劉昌文，朱宸震，潘?潔，李?衛(wèi)，衛(wèi)海橋，潘家營

高海拔模擬環(huán)境下噴霧撞壁的燃燒和傳熱特性研究

劉昌文1，朱宸震1，潘?潔2，李?衛(wèi)2，衛(wèi)海橋1，潘家營1

(1. 天津大學先進內燃動力全國重點實驗室，天津 300072；2. 濰柴動力股份有限公司，濰坊 261041)

高海拔下低溫低壓的極端工作環(huán)境容易導致發(fā)動機燃燒室出現嚴重的液相噴霧撞壁現象，造成附壁燃燒和池火，是引起活塞或燃燒室壁面燒蝕的重要原因之一．然而，目前關于高海拔環(huán)境下發(fā)動機噴霧撞壁、附壁燃燒及壁面?zhèn)鳠岬脑敿殭C理尚不完全清楚．本文基于定容燃燒彈模型結合多維數值模擬方法，開展了高海拔模擬環(huán)境下噴霧撞壁的燃燒及壁面?zhèn)鳠崽匦匝芯浚Y果表明：缸內背景壓力通過影響噴霧貫穿能力對噴霧液相撞壁起到主導作用，而背景溫度則主要通過影響燃油蒸發(fā)速率對油膜演化起顯著作用；附壁油膜的質量和蒸發(fā)速率對池火燃燒特性具有很大影響，高溫高壓條件下附壁油膜質量小、蒸發(fā)速率快，使得池火出現時間更早、峰值強度最大且持續(xù)時間最短；低溫低壓條件下油膜質量最大且蒸發(fā)速率最慢，使得池火出現時間更晚、峰值強度最小且燃燒持續(xù)時間最長；而高溫低壓和低溫高壓條件下池火的出現時間、峰值強度和持續(xù)時間則居于中間；此外，附壁油膜和近壁池火會顯著增強定容彈流場對壁面?zhèn)鳠岬挠绊懽饔?，附壁燃燒使得壁面長時間處于高熱流密度和高溫的狀態(tài)，而油膜分布和蒸發(fā)速率的差異會導致池火區(qū)壁面熱流密度和溫度分布不均，且變化劇烈波動，由此引發(fā)的熱疲勞可能是壁面燒蝕的重要原因．

定容彈；噴霧撞壁；油膜；池火；背景工況

高原是考驗發(fā)動機性能的極端典型環(huán)境之一.高海拔低溫低壓大氣狀態(tài)會使噴霧貫穿距變得過長，導致發(fā)動機出現燃油撞壁．民用發(fā)動機常利用減小噴油量和優(yōu)化進氣系統(tǒng)等措施來緩解上述問題；然而，對于重型柴油機(尤其是特種動力)來說，通常需要采用較大的噴油量和較長的噴油脈寬來實現足夠的功率與扭矩輸出，這顯著加劇了燃油撞壁現象[1-2].燃油撞壁后附壁油膜會發(fā)生燃燒，進而引發(fā)池火．有研究表明，上述現象與燃燒室壁面燒蝕密切相關[3].但是目前關于附壁燃燒和池火的研究較少，關于燃燒室燒蝕的詳細機理尚不完全清楚．

缸內熱力學狀態(tài)是影響燃油噴霧撞壁和燃燒特性的重要因素之一．近年來，國內外學者圍繞燃油噴霧撞壁和燃燒特性開展了大量研究．劉振明等[4]采用可視化技術研究了不同環(huán)境密度下燃油的噴霧特性，發(fā)現隨著充量密度的降低，噴霧液相貫穿距明顯增加，噴霧錐角減??；當充量密度低于13.5kg/m3時出現了液相撞壁現象．該研究重點考察了自由噴霧發(fā)展歷程及其宏觀特性，而沒有詳細考察噴霧撞壁之后的流體演化特性．Chen等[5]利用激光誘導熒光技術研究了噴霧撞壁對近壁面燃燒特性的影響，但沒有對附壁油膜燃燒及池火開展進一步的分析．龐昌樂等[6]結合發(fā)動機試驗和三維數值模擬分析了直噴汽油機噴霧、燃燒和碳煙生成，發(fā)現池火和濃混合氣區(qū)分別是早噴、晚噴策略下碳煙生成的主要原因，但該研究沒有對壁面?zhèn)鳠崽匦赃M行深入探討．

針對上述問題，本文基于定容燃燒彈模型結合多維數值模擬方法，研究了高海拔模擬環(huán)境下燃油噴霧撞壁(尤其是液相噴霧撞壁)、附壁燃燒以及壁面?zhèn)鳠崽匦?，進一步揭示高原特殊環(huán)境下附壁燃燒和池火對燃燒室燒蝕的影響機理．該研究對于高強化柴油機燃燒過程優(yōu)化具有重要參考價值．

1?仿真模型及驗證

1.1?物理模型和網格劃分

圖1為定容燃燒彈的網格劃分策略．該模型模擬發(fā)動機活塞到達上止點時的狀態(tài)，燃燒室簡化為“圓餅狀”結構．定容燃燒彈流體域軸向厚度20mm，徑向直徑70mm；單孔噴油孔位于側壁，模擬實際發(fā)動機(缸徑140mm)中心噴霧場景．單孔噴油嘴設置在軸向對稱圓面上，與壁面距離3mm，油束朝著軸向對稱面的直徑方向．根據研究需要，在燃燒室特定位置布置多個監(jiān)測點，監(jiān)測點1在噴嘴軸線上，各監(jiān)測點間隔45°．

為平衡模擬精度和計算成本，仿真模型的基礎網格大小為4mm，對噴油嘴附近流域進行5層加密，對噴霧區(qū)域進行4層加密，仿真模型的最小網格為0.25mm，可滿足發(fā)動機噴霧燃燒的需要[7-8]．另外，對流速與溫度均進行3層網格自適應加密，以準確捕捉燃燒室內部流場變化．

圖1?定容彈模型的網格劃分策略

為了便于區(qū)分近壁池火與正常燃燒，筆者根據附壁油膜分布定義了池火區(qū)，規(guī)定附壁油膜發(fā)生燃燒的區(qū)域為池火區(qū)，并基于該區(qū)域的火焰面積來衡量池火強度．如圖2所示，圖中黃色表示火焰面，云圖表示附壁油膜的分布．

圖2?池火區(qū)的尺寸及位置

1.2?數值模擬方法

采用CONVERGE軟件進行燃油噴霧、撞壁、燃燒和傳熱研究，該軟件包含多種湍流、噴霧以及燃燒模型．模擬時采用基于雷諾平均的RANS-模型模擬湍流運動．采用NTC模型[9]、Kelvin Helmholtz-Rayleigh Taylor模型[10-11]和Bai-Gosman模型[12]分別模擬噴霧液滴碰撞、破碎和噴霧撞壁過程．燃燒模型為SAGE模型，采用的柴油骨架化學反應機理包括42種組分和168步反應，該機理已通過試驗得到廣泛驗證[13]．

1.3?工況參數

為便于對比分析，模擬時定容彈內初始背景壓力為2.64MPa和3.72MPa，分別對應海拔高度4500m和0m的工況[14-15]，相應的背景溫度為850K和950K，該工況條件在前期研究中也普遍使用[1,14]．如表1所示，所用噴油器噴孔直徑為0.32mm，噴油脈寬為1.5ms，噴油壓力為80MPa，對應的噴油量為30.96mg．為便于討論分析，將背景溫度850K和950K定義為低溫和高溫工況，將2.64MPa和3.72MPa定義為低壓和高壓工況．池火持續(xù)時間定義為池火從產生到消失的時間．

表1?模擬工況參數

Tab.1?Operating conditions for the simulation

1.4?模型驗證

噴霧貫穿距是影響模擬結果的重要參數[16]．為了保證噴霧燃燒模擬的準確性，結合噴霧試驗數據[17]，對氣相和液相貫穿距進行標定．標定工況背景壓力4.0MPa，背景溫度850K．如圖3所示，模擬結果和試驗數據吻合良好，說明該模型能夠準確模擬燃油噴霧現象．但受限于研究手段和方法，本研究沒有對附壁油膜特性(如油膜厚度)及其發(fā)展進行標定．盡管如此，該研究仍然對噴霧撞壁及附壁燃燒的預測具有重要借鑒意義．

圖3?液相和氣相貫穿距模擬和試驗的結果對比

2?模擬結果與分析

2.1?柴油噴霧撞壁特性

圖4為不同工況下液相貫穿距隨時間的變化. 可以看到，由于噴油量較大，各工況均在0.45ms前出現燃油撞壁現象．在噴霧自由發(fā)展階段，當溫度一定時，高背景壓力下噴霧在向前貫穿過程中受到較大的空氣阻力導致貫穿速度降低，其液相貫穿距始終小于低背景壓力的情況，這意味著較高背景壓力下噴霧撞擊壁面時的速度更?。欢?，相同背景壓力下高背景溫度的貫穿距總大于低背景溫度的情況，說明高溫環(huán)境下噴霧撞擊壁面的速度大于低溫環(huán)境．主要原因是相同壓力下溫度越高，空氣密度越小，噴霧貫穿阻力越小，從而貫穿速度越大．

圖4?不同工況下液相貫穿距隨時間的變化

圖5為附壁油膜質量隨時間的變化．如圖所示，在1.8ms之前，液相噴霧不斷撞擊壁面導致附壁油膜的累積質量快速增大，且各個工況差距不斷變大；在1.8ms后，液相油束全部完成撞壁過程，各工況附壁油膜的累積質量變化不再明顯．同時發(fā)現，背景壓力和背景溫度的提升都會導致附壁油膜質量減少．當背景壓力增加時，較大充量密度促進了噴霧和空氣的混合，在一定程度上減少了附壁油膜質量．相同背景溫度下(如950K)，當背景壓力從2.64MPa提高至3.72MPa時，附壁油膜質量減少0.17mg；相同背景壓力下(如2.64MPa)，當背景溫度從850K提高至950K時，附壁油膜質量減少超過1mg，主要是溫度升高加快了噴射過程中燃油蒸發(fā)，使得附壁燃油量大幅度減少．上述附壁油膜質量變化規(guī)律與圖4研究結論一致．

圖6為壁面油膜鋪展面積隨著時間的變化．與油膜的質量變化類似，在1.75ms之前噴霧的撞擊壁面推動油膜快速地向四周鋪展，油膜面積迅速增大．這種推動作用在1.75ms之后減弱，而油膜在鋪展的過程中不斷地蒸發(fā)，鋪展面積開始略有減?。湍さ匿佌姑娣e隨著背景壓力或者溫度的升高而縮小．油膜鋪展面積最大差值超過1.5cm2．如前文所述，當背景壓力較低時，燃油撞壁速度較大，油膜會以更快的速度在壁面鋪展，鋪展范圍更大；當背景溫度較低時，附壁油膜質量大且蒸發(fā)速度緩慢，這有利于油膜向外鋪展．

圖5?不同工況下附壁油膜質量隨時間的變化

圖6?不同工況下油膜鋪展面積隨時間的變化

2.2?池火區(qū)燃燒特性

圖7為池火區(qū)內火焰面積隨時間的變化情況．為便于分析，將溫度為2000K的黃色等值面視為火焰面，云圖記錄附壁油膜的變化．如圖7所示，高溫高壓工況下池火區(qū)最早出現火焰，且火焰面積峰值最大，達到43.61cm2．高溫低壓和低溫高壓兩種工況下火焰面積峰值相當，差距小于1cm2且時間相位相差小于0.3ms．但由于缸內熱力學狀態(tài)的差異，高溫低壓工況下油膜蒸發(fā)速率更快，使得3.28～24.60ms期間內的火焰面積大于低溫高壓工況．主要原因是附壁油膜蒸發(fā)混合與缸內熱力學狀態(tài)密切相關. 低溫低壓條件下油膜質量大、蒸發(fā)速度慢、池火持續(xù)時間更長．這說明池火強度和附壁油膜質量與蒸發(fā)速率密切相關．

圖7?不同工況下池火區(qū)火焰面積隨時間的變化

圖8進一步給出了不同工況下燃燒早期池火演變的三維圖像．如圖所示，受高溫高壓熱力學狀態(tài)影響，部分燃油在噴射過程中發(fā)生自燃，在油束周圍形成火焰并向周圍傳播．1.29ms時油膜被火焰引燃而形成池火．隨后兩處火焰互相融合．高溫低壓工況和低溫高壓工況的火焰發(fā)展模式大致相同．對于缸內混合氣而言，在經歷一段滯燃時間后發(fā)生自著火和燃燒，此時著火位置遠離油膜；對于近壁油膜而言，其蒸汽與空氣形成可燃混合氣后形成池火．對于低溫低壓工況，由于熱力學狀態(tài)差而導致出現長時間的失火現象．這說明池火的產生和發(fā)展與混合氣著火和油膜蒸發(fā)速度密切相關．

圖8?不同工況下燃燒早期池火的演變規(guī)律

圖9為不同工況下池火燃燒的持續(xù)時間變化.如圖9所示，高溫高壓工況下池火持續(xù)的時間最短，約16.81ms；而低溫高壓工況持續(xù)時間最長，約33.70ms．為了量化池火持續(xù)時間的差異，圖10和圖11分別給出了各工況附壁油膜的質量變化和燃燒后期池火演變規(guī)律．如圖所示，在高溫高壓工況下著火后火焰長時間在油膜區(qū)停留，油膜在高溫火焰的作用下迅速蒸發(fā)混合，池火持續(xù)時間最短．而低溫高壓工?況下，附壁油膜質量較大且油膜蒸發(fā)速度較慢，池?火持續(xù)時間較長．高溫低壓工況的油膜質量、蒸發(fā)?速度和池火持續(xù)時間位于上述兩種工況之間．這說明池火持續(xù)時間與附壁油膜的質量和蒸發(fā)速率密切相關．

圖9?不同工況下池火的持續(xù)時間

圖10?不同工況下附壁油膜質量隨時間的變化

圖11?不同工況下燃燒后期池火的演變規(guī)律

2.3?壁面?zhèn)鳠崽匦?/h3>

為進一步量化附壁燃燒對壁面?zhèn)鳠岬挠绊?，選取背景壓力2.64MPa、溫度950K工況進行研究．這里將溫度2000K的黃色等值面視為火焰面，采用云圖記錄了壁面熱流密度和壁面溫度的分布．圖12為定容彈壁面3個位置處壁面熱流密度隨時間的變化.其中監(jiān)測點1處在池火區(qū)域，燃油的撞擊令該處的壁面熱流密度在1.0ms之前就出現明顯的上升[18]. 不同位置處壁面熱流密度變化差異顯著，監(jiān)測點2和監(jiān)測點3處的壁面熱流密度先快速增大然后波動下降，而位置1處存在著油膜鋪展、蒸發(fā)以及燃燒等多種復雜物理過程，壁面熱流密度變化波動劇烈，其峰值接近10MW/m2，超過其他兩個位置1個數量級．

圖12?不同位置壁面熱流密度隨時間的變化

圖13進一步展示了壁面熱流密度和火焰分布的關系．如圖所示，與火焰未附壁情況相比，高溫火焰能夠對附壁區(qū)的流場進行強烈的氣流瞬態(tài)沖擊，導致與火焰接觸的壁面熱流密度迅速增大．同時，與火焰直接接觸的壁面熱流密度分布也呈現出不同特點.非池火區(qū)的壁面熱流密度整體較高，并且分布相對均勻；而池火區(qū)的壁面熱流密度分布極不均勻，出現了部分熱流密度極大的區(qū)域．這可能和油膜的分布差異有關．池火區(qū)的油膜受熱蒸發(fā)，其相變傳熱的對流換熱系數遠大于無相變的工況，降低了缸內流場對近壁面對流傳熱的熱阻，因此部分區(qū)域熱流密度過大，從而導致壁面的熱負荷加大，增大了壁面損壞的可能性．另外，油膜在壁面處的分布以及蒸發(fā)速度不均勻，這導致了壁面熱流密度分布不均勻，從而進一步降低了壁面強度．

圖13?壁面熱流密度分布和火焰分布的關系

圖14給出了壁面溫度分布與火焰分布的關系. 如圖所示，未與火焰接觸的壁面的溫度明顯小于火焰附著的壁面，這與壁面熱流密度分布相似，而非池火區(qū)的壁面溫度整體較高，且分布相對均勻．需要注意的是，池火區(qū)的壁面溫度梯度很大，分布很不均勻，這會導致池火區(qū)壁面產生較大的熱應力，從而降低壁面的疲勞強度．另外，該區(qū)域壁面的局部最大溫度超過1700K，已經超過了304號不銹鋼材料的熔點(1673K)，遠高于發(fā)動機活塞正常工作溫度，極易導致壁面因溫度過高而熔融．

圖14?壁面溫度分布與火焰分布的關系

3?結?論

(1) 背景溫度和壓力對燃油噴霧撞壁和附壁特性產生不同的影響．背景壓力通過影響充量密度來影響油束貫穿能力，對噴霧撞壁過程起主導作用；背景溫度主要通過影響燃油蒸發(fā)混合來改變油膜演化，對附壁油膜質量和鋪展面積起主導作用．

(2) 池火的燃燒特性受油膜質量和蒸發(fā)速率的影響．高溫高壓環(huán)境下油膜質量小、蒸發(fā)速率快，池火峰值強度最大但持續(xù)時間最短．高溫低壓和低溫高壓工況下峰值強度相當，但油膜蒸發(fā)速率慢使后者池火持續(xù)時間更長．低溫低壓環(huán)境油膜蒸發(fā)過慢，經歷較長時間后才產生池火．

(3) 池火對壁面熱流密度和溫度分布影響很大．池火使壁面長時間處于高熱流密度和高溫狀態(tài)，油膜分布和蒸發(fā)不均勻導致近壁面熱流密度和溫度分布不均，變化波動大．近壁面高溫和大溫度梯度引起的熱疲勞可能是導致燃燒室燒蝕的重要原因．

［1］Wang X，Pan J，Li W，et al. Optical experiments on diesel knock for high altitude engines under spray impingement conditions[J]. Fuel，2020，278：118268.

［2］崔宇航，衛(wèi)海橋，王祥庭，等. 高海拔模擬環(huán)境下柴油機燃燒粗暴可視化試驗研究[J]. 天津大學學報(自然科學與工程技術版)，2022，55(4)：383-390.

Cui Yuhang，Wei Haiqiao，Wang Xiangting，et al. Optical experiments on diesel knock under simulated high-altitude conditions[J]. Journal of Tianjin University(Science and Technology)，2022，55(4)：383-390(in Chinese).

［3］秦朝舉，張衛(wèi)正，宋立業(yè)，等. 高強化活塞燒蝕失效研究[J]. 航空動力學報，2014，29(9)：2150-2156.

Qin Zhaoju，Zhang Weizheng，Song Liye，et al. Investigations on ablation failure of high power pistons[J]. Journal of Aerospace Power，2014，29(9)：2150-2156(in Chinese).

［4］劉振明，劉?楠，歐陽光耀，等. 高海拔(低介質密度)下燃油噴霧與燃燒特性[J]. 內燃機學報，2018，36(4)：314-321.

Liu Zhenming，Liu Nan，Ouyang Guangyao，et al. Diesel spray and combustion characteristics under high altitude(low gas destiny)[J]. Transactions of CSICE，2018，36(4)：314-321(in Chinese).

［5］Chen B，Feng L，Wang Y，et al. Spray and flame characteristics of wall-impinging diesel fuel spray at different wall temperatures and ambient pressures in a constant volume combustion vessel[J]. Fuel，2019，235：416-425.

［6］龐昌樂，趙洪雪，靜大亮，等. 噴油策略對 GDI 發(fā)動機碳煙生成的影響[J]. 汽車工程，2017，39(9)：984-988.

Pang Changle，Zhao Hongxue，Jing Daliang，et al. Effects of injection strategy on soot formation in GDI engines[J]. Automotive Engineering，2017，39(9)：984-988(in Chinese).

［7］Wang D，Shi Z，Yang Z，et al. Numerical study on the wall-impinging diesel spray mixture formation，ignition，and combustion characteristics in the cylinder under cold-start conditions of a diesel engine[J]. Fuel，2022，317：123518.

［8］Shi Z，Liu F，Shang W W，et al. Numerical study on the influence of injection pressure on the ignition and combustion of n-dodecane spray at cold-start conditions[J]. Fuel，2020，264：116882.

［9］Schmidt D P，Rutland C J. A new droplet collision algorithm[J]. Journal of Computational Physics，2000，164(1)：62-80.

［10］Reitz R D，Bracco F V. Mechanism of breakup of round liquid jets[J]. Encyclopedia of Fluid Mechanics，1986，10：233-249.

［11］Ricart L M，Xin J，Bower G R，et al. In-cylinder measurement and modeling of liquid fuel spray penetration in a heavy-duty diesel engine[C]//SAE Technical Papers. Detroit，USA，1997：1622-1640.

［12］Bai C，Gosman A D. Development of methodology for spray impingement simulation[C]//SAE Technical Papers. Detroit，USA，1995：550-568.

［13］Zhou X，Li T，Yi P，et al. On the fuel injection rate profile as boundary conditions for diesel spray combustion simulations[J]. Fuel，2020，276：118026.

［14］王成官，樓狄明，譚丕強. 基于變海拔柴油撞壁噴霧著火特性可視化研究[J]. 內燃機學報，2020，38 (1)：10-18.

Wang Chengguan，Lou Diming，Tan Piqiang. Visualization on ignition characteristic of wall-impinging diesel spray at different altitudes[J]. Transactions of CSICE，2020，38(1)：10-18(in Chinese).

［15］王成官，樓狄明，譚丕強，等. 不同海拔條件下柴油機撞壁噴霧燃燒特性的可視化研究[J]. 內燃機工程，2020，41(3)：9-17.

Wang Chengguan，Lou Diming，Tan Piqiang，et al. Visualization of combustion characteristics of diesel spray wall impingements at different altitudes[J]. Chinese Internal Combustion Engine Engineering，2020，41(3)：9-17(in Chinese).

［16］Pang K M，Jangi M，Bai X S，et al. Effects of nozzle diameter on diesel spray flames：A numerical study using an Eulerian stochastic field method[J]. Energy Procedia，2017，142：1028-1033.

［17］Wu H，Cao W，Li H，et al. Study on impinging ignition and wall-attached fuel film combustion characteristics of light- to heavy-duty diesel engines at low temperatures[J]. Fuel，2022，313：123065.

［18］Mahmud R，Kurisu T，Akgol O，et al. Characteristics of flat-wall impinging spray flame and its heat transfer under diesel engine-like condition：Effects of injection pressure，nozzle hole diameter and impingement distance[J]. SAE International Journal of Advances and Current Practices in Mobility，2019，2：319-329.

An Investigation on Combustion and Heat Transfer Characteristics of Spray Wall Impingement Under High-Altitude Simulation Conditions

Liu Changwen1，Zhu Chenzhen1，Pan Jie2，Li Wei2，Wei Haiqiao1，Pan Jiaying1

(1. State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Weichai Power Co.，Ltd.，Weifang 261041，China)

The extreme operating conditions of low temperature and low pressure at high altitudes can easily trigger a serious spray wall impingement in an engine combustion chamber，causing wall-attached combustion and pool fires，which are some of the important causes of ablation damage to the piston and combustion chamber wall. However，the mechanism of spray wall impingement，wall-attached combustion，and wall heat transfer at high altitudes is not completely understood. In this study，the characteristics of spray wall impingement，wall-attached combustion，and wall heat transfer under high-altitude simulation conditions were investigated based on a constant-volume bomb combined with the multidimensional numerical simulation method. The results indicated that background pressure plays a dominant role in liquid spray wall impingement by affecting the spray penetration ability，and background temperature plays a significant role in the evolution of fuel film by affecting fuel evaporation. The mass and evaporation rate of the fuel film considerably affect the combustion characteristics of the pool fire. The mass of the fuel film is small，and the evaporation rate of the fuel film is increased under high temperature and high pressure，resulting in pool fires with early appearance time，highest peak intensity，and shortest duration. The mass of the fuel film is the largest and the evaporation rate of the fuel film is the slowest under low temperature and low pressure conditions，which makes the pool fire appear late，with the smallest peak intensity and the longest duration. The appearance time，peak intensity，and combustion duration of pool fires at high temperature and low pressure and at low temperature and high pressure are between those under the two conditions aforementioned. Moreover，the fuel film and pool fire significantly enhance the heat transfer from the flow field to the wall in the constant-volume bomb. The flame on the wall keeps the wall surface in a state of high heat flux density and high temperature for a long duration. The heat flux density and temperature distribution of the wall surface in the pool fire zone are uneven and change drastically because of the difference in fuel film distribution and evaporation rate，and the resulting thermal fatigue may be an important cause of wall ablation.

constant-volume bomb；spray wall impingement；fuel film；pool fire；background conditions

the National Natural Science Foundation of China(No. 52076149).

10.11784/tdxbz202208031

TK401

A

0493-2137(2023)12-1288-07

2022-08-24；

2022-11-01.

劉昌文（1963—??），男，博士，教授，liuchangwen@tju.edu.cn.Email：m_bigm@tju.edu.cn

潘家營，jypan@tju.edu.cn.

國家自然科學基金資助項目(52076149).

(責任編輯：金順愛)