高速公路舊立柱改造方案防撞性能實(shí)驗(yàn)評(píng)估

李 霞，楊懷軍，崔洪軍，田 遠(yuǎn)，趙志強(qiáng)

(河北工業(yè)大學(xué) 土木與交通學(xué)院，天津 300401)

?

高速公路舊立柱改造方案防撞性能實(shí)驗(yàn)評(píng)估

李 霞，楊懷軍，崔洪軍，田 遠(yuǎn)，趙志強(qiáng)

(河北工業(yè)大學(xué) 土木與交通學(xué)院，天津 300401)

改擴(kuò)建中舊規(guī)范護(hù)欄立柱的防撞性能不滿足現(xiàn)行規(guī)范要求，從提高立柱的抗彎與抗拔性能兩方面提出了舊規(guī)范立柱升級(jí)改造設(shè)計(jì)方案；該方案將地面以下立柱內(nèi)部土體清除，并填充鋼筋混凝土，通過力學(xué)計(jì)算，分析了立柱的抗彎與抗拔的受力特征，確定了立柱內(nèi)填充混凝土合理深度和高度；通過對(duì)舊規(guī)范立柱、現(xiàn)行規(guī)范立柱與升級(jí)改造立柱的抗彎靜載、抗彎擬動(dòng)載、擺錘沖擊實(shí)驗(yàn)與抗拔擬動(dòng)載現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)，研究了立柱的抗彎與抗拉性能。研究表明：舊規(guī)范立柱的防撞性能經(jīng)此升級(jí)改造方案后滿足現(xiàn)行規(guī)范的設(shè)計(jì)要求。

道路工程；防撞性能；升級(jí)改造；沖擊實(shí)驗(yàn)；立柱

0 引 言

依據(jù)JTG/D 81—2006《公路交通安全設(shè)施設(shè)計(jì)規(guī)范》(簡(jiǎn)稱現(xiàn)行規(guī)范)護(hù)欄的碰撞能量為160 kJ，在道路改擴(kuò)建中，JTJ 074—94《公路交通安全設(shè)施設(shè)計(jì)及施工技術(shù)規(guī)范》(簡(jiǎn)稱舊規(guī)范)的護(hù)欄(碰撞能量為90 kJ)因不滿足現(xiàn)行規(guī)范護(hù)欄的防撞性能面臨拆除，造成了資源的浪費(fèi)。立柱為護(hù)欄重要的組成部分，舊規(guī)范立柱防撞性能的主要不足之處體現(xiàn)在立柱的抗彎與抗拔性能達(dá)不到要求。

表1為舊規(guī)范立柱與現(xiàn)行規(guī)范立柱的基本尺寸，現(xiàn)行規(guī)范護(hù)欄通過增加立柱直徑和壁厚、波形梁板厚、防阻塊壁厚與立柱內(nèi)側(cè)至路基邊緣的距離來提升護(hù)欄的抗彎與抗拔性能，以達(dá)到防撞性能的要求。通過對(duì)立柱的受力進(jìn)行分析，并采取有效的措施對(duì)立柱的結(jié)構(gòu)進(jìn)行加固設(shè)計(jì)來增強(qiáng)立柱的強(qiáng)度，進(jìn)一步提高護(hù)欄整體的防撞性能。為了驗(yàn)證升級(jí)改造立柱的防撞性能要求需要進(jìn)行相關(guān)實(shí)驗(yàn)對(duì)其進(jìn)行驗(yàn)證。

表1 舊規(guī)范立柱與現(xiàn)行規(guī)范立柱參數(shù)

筆者通過進(jìn)行舊規(guī)范立柱、現(xiàn)行規(guī)范立柱與升級(jí)改造立柱的抗彎靜載、抗彎擬動(dòng)載、錘沖擊實(shí)驗(yàn)與抗拔擬動(dòng)載實(shí)驗(yàn)對(duì)升級(jí)改造立柱的抗彎與抗拔性能進(jìn)行進(jìn)一步驗(yàn)證。

1 立柱的受力分析

1.1 立柱的抗彎性能分析

在車輛碰撞作用下，波形梁護(hù)欄的受力變形過程十分復(fù)雜，主要是通過波形梁板、防阻塊的變形和立柱的彎曲變形來吸收碰撞過程中產(chǎn)生的能量。在立柱-地基土子系統(tǒng)中[1]，立柱主要承受兩方面水平力的作用：攔截汽車碰撞波形梁護(hù)欄板時(shí)的間接橫向沖擊力；地基土對(duì)立柱所產(chǎn)生的支撐反作用力。立柱最大彎矩作用點(diǎn)的位置即立柱剛性嵌固點(diǎn)，在立柱失穩(wěn)前，將立柱近似等效成承受水平力的單樁，求解立柱剛性嵌固點(diǎn)的位置。

采用容許荷載反力法對(duì)承受水平荷載立柱的受力情況進(jìn)行簡(jiǎn)化[2]，計(jì)算立柱最大彎矩值。受力如圖1，P為立柱水平設(shè)計(jì)荷載，L0為水平荷載距離地面的高度，h為立柱的埋深，f為容許荷載地基土反力，x1為最大彎矩點(diǎn)深度即立柱剛性嵌固點(diǎn)距離地面的距離，x2為回轉(zhuǎn)中心到樁尖的距離。

圖1 立柱受力簡(jiǎn)化 Fig. 1 Simplified diagram of pillar stress

立柱最大彎矩作用點(diǎn)的位置(即立柱剛性嵌固點(diǎn))處的最大彎矩的計(jì)算公式為

現(xiàn)行規(guī)范規(guī)定，設(shè)計(jì)彎矩時(shí)，水平設(shè)計(jì)荷載P=F/4，路側(cè)A級(jí)護(hù)欄在橫梁允許位移為0.5m情況下的設(shè)計(jì)碰撞力。彎矩如圖2,應(yīng)用力的平衡條件求得,立柱剛性嵌固點(diǎn)距離地面的距離為0.353m,最大彎矩Mx=34.48kN·m。

圖2 水平荷載下彎矩示意Fig. 2 Bending moment diagram under horizontal load

1.2 立柱的抗拔性能分析

在地基強(qiáng)度較弱或者埋置深度不滿足要求的情況下，若大型車輛碰撞到護(hù)欄上，護(hù)欄立柱不會(huì)彎折，而是從土中撅出，這樣立柱的防撞能力得不到充分發(fā)揮[3]。取一段埋置于土中的立柱為研究對(duì)象，其受力如圖3。圖3中，F(xiàn)為拔力，f為周圍路肩與土體的阻力，F(xiàn)1為立柱底面所受拉力。當(dāng)F≥f+F1時(shí)，立柱被拔起。

圖3 立柱受力Fig. 3 Pillar stress

如圖3(b)取圖中三角形單元體為研究對(duì)象，路肩與土體的最大阻力f1等于周圍路肩與土體所能承受的最大剪力：f1=λihirθ，立柱埋入深度由i層路肩結(jié)構(gòu)層組成，每層厚度分別為h1、h2、…、hn。立柱受路肩的最大阻力等于路肩結(jié)構(gòu)層所受最大剪力，即

取立柱底面單元體為研究對(duì)象，其所受最大拉力為

式中：ξ為立柱底面處路肩填土所能承受的最大拉應(yīng)力，MPa。

對(duì)于不同的高速公路路肩結(jié)構(gòu)，立柱周圍材料阻力也不同，筆者以路肩結(jié)構(gòu)全部為密實(shí)黏性路基土進(jìn)行計(jì)算。路基土最大剪應(yīng)力取0.09MPa，最大拉應(yīng)力取0.07MPa。得到的現(xiàn)行規(guī)范與舊規(guī)范立柱抗拔值如表2。

表2 現(xiàn)行規(guī)范與舊規(guī)范立柱抗拔力對(duì)比

為使護(hù)欄立柱升級(jí)改造方案獲得與現(xiàn)行規(guī)范立柱推薦結(jié)構(gòu)相同的抗拔力，可反算得到升級(jí)改造方案立柱的計(jì)算埋置深度為1 700 mm，所以立柱增加埋深為600 mm。

1.3 澆筑高度的計(jì)算

為了增加立柱的有效埋置深度，在立柱內(nèi)澆筑自密實(shí)混凝土，并配置縱向鋼筋，以提高立柱整體抗彎能力。舊規(guī)范護(hù)欄在改造后與原護(hù)欄在受力上發(fā)生了很大變化，故在對(duì)改造后護(hù)欄混凝土立柱選取了3個(gè)控制點(diǎn)進(jìn)行分析，如圖2。B點(diǎn)為鋼管受彎承載力與碰撞力產(chǎn)生彎矩相等點(diǎn)。在B以上，立柱受彎承載力大于碰撞力產(chǎn)生的彎矩，故可以不澆筑混凝土，反之，則需澆筑混凝土。B距離路面的高度計(jì)算公式為

經(jīng)計(jì)算，臨界點(diǎn)B距路面的距離為162 mm。立柱中澆筑混凝土的高度H2為1 538 mm。考慮護(hù)欄立柱加混凝土封層后，立柱的最大力矩將發(fā)生在地表處，故在立柱內(nèi)澆筑混凝土?xí)r澆筑于路面上10 cm以上，即擬定立柱內(nèi)澆筑高度H2為1 800 mm。

2 實(shí) 驗(yàn)

立柱內(nèi)配筋后，為了提高鋼筋和立柱的黏結(jié)度，需要在立柱內(nèi)澆筑自密實(shí)混凝土。實(shí)驗(yàn)采用42.5 MPa的普通硅酸鹽水泥、一級(jí)粉煤灰、粗骨料(粒徑不超過20 mm)、細(xì)骨料、萘系高效減水劑進(jìn)行了塌落度實(shí)驗(yàn)，7、28 d抗壓強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)。最終確定自密實(shí)混凝土配合比為：水泥∶粉煤灰∶水∶粗骨料∶細(xì)骨料∶減水劑=346∶172∶161∶740∶822∶8.0,單位為kg。

筆者采用配筋鋼管混凝土對(duì)立柱進(jìn)行加強(qiáng)。在鋼管中配置鋼筋混凝土能有效提高立柱鋼管的抗壓、抗彎性能和抗變形性能，提高構(gòu)件的延性和韌性，抑制鋼管的整體剪切破壞和碰撞過程中的脆性剪切破壞。根據(jù)疊加原理，配筋鋼管混凝土受彎承載力Mc等于鋼管混凝土受彎承載力Msc疊加縱筋受彎承載力M，并考慮箍筋的約束作用，按圓形鋼管塑性發(fā)展系數(shù)1.15得

Mc=Msc+M=rmWcfsc+1.15Wcf

參考《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與施工規(guī)范》，在立柱中等間距配置6φ8，箍筋采用螺紋鋼筋A(yù)8@200，其抗彎承載力Mc=27.03 kN·m。

實(shí)驗(yàn)?zāi)M高速公路立柱的埋置安裝方式，用振動(dòng)式夯土機(jī)對(duì)土體進(jìn)行逐層壓實(shí)，每層壓實(shí)土體的厚度為10～15 cm，壓實(shí)次數(shù)為3次，使得每層土體壓實(shí)度均達(dá)到95%以上[4]。然后從立柱內(nèi)取土，灌注自密實(shí)混凝土，養(yǎng)護(hù)28 d后進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。針對(duì)立柱的抗彎與抗拔性能，進(jìn)行了立柱抗彎靜載、抗彎擬動(dòng)載、擺錘沖擊實(shí)驗(yàn)與抗拔擬動(dòng)載實(shí)驗(yàn)。

2.1 抗彎靜載實(shí)驗(yàn)

將舊規(guī)范立柱、現(xiàn)行規(guī)范立柱與升級(jí)改造立柱各取1組在室內(nèi)測(cè)試立柱的抗彎性能，受彎力柱的約束條件如表3。借助液壓伺服加載系統(tǒng)，對(duì)立柱端部以每分鐘0.5 mm位移施加水平靜載，并用采集器采集數(shù)據(jù)。試驗(yàn)結(jié)果見圖4。

表3 受拉力柱的約束條件

圖4 靜載實(shí)驗(yàn)立柱受力Fig. 4 Column force in static load test

由圖4可知，初始時(shí)立柱的偏移量與立柱所受拉力近似成線性關(guān)系，在達(dá)到拉力峰值之前，各立柱的偏移量均隨拉力的增加而增加。舊規(guī)范立柱、現(xiàn)行規(guī)范立柱和升級(jí)改造的立柱承受的最大拉力分別為58.62、70.85、75.24 kN。隨著拉力值的增大，地基周圍的土受到的破壞都較為嚴(yán)重，而舊規(guī)范立柱被拔出，且橫向偏移量遠(yuǎn)大于現(xiàn)行規(guī)范與升級(jí)改造的立柱的橫向偏移量。因此經(jīng)過升級(jí)改造的立柱達(dá)到了現(xiàn)行規(guī)范立柱的抗拉性能。

2.2 抗彎的擬動(dòng)載實(shí)驗(yàn)

該實(shí)驗(yàn)在室外路基上進(jìn)行，前期準(zhǔn)備與室內(nèi)實(shí)驗(yàn)相同。進(jìn)行實(shí)驗(yàn)時(shí)，用S型拉壓測(cè)試傳感器測(cè)量立柱所承受的水平拉力，用XK3190-A12+(E)采集器進(jìn)行采集數(shù)據(jù)，用套環(huán)將拉力傳感器鎖緊于立柱端部與叉車前端，叉車勻速行進(jìn)以保證立柱受拉時(shí)受力均勻，采集器每秒采集的數(shù)據(jù)為5個(gè)，精確度為5 N。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖5，現(xiàn)行規(guī)范立柱、舊規(guī)范立柱與升級(jí)改造立柱承受的最大拉力分別為28.245、22.250、30.995 kN，地基周圍的土都出現(xiàn)較大松動(dòng)，而舊規(guī)范立柱被從地基中拔出，另外兩組仍嵌固于地基中。因此升級(jí)改造立柱的抗彎強(qiáng)度優(yōu)于現(xiàn)行規(guī)范立柱的抗彎強(qiáng)度。

圖5 擬動(dòng)載實(shí)驗(yàn)抗彎受力Fig. 5 Bending force in quasi-dynamic load test

2.3 動(dòng)載實(shí)驗(yàn)

動(dòng)載實(shí)驗(yàn)與抗彎擬靜載實(shí)驗(yàn)埋置立柱的方法相同，規(guī)范采用自重1.5 t，碰撞速度為100 km/h的小客車或者自重10 t，碰撞速度為60 km/h的大貨車進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，碰撞角度均為20°[5]，碰撞時(shí)控制破壞為5跨內(nèi)弧式破壞模式。

護(hù)欄被碰撞時(shí)中間兩根立柱產(chǎn)生的塑性轉(zhuǎn)角較大，兩側(cè)的較小，立柱的最大傾角達(dá)到60°時(shí)立柱就完全失效[6]。為了滿足160 kJ的碰撞能量，實(shí)驗(yàn)采用縮尺模型(擺錘)進(jìn)行碰撞實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)思路為：用叉車將重錘抬升到設(shè)計(jì)高度，將吊車移至護(hù)欄受沖擊面的上方，實(shí)驗(yàn)時(shí)貨叉迅速降低，重錘脫離貨叉做單擺運(yùn)動(dòng)，擺錘落到最低時(shí)繩子被拉直，此時(shí)擺錘的速度也達(dá)到最大，以此速度沖擊立柱。若不考慮重錘做單擺運(yùn)動(dòng)時(shí)的能量損失，要求擺錘最初的重力勢(shì)能>160 kJ即可。由mgh≥160 kJ可知，假設(shè)W=160 kJ，h=6 m，考慮用鑄鐵做原材料，鑄鐵密度為7 800 kg/m3，將重錘外形設(shè)計(jì)為半徑為0.4 m，高度為0.8 m的圓柱體，為使碰撞面光滑采用圓滑過渡，使撞擊端為圓弧面，通過計(jì)算，最終得出錘子的總質(zhì)量為3.2 t。

重錘結(jié)構(gòu)與汽車結(jié)構(gòu)不同，汽車碰撞后自身會(huì)有一定變形和殘余動(dòng)能，而擺錘自身的變形量是可以忽略不記的，因此需要對(duì)能量數(shù)值進(jìn)行修正：w終=W×k1×k2×k3=52.68 kJ(k1=0.67，k2=0.78[7]，k3=0.63[8]。由此我們推算重錘需要抬高的高度為1.68 m，但是為了消除叉車在釋放錘子瞬間，錘子產(chǎn)生振動(dòng)而帶來的能量損失，實(shí)驗(yàn)將擺錘高度升高到1.8 m。本實(shí)驗(yàn)選用高清攝像機(jī)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，以保證數(shù)據(jù)采集的精確度。實(shí)驗(yàn)結(jié)果見表4。

表4 護(hù)欄立柱碰撞試驗(yàn)數(shù)據(jù)

由表4可知，舊規(guī)范護(hù)欄立柱吸收能量為50.63 kJ，與計(jì)算的沖擊能量52.68 kJ相近，所以修正后的能量值是合理的。通過對(duì)比得出：現(xiàn)行規(guī)范立柱和升級(jí)改造立柱的護(hù)欄板動(dòng)態(tài)變形量與殘余變形量明顯小于舊規(guī)范立柱的變形量，因此升級(jí)改造護(hù)欄吸收的能量?jī)?yōu)于現(xiàn)行規(guī)范護(hù)欄吸收的能量要求。

2.4 立柱的抗拔擬動(dòng)載實(shí)驗(yàn)

立柱的強(qiáng)度不僅與自身的強(qiáng)度有關(guān)，而且與地基土強(qiáng)度以及立柱埋置深度等密切相關(guān)[9]。在地基土強(qiáng)度較弱或者立柱埋置深度不足的情況下，大型車輛撞到護(hù)欄上，護(hù)欄立柱不僅被拉彎，而且被從土中撅出，使護(hù)欄的防撞能力得不到充分發(fā)揮。為了測(cè)試升級(jí)改造立柱的抗拔性能，通過進(jìn)行立柱的抗拔擬動(dòng)載實(shí)驗(yàn)對(duì)其驗(yàn)證，實(shí)驗(yàn)的條件與抗拉的擬動(dòng)載實(shí)驗(yàn)的條件相同。將傳感器緊固到貨叉上，將貨叉勻速升起，測(cè)得的拉力數(shù)據(jù)如圖6。由圖6可見，現(xiàn)行規(guī)范立柱、舊規(guī)范立和升級(jí)改造的立柱的最大抗拔拉力分別為17.605、7.750、30.455 kN，升級(jí)改造立柱的抗拔強(qiáng)度遠(yuǎn)大于現(xiàn)行規(guī)范立柱與舊規(guī)范立柱的抗拔強(qiáng)度。顯然，立柱經(jīng)過澆筑混凝土通過增加立柱的有效埋置深度和增強(qiáng)立柱與地基土的黏結(jié)強(qiáng)度，使得其抗拔強(qiáng)度增大。

圖6 立柱抗拔實(shí)驗(yàn)受力Fig. 6 Force of column uplift test

3 結(jié) 論

通過對(duì)舊護(hù)欄立柱的重新設(shè)計(jì)改造并進(jìn)行了一系列相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)得出：

1)將混凝土下筑于舊規(guī)范立柱內(nèi)，將立柱的埋深從原來的1 100 mm增加到1 700 mm,并在立柱內(nèi)添加6@8 mm的鋼筋來提高立柱的抗彎與抗拔性能的方案是可行的，升級(jí)改造立柱的抗彎與抗拔性能不僅達(dá)到現(xiàn)行規(guī)范的要求，而且要優(yōu)于現(xiàn)行規(guī)范的性能。

2)立柱在碰撞過程中，受彎程度與地基土壓實(shí)強(qiáng)度有關(guān)，地基土強(qiáng)度越大，立柱受碰撞時(shí)彎曲程度越大，反之亦然。

[1] 張凱. 粉噴樁復(fù)合地基系統(tǒng)可靠度分析[D]. 邯鄲：河北工程大學(xué),2007. ZHANG Kai.SystemReliabilityAnalysisofCompositeFoundationImprovedbyDryJetMixing[D]. Handan: Hebei University of Engineering, 2007.

[2] 吳代生. 深水裸巖河床條件下無封底雙壁鋼圍堰的設(shè)計(jì)問題與施工風(fēng)險(xiǎn)控制[D].重慶：重慶交通大學(xué),2016. WU Daisheng.ProblemsofDesignandRiskManagementofConstructionofBottomlessDoubleWallSteelCofferdaminDeepwaterBareRockBedConditions[D]. Chongqing: Chongqing Jiaotong University, 2016.

[3] 林國輝,邰永剛,包凌文,等. 防撞護(hù)欄破壞點(diǎn)控制方法研究[J]. 重慶交通大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2012,31(5):1002-1006. LIN Guohui, TAI Yonggang, BAO Lingwen, et al. Research on method of safety barrier failure point control[J].JournalofChongqingJiaotongUniversity(NaturalScience), 2012, 31(5): 1002-1006.

[4] 聶少鋒. 冷彎型鋼立柱組合墻體抗剪承載力簡(jiǎn)化計(jì)算方法研究[D].西安：長(zhǎng)安大學(xué),2006.

NIE Shaofeng.ResearchonSimplifiedMethodofCalculationforShearResistanceofCold-formedSteelStudComposedWall[D]. Xi’an: Chang’ an University, 2006.

[5] 張萌. 沖擊荷載作用下道路護(hù)欄設(shè)計(jì)計(jì)算方法研究[D].長(zhǎng)沙：中南大學(xué),2014. ZHANG Meng .StudyontheCalculationMethodofRoadBarrierunderImpactLoading[D].Changsha:Central South University, 2014.

[6] 雷正保,楊兆. 汽車-護(hù)欄碰撞系統(tǒng)的安全性研究[J]. 汽車工程,2006,28(2):152-158,180. LEI Zhengbao, YANG Zhao. A study on the safety in vehicle-guardrail impact[J].AutomotiveEngineering, 2006, 28(2): 152-158,180.

[7] 黃小清, 張秀麗, 湯立群. 三跨與單跨護(hù)欄系統(tǒng)的抗沖擊性能比較[J]. 華南理工大學(xué)學(xué)報(bào) (自然科學(xué)版), 2005, 33(10):62-66. HUANG Xiaoqing, ZHANG Xiuli, TANG Liqun. Comparison of impact-counteracting capability between three-span and single-span guardrail systems[J].JournalofSouthChinaUniversityofTechnology(NaturalScience), 2005, 33(10): 62-66.

[8] 胡高賢. 土基對(duì)波形梁護(hù)欄安全性能影響的傳真研究[D].長(zhǎng)沙：湖南大學(xué),2007. HU Gaoxian.ASimulationStudyontheEffectofSoilFoundationontheCrashworthinessoftheGuardrail[D].Changsha: Hunan University, 2007.

[9] 謝來發(fā). 高速公路路側(cè)事故分析與安全保障技術(shù)研究[D].西安：長(zhǎng)安大學(xué),2012. XIE Laifa.SecurityTechnologyResearchandSafetyAnalysisofHighwayTrafficAccidents[D].Xi’an:Chang’an University,2012.

(責(zé)任編輯：譚緒凱)

Experimental Evaluation of Anti-collision Performance of Reconstruction Scheme of Old Column of Highway

LI Xia, YANG Huaijun, CUI Hongjun, TIAN Yuan, ZHAO Zhiqiang

(School of Civil Engineering and Transportation, Hebei University of Technology, Tianjin 300401, P. R. China)

The crashworthiness of guardrail post in old standard can not satisfy the current specification requirements in the process of expansion. From the perspective of improving the column bending and tension performance, the upgrade and reconstruction design scheme of column in old standard was put forward. In the proposed scheme, the soil underground and inside the column was removed and the reinforced concrete was filled. Through the mechanics calculation, the force characteristics of column bending and pullout were analyzed, and the reasonable depth and height of the concrete filled inside the column were also determined. Finally, the bending static load, bending quasi-dynamic load, pendulum impact test and pullout quasi-dynamic load experiment of the old specification columns, the current specification columns and the upgraded columns were carried out and compared. The research indicates that the crashworthiness of column in old specification upgraded and reconstructed by the proposed scheme can meet the design requirements of the current specification.

highway engineering; anti-collision performance; upgrade and reconstruction; impact test; column

10.3969/j.issn.1674-0696.2017.07.16

2016-05-21；

2016-12-24

河北省自然科學(xué)基金項(xiàng)目(Y-090123)

李 霞(1981—)，女，河北新樂人，講師，博士，主要從事道路工程方面的研究。E-mail: diyilixi@126.com。

U412

A

1674-0696(2017)07-096-05