胡 東, 王曉川, 唐川林, 康 勇

?

氣力提升理論模型建立及驗證

胡 東1,2, 王曉川1, 唐川林2, 康 勇1

(1. 武漢大學(xué)水射流理論與新技術(shù)湖北省重點實驗室, 武漢大學(xué)動力與機(jī)械學(xué)院, 湖北武漢 430072; 2. 湖南工業(yè)大學(xué)水射流研究所, 湖南 株洲 412007)

氣力提升技術(shù)已成功應(yīng)用于深井取水、石油開采及危險介質(zhì)輸送等領(lǐng)域，其系統(tǒng)常規(guī)特性已得到較為深入的分析，然而針對于此的理論模型研究卻涉獵較少?；趧恿慷ɡ恚⒔Y(jié)合壓強梯度損失模型建立適用于液體輸送的氣力提升理論模型，從而數(shù)值計算得出液體表觀速度隨系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及運行參數(shù)的變化規(guī)律，并通過對小型氣力提升系統(tǒng)的實驗結(jié)果分析驗證理論模型的可靠性。結(jié)果表明，存在一最佳氣體表觀速度使得液體表觀速度達(dá)到最高，且峰值位置隨浸入深度升高向低氣體表觀速度偏移。液體表觀速度隨管徑增加在跨過其臨界點之后亦出現(xiàn)先升后降之趨勢，峰值點隨氣體體積流量增加表現(xiàn)出右移特征。在臨界浸入深度之上，液體表觀速度隨其升高而上揚，且隨氣體流量降低曲線凹凸程度顯著增加。此外，進(jìn)氣口位置下移有助于氣力提升性能的增強。在臨界實測結(jié)果與計算值吻合度較高，為氣力提升系統(tǒng)的設(shè)計提供了理論依據(jù)。

氣力提升；動量定理；管徑；浸入深度；進(jìn)氣口

1 前 言

氣力提升裝置是以壓縮空氣為工作介質(zhì),進(jìn)行抽吸和壓送液體的流體運輸機(jī)械[1]。其內(nèi)部不含運動部件,結(jié)構(gòu)簡單,已漸成為深井取水、石油提升及危險性化工液體輸送有效而可靠的工具。

針對氣力提升液體的研究，已進(jìn)行了大量探索。這些研究主要集中在系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)、運行參數(shù)的實驗研究，管內(nèi)流型識別以及理論模型的分析上。Kassab，Cho，Esen和Keng等[2~5]主要實驗研究了氣流量、浸入率、管徑等基本參數(shù)影響氣力提升性能的規(guī)律，提出了系統(tǒng)設(shè)計的經(jīng)驗?zāi)Ｐ?，但缺乏必要的理論支持。Kumar，Hanafizadeh和Charalampos等[6~8]則是實測管內(nèi)氣含率及壓力分布，獲得了流型識別較為精確的方法，但同樣未給出相應(yīng)的理論模型。李霞和謝代梁等[9,10]也開展過類似研究。鑒于此，Hanafizaden和Wael等[11,12]基于分相流理論基礎(chǔ)構(gòu)建了氣力提升系統(tǒng)理論模型，數(shù)值計算得出了含氣率以及液體排量的變化規(guī)律，這對指導(dǎo)氣力提升系統(tǒng)的設(shè)計不無裨益，但其模型建立及求解復(fù)雜，且受限于流型。 Mahrous[13]則基于動量定理并結(jié)合相關(guān)經(jīng)驗公式建立了垂直氣液兩相流理論模型，且將此應(yīng)用于含有突擴(kuò)管道的氣力提升系統(tǒng)，取得了較佳的預(yù)測精度。但由于大量經(jīng)驗參數(shù)的引入，致使模型實用性受限于工況。筆者及課題組[14,15]則主要是對進(jìn)氣方式影響氣力提升性能的機(jī)理及規(guī)律進(jìn)行探討，找出了較為合理的噴射器優(yōu)化設(shè)計方案，并基于能量守恒原理獲得了系統(tǒng)的無量綱模型。

迄今為止對于氣力提升系統(tǒng)的模型分析多限于描述液流速度隨氣流速度的變化關(guān)系，而對管徑、浸入深度以及進(jìn)氣口位置影響氣力提升性能的研究涉獵極少。為尋求氣力提升理論模型建立的新方法，基于動量定理，結(jié)合壓強梯度損失模型建立管內(nèi)混合流體的運動方程，旨在深入分析系統(tǒng)結(jié)構(gòu)與運行參數(shù)對氣力提升性能的影響機(jī)理及規(guī)律，并通過實驗檢驗理論模型的可靠性。

2 理論建模

圖1為氣力提升模型，其中表示提升管軸向，為軸向壓強，Pa；E和O分別指提升管底部及頂部，I為進(jìn)氣口。提升管內(nèi)混合流體分為兩段：單相水流(E至I)及氣液兩相混合流體(I至O)，兩段分界面以進(jìn)氣口中心處橫截面為準(zhǔn)。

圖1 氣舉裝置模型簡圖及軸向壓強分布圖

圖2 控制體受力示意圖

取管內(nèi)混合流體E至O段為控制體，對其進(jìn)行受力分析(如圖2)，繼而由動量定理可得：

式中：為控制體底部所受水壓力，N；為控制體重力，N；為管壁對控制體摩擦力，N；1，2分別為控制體流出斷面和流入斷面動量，kg×m×s-1；

各參量計算式如下：

式中：下標(biāo)G，L分別為氣、液各相；GL指氣-液兩相；與分別為控制體橫截面積(m2)與直徑(m)；為密度，kg×m-3；為表觀速度，指單位面積內(nèi)流體的體積流量，m×s-1；為重力加速度，m×s-2；為速度，m×s-1；為摩擦剪切應(yīng)力，Pa；為體積分?jǐn)?shù)；1為提升管底部至進(jìn)氣口距離，m；2為進(jìn)氣口至提升管頂部距離，m；為進(jìn)氣口至水槽液面距離，m；為時間，s。

由此可得對控制體的總動量方程為

其中

其中為體積流量，m3×s-1。

針對于氣-液兩相段，可以將其細(xì)分為段，再視相鄰節(jié)點壓強為線性變化，且各結(jié)點對應(yīng)壓強值分別定義為(1)，(2)，(3)，…，()，其中()=O≈0(0為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓)，如圖1所示。

式(2)第1項為提升管底部所受水壓。第2項為單相段水流重力，其計算式如下

第3項表示兩相段混合流體重力，視各段內(nèi)流體物理性質(zhì)一致，可得

由于實驗中提升管浸入段(≤1.05 m)較短，加之產(chǎn)生的水壓遠(yuǎn)小于標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，則可視管內(nèi)氣體在常溫常壓下變化。因此，在恒定進(jìn)氣量下可忽略管內(nèi)氣相密度與體積分?jǐn)?shù)沿軸向的差異，則有

其中

由此則式(6)則可改寫為

式(2)第4，5項分別為單相和兩相段所受的管壁摩擦力?？紤]摩擦阻力均轉(zhuǎn)化為壓降，則可得

式中：Δf,L/Δ和Δf,GL/Δ分別為單相及兩相段壓強梯度損失，Pa×m-1；ΔE為控制體進(jìn)口E處壓強損失，包括沿程壓強損失和局部壓強損失；ΔI為進(jìn)氣口I處壓強損失，即單相段末與兩相段初始位置壓強差值。

對單相段壓強梯度損失Δf,L/Δ，其計算如下：

由計算L可知其處于4000~100000，則沿程阻力系數(shù)可按照布拉修斯公式計算，如下

且

則式(14)改寫為

對Kassab等[16]所提出的理論模型進(jìn)行修改，可計算得出氣-液兩相段內(nèi)壓強梯度損失(Δf,GL/Δ)，如下

擱淺成本：電力公司資產(chǎn)的市值與會計賬簿上記載的資產(chǎn)價值(賬面價值)之差。未來利潤流的凈值決定資產(chǎn)的市值。管制機(jī)構(gòu)制定電價是基于資產(chǎn)會計賬面值并保證合理利潤回報，因此，在管制體制下，資產(chǎn)的市值應(yīng)該接近于賬面值。但是當(dāng)電價由市場決定時，如果市場價格低于管制價格，原有資產(chǎn)的市值將貶值。

其中

結(jié)合式(18)~(22)，最終可獲得兩相段壓強梯度損失，如下

分析Liang等[17]所提出的壓強損失模型，則可得式(12)與(13)中ΔE和ΔI的計算式，分別如下

在計算式(2)第6，7項時，由于已忽略氣相密度與體積分?jǐn)?shù)沿軸向變化的差異，結(jié)合式(8)與(9)可得下式

將式(3)~(26)代入式(2)，即可得氣力提升系統(tǒng)理論模型，見下式

3 實驗裝置及方法

圖3為氣力提升性能測試裝置示意圖。考慮到空壓機(jī)輸出端氣流因活塞往復(fù)運動易出現(xiàn)波動，在氣體流量計前段設(shè)置一整流器降紊。為避免實驗系統(tǒng)生銹，提升管與氣力泵由不銹鋼加工制成?？諝饨?jīng)空壓機(jī)增壓后被送至氣力泵與水混合，因兩者密度差異而達(dá)到提升液體目的，并在進(jìn)氣口以下形成單相水流，而在其之上則發(fā)展成為氣-液兩相流。水槽液面位置由其底部閥門與進(jìn)水管閥門控制。事實上，由于系統(tǒng)所排出的液體最終又返回至水槽，使得某工況下浸入深度()基本恒定，避免了頻繁調(diào)節(jié)閥門所引發(fā)的浸入率波動問題。

圖3 實驗系統(tǒng)示意圖

1. riser 2.air separator 3.delivery pipe 4.storage water box 5.liquid flow meter 6.water reservoir 7.pressure gage 8.airlift pump 9.accumulator 10.air compressor 11.air flow meter 12.inflow pipe

為降低浸入深度因液面波動所引起的測試誤差，在靠近液體流量計出口且與水槽頂部平齊處設(shè)置一與提升管內(nèi)徑相近的環(huán)形致密不銹鋼網(wǎng)以減弱返回液體對槽內(nèi)液體的沖擊。同時，在水槽隔板上與氣力泵底部同高度處安設(shè)一壓力表(圖3)以實現(xiàn)浸入深度的精確測量，其誤差限制在±3%以內(nèi)。另外，理論計算模型(式26)中所需參數(shù)可基于實驗工況而得，如表1所示。

表1 實驗系統(tǒng)參數(shù)

4 計算結(jié)果分析及其驗證

圖4為液體表觀速度的計算與實測值的比較結(jié)果。從中可知，隨氣體表觀速度增加，任一浸入深度下液體表觀速度均首先快速增加，繼而降至零。由此可判斷氣量值過低與過高均不利于氣力提升。這與筆者之前對固體顆粒輸送的研究結(jié)論基本一致[18]。事實上，隨氣量值上升，管內(nèi)依次為泡狀流、彈狀流和環(huán)狀流，且僅在彈狀流條件下氣力提升性能最優(yōu)，由此可解釋曲線存在峰值的原因。據(jù)圖還可得出管內(nèi)流型由泡狀流迅速過渡至彈狀流，而之后彈狀流與團(tuán)狀流的轉(zhuǎn)捩段則較長。這說明在實際應(yīng)用中，少量的氣流量即可使得氣力提升性能達(dá)到最佳。

圖4 液體表觀速度隨氣體表觀速度的變化關(guān)系

由圖還可知，不同浸入深度下液體表觀速度的峰值位置略有差異，且隨浸入深度升高而向低表觀氣速偏移，在浸入深度分別為=0.6，0.9和1.05 m時，相應(yīng)峰值則分位于G= 1.31，1.19和1.12 m×s-1。另外，極限氣體表觀速度(即L=0時對應(yīng)的G,max)也因浸入深度增加相差較大，且依次為3.46，4.23和4.58 m×s-1。這說明浸入深度加大可拓寬有效氣流范圍(0~G,max)。分析其原因可能是由于浸入深度升高，管內(nèi)氣泡膨脹受抑，氣芯范圍縮小，引發(fā)環(huán)狀流延遲所致。此外，比較圖中計算與實測結(jié)果還發(fā)現(xiàn)，理論與實驗值在臨界氣量(G,cri，實驗輸送水流的臨界氣量值)之上吻合程度較高，而之下則失效，其主要原因是在理論模型中未考慮微小氣量值下氣液兩相滑移極大之事實。

液體表觀速度隨管徑的計算結(jié)果如圖5所示。從中可知，液體表觀速度隨管徑加大快速增加至峰值后其下降趨勢放緩，并逐漸趨于穩(wěn)定。這說明氣體體積流量恒定時，管徑過小與過大均不利于氣力輸送，過小會引發(fā)管內(nèi)阻力損失加劇，而過大則又會導(dǎo)致推動水流上升的氣量不足。值得注意的是，只有當(dāng)管徑大于其臨界值(即L=0時對應(yīng)的min)氣力提升才得以實現(xiàn)。而在臨界值以內(nèi)，一方面阻力損失增加，另一方面因進(jìn)氣口附近管道空間限制積壓大量氣體從而阻滯其下部流體上移，若管徑太小甚至還會引發(fā)流體反向下移，在管底部外圍形成上升流。實驗過程中就觀測到=0.004 m與G=0.0144 m3×s-1時提升管上端出現(xiàn)氣噴而在管道外圍液面形成泡流的特殊現(xiàn)象。由此可判斷此時在氣力泵底部發(fā)生了氣體溢流。值得一提的是，實際工程應(yīng)用時可利用該現(xiàn)象以有效解堵。

圖5 液體表觀速度隨管徑的變化關(guān)系

由圖還可知，隨進(jìn)氣口氣體體積流量的增加，對應(yīng)液體表觀速度的峰值位置向更大管徑偏移，對應(yīng)G= 0.0016，0.0064和0.0144 m3×s-1，相應(yīng)曲線峰值依次略有升高，其位置分別位于= 0.039，0.075和0.115 m處。由此可推，若氣體體積流量升高，需增加管徑以保持氣力提升性能維持在最佳狀態(tài)。此外，min也因G的升高而增加，液體表觀速度的降幅因此則減小。據(jù)此可分析得出，小流量氣體以小管徑為宜，且合理管徑范圍較窄；而大流量氣體則采用大管徑為佳，且可用管徑范圍變寬。將計算與實測值比較可發(fā)現(xiàn)兩者吻合程度在實測段尚佳，但在高管徑下的計算值因條件限制缺乏實驗佐證。

圖6 液體表觀速度隨浸入深度的變化關(guān)系

圖6反應(yīng)了液體表觀速度與浸入深度的變化關(guān)系。結(jié)果顯示，只有當(dāng)浸入深度躍過其臨界值(L= 0時對應(yīng)的min)后，液體表觀速度才隨其上揚。由此可見，對應(yīng)0~min，液體因其自身重力水頭(2-)過高而導(dǎo)致氣力輸送失效。據(jù)圖分析可知，此時若降低氣體表觀流速，則min值左移，系統(tǒng)轉(zhuǎn)而被“激活”。對應(yīng)G= 0.5，1.5和3 m×s-1，min分別為0.01，0.12，0.46 m。結(jié)果說明氣體表觀速度越大，臨界浸入深度愈高，液體"啟動"則越難。據(jù)此可判斷，氣體進(jìn)入管內(nèi)與液體需經(jīng)歷一定管長完成混合，氣量越高，所需混合段長度越長，否則易導(dǎo)致氣體溢流，氣力提升系統(tǒng)失效。

從圖中還可知，氣量值較高時(G=3 m×s-1)，液體表觀速度隨浸入深度變化近乎為線性升高，但隨氣量值降低逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)殡p曲線特征，且凹凸程度顯著增加?？梢灶A(yù)見，若圖中G由0.5 m×s-1減小至一定值，則其曲線必與G= 3 m×s-1對應(yīng)的曲線相交。結(jié)合上述分析可得，小氣量雖對液體“啟動”有優(yōu)勢，但在較高下則處于劣勢，而在極高下(水槽液面與管出口端接近)卻又有所反彈。

圖7表示進(jìn)氣口位置對液體表觀速度的影響規(guī)律。顯然，當(dāng)提升管總長及水槽液面恒定時，進(jìn)氣口位置上移(吸程段1增加)有礙于氣力提升性能的增強。分析其原因，一方面是浸入深度降低所致，另一方面則因提升系統(tǒng)由揚程工作漸變?yōu)槲踢\行引發(fā)阻力損失升高所引起。該結(jié)論也表明在應(yīng)用氣力提升系統(tǒng)時應(yīng)以高揚程作用為宜。若繼續(xù)增加1直至極限值1,max(此處L=0)，則氣力提升系統(tǒng)失效，且氣量值越小，對應(yīng)1,max愈大，進(jìn)氣口位置變動范圍也越大，但系統(tǒng)提升性能卻未必提高。

圖7 液體表觀速度隨進(jìn)氣口位置的變化關(guān)系

比較不同氣量值下曲線特征還可知，當(dāng)吸程段1=0，三種工況中對應(yīng)G=1.5 m×s-1時其液體表觀速度最高，G= 3 m×s-1最低，由此可判斷此處(1=0)應(yīng)存在一最佳氣量值使得氣力提升性能最佳。而當(dāng)進(jìn)氣口接近水槽液面位置時，應(yīng)采用小氣量輸送以增強氣-液間傳質(zhì)效果，并避免出現(xiàn)氣體因混合段較短而直接排送至液面外的情況。此外，實測值與計算結(jié)果在吸程段較低時吻合度較高，但隨此增加略有分離，這應(yīng)是由氣體溢流逐漸加大所致。

5 結(jié) 論

(1) 基于動量定理并結(jié)合壓強梯度損失方程導(dǎo)出了低浸入率下適合于氣-液輸送的氣力提升系統(tǒng)理論模型，并對其有效性進(jìn)行了佐證，實測值與計算結(jié)果吻合較好。

(2) 存在一最佳氣體表觀速度使得液體表觀速度達(dá)到最大值，且液體表觀流速的峰值位置隨浸入深度升高而左移。另外，極限氣體表觀速度也因浸入深度增加而升高。

(3) 當(dāng)管徑位于其臨界值之下，氣力提升系統(tǒng)失效，而之上則存在一最佳管徑。液體表觀速度峰值位置隨氣體體積流量增加而右移，臨界管徑也因其升高而增加。

(4) 只有當(dāng)浸入深度躍過其臨界值后，液體表觀速度才隨其上揚，且其臨界值隨氣體表觀速度減小而左移，相應(yīng)曲線凹凸程度也顯著增加。在浸入深度極低與極高時，應(yīng)以小氣量工作為宜。

(5) 進(jìn)氣口位置下移有助于氣力提升性能的增強。當(dāng)進(jìn)氣口接近水槽液面時，應(yīng)以小氣量為佳。

參考文獻(xiàn)：

[1] Hanafizadeh P, Ghanbarzadeh S, Saidi M H. Visual technique for detection of gas-liquid two-phase flow regime in the airlift pump [J]. Journal of Petroleum Science and Engineering. 2011, 75(3): 327-335.

[2] Kassab S Z, Kandil H A, Warda H A,. Experimental and analytical investigations of airlift pumps operating in three-phase flow [J]. Chemical Engineering Journal, 2007, 131(1): 273-281.

[3] Cho N C, Hwang I J, Moon L C,. An experimental study on the airlift pump with air jet nozzle and booster pump [J]. Journal of Environmental Sciences Supplement, 2009, 21(1): S19 -S23.

[4] Esen I I. Experimental investigation of a rectangular airlift pump [J]. Advances in Civil Engineering, 2010, 11(1): 1-5.

[5] Keng W C, Malcolm M. Analysis and modelling of water based bubble pump at atmospheric pressure [J]. International Journal of Refrigeration, 2013, 36(5): 1521 -1528.

[6] Kumar E A, Kumar K R V, Ramayya A V. Augmentation of airlift pump performance with tapered upriser pipe-an experimental study[J]. Journal of the Institution of Engineers, 2003, 84 (3): 114-119.

[7] Hanafizadeh P, Saidi M H, Karimi A,. Effect of bubble size and angle of tapering upriser pipe on the performance of airlift pumps [J]. Particulate Science and Technology, 2010,28(4): 332-347.

[8] Charalampos T, Eeftherios G. Two-phase flow pattern transitions of short airlift pumps [J]. Journal of Hydraulic Research, 2010, 48(5):680-685.

[9] LI Xia (李霞), JI Hai-feng (冀海峰), WANG Bao-liang (王保良),. A novel method for oil-water two-phase plow measurement (油水兩相流參數(shù)測量新方法研究) [J]. Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities (高?；瘜W(xué)工程學(xué)報), 2012, 26(5): 755-762.

[10] XIE Dai-liang(謝代梁), ZHU Yue(朱躍), XU Zhi-peng (徐志鵬),. Gas-liquid two-phase flow measurement using differential pressure signals from a dual-cone flowmeter (基于雙錐流量計差壓信號的氣液兩相流參數(shù)測量) [J]. Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities (高?；瘜W(xué)工程學(xué)報), 2015, 29(1): 84-89.

[11] Hanafizadeh P, Karimi A, Saidi M H. Effect of step geometry on the performance of the airlift pump [J]. International Journal of Fluid Mechanics Research, 2011, 38(5): 387-408.

[12] Wael H A, Hassan M B. Dual-injection airlift pumps: an enhanced performance [J]. Particulate Science and Technology, 2012, 30(6): 497-516.

[13] Mahrous A F. Airlift pump with a gradually enlarged segment in the riser tube [J]. Journal of Fluids Engineering, 2013, 135(3): 1-4.

[14] Hu D, Tang C L, Cai S P,. The effect of air injection method on the airlift pump performance [J]. Journal of Fluids Engineering, 2012, 134(11): 1-7.

[15] Tang C L, Hu D, Zhang F H. Effect of air injector on the airlift performance in air-water-solid three-phase flow [J]. Journal of Energy Engineering, 2014, 140(1): 1-8.

[16] Kassab S Z, Kandil H A, Warda H A. Air-lift pumps characteristics under two-phase flow conditions [J]. International Journal of Heat and Fluid Flow, 2009, 30(1): 88-98.

[17] Liang N K, Peng H K. A study of air-lift artificial upwelling[J]. Ocean Engineering, 2005, 32(5):731-745.

[18] HU Dong(胡東), TANG Chuan-lin(唐川林), ZHANG Feng-hua(張鳳華),. Theoretical model and experimental research of airlift device in borehole hydraulic jet mining(鉆孔水力開采用氣力提升裝置模型的建立及實驗研究)[J]. Journal of China Coal Society(煤炭學(xué)報), 2012, 37 (3):522-527.

Modeling and Validation of an Airlift Lifting System

HU Dong1,2, WANG Xiao-chuan1, TANG Chuan-lin2, KANG Yong1

(1. Key Laboratory of Hubei Province for Water Jet Theory & New Technology, SchoolofPowerandMechanicalEngineering,Wuhan University, Wuhan 430072China;2. Modern Jetting Department, Hunan University of Technology, Zhuzhou 412007, China)

Airlift technology has been widely applied in areas of deeper water intaking, petroleum drilling and dangerous medium conveying. Conventional characterization has been deeply investigated, but studies on theoretical models are insufficient. A frictional pressure drop model together with a numerical model of airlift based on momentum theorem were combined to study water conveying to optimize geometrical and operational parameters of the airlift system. Furthermore, a small airlift system was set up for the verification of the theoretical model. The calculated results indicate that water superficial velocity increases with the volumetric flux of the injected air to a maximum value and then slightly decreases. The maximum value moves left with the increase of submerged length. The relation between water superficial velocity and pipe diameter also shows a similar trend when the pipe diameter exceeds a critical limit, and the maximum value moves right with the increase of air flow rate. The water superficial velocity increases with submerged length when the length exceeds a critical value, at which the curvature increases with the increase of air flow rate. In addition, the airlift performance can be enhanced by moving the air inlet downwards. The experimental results show good agreement with the proposed model, which provides theoretical support for developing airlift systems.

airlift; momentum theorem; pipe diameter; submerged length; air inlet

1003-9015(2016)05-1074-08

http://www.cnki.net/kcms/detail/33.1141.TQ.20160920.1621.002.html

TP69

A

10.3969/j.issn.1003-9015.2016.00.031

2015-04-24；

2015-08-04。網(wǎng)絡(luò)出版時間：2016-09-20 16:21:48

國家自然科學(xué)基金項目(51374101)；國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃(2014CB239203)；國家自然科學(xué)基金項目(51474158)。

胡東(1980-)，男，湖南溰縣人，湖南工業(yè)大學(xué)講師，博士。通訊聯(lián)系人：王曉川，E-mail：hudong@126.com