度。

1—試件1；2—試件2。

2.3.2 復合梁受彎非線性分析

將試件1和試件2的試驗結果取平均值，得到復合梁受彎荷載?撓度曲線，見圖10。由圖10可見：復合梁受彎具有明顯的4階段特征，分別為彈性階段(—)、起裂階段(—)、失穩階段(—)及復合梁破壞階段(—)。下面就各個階段的受力模式、變形特征及裂縫開展情況進行分析。

1) 彈性階段(—)。此階段復合梁作為一個整體共同承擔荷載，復合梁各層變形協調，各層材料處于彈性變形階段，荷載?撓度曲線呈線性關系(見圖10)，且無開裂現象(見圖9)。

2) 起裂階段(—)。隨著荷載增加，CRRPC基體出現微裂縫，裂縫寬度較小，在0.05~0.80 mm之間；裂縫增長緩慢，且呈線性發展，如圖9 所示。此階段復合梁進入非線性階段，與彈性階段相比，其承載力增加較緩慢而撓度增長較快，見圖10。鋼纖維以及鋼筋通過界面的黏結力跨越裂縫傳遞應力，且承載力逐漸向縱向鋼筋轉移。該階段的終點即為鋼筋屈服點，此時復合梁達到其極限承載力。

3) 失穩階段(—)。隨著加載持續，裂縫寬度以較快的速度增大，微裂縫擴展為宏觀裂縫，裂縫寬度由0.7 mm增至6.0 mm左右，如圖9所示。此階段鋼筋已經屈服，鋼纖維與基體間界面黏結強度逐步達到極限，鋼纖維不斷地被拔出和拉斷，受拉區的所有承載力幾乎都由鋼筋承擔，受拉混凝土基體退出工作。由于鋼筋和鋼板存在，試件承載力無明顯下降，而撓度與裂縫增長迅速，故此階段荷載?撓度曲線呈水平線發展，表現出非常好的韌性，見圖10。這一特征有別于普通鋼纖維混凝土鋪裝。

4) 復合梁破壞階段(—)。在此階段，鋼纖維幾乎都被拔出或拉斷，受力鋼筋達到極限承載力并進入軟化階段，承載能力明顯下降，見圖10。跨中撓度、裂縫寬度快速增大(見圖9)，復合梁完全破壞。

2.3.3 理論計算與試驗結果對比

圖10顯示理論計算與試驗結果具有相同的發展規律，它們都具有4個典型的發展階段，依次為彈性階段—(l)、起裂階段(l)—(l)、失穩階段(l)—(l)及復合梁破壞階段(l)—(l)。其中(l)，(l)和(l)這3個特征值點分別對應復合梁的初裂點0、鋼材屈服點s以及復合梁破壞點r。初裂點根據我國CECS13:2009“纖維混凝土試驗方法標準”確定，即將直尺與彎曲荷載?撓度曲線的線性部分重疊放置，線性部分的端點為初裂點0，鋼材屈服點s為復合梁達到極限荷載時所對應的點，復合梁破壞點r為其承載力開始下降時所對應的點。3個特征點撓度依次為0，s和r。

荷載?撓度曲線特征點對比見表3。

1—試驗曲線；2—理論曲線。

表3 荷載?撓度曲線特征點對比

由表3可知：數值仿真結果與試驗結果的特征點吻合良好，其中特征點荷載誤差為2.4%~3.9%，撓度誤差為5.7%~8.7%。產生誤差的原因主要有：1) 用于數值模擬的基本假設與試驗梁情況不能完全符合，如在試驗最后階段，鋼板與CRRPC之間存在微小的相對滑移，同時在試驗梁端部，鋼板與CRRPC之間稍微掀起；2) 各材料本構方程并非完全真實地反映材料實際受力狀態下的力學性能，如在測定RPC以及TPO的本構關系時，在其產生裂縫后，較難獲得承載力下降段的應力?應變曲線。

此外，數值仿真的荷載?撓度曲線彈性階段的斜率比試驗值略大。在相同荷載作用下，數值計算撓度偏小，說明計算剛度比試驗梁的剛度偏大，究其原因在于：數值計算中假定復合梁各結構層以及CRRPC與鋼筋之間考慮完全連續，無滑移；而試驗加載過程中復合梁各層以及材料之間并非完全連續，從而導致其剛度降低，該結果符合實際情況。

綜上所述，復合梁數值仿真模擬曲線與試驗荷 載?撓度曲線吻合良好，數值模擬復合梁彎拉非線性能夠較真實地反映鋼板?CRRPC?TPO新型組合橋面鋪裝體系受力特點及變形性能，且數值計算的復合梁初裂荷載及極限荷載比試驗梁的略小。

3 結論

1) 荷載?撓度曲線數值計算結果與試驗結果具有相同的發展規律，且吻合良好，編制的數值計算程序能夠較真實地模擬鋼橋面CRRPC?TPO超高性能輕型組合橋面鋪裝體系的受力特點及變形性能。

2) 用于進行復合梁彎拉非線性仿真模擬的TPO彎拉應力?應變本構方程以及RPC拉壓應力?應變本構方程能夠較準確地反映出其在彎拉受力狀態下的力學性能。

3) 復合梁數值計算的初裂荷載(84 kN)及極限荷載(121 kN)均略小于試驗所得的初裂荷載(86 kN)及極限荷載(126 kN)，因此，運用本文編制的數值計算程序進行工程設計將偏于安全。

4) 本文所采用的有限條帶法及共軛梁法簡單有效地模擬了鋼橋面CRRPC?TPO超高性能輕型組合橋面鋪裝體系受力非線性。若對計算中的部分參數進行控制，則能夠反映出不同參數的變化對鋪裝體系受力性能的影響，從而為研究人員對該新型鋪裝體系的優化設計提供理論指導，減少實驗材料的消耗，縮短研究時間。

[1] WOLCHUK R. Lessons from weld cracks in orthotropic decks on three E--ur-o-pean bridges[J]. Journal of Structural E------n-gineering, 1990, 116(1): 75?84.

[2] 王迎軍, 朱桂新, 陳旭東. 虎門大橋鋼橋面鋪裝的使用和維護[J]. 公路交通科技, 2004, 21(8): 64?67. WANG Yingjun, ZHU Guixin, CHEN Xudong. The using and maintenance of the steel deck pavement in Humen bridge[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2004, 21(8): 64?67.

[3] RASMUS W, JOHN F O, STAN H, et al. Analysis of an orthotropic deck stiffened with a cement-based overlay[J]. Journal of Bridge Engineering, ASCE, 2007, 12(3): 350?363.

[4] MURAKOSHI J, YANADORI N, ISHII H. Research on steel fiber reinforced concrete pavement for orthotropic steel deck as a countermeasure for fatigue[J]. Stress, 2008(1): 1?13.

[5] BUITELAAR P, BRAAM C R. Ultra thin white topping to re-strengthen infrastructural structures and pavements[C]// Proceedings 6th International DUT-Workshop on Fundamental Modelling of Design and Performance of Concrete Pavements. Belgium. Oud: Turnhout, 2006: 1?14.

[6] 邵旭東, 曹君輝, 易篤韜, 等. 正交異性鋼板?薄層RPC組合橋面基本性能研究[J]. 中國公路學報, 2012, 25(2): 40?45. SHAO Xudong, CAO Junhui, YI Dutao, et al. Research on basic performance of composite bridge deck system with orthotropic steel deck and thin RPC layer[J]. China Journal of Highway and Transport, 2012, 25(2): 40?45.

[7] SHAO Xudong, YI Dutao, HUANG Zhengyu, et al. Basic performance of the composite deck system composed of orthotropic steel deck and ultrathin RPC layer[J]. Journal of Bridge Engineering, 2013, 18(5): 417?428.

[8] 李嘉, 馮嘯天, 邵旭東, 等. STC鋼橋面鋪裝新體系的力學計算與實橋試驗對比分析[J]. 中國公路學報, 2014, 27(3): 11?17. LI Jia, FENG Xiaotian, SHAO Xudong, et al. Evaluations of a new STC steel bridge decks system by mechanical calculations and test bridge detection[J]. China Journal of Highway and Transport, 2014, 27(3): 11?17.

[9] 北京鐵科工程檢測中心. 馬房北江大橋鋼箱梁鋼?混組合橋面鋪裝效果檢測報告[R]. 北京: 北京鐵科工程檢測中心, 2012: 2?6. Beijing Tieke Engineering Inspection Center. The performance testing report of composite paving system on the steel box girder of Mafang Beijiang bridge[R]. Beijing: Beijing Tieke Engineering Inspection Center, 2012: 2?6.

[10] 陳先華. 基于復合梁的鋼橋面鋪裝層疲勞特性研究[D]. 南京: 東南大學道路與鐵道工程學院, 2006: 2?8. CHEN Xianhua. The fatigue property research of steel deck pavement based on the composite beam[D]. Nanjing:Southeast University. School of Highway & Railway Engineering, 2006: 2?8.

[11] 陳春紅, 錢振東. 基于復合梁的鋼橋面鋪裝斷裂參數數值模擬[J]. 武漢理工大學學報, 2011, 33(12): 65?69. CHEN Chunhong, QIAN Zhendong. Numerical simulation of fracture parameter for steel deck pavement based on compound beam[J]. Journal of Wuhan University of Technology, 2011, 33(12): 65?69.

[12] 顧祥林, 孫飛飛. 混凝土結構的計算機仿真[M]. 上海: 同濟大學出版社, 2000: 9?15. GU Xianglin, SUN Feifei. The computer simulation of concrete structure[M]. Shanghai: Tongji University Press, 2000: 9?15.

[13] 安明喆, 楊志慧, 余自若, 等. 活性粉末混凝土抗拉性能研究[J]. 鐵道學報, 2010, 32(1): 55?58. AN Mingzhe, YANG Zhihui, YU Ziruo, et al. Experimental study on the tensile performance of reactive powder concrete[J]. Journal of the China Railway Society, 2010, 32(1): 54?58.

[14] 閆光杰. 200 MPa級活性粉末混凝土(RPC200)的破壞準則與本構關系研究[D]. 北京: 北京交通大學橋梁與隧道工程學院, 2005: 8?15. YAN Guangjie. The study of failure criterion and constitutive relation of 200 MPa reactive powder concrete (RPC200)[D]. Beijing: Beijing Jiaotong University. School of Bridge and Tunnel Engineering, 2005: 8?15.

[15] 何政, 歐進萍. 鋼筋混凝土結構非線性分析[M]. 哈爾濱: 哈爾濱工業大學出版社, 2007: 216?218. HE Zheng, OU Jinping. Nonlinear analysis of reinforced concrete structures[M]. Harbin: Harbin Institute of Technology Press, 2007: 216?218.

(編輯 陳燦華)

Nonlinear analysis of flexural performances on composite beam STEEL?CRRPC?TPO

LI Jia1, 2, JIANG Hanliang1, 3, SHAO Xudong1, 2, ZENG Yu1

(1. School of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China;2. Key Laboratory for Wind and Bridge Engineering of Hunan Province, Hunan University, Changsha 410082, China;3. Shenzhen Xinghegengxin Investment Co. Ltd., Shenzhen 518000, China)

To solve major problems for long-span steel bridge such as fatigue cracking and damage on pavement, a STEEL?CRRPC?TPO composite deck paving system was presented. Based on the nonlinear stress?strain relations of steel, CRRPC and TPO, a whole process of bending simulation was made, and the cracking point, yield point of the steel and the failure point were obtained for the composite beam of the new paving system. The results show that the theoretical analysis can reflect the loading features and the deformation performances of the STEEL?CRRPC?TPO composite deck paving system. The errors of load at feature points are 3.2%?3.9%, and the errors of deflections are 5.7%?8.7%.The cracking load and failure load of the simulations are lower than those of the experiments, which means that the engineering design using the simulation process has higher security.

steel bridge deck; ultra-high performance; composite beam; nonlinearity; flexural performances

10.11817/j.issn.1672-7207.2017.05.029

U416.22

A

1672?7207(2017)05?1344?08

2016?06?10；

2016?08?22

國家自然科學基金資助項目(51678229)；浙江省交通運輸廳項目(2015J24) (Project(51678229) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2015J24) supported by the Ministry of Transport of Zhejiang Province)

李嘉，教授，從事鋼橋面鋪裝路基路面新材料、新技術研究；E-mail: lijia@hnu.edu.cn