爐內(nèi)煙氣成分對富氧燃燒鍋爐傳熱特性的影響

謝?妍，王赫陽，趙?軍，劉?欣，張超群

【碳中和專欄】

爐內(nèi)煙氣成分對富氧燃燒鍋爐傳熱特性的影響

謝?妍1, 2，王赫陽1, 2，趙?軍1, 2，劉?欣3，張超群3

(1. 天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，天津 300072；2. 中低溫?zé)崮芨咝Ю媒逃恐攸c(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(天津大學(xué))，天津 300350；3. 煙臺龍?jiān)措娏夹g(shù)股份有限公司，煙臺 264006)

富氧燃燒；煙氣成分；煙氣再循環(huán)；輻射傳熱

中國以燃煤發(fā)電為主，隨全球暖化的加劇，減少燃煤電廠的CO2排放已經(jīng)成為我國規(guī)?；瘻p排的核心．富氧燃燒是目前最具應(yīng)用前景的大規(guī)模碳捕集技術(shù)發(fā)展方向之一[1-2]．富氧燃燒中，空氣首先經(jīng)過空氣分離裝置(air separation unit，ASU)將N2分離，產(chǎn)生高濃度的O2供煤粉燃燒．相比常規(guī)空氣燃燒方式，富氧燃燒煙氣的主體成分為CO2和H2O，顯著降低了CO2的分離難度與成本[3]．

富氧燃燒通常采用煙氣再循環(huán)(flue gas recirculation，F(xiàn)GR)控制燃燒溫度，根據(jù)再循環(huán)煙氣是否去除水蒸氣，煙氣再循環(huán)又分為干煙氣再循環(huán)和濕煙氣再循環(huán)，不同的煙氣再循環(huán)方式及循環(huán)煙氣量會導(dǎo)致爐內(nèi)煙氣流量、成分及物性的變化，進(jìn)而影響爐內(nèi)的流動、燃燒及傳熱過程．Andersson等[4]、Woycenko等[5]在小尺度富氧燃燒實(shí)驗(yàn)臺的研究表明，爐內(nèi)溫度及總傳熱量隨再循環(huán)煙氣量的增加而降低；王鵬??等[6]、郭軍軍等[7]、Fujimori等[8]和Anheden等[9]的實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬研究表明，再循環(huán)煙氣量可顯著影響中、小尺度富氧燃燒系統(tǒng)的傳熱特性，可通過調(diào)整再循環(huán)煙氣量使之與空氣燃燒系統(tǒng)的溫度及傳熱分布達(dá)到匹配．為實(shí)現(xiàn)富氧燃燒的工業(yè)應(yīng)用，部分學(xué)者已開始工業(yè)尺度富氧燃燒技術(shù)的研究．然而，由于全尺度富氧燃燒鍋爐內(nèi)部環(huán)境復(fù)雜，實(shí)驗(yàn)成本高昂，目前還只能以數(shù)值模擬為主要手段對爐內(nèi)的燃燒與傳熱特性進(jìn)行研究．例如，Edge等[10]對500MW富氧燃燒鍋爐的研究表明，在煙氣循環(huán)倍率為70%時富氧燃燒系統(tǒng)可獲得與空氣燃燒系統(tǒng)近似的傳熱量；Hu等[11]則著重研究了不同再循環(huán)煙氣量導(dǎo)致的入口氧濃度變化對300MW富氧燃燒鍋爐流動及傳熱的影響．上述研究均表明富氧燃燒的燃燒溫度及傳熱量受再循環(huán)煙氣量的影響，可在特定再循環(huán)煙氣量下與空氣燃燒達(dá)到匹配．然而，這些研究皆忽視了不同燃燒方式下煙氣成分變化對爐內(nèi)流動、燃燒及傳熱的重要影響．富氧燃燒煙氣的主體成分為CO2與H2O，而空氣燃燒煙氣的主體成分為N2，不同燃燒方式之間煙氣成分的差異將導(dǎo)致爐內(nèi)煙氣物性的顯著差異，如密度、比熱和吸收系數(shù)等，并因此將可能顯著影響爐內(nèi)的流動、溫度及傳熱分布[12]．

為此，本文將以320MW四角切圓鍋爐為研究對象，采用三維CFD(computational fluid dynamics)數(shù)值模擬方法研究富氧燃燒不同煙氣再循環(huán)方式(干、濕煙氣循環(huán))及循環(huán)倍率下爐內(nèi)的流動、燃燒及傳熱過程，并重點(diǎn)探討煙氣成分及物性變化對富氧燃燒鍋爐溫度與壁面?zhèn)鳠岱植嫉挠绊懀芯勘砻?，不同燃燒方式間煙氣成分及物性間的差異將顯著影響爐內(nèi)的溫度及傳熱分布，在全尺度富氧燃燒鍋爐的設(shè)計或現(xiàn)有空氣燃燒鍋爐的富氧燃燒改造中，需綜合考慮煙氣流量及成分和物性的變化對爐內(nèi)流動、燃燒與傳熱過程的影響．

1?數(shù)值模型

1.1?整體模型

本文以ANSYS Fluent為計算平臺，采用Realizable模型模擬湍流流動[13]，近壁模型采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)．離散方程組的壓力和速度耦合求解采用SIMPLE算法，離散方法均采用二階迎風(fēng)格式．采用隨機(jī)軌道模型跟蹤煤粉顆粒的運(yùn)動[14]．采用單步反應(yīng)速率模型描述煤的脫揮發(fā)分過程[15]，并將揮發(fā)分表示為單一虛擬組分CHOSN[11,16-17]．假設(shè)炭粒中的固定碳為純碳，、、、、的值可根據(jù)煤的工業(yè)與元素分析數(shù)據(jù)計算得出．煤高溫?zé)峤鈸]發(fā)分的析出總量、析出速率參數(shù)(指前因子和活化能)分別為47.2%(可燃基)、92031/s和27.67kJ/mol，由FLASHCHAIN模型模擬一維爐中煤粒的熱解過程獲得[18]．煤粉熱解后形成的炭粒與周圍氣相組分的異相表面反應(yīng)包括：

Cchar＋0.5O2→CO(1)

Cchar＋CO2→2CO(2)

Cchar＋H2O→H2＋CO(3)

其中，Cchar為炭粒中的碳．炭粒的表面反應(yīng)速率由動力學(xué)/擴(kuò)散限制速率模型計算[19]，模型參數(shù)如表1所示．

炭粒表面反應(yīng)所生成的CO和H2進(jìn)一步通過均相氧化反應(yīng)分別生成CO2和H2O，揮發(fā)分CHOSN的燃燒反應(yīng)采用二步總包反應(yīng)，均相化學(xué)反應(yīng)包括：

表1?炭粒表面反應(yīng)速率參數(shù)

Tab.1?Parameters of char surface reaction rate

CO＋0.5O2→CO2(5)

H2＋0.5O2→H2O(6)

均相化學(xué)反應(yīng)的湍流反應(yīng)速率采用渦耗散模型(eddy-dissipation model)計算[20-21]．

本文的研究重點(diǎn)是煙氣成分對富氧燃燒鍋爐傳熱特性的影響，而輻射換熱是爐內(nèi)的主要傳熱機(jī)理，本文數(shù)值研究采用的輻射模型和壁面?zhèn)鳠徇吔鐥l件將在以下詳細(xì)給出．

1.2?輻射模型

本文采用離散坐標(biāo)法(discrete ordinates method)求解輻射傳遞方程(RTE)：

爐內(nèi)的輻射介質(zhì)包括氣體和顆粒，顆粒相對輻射傳熱的影響通過顆粒吸收系數(shù)p和散射系數(shù)p來體現(xiàn)，本文皆取為0.9[22]．氣相介質(zhì)對輻射傳熱的影響由氣體吸收系數(shù)體現(xiàn)，由式(8)計算：

式中：為計算域內(nèi)的射線程長；為氣體輻射發(fā)射率，采用灰色氣體加權(quán)和(WSGG)模型計算．WSGG模型用幾種假想灰色氣體發(fā)射率的加權(quán)和來表示實(shí)際非灰色氣體的發(fā)射率：

比如“氧化還原反應(yīng)”的學(xué)習(xí)，其中涉及到學(xué)生已經(jīng)了解的氧化反應(yīng)、還原反應(yīng)，由于氧化還原反應(yīng)中電子得失概念的抽象性，學(xué)生很難把握氧化還原反應(yīng)的本質(zhì)和特點(diǎn).學(xué)生稍有不慎就很容易將其中的知識點(diǎn)混淆，達(dá)不到預(yù)期教學(xué)目標(biāo).教師可以將這些知識制作成單獨(dú)的微課，幫助學(xué)生認(rèn)識氧化還原反應(yīng)的特征、應(yīng)用其對化學(xué)反應(yīng)進(jìn)行分類以及氧化還原反應(yīng)與四大基本反應(yīng)類型的關(guān)系等內(nèi)容，并通過思維導(dǎo)圖讓學(xué)生系統(tǒng)的分辨這些知識點(diǎn)之間的關(guān)系和差別，促進(jìn)學(xué)生的自主學(xué)習(xí)能力，幫助學(xué)生掌握教學(xué)重難點(diǎn).

1.3?壁面?zhèn)鳠徇吔鐥l件

對于燃煤鍋爐，輻射是爐膛傳熱的主要形式．爐膛水冷壁收到爐內(nèi)高溫火焰發(fā)出的入射輻射熱量，其中一部分被水冷壁吸收，另一部分被反射回爐內(nèi)，水冷壁由于自身溫度也向周圍發(fā)出輻射，壁面的凈輻射吸熱為入射輻射與出射輻射之差：

式中：ext為水冷壁管內(nèi)工質(zhì)溫度；ext為壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，表征熱量從鍋爐煙氣側(cè)外壁面?zhèn)鬟f到管內(nèi)工質(zhì)過程的總熱阻的倒數(shù)[25]，對于燃煤鍋爐，一般由壁面渣層的熱阻所決定，根據(jù)爐膛結(jié)渣狀態(tài)取值一般在300～600W/(m2·K)之間[25]．式(14)和(15)給出了鍋爐水冷壁煙氣側(cè)和汽水側(cè)的熱平衡關(guān)系，聯(lián)立兩式可得到水冷壁的熱邊界條件．本文中，工質(zhì)溫度ext取為水冷壁管內(nèi)的飽和蒸汽溫度639K，ext為400W/(m2·K)，壁面黑度w為0.6[25]．

2?鍋爐結(jié)構(gòu)及運(yùn)行工況

本文研究對象為一320MW亞臨界四角切圓鍋爐，其燃燒器及受熱面布置如圖1．鍋爐爐膛高×?寬×深為56.2m×14.0m×14.0m，每角包括五層煤粉燃燒器，各煤粉燃燒器之間由二次風(fēng)燃燒器分隔，分離燃盡風(fēng)布置在頂層煤粉燃燒器上方4.4m處．

圖1?鍋爐燃燒器及受熱面布置示意

根據(jù)實(shí)際爐膛尺寸，對320MW四角切圓鍋爐進(jìn)行建模及網(wǎng)格劃分，為更好地體現(xiàn)燃燒器設(shè)計對流場的影響，對近燃燒器區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行了細(xì)化處理，如圖1．網(wǎng)格獨(dú)立性表明網(wǎng)格數(shù)為406萬與500萬時計算得到的速度、溫度及傳熱等結(jié)果差別很小，因此數(shù)值模擬采用網(wǎng)格總數(shù)為406萬．鍋爐燃用煙煤，煤的工業(yè)與元素分析如表2所示．

本文分別對空氣(AIR)、富氧燃燒干煙氣循環(huán)(DRY)和濕煙氣循環(huán)(WET)3種燃燒方式進(jìn)行了分析研究，其中富氧燃燒干、濕煙氣循環(huán)包括循環(huán)倍率(RR)為65%、70%、75%和80%的4個工況(分別表示為RR65、RR70、RR75、RR80)以研究不同煙氣流量下煙氣成分及物性變化對爐內(nèi)流動與傳熱分布的影響．循環(huán)倍率定義為再循環(huán)煙氣體積流量占鍋爐入口氣體總流量的比例．所有工況煤量均為123.5t/h，一次風(fēng)、周界風(fēng)、二次風(fēng)、燃盡風(fēng)分別占總風(fēng)量的23.6%、15%、46.4%、15%，一次風(fēng)和二次風(fēng)溫度分別為77℃和337.8℃．煤粉的粒徑假設(shè)為Rosin-Rammler分布，平均粒徑為59μm，均勻性指數(shù)為1.0．為方便對比，空氣燃燒工況和富氧燃燒干、濕煙氣循環(huán)工況的過量空氣系數(shù)分別為1.15、1.027和1.035，使3種燃燒方式在循環(huán)倍率為80%條件下具有相同的入口氣體體積流量和氧量．富氧燃燒工況的過量空氣系數(shù)顯著低于空氣燃燒，這是因?yàn)樵傺h(huán)煙氣中包含過量氧，使在相同入口O2量情況下，富氧燃燒可采用更低的過量空氣系數(shù)．表3列出了空氣燃燒和富氧燃燒干、濕煙氣再循環(huán)方式在不同循環(huán)倍率下的入口氣體總質(zhì)量流量、摩爾流量及入口氣體成分(體積分?jǐn)?shù))．本文假設(shè)由ASU獲得的O2的體積分?jǐn)?shù)為95%(其余為N2)．

表2?煤的工業(yè)與元素分析數(shù)據(jù)(收到基)

Tab.2 Proximate and ultimate analyses data of coal(as-received base)

表3?鍋爐入口氣體成分、質(zhì)量流量及摩爾流量

Tab.3 Boiler inlet gas composition，mass flow and mole flow rates

3?結(jié)果分析及討論

3.1?流動分布

合理模擬爐內(nèi)的流場分布是精確預(yù)測爐內(nèi)溫度與傳熱分布的基礎(chǔ)．爐內(nèi)的流場分布主要取決于燃燒器的設(shè)計型式及燃燒器間的風(fēng)量分配．本文各燃燒器間的風(fēng)量分配通過空氣燃燒工況的鍋爐運(yùn)行參數(shù)確定．由于燃燒器與鍋爐爐膛尺度間的巨大差異，如果在模擬爐膛流動時將燃燒器的設(shè)計細(xì)節(jié)考慮在內(nèi)將導(dǎo)致巨大的網(wǎng)格數(shù)量和計算量．因此，本文首先對煤粉、燃盡風(fēng)和各二次風(fēng)燃燒器分別建立燃燒器流動模型，得到各燃燒器內(nèi)詳細(xì)的流場分布，并將燃燒器流動模型出口的速度和溫度分布作為鍋爐模型相應(yīng)燃燒器入口的邊界條件．此方法可合理地將燃燒器設(shè)計的影響體現(xiàn)在爐內(nèi)流場的模擬計算中，并避免同時模擬鍋爐與燃燒器流動所導(dǎo)致的巨大計算量.

圖2為空氣燃燒和富氧燃燒濕煙氣循環(huán)工況在不同煙氣循環(huán)倍率下的鍋爐入口速度及對角截面速度分布的模擬結(jié)果．從圖中可看出，隨煙氣循環(huán)倍率的增加，鍋爐燃燒器入口的氣體流量增加，入口流速及爐內(nèi)煙氣流速隨之升高．當(dāng)煙氣循環(huán)倍率達(dá)到75%時(RR75工況)，富氧燃燒工況鍋爐入口的氣體質(zhì)量流量已接近空氣燃燒工況(見表3)，但其入口及爐內(nèi)流速明顯低于空氣燃燒．這是由富氧燃燒與空氣燃燒工況間煙氣成分及密度的差異導(dǎo)致的．富氧燃燒鍋爐入口氣流包含高濃度的CO2，而空氣燃燒工況入口氣流的主體成分為N2，CO2的密度顯著高于N2，使相同質(zhì)量流量條件下，富氧燃燒鍋爐的入口氣流體積流量明顯低于空氣燃燒工況．當(dāng)煙氣循環(huán)倍率達(dá)到80%時，富氧燃燒工況的入口氣體質(zhì)量流量已顯著高于空氣燃燒，但體積流量與空氣燃燒時相同，因此具有與空氣燃燒較為接近的燃燒器入口及爐內(nèi)流場分布分析．

圖2 空氣燃燒及富氧燃燒濕煙氣循環(huán)方式下鍋爐入口及對角截面速度分布

3.2?溫度分布

圖3為空氣燃燒和富氧燃燒濕煙氣循環(huán)工況在不同煙氣循環(huán)倍率下爐膛對角截面的溫度分布．圖4給出了各燃燒方式在不同煙氣循環(huán)倍率下爐內(nèi)橫截面煙氣平均溫度沿爐膛高度的分布．從圖3、圖4可看出，隨煙氣循環(huán)倍率增加，富氧燃燒爐內(nèi)煙溫下降．這是由于隨煙氣循環(huán)倍率的增加，爐內(nèi)需被燃燒放熱加熱的氣體質(zhì)量流量增加．在較低循環(huán)倍率情況下(65%，70%)，富氧燃燒爐內(nèi)的煙氣質(zhì)量流量明顯低于空氣燃燒，因此爐膛溫度顯著高于空氣燃燒．當(dāng)循環(huán)倍率增加至70%～75%，富氧燃燒與空氣燃燒工況的質(zhì)量流量逐漸接近(如表3)，爐內(nèi)的溫度分布也趨于接近．隨煙氣循環(huán)倍率進(jìn)一步增加，在80%循環(huán)倍率下，盡管富氧燃燒與空氣燃燒的煙氣體積流量相同，具有相似的爐內(nèi)流場分布，但質(zhì)量流量已顯著高于空氣燃燒，使富氧燃燒的爐內(nèi)溫度顯著低于空氣燃燒．

圖3 空氣燃燒及富氧燃燒濕循環(huán)工況爐膛對角截面溫度分布

圖4?不同工況下爐內(nèi)煙氣平均溫度沿爐膛高度分布

表4?不同工況下爐膛內(nèi)理論煙氣成分質(zhì)量分?jǐn)?shù)及比熱容(1800K)

Tab.4?Theoretical mass fractions of major flue gas components and specific heat of flue gas in different combustion modes (1800K)

圖5?不同燃燒方式下及比值

3.3?傳熱分布

圖6給出了空氣燃燒和富氧燃燒濕煙氣循環(huán)工況在不同煙氣循環(huán)倍率下的爐膛壁面熱通量分布(左墻)．可以看出，富氧燃燒壁面熱通量分布隨循環(huán)倍率的增加而迅速降低．這是由于輻射是鍋爐爐膛的主要傳熱機(jī)理，而輻射傳熱與溫度的四次方成正比，在高溫條件下對溫度的變化十分敏感，爐膛火焰溫度隨循環(huán)倍率增加而降低(如圖3)，使?fàn)t膛的壁面熱通量迅速降低．

圖6 富氧燃燒濕煙氣循環(huán)不同煙氣循環(huán)倍率下鍋爐壁面熱通量分布(左壁面)

圖7給出了不同煙氣循環(huán)倍率下鍋爐壁面熱通量沿爐膛高度的分布．可以看出，65%循環(huán)倍率下，富氧燃燒爐膛的壁面吸熱量高于空氣燃燒，但在70%循環(huán)倍率下富氧燃燒的壁面吸熱量已低于空氣燃燒，表明煙氣再循環(huán)是調(diào)控富氧燃燒爐膛壁面吸熱量的有效方式，在約68%循環(huán)倍率可獲得與空氣燃燒匹配的吸熱量．然而對比圖4和圖7發(fā)現(xiàn)，在70%循環(huán)倍率下，盡管富氧燃燒的爐膛煙溫高于空氣燃燒，且爐膛的輻射換熱對溫度十分敏感，但其壁面熱通量卻低于空氣燃燒．這是由于爐膛傳熱不僅由爐內(nèi)的煙溫分布決定，同時還受爐內(nèi)煙氣成分和輻射特性的影響．

圖7 不同燃燒方式和煙氣循環(huán)倍率下鍋爐壁面熱通量沿爐膛高度分布

與空氣燃燒煙氣的主體成分N2不同，富氧燃燒煙氣的主體成分CO2與H2O為三原子氣體，具有較強(qiáng)的發(fā)射和吸收輻射的能力，使富氧燃燒煙氣具有與空氣燃燒顯著不同的輻射特性．圖8給出了70%循環(huán)倍率不同燃燒方式下煙氣吸收系數(shù)在爐膛不同高度橫截面的分布．可以看出，富氧燃燒與空氣燃燒煙氣成分以及CO2、H2O與N2輻射特性的差異，使富氧燃燒工況的煙氣吸收系數(shù)明顯大于空氣燃燒，特別是在近壁面區(qū)域．這使富氧燃燒爐膛中心高溫火焰發(fā)出的輻射熱在近壁區(qū)更多地被煙氣所吸收，不利于高溫火焰與水冷壁之間的輻射換熱，這是70%循環(huán)倍率下盡管富氧燃燒的爐膛煙溫高于空氣燃燒，但其壁面總體吸熱量仍低于空氣燃燒的主要原因．

圖8 不同燃燒方式下煙氣吸收系數(shù)在不同爐膛高度橫截面(y為24m和28m)的分布

4?結(jié)論及展望

本文以320MW四角切圓鍋爐為研究對象，重點(diǎn)分析研究了爐內(nèi)煙氣成分及物性在不同燃燒方式和循環(huán)倍率下的變化對富氧燃燒鍋爐爐內(nèi)流動、溫度及傳熱特性的影響，并與空氣燃燒工況進(jìn)行了對比．研究結(jié)果表明，由于富氧燃燒煙氣的主體成分為CO2和H2O，而空氣燃燒煙氣的主體成分為N2，煙氣成分的差異使不同燃燒方式間的煙氣物性有明顯不同，如密度、比熱和氣體吸收系數(shù)等，將顯著影響爐內(nèi)的流動、溫度及傳熱分布，使富氧燃燒在不同煙氣循環(huán)倍率下才可分別獲得與空氣燃燒方式相近的爐內(nèi)流場、溫度和壁面吸熱分布：

(1) 由于富氧燃燒煙氣的密度明顯高于空氣燃燒，使富氧燃燒在煙氣質(zhì)量流量遠(yuǎn)大于空氣燃燒的條件下(約80%煙氣循環(huán)倍率)才可獲得與空氣燃燒相近的煙氣體積流量和流場分布．然而，在此循環(huán)倍率下，富氧燃燒的爐內(nèi)溫度及壁面吸熱量均顯著低于空氣燃燒；

(3) 由于富氧燃燒煙氣的輻射吸收系數(shù)明顯高于空氣燃燒，特別是在近壁區(qū)附近，不利于爐內(nèi)高溫火焰與水冷壁之間的輻射換熱，使富氧燃燒需在更低循環(huán)倍率(約68%)即更高爐膛煙溫條件下才可獲得與空氣燃燒相近的壁面吸熱量．

目前，關(guān)于富氧燃燒煙氣再循環(huán)的研究只關(guān)注了再循環(huán)煙氣量對爐內(nèi)煙溫分布的影響，通過匹配富氧燃燒與空氣燃燒間的爐內(nèi)煙溫來實(shí)現(xiàn)二者之間爐膛壁面吸熱量的匹配．然而，本文研究結(jié)果表明，再循環(huán)煙氣量并非爐膛煙溫的唯一控制因素，爐內(nèi)煙溫同時還取決于爐內(nèi)煙氣的比熱變化；而爐內(nèi)煙溫亦不能作為爐膛吸熱量的唯一判斷因素，因?yàn)楸诿嫖鼰崃客瑫r還受氣體輻射吸收系數(shù)的強(qiáng)烈影響．因此，在設(shè)計新型富氧燃燒系統(tǒng)或?qū)ΜF(xiàn)有空氣燃燒系統(tǒng)進(jìn)行富氧燃燒改造時，需綜合考慮煙氣流量與煙氣成分及物性變化的影響．

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Influence of Flue Gas Composition on the Heat Transfer Characteristics of Oxy-Fired Boiler

Xie Yan1, 2，Wang Heyang1, 2，Zhao Jun1, 2，Liu Xin3，Zhang Chaoqun3

(1. School of Mechanical Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Key Laboratory of Efficient Utilization of Low and Medium Grade Energy (Tianjin University)，Ministry of Education，Tianjin 300350，China；3. Yantai Longyuan Power Technology Co.，Ltd，Yantai 264006，China)

oxy-fuel combustion；flue gas composition；flue gas recirculation；radiation heat transfer

TK16

A

1006-8740(2022)03-0283-09

2021-01-19

謝?妍（1994—??），女，博士研究生，1019201071@tju.edu.cn.

王赫陽，男，博士，教授，heyang.wang@tju.edu.cn.

10.11715/rskxjs.R202101014

(責(zé)任編輯：隋韶穎)