鄭 林 ,楊 勇 ,張 煜 ,張麗麗 ,白云坡 ,王 洪 ,古芳娜
(1.中國(guó)科學(xué)院大學(xué),北京 100049;2.中科合成油技術(shù)有限公司,北京 101407;3.中國(guó)科學(xué)院過(guò)程工程研究所,北京 100190;4.中國(guó)科學(xué)院山西煤炭化學(xué)研究所 煤轉(zhuǎn)化國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,山西 太原 030001)
我國(guó)的能源結(jié)構(gòu)富煤少油,近年來(lái),隨著國(guó)民經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展,石油的對(duì)外依存度不斷上升,2017年度已高達(dá)67.4%,國(guó)家的能源安全受到嚴(yán)重威脅[1]。以費(fèi)托合成反應(yīng)為核心的煤炭間接液化技術(shù)是降低石油對(duì)外依存度,實(shí)現(xiàn)煤炭資源清潔高效利用的主要方法之一[2]。工業(yè)中常見(jiàn)的費(fèi)托合成反應(yīng)器包括固定床、漿態(tài)床和流化床反應(yīng)器,其中,漿態(tài)床反應(yīng)器具有溫度均勻、易于操控、可在線更換催化劑等優(yōu)勢(shì)受到廣泛的重視[3]。實(shí)驗(yàn)室小試裝置通常采用攪拌式漿態(tài)床反應(yīng)器,與鼓泡塔相比,攪拌釜內(nèi)流體流動(dòng)狀態(tài)更加復(fù)雜。不同的實(shí)驗(yàn)裝置和操作條件,研究者的結(jié)論有很大差異,研究主要集中在空氣-水體系、低氣含率、大氣泡尺寸、低攪拌轉(zhuǎn)速等方面[4-7]。Varela等[8]進(jìn)行了高轉(zhuǎn)速下氣液攪拌槽的兩相混合過(guò)程的研究,但沒(méi)有設(shè)置擋板,忽略攪拌槽擋板的擾流作用。
隨著計(jì)算流體力學(xué)(CFD)的快速發(fā)展,采用CFD方法對(duì)攪拌釜的流體流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬已取得了很大的進(jìn)步。Lane等[9]對(duì)攪拌釜內(nèi)的氣液流動(dòng)模擬進(jìn)行改進(jìn),能夠較好地描述流體速度和氣液分散。Wang等[10]在改進(jìn)的內(nèi)外迭代法處理攪拌槳區(qū)、經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式處理氣液流動(dòng)的基礎(chǔ)上,模擬單層六直葉渦輪槳的氣液兩相的流動(dòng),得到兩相流的流場(chǎng)和不同徑向位置的氣含率曲線。Cheng等[11]基于Euler-Euler多流體模型的觀點(diǎn),將適用于單相的有限節(jié)點(diǎn)概率密度函數(shù)模型擴(kuò)展成兩相形式,采用CFD耦合微觀混合模型的方法計(jì)算了煤油-水液液不互溶體系中硫酸鋇沉淀過(guò)程,模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值比較吻合。但是對(duì)于小型攪拌釜槳葉底部液相區(qū)域及釜體結(jié)構(gòu)的研究一直較少。
氣含率是攪拌釜重要的流體力學(xué)參數(shù),光纖探針具有響應(yīng)速度快、測(cè)量精度高、抗干擾性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn),可以準(zhǔn)確測(cè)量小尺寸氣泡的局部氣含率[12-13]。費(fèi)托合成實(shí)驗(yàn)室攪拌釜的氣體表觀氣速較小,受釜體結(jié)構(gòu)影響,釜底部固含率較高,通過(guò)改變擋板、攪拌槳葉、增加導(dǎo)流筒等方法均不能有效解決相分散問(wèn)題,實(shí)驗(yàn)室催化劑評(píng)價(jià)結(jié)果一直存在平行性效果差的問(wèn)題。因此,本文采用輕柴油-空氣體系,針對(duì)攪拌釜的局部氣含率進(jìn)行光纖探針?lè)ǖ睦淠?shí)驗(yàn)研究,對(duì)攪拌釜的流場(chǎng)進(jìn)行CFD模擬,考察高攪拌轉(zhuǎn)速下改進(jìn)氣體分布器及改變釜體結(jié)構(gòu)對(duì)氣液兩相分散效果的影響,旨在為費(fèi)托合成實(shí)驗(yàn)室評(píng)價(jià)裝置的設(shè)計(jì)、改造提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)支持和理論依據(jù)。
實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示。參照熱態(tài)費(fèi)托合成實(shí)驗(yàn)室小試裝置,等比例建立冷模裝置,設(shè)置相同的內(nèi)構(gòu)件,進(jìn)行冷模實(shí)驗(yàn)。
圖1 氣-液攪拌釜冷模實(shí)驗(yàn)裝置Fig.1 Cold model experimental equipment of gas-liquid stirred tank
攪拌釜式反應(yīng)器冷模裝置由透明有機(jī)玻璃筒體組成,封頭為半球型結(jié)構(gòu),攪拌釜直徑T=80mm,高H=180mm,靜液位高度設(shè)為h=1.13T。擋板采用完全擋板[14],寬度為0.10T,離壁面1mm均勻設(shè)置3塊擋板。攪拌槳采用單層六直葉圓盤渦輪槳[15],槳葉寬度0.13T,攪拌槳總直徑0.5T。氣體出口位于攪拌槳葉下方,入口氣體分布器分別考察直管型、盤管型、燒結(jié)金屬柱體、燒結(jié)金屬板等4種,參數(shù)詳見(jiàn)表1。
其中,直管型分布器為管徑Φ6mm×1.5mm的316不銹鋼管;盤管型分布器均勻分布3個(gè)1mm孔;燒結(jié)金屬柱體型分布器為直徑20mm、高21mm的圓柱體,在攪拌槳葉下方水平放置;燒結(jié)金屬板型分布器采用平底型封頭,在釜體底部螺絲固定。在冷模裝置內(nèi)分別設(shè)置汽相測(cè)溫管、液相測(cè)溫管、在線取樣管、油蠟分離器等內(nèi)構(gòu)件。
表1 分布器參數(shù)Table 1 distributor parameters
冷模實(shí)驗(yàn)在常溫常壓下進(jìn)行,測(cè)試體系為輕柴油-空氣兩相體系。其中,輕柴油為費(fèi)托合成產(chǎn)物,20℃時(shí),密度0.7620g/cm3,運(yùn)動(dòng)粘度2.297mm2/s;氣體來(lái)自空氣壓縮機(jī),經(jīng)儲(chǔ)罐穩(wěn)壓后,經(jīng)質(zhì)量流量計(jì) (品牌:BROOKS;型號(hào):5850E;量程:0~10 L/min)計(jì)量,進(jìn)入冷模裝置。采用光纖探針?lè)y(cè)量局部氣含率。
本文所用的光纖探針是纖芯50μm的多模光纖,采用化學(xué)刻蝕法制備,光纖探針的詳細(xì)制備方法見(jiàn)文獻(xiàn)[16]。通過(guò)控制腐蝕溫度和腐蝕時(shí)間,制備針尖錐度在45~60°的光纖探針。采用NI USB 6341型號(hào)數(shù)據(jù)采集卡進(jìn)行采樣,采樣數(shù)量為50000個(gè),采樣頻率5000s-1。采用MATLAB程序進(jìn)行光纖信號(hào)處理、計(jì)算氣含率,每個(gè)點(diǎn)的數(shù)值取10次的均值。 閾值取 0.3×(Umax-Umin)[17]。
攪拌轉(zhuǎn)速、表觀氣速、光纖探針軸向徑向位置如表2所示。
表2 實(shí)驗(yàn)操作條件Table 2 Experimental operating conditions
CFD計(jì)算對(duì)象的結(jié)構(gòu)與冷模實(shí)驗(yàn)的攪拌釜結(jié)構(gòu)一致,數(shù)值模擬的工況和冷模實(shí)驗(yàn)采用的工況一致。其中,設(shè)定表觀氣速為0.001m/s,攪拌轉(zhuǎn)速為800r/min。計(jì)算中處理氣液兩相流的方法采用Euler-Euler法,把氣相和液相均處理為連續(xù)相,用類似于連續(xù)液相的方程來(lái)描述其特性[18]。
對(duì)于多相體系,各相的瞬時(shí)、局部質(zhì)量和動(dòng)量守恒方程可以表示為:
質(zhì)量守恒方程
動(dòng)量守恒方程
其中,k代表不同的相 (連續(xù)相和分散相),ρk為相密度,αk為相含率,uk為相瞬時(shí)流動(dòng)速度,τk為相粘性應(yīng)力,F(xiàn)k為相間動(dòng)量傳遞。
本文利用CFD軟件Fluent 13.0進(jìn)行模擬,采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型以及標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)、Euler-Euler法對(duì)氣液攪拌釜內(nèi)的流場(chǎng)進(jìn)行模擬。網(wǎng)格采用四面體網(wǎng)格,網(wǎng)格總數(shù)約為1132000個(gè),為了較準(zhǔn)確描述攪拌釜內(nèi)的流動(dòng)特性,對(duì)槳葉區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行了加密處理,如圖2、圖3所示。
圖2 攪拌釜內(nèi)網(wǎng)格示意圖Fig.2 Grids in the stirred tank
圖3 槳葉區(qū)網(wǎng)格示意圖Fig.3 Grids in the impeller region
計(jì)算中槳葉的運(yùn)動(dòng)采用多重參考系 (MFR)處理。流動(dòng)狀況考慮瞬時(shí)流動(dòng),并在瞬時(shí)流動(dòng)的基礎(chǔ)上求平均流場(chǎng)。應(yīng)用Euler-Euler方法時(shí),引入如下假設(shè):氣泡為球形且直徑為0.5mm[8]不變,不考慮氣泡的聚并和破碎。
圖4為軸向a=0.50T、徑向r=0.13T時(shí),分布器D01局部氣含率與表觀氣速、攪拌轉(zhuǎn)速的關(guān)系曲線。結(jié)果顯示,局部氣含率隨表觀氣速增大而增大、隨攪拌轉(zhuǎn)速增大而增大[19-20]。表觀氣速增大,相同時(shí)間進(jìn)入釜內(nèi)的氣體量增大,使氣含率增加。Botton等[21]認(rèn)為攪拌釜式反應(yīng)器有臨界轉(zhuǎn)速,當(dāng)攪拌轉(zhuǎn)速低于臨界轉(zhuǎn)速時(shí),攪拌槳葉的剪切力不足以撕裂大氣泡,轉(zhuǎn)速對(duì)氣含率的影響不大;當(dāng)攪拌轉(zhuǎn)速大于臨界轉(zhuǎn)速時(shí),大氣泡開(kāi)始破碎,氣泡尺寸變小,氣含率明顯增加。本文中,受釜體空間限制,轉(zhuǎn)速大于1000 r/min時(shí),大氣泡的破碎與小氣泡的聚并達(dá)到平衡,氣泡分散均勻,局部氣含率不會(huì)一直增大,而是達(dá)到一個(gè)相對(duì)穩(wěn)定值,局部氣含率主要受表觀氣速影響。
圖4 局部氣含率分布曲線Fig.4 Local gas holdup distribution curve
表觀氣速為0m/s時(shí),攪拌轉(zhuǎn)速低于800r/min,氣液界面隨著攪拌形成凹液面,液面處于波動(dòng)穩(wěn)定狀態(tài);轉(zhuǎn)速大于800r/min時(shí),隨著輸出功率的增加,剪切力增加,凹液面在攪拌剪切力的作用下被“打碎”,界面上部的氣體被吸入界面以下,導(dǎo)致界面氣體返混,大氣泡破碎,液相中開(kāi)始出現(xiàn)小氣泡,氣含率增加。因此,轉(zhuǎn)速R=800r/min是本文實(shí)驗(yàn)裝置的界面氣體吸入的臨界轉(zhuǎn)速,作為后續(xù)冷模實(shí)驗(yàn)及模擬工作的設(shè)定攪拌轉(zhuǎn)速。
圖5為直管型分布器D01不同軸向位置的局部氣含率分布曲線。如圖5所示,靠近攪拌軸位置,局部氣含率偏低;沿徑向位置,局部氣含率整體上呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì);不同軸向位置氣含率最高點(diǎn)出現(xiàn)的徑向位置不一致;表觀氣速越大,差別越明顯。圖5(a)、(c)、(d)曲線均呈先增大后減小趨勢(shì),但圖5(b)沿徑向先減小后增大再減小,與其他軸向位置趨勢(shì)不一致,a=0.50T作為后續(xù)實(shí)驗(yàn)的重點(diǎn)研究位置。
圖5 不同軸向位置氣含率分布曲線Fig.5 Gas holdup distribution curve in different axial positions
郝惠娣等[22]研究了攪拌釜單層自吸槳的氣液分散特性,結(jié)果表明:氣含率較大的區(qū)域主要分布在攪拌軸兩側(cè),在進(jìn)氣的軸孔處與液面出口處為氣含率最大的區(qū)域。本文采用單層實(shí)軸攪拌槳,當(dāng)攪拌轉(zhuǎn)速大于臨界轉(zhuǎn)速時(shí),在攪拌槳剪切作用下,大氣泡快速破碎,氣泡很快分散均勻,攪拌槳葉后方形成尾渦空穴。攪拌轉(zhuǎn)速遠(yuǎn)大于泛點(diǎn)轉(zhuǎn)速的情況下,利于攪拌軸周邊流體向壁面方向流動(dòng),導(dǎo)致攪拌軸兩側(cè)氣含率減小。受釜壁與擋板作用,在攪拌釜內(nèi)形成復(fù)雜的流場(chǎng),近壁面位置氣含率變化較大,氣含率最高點(diǎn)不在壁面位置,而是向攪拌軸轉(zhuǎn)移,攪拌轉(zhuǎn)速一定時(shí),表觀氣速越大,軸向位置差別越明顯。
圖6 不同徑向位置氣含率分布曲線Fig.6 Gas holdup distribution curves in different radial positions
圖6為直管型分布器D01不同徑向位置氣含率分布曲線。如圖6所示,不同徑向位置沿軸向方向的局部氣含率整體上呈現(xiàn)先減小后增大再減小的趨勢(shì),形成兩個(gè)中心區(qū),表觀氣速越大,越靠近攪拌軸,趨勢(shì)越明顯。攪拌槳附近,流體湍動(dòng)能量最大,隨著軸向距離增大,整體湍動(dòng)能逐漸減小,導(dǎo)致局部氣含率減小[23-24]。實(shí)驗(yàn)中經(jīng)攪拌槳排出的流體,沿徑向旋向流動(dòng),撞向壁面,在擋板擾流的作用下,改為垂直翻轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng),一部分沿?fù)醢逑蛏狭鲃?dòng),一部分向下流動(dòng),各自形成一個(gè)擾流渦心,渦心處局部氣含率增大;另一部分沿徑向回流,導(dǎo)致流場(chǎng)突變,造成徑向局部氣含率反而先增大后減少。
攪拌槳葉距離直管型分布器D01出口為0.13T,D01距離封頭底部0.30T,考察分布器D01的冷模實(shí)驗(yàn)時(shí)發(fā)現(xiàn),半球型封頭底部流體為比較完整的旋渦狀,流速較慢,與上層流體形成相對(duì)獨(dú)立的運(yùn)行區(qū)域。為解決這個(gè)問(wèn)題,考察其他類型分布器時(shí),進(jìn)行分布器位置調(diào)整,設(shè)置盤管型分布器D02距離底部0.06T,槳葉仍保持原位置,分布器D02距離槳葉0.36T。燒結(jié)金屬柱型分布器D03直徑0.25T,設(shè)置在槳葉與封頭底部正中位置,上下距離為0.13T。燒結(jié)金屬板型分布器D04實(shí)驗(yàn)采用平底型封頭,底部螺紋密封,分布板直徑0.25T,槳葉位置降低,距離分布器D04為0.13T。
圖7 不同類型分布器徑向位置氣含率分布曲線Fig.7 Distribution curves of gas holdup in radial position of different distributor
圖7為軸向a=0.50T位置,不同類型分布器的徑向位置局部氣含率。如圖7所示,分布器D01的局部氣含率沿徑向位置呈現(xiàn)先減小后增大再減小的趨勢(shì);分布器D02的局部氣含率與分布器D01的趨勢(shì)一致,但局部氣含率整體偏??;分布器D03與D04的局部氣含率均呈現(xiàn)隨徑向位置增大而增大的趨勢(shì),同一位置分布器D04局部氣含率最大。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,釜底部的氣體分布器對(duì)氣體的均勻分布作用明顯。但隨著表觀氣速的增大,一定程度上弱化了分布器的作用[11],差值減小。
表觀氣速為0.001m/s時(shí),直管型分布器D01出口線速度為0.712m/s,假設(shè)盤管型分布器D02的3個(gè)向下的開(kāi)孔氣速均勻,對(duì)應(yīng)的出口線速度為2.136m/s,出口線速度大,導(dǎo)致大氣泡未在攪拌槳葉剪切力的作用下及時(shí)打碎,而發(fā)生“短路”,使分布器D02整體局部氣含率較低。分布器D02為管徑Φ6mm×1.5mm的316不銹鋼管做成的直徑20mm的環(huán)形盤管,增加D02開(kāi)孔數(shù)量,距離總出口近的孔氣速大,遠(yuǎn)的孔氣速小,無(wú)法使氣體分散均勻。
燒結(jié)金屬柱型分布器D03氣泡均勻,分散效果較分布器D01有很大改觀,但氣體分布器體積較大,封頭底部獨(dú)立的旋狀區(qū)域沒(méi)有明顯改觀。將D03尺寸縮小,由于每個(gè)孔出口線速度過(guò)小,分布器設(shè)置在攪拌槳葉下方,干擾底部流體流動(dòng)。
燒結(jié)金屬板型分布器D04設(shè)置在封頭底部,攪拌槳靠近氣體分布板,同樣攪拌剪切力的作用下,底部流體分散均勻,局部氣含率明顯增大。與其他入口分布器相比,徑向每個(gè)位置氣含率均明顯增大,利于物料間的接觸混合與相分散。
圖8為徑向r=0.38T位置,不同類型分布器的軸向位置局部氣含率。如圖8所示,分布器D01隨軸向距離的增大,低氣速時(shí)局部氣含率單調(diào)降低,如圖8(a)、(b),隨著氣速增大,局部氣含率先增大后減小,如圖 8(c)、(d)、(e);分布器 D02 整體偏低,局部氣含率先增大后減小,a=0.50T處氣含率最大;分布器D03與D04均呈現(xiàn)先增大后減小趨勢(shì),整體氣含率較高,分布器D04分散效果比D03更加均勻,D03在a=0.63T的位置、D04在a=0.50T及a=0.63T的位置均形成一個(gè)明顯的分散中心。
圖8 不同類型分布器軸向位置氣含率分布曲線Fig.8 Distribution curve of gas holdup in axial position of different distributor
文獻(xiàn)[20]表明,氣體在下輪區(qū)分散不好,氣含率在釜底區(qū)域最低,大部分氣體從下葉輪排出后向上運(yùn)行,并逐漸向釜體中心聚集上升,導(dǎo)致釜體中心處氣含率相對(duì)較高。釜底氣相分散不均勻,使底部固含率偏高,形成旋狀分散的“死區(qū)”,費(fèi)托合成實(shí)驗(yàn)室攪拌釜表觀氣速通常低于0.001m/s,燒結(jié)金屬板型分布器D04在軸向位置的局部氣含率分布均勻,可以有效增大相分散。
圖9為半球型封頭與平底型封頭攪拌釜結(jié)構(gòu)的氣含率分布模擬結(jié)果。其中,半球形封頭的入口氣體分布器為直管型分布器D01,平底型封頭的入口氣體分布器為燒結(jié)金屬板型分布器D04。
如圖9所示,氣體分布器的出口位置氣含率最高,除此之外,在攪拌槳葉上方的局部氣含率明顯高于其他位置;徑向位置氣含率最高點(diǎn)不在壁面位置;不同軸向的最高點(diǎn)位置不同。模擬結(jié)果與冷模實(shí)驗(yàn)結(jié)果趨勢(shì)一致。平底型封頭燒結(jié)金屬板型分布器的物相分散效果優(yōu)于半球型封頭的效果。
圖9 氣含率分布的模擬結(jié)果Fig.9 Simulation results of gas holdup distribution
圖10為不同氣含率的實(shí)驗(yàn)值與模擬值對(duì)比曲線。從圖10可以看出,半球型封頭(圖10a、b)的實(shí)驗(yàn)曲線與模擬曲線的變化趨勢(shì)基本吻合,徑向位置偏差不大,軸向位置大部分實(shí)驗(yàn)值比模擬值偏高,實(shí)驗(yàn)值單調(diào)下降,模擬值先減小后增大;平底型封頭(圖10c、d)模擬值與實(shí)驗(yàn)值相比偏差較大,實(shí)驗(yàn)值大部分點(diǎn)的結(jié)果比模擬值偏大,特別是a=0.50T及a=0.63T的位置。本文的模擬工作,主要進(jìn)行釜體結(jié)構(gòu)流場(chǎng)的初步模擬驗(yàn)證,尚未考慮氣泡聚并與破碎模型[25],燒結(jié)金屬板型分布器D04冷模實(shí)驗(yàn)的初始?xì)馀莩叽巛^小,受浮力作用在上升過(guò)程及受攪拌作用向邊壁運(yùn)動(dòng)過(guò)程中逐漸聚并,氣泡尺寸增大,導(dǎo)致模擬值在釜體邊壁與上部整體偏差較大[26]。
圖10 實(shí)驗(yàn)值與模擬值對(duì)比Fig.10 Comparison between simulated and experimental results
圖11 速度矢量分布Fig.11 Velocity vector distribution in liquid phase
圖11為模擬的速度矢量分布。如圖所示,靠近液面位置,半球型封頭形成兩個(gè)小的循環(huán)渦旋,平底型封頭則是形成一個(gè)較大的循環(huán)渦旋;中間位置,平底型封頭湍動(dòng)更劇烈;底部攪拌槳區(qū)域,兩種類型封頭上下各形成一個(gè)循環(huán)渦旋,槳葉處形成一個(gè)高速?gòu)较蛏淞?,流體在槳葉末端處的矢量速度最大[27]。槳葉的上下層分別形成局部的渦旋循環(huán),使底部的流域均處于循環(huán)中。半球型封頭的攪拌釜底部形成一個(gè)局部“死循環(huán)”,與上層流體交換少。平底型封頭底部沒(méi)有死區(qū),流體湍動(dòng)劇烈,整體攪拌效果更好。平底型封頭的底部液相分散更均勻,矢量速度相對(duì)較大,有利于氣液相分散。
本文采用輕柴油-空氣體系,采用光纖探針?lè)▽?duì)費(fèi)托合成實(shí)驗(yàn)室高速攪拌釜的局部氣含率進(jìn)行冷模實(shí)驗(yàn)研究,并對(duì)攪拌釜的流場(chǎng)進(jìn)行CFD模擬,得到以下結(jié)論:
(1)局部氣含率隨表觀氣速增大而增大、隨攪拌轉(zhuǎn)速增大而增大;攪拌轉(zhuǎn)速達(dá)到一定值時(shí),局部氣含率趨向恒定,局部氣含率主要受表觀氣速影響。
(2)沿徑向位置,受流體返混的影響,局部氣含率先增大后減??;沿軸向位置,在擋板擾流的作用下,形成兩個(gè)擾流中心。
(3)通過(guò)改進(jìn)入口分布器布置及改變釜體結(jié)構(gòu),可以有效地提高釜底湍動(dòng),有利于氣液相分散。
符號(hào)說(shuō)明
a-軸向位置;D01-直管型分布器;D02-盤管型分布器;D03-燒結(jié)金屬柱型分布器;D04-燒結(jié)金屬板型分布器;F-表觀氣速,m/s;Fk-相間動(dòng)量傳遞;H-攪拌釜高度,mm;h-靜液位高度,mm;r-徑向位置;R-攪拌轉(zhuǎn)速,r/min;T-攪拌釜直徑,mm;u-瞬時(shí)流動(dòng)速度,m/s;αk-相含率;ρ-密度,kg/m3;τ-粘性應(yīng)力,N/m2;下標(biāo):k-相。