風(fēng)屏障對大跨度桁架橋風(fēng)致振動及車輛風(fēng)載荷的綜合影響研究

李永樂， 蘇　洋， 武　兵， 張龍奇， 鄭史雄， 李龍安

(西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，成都　610031)

風(fēng)屏障對大跨度桁架橋風(fēng)致振動及車輛風(fēng)載荷的綜合影響研究

李永樂， 蘇洋， 武兵， 張龍奇， 鄭史雄， 李龍安

(西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，成都610031)

為探究風(fēng)屏障對大跨度桁架橋風(fēng)致振動及車輛風(fēng)載荷的綜合影響，以某公鐵兩用桁架橋為背景，在XNJD-1號風(fēng)洞中進行了1∶47.48的縮尺比節(jié)段模型試驗，測試了無風(fēng)屏障和設(shè)置不同風(fēng)屏障方案時，車橋系統(tǒng)中車輛及橋梁各自的氣動力系數(shù)、主梁的顫振臨界風(fēng)速以及主梁的渦振響應(yīng)。結(jié)果表明：大跨度橋梁風(fēng)屏障增加了車橋系統(tǒng)中主梁的阻力系數(shù)，降低了主梁的升力系數(shù)、車輛的阻力系數(shù)及升力系數(shù)。設(shè)置風(fēng)屏障使主梁的顫振臨界風(fēng)速降低明顯。風(fēng)屏障在一定程度上可用作抑制主梁渦振的氣動措施。

車橋系統(tǒng)；風(fēng)屏障；顫振；渦振；氣動性能

作為連接海島與陸地的跨海工程重要組成部分，跨海大橋所處的特殊自然風(fēng)環(huán)境往往會對大跨度橋梁的行車安全性造成極為不利的影響。在強側(cè)風(fēng)作用下，列車氣動性能急劇惡化，不僅氣動阻力迅速增加，列車的橫向穩(wěn)定性也會受到嚴重影響，甚至將導(dǎo)致列車脫軌傾覆[1-2]。尤其在跨海大橋上行駛的列車，由于橋面高程、結(jié)構(gòu)繞流加速等因素，使得風(fēng)對列車安全性的影響變得尤為突出。為提高行車安全性，通常在橋面設(shè)置風(fēng)屏障，因此風(fēng)屏障對車輛及橋梁安全性能的影響(簡稱風(fēng)屏障防風(fēng)效果)越發(fā)成為研究熱點。

風(fēng)洞試驗是研究風(fēng)屏障防風(fēng)效果的一種重要手段，通過風(fēng)洞試驗可以進行常規(guī)的靜力和動力試驗，也可以通過流場結(jié)構(gòu)測試，研究防風(fēng)機理。Charuvisit等[3]通過風(fēng)洞試驗測試了車輛和風(fēng)屏障的氣動力，評價了橋塔處風(fēng)屏障的防風(fēng)效率。Yeh等[4]將風(fēng)洞試驗結(jié)果與數(shù)值模擬進行了對比，研究了開孔形式和風(fēng)向角對風(fēng)屏障防風(fēng)效果的影響。何旭輝等[5]以京滬高速鐵路典型高架橋和CRH2列車為背景，針對風(fēng)屏障對典型車橋組合狀態(tài)下列車氣動特性的影響機理進行了細致分析。向活躍等[6-7]通過風(fēng)洞試驗分析了風(fēng)屏障的孔徑對車輛氣動特性的影響，并討論了平地路基、高路堤、簡支橋梁3種典型線路情況下風(fēng)屏障設(shè)置方式、風(fēng)屏障高度等對軌道上方風(fēng)壓分布的影響，分析了風(fēng)屏障的氣動機理。張?zhí)锏萚8]將數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗結(jié)果進行對比，考慮了風(fēng)屏障對車輛、橋梁氣動性能的影響，分析了風(fēng)屏障不同開孔率時車輛、橋梁氣動力系數(shù)的變化規(guī)律。Kozmar等[9]通過風(fēng)洞試驗，采用PIV技術(shù)，研究了風(fēng)屏障后方的流場特性。郭震山等[10]通過風(fēng)洞試驗和CFD分析，研究了不同安裝位置的風(fēng)屏障減風(fēng)效果及其對橋梁氣動穩(wěn)定性的影響。李永樂等[11]通過風(fēng)洞試驗測試了設(shè)置不同風(fēng)屏障情況下車輛的氣動力系數(shù)，采用風(fēng)-車-橋(線)耦合振動的分析方法研究車輛的動態(tài)響應(yīng)，考察了風(fēng)屏障的防風(fēng)效果。

風(fēng)屏障防風(fēng)效果的研究已經(jīng)日漸成熟，但已有研究大多集中在平地、路堤以及中小跨度橋梁上設(shè)置風(fēng)屏障的情況，針對大跨度橋梁(特別是跨海大橋)風(fēng)屏障的研究還尚有欠缺。由于大跨度橋梁風(fēng)屏障除了考慮風(fēng)屏障對車輛的防風(fēng)效果，還需考慮風(fēng)屏障對橋梁顫振、渦振等風(fēng)致振動的影響，因此，大跨度橋梁風(fēng)屏障的防風(fēng)效果研究更加復(fù)雜與多樣化。

對于大跨度橋梁，主梁結(jié)構(gòu)形式大多為箱梁橋及桁架橋。針對這兩類橋型的風(fēng)洞試驗研究較多，文獻[12-13]針對桁架橋進行了一系列風(fēng)洞試驗。文獻[14-16]針對箱梁橋進行了一系列風(fēng)洞試驗。遺憾的是上述研究未涉及到風(fēng)屏障的影響。

關(guān)于大跨度橋梁風(fēng)屏障的研究，目前更偏向于箱梁橋。黃斌等[17]以福州至平潭高速公路跨海路段的海壇海峽大橋為工程背景，研究了該跨海大橋典型橋段設(shè)置不同規(guī)格風(fēng)屏障和未設(shè)置風(fēng)屏障的風(fēng)環(huán)境。張文明等[18]以主跨1 650 m中央開槽鋼箱梁懸索橋為對象，通過風(fēng)洞試驗對比研究了風(fēng)障對顫振臨界風(fēng)速、氣動三分力系數(shù)以及靜風(fēng)穩(wěn)定性的影響。周奇等[19]通過數(shù)值模擬，研究了曲線風(fēng)屏障對橋面風(fēng)環(huán)境的影響。

相比于箱梁橋，有關(guān)桁架橋風(fēng)屏障的研究更為少見，高亮等[20]針對桁架橋主梁三分力系數(shù)進行了風(fēng)洞試驗，研究了風(fēng)屏障對桁架橋主梁靜力三分力系數(shù)的影響規(guī)律，針對風(fēng)屏障對橋梁風(fēng)致振動以及車輛風(fēng)載荷的綜合影響并未進行細致研究。

綜上所述，大跨度橋梁風(fēng)屏障會明顯改善車輛的行車安全性，但是風(fēng)屏障給大跨度橋梁風(fēng)致振動帶來的影響也不容忽視，因此將兩者綜合考慮顯得尤為重要。目前，鮮有文獻涉及到風(fēng)屏障對大跨度桁架橋風(fēng)致振動及車輛風(fēng)載荷的綜合影響。本文針對以上不足，以某公鐵兩用跨海大橋為背景，通過風(fēng)洞試驗，系統(tǒng)測試了不同風(fēng)屏障方案下，車橋系統(tǒng)中車輛及橋梁各自的氣動力系數(shù)，主梁的顫振臨界風(fēng)速以及渦振響應(yīng)，探究了風(fēng)屏障對大跨度桁架橋風(fēng)致振動及車輛風(fēng)載荷的影響。該研究具有工程實際意義，可為日后大跨度桁架橋風(fēng)屏障設(shè)計提供一定參考。

1工程概況

1.1節(jié)段模型設(shè)計

某公鐵兩用跨海大橋全長1 188 m(132 m+196 m +532 m+196 m+132 m)，上層為6車道公路，寬34.879 m；下層為雙線鐵路，寬15 m。主梁采用鋼桁梁，主桁高13.527m。橋梁總體布置見圖1。

圖1　某跨海大橋總體布置(mm)Fig.1 General layout of one sea-crossing bridge (mm)

節(jié)段模型試驗在西南交通大學(xué)單回流串聯(lián)雙試驗段工業(yè)風(fēng)洞(XNJD-1)第二試驗段中進行，該試驗段斷面為2.4 m(寬)×2.0 m(高)的矩形，最大來流風(fēng)速為45 m/s，最小來流風(fēng)速為1 m/s。綜合考慮主梁的寬度和高度以及風(fēng)洞試驗段的大小，橋梁和車輛節(jié)段模型均采用1∶47.48的幾何縮尺比。根據(jù)主梁的斷面形式制作了節(jié)段模型，2.095 m×0.734 6 m×0.284 9 m，模型采用優(yōu)質(zhì)松木和層板制作并按幾何縮尺比嚴格模擬主梁的幾何外形。模型的鐵路人行道扶手按實際結(jié)構(gòu)進行模擬(保證透風(fēng)率等效)，主梁節(jié)段模型圖見圖2。列車節(jié)段模型為CRH2，2.095 m×71.2 mm(實車寬度3.38 m)，高73.7 mm(實車高度3.5 m，未包括車輪)，其斷面見圖3。

圖2　主梁節(jié)段模型Fig.2 Section model of the main beam

圖3　CRH2列車斷面圖(mm)Fig.3 Cross section diagram of CRH2 train (mm)

1.2風(fēng)屏障設(shè)計參數(shù)

由于該橋為公鐵兩用大橋，所以公路及鐵路均要設(shè)置風(fēng)屏障，見圖4。本文風(fēng)屏障參數(shù)見表1。

圖4　風(fēng)屏障模型Fig.4 Model of wind screen

風(fēng)屏障類型編號高度/m透風(fēng)率/%開孔形式公路13.046.4條形13.523.043.5鐵路32.5圓孔43.553.036.562.5

注：公路風(fēng)屏障僅1種；鐵路風(fēng)屏障共6種。

2模型風(fēng)洞試驗及測試方法

為了明確風(fēng)屏障對橋梁風(fēng)致振動以及車輛風(fēng)載荷的影響，測試了無風(fēng)屏障和設(shè)置不同風(fēng)屏障方案(公路風(fēng)屏障不變，僅鐵路風(fēng)屏障改變)時，車輛及橋梁各自的氣動力系數(shù)、主梁的顫振臨界風(fēng)速以及主梁的渦振響應(yīng)。

2.1風(fēng)屏障對車橋系統(tǒng)氣動性能的影響

2.1.1氣動力系數(shù)定義

橋梁和車輛的氣動力系數(shù)定義[21]:

(1)

式中：α為來流攻角，ρ為空氣密度，H、B、L分別為橋梁或車輛節(jié)段模型的高度、寬度和長度，F(xiàn)H(α)、FV(α)、FM(α)分別為不同攻角α情況下采用體軸坐標系時，橋梁或車輛的側(cè)向阻力、升力、側(cè)向傾覆力矩。

2.1.2測力風(fēng)洞試驗

為考慮車輛和橋梁的相互氣動影響，將車橋作為一個系統(tǒng)進行風(fēng)洞試驗，先采用交叉滑槽系統(tǒng)實現(xiàn)兩者氣動力的分離，然后再利用天平分別進行車輛和橋梁氣動力的測試[21]。試驗測試了單車位于橋梁迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)軌道，雙車同時存在于軌道上時，風(fēng)攻角為0°情況下，無風(fēng)屏障和加設(shè)不同風(fēng)屏障方案(公路風(fēng)屏障不變，僅鐵路風(fēng)屏障改變)時，車輛及橋梁各自的氣動力系數(shù)。

橋梁氣動力系數(shù)結(jié)果見表2。由表2可知，加設(shè)風(fēng)屏障后，橋梁的阻力系數(shù)增加，但升力系數(shù)卻降低明顯，橋梁力矩系數(shù)變化較小。這是因為，在橋梁上安裝風(fēng)屏障以后，氣流流經(jīng)風(fēng)屏障時將在風(fēng)屏障構(gòu)件上作用氣動力，特別是順流向的阻力，從而增大了整個主梁斷面的阻力系數(shù)，對于升力，風(fēng)屏障影響了主梁表面比較平穩(wěn)的氣流，使橋面上由于氣流運動產(chǎn)生的上升的黏滯力變小，進而升力系數(shù)變小。

車輛氣動力系數(shù)結(jié)果見表3。由表3可知，單車存在于橋上時，無論迎風(fēng)側(cè)還是背風(fēng)側(cè)軌道，設(shè)置風(fēng)屏障后車輛的阻力系數(shù)及升力系數(shù)均降低，并且相同透風(fēng)率情況下，隨著風(fēng)屏障高度的增加，車輛的阻力系數(shù)及升力系數(shù)逐漸降低，這是因為風(fēng)屏障有效阻擋了一部分來流，使直接作用在車輛上的風(fēng)載荷降低，隨著風(fēng)屏障高度的增加，穿過風(fēng)屏障孔隙直接作用在車輛上的氣流減小，而繞過風(fēng)屏障作用于車輛后方的氣流增加。

無論設(shè)置風(fēng)屏障與否，雙車同時存在于橋上時，背風(fēng)側(cè)車輛明顯受到了迎風(fēng)側(cè)車輛的“遮擋效應(yīng)”，因此其阻力系數(shù)減小明顯。設(shè)置風(fēng)屏障后，背風(fēng)側(cè)車輛阻力系數(shù)較無風(fēng)屏障情況反而增加，并且相同透風(fēng)率情況下，隨著風(fēng)屏障高度的增加，阻力系數(shù)逐漸降低。這是因為，設(shè)置風(fēng)屏障后，氣流流經(jīng)風(fēng)屏障會形成繞流，一部分氣流會繞過迎風(fēng)側(cè)車輛而直接作用在背風(fēng)側(cè)車輛上，導(dǎo)致迎風(fēng)側(cè)車輛對背風(fēng)側(cè)車輛的“遮擋效應(yīng)”減弱。隨著風(fēng)屏障高度的增加，風(fēng)屏障后方的“防風(fēng)區(qū)域”變寬，一部分氣流會進一步繞過背風(fēng)側(cè)車輛而作用于背風(fēng)側(cè)車輛后方的區(qū)域，因此背風(fēng)側(cè)車輛的阻力系數(shù)隨著風(fēng)屏障高度的增加而減小。各工況下車輛的力矩系數(shù)均較小。

對比各個工況可以發(fā)現(xiàn)，透風(fēng)率對車輛及橋梁氣動力的影響均較為顯著。

表2　橋梁氣動力系數(shù)

表3　車輛氣動力系數(shù)

注：高度為0 m時，即指無風(fēng)屏障情況(公路及鐵路均未設(shè)置風(fēng)屏障)；有風(fēng)屏障時，公路風(fēng)屏障方案固定不變，僅鐵路風(fēng)屏障變化。

2.2風(fēng)屏障對主梁顫振臨界風(fēng)速的影響

2.2.1節(jié)段模型設(shè)計

由顫振節(jié)段模型設(shè)計相似性要求,可確定出實橋主要參數(shù)與節(jié)段模型主要參數(shù)之間的對應(yīng)關(guān)系(見表4)。

表4　顫振試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計參數(shù)

2.2.2顫振風(fēng)洞試驗及結(jié)果分析

試驗在西南交通大學(xué)XNJD-1工業(yè)風(fēng)洞第二試驗段中進行，該試驗段設(shè)有專門進行橋梁節(jié)段模型動力試驗的裝置。顫振試驗所用的節(jié)段模型與靜力試驗的模型相同，由8根拉伸彈簧懸掛在支架上，形成可豎向運動和繞模型軸線轉(zhuǎn)動的二自由度振動系統(tǒng)。試驗支架置于洞壁外，以免干擾流場。共完成了21個試驗工況，包括無風(fēng)屏障和加設(shè)6種不同風(fēng)屏障方案(公路風(fēng)屏障不變，僅鐵路風(fēng)屏障改變)，0°、+3°和-3° 3種風(fēng)攻角情況，所有試驗工況都是在均勻流場中進行。試驗測試內(nèi)容為顫振臨界風(fēng)速。

將節(jié)段模型的顫振試驗結(jié)果換算到實橋，不同風(fēng)屏障以及各攻角情況下主梁顫振臨界風(fēng)速見表5。從表5可知，有無風(fēng)障時顫振臨界風(fēng)速最小值為87 m/s，仍大于檢驗值，說明該跨海大橋顫振穩(wěn)定性很好。加設(shè)風(fēng)屏障以后，主梁顫振臨界風(fēng)速較無風(fēng)屏障情況降低明顯，這說明加設(shè)風(fēng)屏障對橋梁的顫振穩(wěn)定性是不利的。該結(jié)論與部分文獻[10]和文獻[18]有差異，這可能是因為以上文獻的研究對象均為箱梁橋，而本文研究對象是公鐵兩用桁架橋。相同透風(fēng)率及風(fēng)攻角情況下，隨著鐵路風(fēng)屏障高度的降低，顫振臨界風(fēng)速增加(僅個別情況除外)；相同高度及風(fēng)攻角情況下，設(shè)置透風(fēng)率為43.5%鐵路風(fēng)屏障的主梁顫振臨界風(fēng)速總體上高于設(shè)置透風(fēng)率為36.5%的情況。

表5　　主梁顫振臨界風(fēng)速

2.3風(fēng)屏障對主梁渦振響應(yīng)的影響

2.3.1渦振風(fēng)洞試驗

由渦振節(jié)段模型設(shè)計相似性要求,可確定出實橋主要參數(shù)與節(jié)段模型主要參數(shù)之間的對應(yīng)關(guān)系(見表6)，主梁高和寬、單位長度質(zhì)量和質(zhì)量慣矩以及回轉(zhuǎn)半徑同表4。節(jié)段模型渦振試驗是在均勻流條件下進行，試驗風(fēng)速與實橋風(fēng)速的比值為1∶3.6，試驗起步風(fēng)速為1 m/s，風(fēng)速步長約為0.2 m/s。本次試驗包括無風(fēng)屏障和加設(shè)6種不同風(fēng)屏障方案(公路風(fēng)屏障不變，僅鐵路風(fēng)屏障改變)，0°、+3°和-3° 3種風(fēng)攻角情況，試驗測試內(nèi)容為主梁豎向及扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)。

2.3.2結(jié)果分析

根據(jù)豎彎及扭轉(zhuǎn)基頻可得：

豎向位移允許振幅：

[ha]=0.04/fb=0.04/0.31=129 mm

扭轉(zhuǎn)位移允許振幅：

[θa]=4.56/(Bfb)=4.56/34.879 5/0.71=0.184°

本文將節(jié)段模型的渦振試驗結(jié)果換算到實橋，無風(fēng)屏障時，主梁豎向及扭轉(zhuǎn)渦振見圖5。由圖5可知，無風(fēng)屏障時，主梁未發(fā)生豎向渦振，實橋最大豎向位移出現(xiàn)在+3°攻角情況，僅為25.9 mm，滿足容許值要求；主梁存在明顯的扭轉(zhuǎn)渦振，特別是+3°攻角下，實橋最大扭轉(zhuǎn)角達0.419°，超出容許值很多，對應(yīng)最大扭轉(zhuǎn)響應(yīng)和對應(yīng)風(fēng)速、斯托勞哈數(shù)(St=fd/U，St為斯托勞哈數(shù)，f為渦脫頻率)為0.35。加設(shè)風(fēng)屏障以后，實橋豎向渦振結(jié)果見圖6和圖7，由此可以看出，不同鐵路風(fēng)屏障高度情況下，透風(fēng)率為43.5%時，實橋最大豎向位移為13.2 mm；透風(fēng)率為36.5%時，實橋最大豎向位移為22.6 mm，較無風(fēng)屏障情況均有所降低；實橋扭轉(zhuǎn)渦振結(jié)果見圖8和圖9，由此可知，透風(fēng)率為43.5%時，實橋最大扭轉(zhuǎn)角度0.040°；透風(fēng)率為36.5%時，實橋最大扭轉(zhuǎn)角度為0.065°，較無風(fēng)屏障情況降低明顯，均降低到了容許范圍之內(nèi)。這說明，設(shè)置風(fēng)屏障對橋梁的渦振性能是有利的，這是因為風(fēng)屏障為多孔介質(zhì)模型，其打亂了氣流在主梁斷面上形成的旋渦形態(tài)，使旋渦的周期性交替脫落現(xiàn)象減弱，一定程度上抑制了渦振的發(fā)生。

圖5 主梁渦振響應(yīng)(無風(fēng)屏障)Fig.5Vortex-inducedvibrationresponseofmainbeam(withoutwindscreen)圖6 不同風(fēng)屏障高度下主梁豎向渦振響應(yīng)(透風(fēng)率43.5%)Fig.6Verticalvortex-inducedvibrationresponseofmainbeamwithwindscreenatdifferentheights(openporosity:43.5%)

圖7 不同風(fēng)屏障高度下主梁豎向渦振響應(yīng)(透風(fēng)率36.5%)Fig.7Verticalvortex-inducedvibrationresponseofmainbeamwithwindscreenatdifferentheights(openporosity:36.5%)圖8 不同風(fēng)屏障高度下主梁扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)(透風(fēng)率43.5%)Fig.8Torsionalvortex-inducedvibrationresponseofmainbeamwithwindscreenatdifferentheights(openporosity:43.5%)圖9 不同風(fēng)屏障高度下主梁扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)(透風(fēng)率36.5%)Fig.9Torsionalvortex-inducedvibrationresponseofmainbeamwithwindscreenatdifferentheights(openporosity:36.5%)

3結(jié)論

在研究大跨度橋梁風(fēng)屏障的防風(fēng)效果時，應(yīng)該將其對車輛以及橋梁的影響綜合考慮，本文通過探究風(fēng)屏障對大跨度桁架橋風(fēng)致振動以及車輛風(fēng)載荷的影響，可以得出如下結(jié)論：

(1) 風(fēng)屏障會導(dǎo)致車橋組合狀態(tài)下，主梁阻力系數(shù)增加，升力系數(shù)降低；單車位于橋梁迎風(fēng)側(cè)、背風(fēng)側(cè)軌道時，車輛阻力系數(shù)及升力系數(shù)均降低；雙車共存于軌道時，背風(fēng)側(cè)車輛阻力系數(shù)反而增加。風(fēng)屏障透風(fēng)率對車輛以及橋梁氣動力系數(shù)的影響較為顯著；

(2) 有無風(fēng)屏障，該橋顫振臨界風(fēng)速均滿足檢驗風(fēng)速的要求，該橋顫振穩(wěn)定性很好；設(shè)置風(fēng)屏障后，主梁顫振臨界風(fēng)速降低明顯，這說明風(fēng)屏障會導(dǎo)致該桁架橋的顫振穩(wěn)定性降低，在今后大跨度桁架橋風(fēng)屏障設(shè)計時，應(yīng)適當考慮風(fēng)屏障對該類橋梁顫振穩(wěn)定性造成的不利影響。

(3) 大跨度橋梁風(fēng)屏障會明顯抑制主梁渦振響應(yīng)，特別是主梁扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)降低到了允許范圍之內(nèi)，這說明風(fēng)屏障在一定程度上可以作為抑制該類主梁渦振的氣動措施。

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Comprehensive effect of wind screens on wind-induced vibration of long-span truss bridge and wind loads of vehicles

LI Yong-le, SU Yang, WU Bing, ZHANG Long-qi, ZHENG Shi-xiong, LI Long-an

(School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

In order to study the comprehensive effect of wind screens on the wind-induced vibration of long-span truss bridge and the wind loads of vehicles, based on a road-cum-rail truss bridge, a 1:47.48 scale sectional model was tested in the XNJD-1 wind tunnel. The aerodynamic coefficients of the vehicle and the bridge in a vehicle-bridge system, the critical flutter velocity and the vortex-induced vibration response of the main beam were tested without and with different wind screens. The results show that when the wind screen is installed on the long-span bridge, the drag coefficient of the bridge in the vehicle-bridge system increases while the lift coefficient of the bridge decreases. As for the vehicle, the drag coefficient and the lift coefficient both decrease. It is also suggested that the wind screens decrease the critical flutter velocity significantly, and the wind screen could be used as the aerodynamic measure for mitigating a vortex-induced vibration of main beam.

vehicle-bridge system; wind screen; flutter vibration; vortex-induced vibration; aerodynamic characteristics

10.13465/j.cnki.jvs.2016.12.022

國家自然科學(xué)基金項目(U1334201;51278434)；國家科技支撐計劃課題(2012BAG05B02)

2015-04-02修改稿收到日期：2015-06-27

李永樂 男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，1972年生

U24

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