王兆利, 黃維秋, 紀 虹, 趙晨露, 李 麗, 張齊正

(1.常州大學 江蘇省油氣儲運技術重點實驗室， 江蘇 常州 213016； 2.上海河圖工程股份有限公司， 上海 200000)

拱頂罐收油過程中油氣擴散排放的數(shù)值模擬

王兆利1, 黃維秋1, 紀 虹1, 趙晨露2, 李 麗1, 張齊正1

(1.常州大學 江蘇省油氣儲運技術重點實驗室， 江蘇 常州 213016； 2.上海河圖工程股份有限公司， 上海 200000)

拱頂罐收油過程中油品蒸發(fā)及油氣擴散排放規(guī)律對環(huán)境污染控制及損耗評估具有重要意義?；赩OF模型、擴散傳質模型和RNGk-ε湍流模型，對5000 m3拱頂油罐底部裝汽油進行數(shù)值模擬研究，分析比較了不同裝油速度、不同油罐初始油氣質量分數(shù)下，罐內(nèi)油氣擴散及蒸發(fā)損耗規(guī)律。結果表明，增加裝油速度，汽油蒸發(fā)率減小，損耗率變化不大，約為0.022%；增加油罐初始油氣質量分數(shù)，汽油蒸發(fā)率減小，損耗率增大。建議API(美國石油學會)拱頂油罐收油蒸發(fā)損耗評估公式中考慮裝油速度和初始油氣質量分數(shù)的影響。

拱頂罐； 裝油速度； 初始油氣質量分數(shù)； 數(shù)值模擬； 排放規(guī)律

油罐收發(fā)及儲存油品過程中會排放大量油氣。如果油氣揮發(fā)得不到有效控制，不但會造成能源浪費和經(jīng)濟損失，環(huán)境和安全也存在很大的隱患[1]。油氣為典型的揮發(fā)性有機物(VOCs)，而VOCs是光化學煙霧、臭氧、PM2.5等污染物生成的關鍵前體物。近年來，VOCs污染及其帶來的一系列社會問題已經(jīng)引起人們的廣泛關注。隨著我國新修改的《中華人民共和國環(huán)境保護法》、《中華人民共和國大氣污染防治法》的實施，以及出臺相應的VOCs排污收費制度，VOCs生成機理、排放規(guī)律及其控制措施越來越受到全社會的高度重視。目前，汽油等輕質油品以內(nèi)浮頂罐儲存為主，但內(nèi)浮頂罐儲油方式也存在一些問題。我國2015年7月1日實施的《石油煉制工業(yè)污染物排放標準》[2]要求，揮發(fā)性有機液體應采用浮頂罐或帶有油氣回收處理系統(tǒng)的常壓固定頂罐或壓力罐儲存。為此，拱頂罐收發(fā)輕質油品時的油氣蒸發(fā)、傳質擴散及排放損耗量等規(guī)律仍需要深入地研究。

筆者以拱頂罐底部裝汽油為例，研究其氣體空間的油氣-空氣傳質過程。油罐底部裝油是一種包含了傳熱、傳質的非穩(wěn)態(tài)多相湍流流動現(xiàn)象，需要模擬空氣和油品的兩相流動，使用VOF模型捕捉氣-液界面來模擬該傳質過程有廣泛應用[3-5]。Waheed等[6]利用有限元法模擬了自然對流和強迫對流中的液滴的傳質規(guī)律。Haelssig等[7]和Hassanvand等[8]分別采用VOF模型追蹤氣-液兩相流的動態(tài)界面，研究了動態(tài)界面的傳質規(guī)律。Hassanvand等[9]還模擬研究了臥式罐頂部進油過程中的進油速度、初始濃度和環(huán)境溫度對汽油蒸發(fā)的影響。Banerjee[10-11]采用VOF模型研究了分層流動的質量和熱量傳遞。上述各學者對表面?zhèn)髻|現(xiàn)象的描述均采用了以費克定律為基礎的傳質方程。筆者采用VOF模型和質量傳遞模型模擬油罐底部裝油過程，暫時忽略溫度變化的影響，假設溫度為定值300 K，并建立汽油裝罐蒸發(fā)損耗實驗平臺驗證以上數(shù)值模擬的合理性。之后，分別考察了5000 m3拱頂油罐的不同裝油速度、不同油罐初始油氣質量分數(shù)對罐內(nèi)油氣擴散規(guī)律的影響。最后討論了油罐排放氣/液比(λ)及裝油損耗率(η)，為拱頂罐損耗評估提供重要參考。

1 固定頂油罐收油數(shù)值模擬方法

油罐底部裝油的流動過程可以用VOF多相流模型計算。在VOF模型中，不同的流體組分共用一套動量方程，計算時在整個計算區(qū)域的每個計算單元內(nèi)都記錄下各相組分所占有的體積率或體積分數(shù)。所以，VOF模型通過計算體積分數(shù)的連續(xù)性方程捕捉氣-液相界面，如式(1)所示。

(1)

當計算網(wǎng)格內(nèi)全部充滿氣相時，α=1，相反則α=0。氣-液相交界面可以在0<α<1時被捕捉到。

采用的連續(xù)性方程、動量守恒方程分別如式(2)、(3)所示。

(2)

(3)

式(2)、(3)中的ρ和μ由平均體積分數(shù)確定，見式(4)和式(5)。

ρ=αρg+(1-α)ρl

(4)

μ=αμg+(1-α)μl

(5)

氣-液相界面的表面張力會產(chǎn)生一個壓力梯度，在平衡狀態(tài)下等于動量方程中的體積力。動量方程的計算針對整個計算區(qū)域，但這個體積力只在氣-液相界面的過渡區(qū)比較明顯，其表達式為式(6)[12]。

(6)

油罐底部裝油屬于湍流流動，其中RNGk-ε模型特別適用于VOF多相流模型[13]，因此，本模擬過程選擇RNGk-ε模型作為湍流方程。該模型對流動分離和二次流有很好的表現(xiàn)，與標準k-ε模型相比，有兩個主要不同點。一是RNGk-ε模型為湍流黏性增加了1個公式，二是為耗散率增加了新的傳輸方程，更準確的反映了主流的時均應變率[14]。RNGk-ε模型如式(7)～ (9)所示。

(7)

(8)

(9)

式(7)～(9)中，常數(shù)σk=1.0，σε=1.2，Cμ=0.09，C2ε=1.9，C1ε=1.44。

汽油油氣是多組分混合物，傳質過程較為復雜，為簡化物理模型，將油氣看成單一組分解算，氣相組分輸運標量方程如式(10)[15-16]所示。式(10)中的Deff由式(11)計算。

(10)

(11)

根據(jù)單相傳質規(guī)律，質量通量與有效擴散系數(shù)和濃度梯度有關，如式(12)[17]所示。

(12)

控制方程(見式(1)～(3)、式(7)、式(8))用有限體積法離散，其中動量方程中對流項利用高階差分格式離散[18]，擴散項通過上一步時間的計算值進行計算，并通過內(nèi)部循環(huán)進行修正。為了計算氣-液接觸面的曲率和表面張力，Brackbill等[12]曾使用B樣條插值函數(shù)對容積率進行光順處理，筆者使用同樣的處理方式。連續(xù)性方程(見式(1))中體積分率的值通過高階離散格式進行計算。

標量輸運方程(見式(10))中的對流項采用二階迎風格式，非穩(wěn)態(tài)項采用一階顯式時間積分方式。組分輸運方程只在氣相進行計算，所以會導致交界面組分梯度不連續(xù)。為了解決以上問題，需要通過UDF(用戶自定義函數(shù))在氣-液交界面處(步驟3和步驟4中含有部分氣體或液體的網(wǎng)格單元)指定一層飽和油氣質量分數(shù)層(質量源項)[9]。單向擴散時，空氣組分停滯不動，油氣分子向上擴散后，其質量分數(shù)降低，分壓減小，其后的空位將有飽和油氣質量分數(shù)層擴散補充，以保證組分梯度的連續(xù)性。因而油氣分子將持續(xù)產(chǎn)生向上的“流動”，促進了傳質。其中油品的蒸發(fā)速率是由費克擴散定律確定，即油氣擴散通量等于蒸發(fā)速率乘以濃度。具體通過以下6個步驟來計算汽油的蒸發(fā)損耗[8]。(1)通過VOF方程確定所有單元內(nèi)液體的體積分數(shù)；(2)計算氣相傳輸特性；(3)在含有部分或全部液體的單元內(nèi)指定飽和氣體質量分數(shù)；(4)在含有部分或全部氣體的單元內(nèi)計算氣體質量分數(shù)(見式(10))；(5) 確定每一單元體積內(nèi)的蒸發(fā)率(見式(12))；(6) 求解控制方程(見式(1)～(3)、式(7)、式(8))。

2 小型油罐收油損耗實驗驗證

建立小型汽油裝罐蒸發(fā)損耗實驗平臺，如圖1所示。汽油從儲罐用泵從工作油罐上部裝入，工作罐排放的氣體由氣體流量計計量。該工作罐的直徑60 cm、壁高89.5 cm、總高120 cm，罐頂通氣孔直徑5 cm，裝油口高度109.5 cm、直徑1.5 cm。并在其內(nèi)同一徑向軸線上布置5個不同高度的油氣采樣點(T1～T5)，如圖2所示。采樣點T1～T5及總排放管的采樣點T6(見圖1)采集的油氣-空氣混合氣采用帶有FID的島津氣相色譜儀2010-Plus測定油氣濃度。

圖1 汽油裝罐蒸發(fā)損耗實驗流程示意圖Fig.1 Experimental process diagram of evaporation loss in loading gasoline into tank

圖2 汽油裝罐實驗工作罐內(nèi)部采樣點示意圖Fig.2 Illustration of vapor sampling points inside working tank for experiment of loading gasoline into tank

圖3為常溫下(300 K)汽油以0.89 m/s進油時，不同時刻油罐內(nèi)的油氣質量分率的模擬云圖，油罐初始油氣質量分數(shù)為0。由圖3可以看出，在裝油口被油品浸沒之前，罐內(nèi)汽油的蒸發(fā)損耗主要以對流擴散為主，此時罐底油氣質量分數(shù)相對較高；當裝油口被油品浸沒之后，罐內(nèi)氣體空間油氣-空氣的對流擴散強度逐漸削弱，因而油氣空間的質量分數(shù)增加速率相對緩慢，總體上罐內(nèi)油氣質量分數(shù)不高，而且隨著油罐裝滿程度越高，氣體空間縱向質量分數(shù)差越小，油氣質量分數(shù)分布越均勻，平均油氣質量分數(shù)越接近飽和狀態(tài)[1]。

圖3 0.89 m/s裝油速度下小型油罐內(nèi)油氣質量分數(shù)分布模擬結果Fig.3 Simulation result of vapor mass fraction distributions inside small tank at loading velocity of 0.89 m/s

圖4對比了裝油速度為0.89 m/s時，不同時刻罐內(nèi)油氣質量分率實驗值與模擬值。其中橫坐標H為罐內(nèi)氣體空間點與罐底的距離，縱坐標為罐內(nèi)氣體空間點油氣質量分數(shù)。雖然溫度變化對蒸發(fā)速率及飽和濃度影響較大，加之實驗條件、儀器精度等因素的限制，模擬值與實際測量值不可避免地存在一定誤差，但780 s內(nèi)的溫差變化較小，平均在27℃，保證了實驗驗證的準確度。由圖4可以看出，實驗值變化趨勢與模擬曲線吻合良好，說明了單相擴散傳質模型的正確性。

圖4 小型油罐收油作業(yè)時罐內(nèi)油氣質量分數(shù)分布模擬值與實驗值對比Fig.4 Comparison of vapor mass fractions from simulation and experiment of loading gasoline into small tank

3 大型拱頂罐收油損耗的數(shù)值模擬

為考察大型拱頂油罐進油速度及初始油氣質量分數(shù)對油品蒸發(fā)損耗的影響，模擬了5000 m3拱頂油罐底部收油的過程。圖5為拱頂罐的三維幾何模型。油罐內(nèi)直徑2370 cm、罐壁高1270 cm，總高1530 cm，裝油口直徑20 cm、距罐底的距離40 cm，罐頂通氣孔直徑25 cm。該模型采用結構網(wǎng)格劃分，共15134600個節(jié)點。為了使計算結果更精確，對油罐進油口和排放口以及油罐底部汽油噴濺區(qū)域進行加密，采用速度入口和壓力出口以及無滑移壁面邊界條件。

圖5 三維拱頂罐幾何模型示意Fig.5 Geometric model of three-dimensional dome roof tank

3.1 裝油速度對蒸發(fā)質量及排放口油氣質量分數(shù)的影響

圖6表示裝油速度對汽油蒸發(fā)總質量和油罐排放口油氣質量分數(shù)的影響。裝油速度(u)分別設為1.0、1.5和2.0 m/s，油罐初始油氣質量分數(shù)為0，溫度為300 K。圖6(a)為不同裝油速度下汽油蒸發(fā)總質量模擬值。由圖6(a)可知，1.0 m/s裝油速度下，裝油時間(t)為40 h時油罐基本裝滿，此時汽油蒸發(fā)總質量約為1.5 t；1.5 m/s裝油速度下，t為20 h時油罐基本裝滿，此時汽油蒸發(fā)總質量約為1.2 t。隨著裝油速度增加，汽油蒸發(fā)總質量減小，因為裝油速度增加，油罐裝滿時間變短，從而傳質時間變短，所以蒸發(fā)總質量減小。在t為0～4 h時，汽油蒸發(fā)總質量變化較大，主要是因為油品浸沒裝油口之前，汽油主要以對流擴散方式進行傳質。油品浸沒裝油口之后，主要以分子擴散方式進行傳質，曲線變化比較平緩。圖6(b)為不同裝油速度下油罐排放口油氣質量分數(shù)模擬值。由圖6(b)可知，裝油速度越小，排放口油氣質量分數(shù)變化曲線越平緩，并且隨著裝油速度的增大，排放口油氣質量分數(shù)達到飽和程度的速率逐漸加快。隨著油罐液面的不斷上升，氣體空間變小，導致混合油氣受到壓縮，排放口的油氣質量分數(shù)隨著裝油過程的進行而不斷增加，最終達到飽和狀態(tài)。

圖7表示1.5 m/s裝油速度下，罐內(nèi)初始油氣質量分數(shù)(C)分別為0、0.1時，罐頂氣體空間油氣質量分數(shù)擴散運移規(guī)律二維切面圖。t=5 h時，罐內(nèi)液位高度為0.52 m，此時油品已沒過裝油口，罐內(nèi)油氣分子傳質以自然擴散為主。由圖7(a)可以看出，t=5 h時，罐內(nèi)油氣分子剛擴散至罐頂氣體空間，此時排放口油氣質量分數(shù)基本為0；t=10 h時，油氣分子已經(jīng)擴散至整個罐頂氣體空間，此時排放口油氣質量分數(shù)約為0.034。隨著罐內(nèi)液面高度的不斷增加，罐頂油氣質量分數(shù)越來越大，同時由于液面上升引起的氣流會導致罐內(nèi)油氣質量分數(shù)的分布產(chǎn)生一定的波動，如t=20 h的情況。當t=25 h時，罐內(nèi)汽油容量為4239 m3，罐頂油氣質量分數(shù)基本達到飽和狀態(tài)，此時罐頂排放口油氣質量分率約為0.36。當罐內(nèi)初始油氣質量分率為0.1時，罐頂油氣質量分數(shù)擴散運移規(guī)律如圖7(b)所示，t=5 h時，罐頂排放口油氣質量分率約為0.1；隨著罐內(nèi)汽油液面不斷上升，罐頂氣體空間油氣質量分數(shù)逐漸增大，在t=20 h時基本達到飽和狀態(tài)，此時罐內(nèi)汽油容量為3391 m3。與圖7(a)比較可以看出，油罐在收油作業(yè)時，初始油氣質量分數(shù)越大，罐內(nèi)油氣質量分數(shù)梯度越小，達到飽和狀態(tài)時間越短。

圖6 裝油速度(u)對汽油蒸發(fā)總質量和排放口油氣質量分數(shù)的影響Fig.6 Effects of loading velocity(u) on total evaporated mass and vapor mass fraction at tank vent(a) Total evaporated mass； (b) Vapor mass fraction at tank vent

圖7 大型拱頂罐收油作業(yè)時罐頂氣體空間油氣質量分數(shù)分布模擬結果Fig.7 Simulation result of vapor mass fraction contours inside top tank space for loading gasoline into large tank(a) C=0; (b) C=0.1C—Initial vapor mass fraction

3.2 初始油氣質量分數(shù)對蒸發(fā)質量及排放口質量分數(shù)的影響

油罐裝油過程中，汽油蒸發(fā)損耗速率會受罐內(nèi)初始油氣質量分數(shù)影響。設定常溫下油罐初始油氣質量分數(shù)分別為0、0.1、0.3，裝油速度為1.5 m/s，初始油氣質量分數(shù)對汽油蒸發(fā)總質量和油罐排放口混合氣質量分數(shù)的影響示于圖8。由圖8可知，增加油罐初始油氣質量分數(shù)，汽油蒸發(fā)損耗總質量減小。因為初始油氣質量分數(shù)增加導致罐內(nèi)油氣質量分數(shù)梯度減小，從而使汽油蒸發(fā)速率減小，所以汽油蒸發(fā)損耗總質量減小。結合圖7可以看出，隨著罐內(nèi)初始油氣質量分數(shù)值增大，罐內(nèi)油氣質量分數(shù)梯度減小，所以初始油氣質量分數(shù)越高，罐頂氣體空間油氣質量分數(shù)分布曲線越平緩。

圖8 初始油氣質量分數(shù)(C)對汽油蒸發(fā)總質量和排放口油氣質量分數(shù)的影響Fig.8 Effects of initial vapor mass fraction(C) on total evaporated mass and vapor mass fraction at tank vent(a) Total evaporated mass; (b)Vapor mass fraction at tank vent

3.3 裝油速度和初始油氣質量分數(shù)對氣/液體積比的影響

油罐排放氣/液體積比由式(13)確定。

(13)

不同初始油氣質量分數(shù)下油罐排放氣液比隨裝油速度的變化如圖9所示。從圖9可以看出，油罐排放氣/液比隨裝油速度的增加而降低。由于此時對流對油氣蒸發(fā)及擴散的影響較小，裝油速度越快，油氣來不及附加蒸發(fā)擴散，排放出的油氣質量分數(shù)低，因此排放出的混合氣也相應少，故油罐排放氣/液體積比變小。這一點與黃維秋等[19-20]所得數(shù)學模型結果完全一致。

由圖9還可以看出，隨罐內(nèi)初始油氣質量分數(shù)的增加，油罐排放氣/液體積比減小。由于初始油氣質量分數(shù)的增加會減小組分質量分數(shù)梯度，從而抑制汽油的蒸發(fā)速率，導致汽油蒸發(fā)總質量減小。所以，當罐內(nèi)初始油氣質量分率從0增加到0.3時，油罐排放氣/液體積比減小。

圖9 不同初始油氣質量分數(shù)(C)下油罐排放氣/液體積比(λ)隨裝油速度(u)的變化Fig.9 Emitting gas-liquid ratio(λ) of gasoline tank vsloading velocity(u) at different initial vapor mass fractions(C)

3.4 裝油速度和初始油氣質量分數(shù)對損耗率的影響

裝油損耗率由式(14)確定。

(14)

油罐底部裝油時，罐內(nèi)氣體空間油氣-空氣之間傳質主要以自然擴散為主，油罐排放出的油氣質量分數(shù)低，從而η值也相應很低。同時，增加裝油速度，對流傳質會適當加強，如圖10所示，η值隨裝油速度的增加而增大；但隨著裝油速度繼續(xù)增大，其η會相應變小，油氣來不及擴散到罐口，故總體上η值變化不大。由圖10還可以看出，當罐內(nèi)初始油氣質量分數(shù)從0增加到0.3時，η值也相應增加。雖然初始油氣質量分數(shù)的增加會抑制汽油的蒸發(fā)速率，但油罐排放的油氣-空氣混合氣總累積量要大于清洗罐排放氣的總累積量，所以η值會隨著罐內(nèi)初始油氣質量分數(shù)的增加而增加。

圖10 不同初始油氣質量分數(shù)(C)下油罐裝油蒸發(fā)損耗率(η)隨裝油速度(u)的變化Fig.10 Gasoline evaporation loss rate(η) in filling tank vs loading velocity(u) at differentinitial vapor mass fractions(C)

綜上所述，通過對拱頂油罐底部裝油作業(yè)的數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，裝油速度和油罐初始油氣質量分數(shù)對油罐收油作業(yè)過程中油氣擴散排放有較大影響，因此，建議API(美國石油學會)的拱頂油罐大呼吸損耗計算公式[1]考慮裝油速度和油罐初始油氣質量分數(shù)對蒸發(fā)損耗的影響。

4 結 論

通過CFD軟件綜合計算連續(xù)性方程、動量方程、質量傳遞方程等，研究了不同裝油速度、不同初始油氣質量分數(shù)時，5000 m3拱頂油罐底部裝油過程中油氣擴散排放規(guī)律。結果表明，增加裝油速度，油罐排放氣/液比減少，裝油損耗率變化不大，約為0.022%；增加初始油氣質量分數(shù)，油罐排放氣/液比減小，裝油損耗率增大。初始油氣質量分數(shù)增加會導致排放口混合氣平均質量分數(shù)增大，同時也會減小組分質量分數(shù)梯度，從而抑制汽油的蒸發(fā)速率，導致汽油附加蒸發(fā)量減小。

裝油速度和罐內(nèi)初始油氣質量分數(shù)對汽油蒸發(fā)總質量、排放口油氣質量分數(shù)、油罐排放氣/液比、裝油損耗率影響較大，建議API的拱頂油罐大呼吸損耗計算公式考慮這二者的影響。

符號說明：

A——氣-液相界面面積，m2；

C——油氣質量分數(shù)；

DAB——分子擴散系數(shù)， 8.9×10-6m2/s；

Deff——有效組分擴散系數(shù)，m2/s；

fσ——體積力，N/(m3·s)；

Gb——浮力而產(chǎn)生的湍流動能。

Gk——層流速度梯度產(chǎn)生的湍流動能；

g——重力加速度，m/s2；

k——湍動能，m2/s2；

p——絕對壓力，Pa；

S——質量通量，kg/(m2·s)；

Sct——紊流施密特數(shù)；

t——時間，s；

u——速度，m/s；

VG——油罐裝油時排放的油氣-空氣混合氣總累積量，m3；

VL——總進油量，m3；

υ——運動黏度，m2/s；

x——運動距離，m；

α——體積分率；

η——裝油損耗率，‰；

λ——油罐排放氣/液體積比；

μ——動力黏度，Pa·s；

ρ——密度，kg/m3；

σ——表面張力，N/m；

ω——油氣質量濃度，kg/m3；

ε——耗散率，m2/s3；

下標

i，j——x軸，y軸；

g，l——氣相，液相；

eff——有效；

v——坐標軸方向；

s——飽和。

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Numerical Simulation of Vapor Diffusion and Emission inLoading Gasoline Into Dome Roof Tank

WANG Zhaoli1， HUANG Weiqiu1， JI Hong1， ZHAO Chenlu2， LI Li1， ZHANG Qizheng1

(1.JiangsuKeyLaboratoryofOil&GasStorageandTransportationTechnology，ChangzhouUniversity,Changzhou213016,China;2.ShanghaiHotoEngineeringInc,Shanghai200000,China)

Study on the evaporation loss in loading gasoline into dome roof oil tank is of great significance for the environmental pollution control and the loss evaluation. Based on the models of volume of fluid (VOF), mass transfer, and RNGk-εturbulence, the gasoline evaporation loss was numerically simulated during the loading operation for the loading pipe exit near the 5000 m3dome roof tank bottom, and the oil vapor-air diffusion law was analyzed and compared at the different loading velocities and the different initial vapor mass fractions. The simulation results showed that the total evaporated mass decreased and the qualitative ratio had little change at around 0.022% with the increase of loading velocity, while the total evaporated mass decreased and the qualitative ratio increased with the increase of initial vapor mass fraction. It is recommended that the effects of loading velocity and the initial vapor mass fraction should be considered in API (American Petroleum Institute) loss formula.

dome roof tank; loading velocity; initial vapor mass fraction; numerical simulation; emission rule

2016-04-13

國家自然科學基金項目(51574044)； 江蘇省高校“青藍工程”項目(SCZ1409700002)； 江蘇省油氣儲運重點實驗室項目(SCZ1211200004/004)資助

王兆利，男，碩士研究生，研究方向為有機廢氣污染控制

黃維秋，男，教授，博士，主要研究方向為油氣回收基礎理論及其應用等；E-mail：hwq213@cczu.edu.cn

1001-8719(2017)02-0371-08

TE85

A

10.3969/j.issn.1001-8719.2017.02.024