高速列車(chē)車(chē)廂連接處脈動(dòng)壓力分析與控制

趙月影，楊志剛,3，李啟良

高速列車(chē)車(chē)廂連接處脈動(dòng)壓力分析與控制

趙月影1,2，楊志剛1,2,3，李啟良1,2

(1. 同濟(jì)大學(xué)汽車(chē)學(xué)院，上海 201804；2. 上海地面交通工具風(fēng)洞中心，上海 201804；3. 北京民用飛機(jī)技術(shù)研究中心，北京 102211)

高速列車(chē)的表面湍流脈動(dòng)壓力和近場(chǎng)聲壓會(huì)影響車(chē)內(nèi)的噪聲。為了了解并降低車(chē)廂連接處的湍流脈動(dòng)壓力，制作了一個(gè)高速列車(chē)1:40縮比的兩車(chē)編組模型，使用表面?zhèn)髀暺骱图す饬Ｗ訙y(cè)速儀得到車(chē)廂連接處的脈動(dòng)壓力和流場(chǎng)分布。通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，有受電弓時(shí)，車(chē)廂連接處前后測(cè)點(diǎn)的脈動(dòng)能量分別為速度的5.07次方和5.19次方；無(wú)受電弓時(shí)，對(duì)應(yīng)的脈動(dòng)能量分別減少到速度的3.90次方和4.45次方。對(duì)于車(chē)廂連接處進(jìn)行優(yōu)化時(shí)，無(wú)論是否有受電弓，對(duì)車(chē)廂連接處進(jìn)行全封閉處理均能夠較好地降低其脈動(dòng)壓力、渦量和湍流強(qiáng)度。無(wú)受電弓時(shí)，在車(chē)廂連接處前端增加擾流球可使其前后方測(cè)點(diǎn)的湍流脈動(dòng)總壓力級(jí)分別降低0.6 dB(A)和0.8 dB(A)。有受電弓時(shí)，在車(chē)廂連接處前端增加擾流柱可使其后方測(cè)點(diǎn)的總湍流脈動(dòng)壓力級(jí)降低0.8 dB(A)。

高速列車(chē)；車(chē)廂連接處；脈動(dòng)壓力；擾流柱；擾流球

0 引言

近年來(lái)，高速列車(chē)以快速、便捷等優(yōu)點(diǎn)獲得大眾的廣泛認(rèn)可。隨著速度的不斷提高，許多在低速環(huán)境下不十分明顯的問(wèn)題變得日益突出，尤其是伴隨振動(dòng)和聲音水平的增加而引起的乘客舒適度和氣動(dòng)噪聲問(wèn)題[1-4]。高速列車(chē)的受電弓和車(chē)廂連接處為主要的氣動(dòng)噪聲源[5-6]。列車(chē)運(yùn)行時(shí)，車(chē)廂連接處的氣流擾動(dòng)、渦流脫落、氣流與壁面相互作用將產(chǎn)生劇烈的湍流脈動(dòng)壓力和高聲壓，從而影響車(chē)內(nèi)外的聲環(huán)境。國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者通過(guò)數(shù)值仿真和試驗(yàn)的方法對(duì)車(chē)廂連接處的噪聲機(jī)理和控制開(kāi)展了相關(guān)研究。在機(jī)理方面，王金田等[7]基于某型300 km.h-1速度等級(jí)高速列車(chē)，采用球形陣列聲源系統(tǒng)，發(fā)現(xiàn)車(chē)內(nèi)聲源主要位于內(nèi)風(fēng)擋下部區(qū)域、車(chē)門(mén)上部密封條區(qū)域和車(chē)門(mén)地板處。其中最顯著的聲源位于內(nèi)風(fēng)擋下部區(qū)域。CUI等[8]基于兩車(chē)廂模型，研究高速列車(chē)連接處的氣動(dòng)噪聲，通過(guò)測(cè)量近場(chǎng)和遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲，發(fā)現(xiàn)主要的氣動(dòng)噪聲源位于連接位置的凹槽和后部。KIM等[9]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值仿真相結(jié)合，提出一種高速列車(chē)車(chē)廂間氣動(dòng)噪聲預(yù)測(cè)方法，并提出一種覆蓋在區(qū)間空間內(nèi)的氣動(dòng)聲場(chǎng)的輪廓圖。MIZUSHIMA等[10]在風(fēng)洞中使用1/5比例的模型列車(chē)進(jìn)行了試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)當(dāng)渦脫落頻率與氣隙幾何形狀確定的聲共振頻率相對(duì)應(yīng)時(shí)，會(huì)產(chǎn)生較強(qiáng)的峰噪聲，并在渦碰撞的氣隙下游邊緣產(chǎn)生寬帶噪聲。在被動(dòng)控制方面，HAN等[11-12]提出了一種基于貓頭鷹無(wú)聲飛行仿生學(xué)的高速列車(chē)氣動(dòng)噪聲分析與設(shè)計(jì)方法。選擇與羽毛形態(tài)有關(guān)的五個(gè)形態(tài)參數(shù)，并應(yīng)用試驗(yàn)方法學(xué)設(shè)計(jì)構(gòu)建仿真實(shí)例，確定影響湍流的關(guān)鍵形態(tài)參數(shù)，然后對(duì)車(chē)廂連接處進(jìn)行了低噪聲設(shè)計(jì)。李輝等[13]基于空腔模型，發(fā)現(xiàn)對(duì)車(chē)廂端部上緣進(jìn)行倒角可明顯降低氣動(dòng)噪聲，風(fēng)擋進(jìn)行圓角光順可減小風(fēng)擋外氣動(dòng)噪聲，但會(huì)增大空腔內(nèi)部噪聲。YAMAZAKI等[14]通過(guò)試驗(yàn)對(duì)比研究采用全風(fēng)擋、無(wú)風(fēng)擋和兩側(cè)閉式風(fēng)擋時(shí)列車(chē)的氣動(dòng)噪聲，發(fā)現(xiàn)全風(fēng)擋和兩側(cè)閉式風(fēng)擋有較好的降噪效果。NOH等[15]基于韓國(guó)KTX高速列車(chē)，研究了車(chē)廂連接處車(chē)廂的內(nèi)外噪聲，通過(guò)在車(chē)外增加擾流罩和車(chē)內(nèi)增加波紋管的方式，降低車(chē)內(nèi)噪聲。劉國(guó)慶等[16]基于1:8縮比三節(jié)車(chē)體高速列車(chē)模型，綜合大渦模擬和基于FW-H方程的聲類(lèi)比方法，在車(chē)速350 km.h-1下，對(duì)比全包風(fēng)擋與半包風(fēng)擋對(duì)車(chē)廂連接處氣動(dòng)噪聲的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)采用全包風(fēng)擋，列車(chē)運(yùn)行方向聲壓級(jí)最大降幅為3.1 dB(A)，橫向聲壓級(jí)最大降幅為3.04 dB(A)，垂向聲壓級(jí)最大降幅為2.4 dB(A)。

縱觀已有的研究可以看出，車(chē)廂連接處氣動(dòng)噪聲的產(chǎn)生機(jī)理已被初步闡述，而且優(yōu)化控制的措施形式各異。為了進(jìn)一步明確車(chē)廂連接處湍流脈動(dòng)能量與速度的關(guān)系，豐富其優(yōu)化控制措施，本文通過(guò)縮比模型試驗(yàn)，測(cè)量不同速度和控制方案下，車(chē)廂連接處前后測(cè)點(diǎn)的湍流脈動(dòng)壓力，并結(jié)合粒子測(cè)速儀獲得關(guān)鍵截面流場(chǎng)，從而明確脈動(dòng)能量與速度關(guān)系和評(píng)估出有效優(yōu)化控制措施，為后續(xù)研究提供指導(dǎo)。

1 試驗(yàn)設(shè)備及方案

高速列車(chē)車(chē)廂連接處試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)1:15模型風(fēng)洞進(jìn)行。模型風(fēng)洞噴口為423 mm×287 mm。采用1:40高速列車(chē)兩車(chē)編組，模型安裝位置如圖1所示。首先固定軌道位置，然后調(diào)節(jié)頭車(chē)鼻尖與噴口距離為50 mm，并有針對(duì)性地固定高速列車(chē)，保證試驗(yàn)過(guò)程中高速列車(chē)的穩(wěn)定。

圖1 模型安裝位置及兩個(gè)測(cè)點(diǎn)位置

1.1 脈動(dòng)壓力測(cè)量

受電弓及其車(chē)廂連接處是高速列車(chē)兩個(gè)主要的噪聲源，為了研究?jī)烧邔?duì)高速列車(chē)湍流脈動(dòng)壓力的影響及其之間的相互作用，在模型上布置測(cè)點(diǎn)1、2，如圖1所示。

試驗(yàn)工況包括無(wú)受電弓、有受電弓，車(chē)廂連接處基礎(chǔ)模型、車(chē)廂連接處全封閉、車(chē)廂連接處前端有擾流球及有擾流柱，如圖2所示。測(cè)試速度為80、100及120 km.h-1，共計(jì)24個(gè)測(cè)試工況。通過(guò)表面?zhèn)髀暺鳒y(cè)量測(cè)點(diǎn)1、2的脈動(dòng)壓力，采樣頻率和采樣時(shí)間分別為48 kHz和10 s。

圖2 試驗(yàn)工況

1.2 流場(chǎng)測(cè)量

采用TSI Power View的激光粒子測(cè)速儀進(jìn)行車(chē)身中截面速度場(chǎng)測(cè)量。激光粒子測(cè)速儀主要包括激光器、控制器、同步器和(Charge Coupled Device, CCD)相機(jī)。試驗(yàn)時(shí)，激光從風(fēng)洞頂部射向車(chē)廂連接處平面，相機(jī)固定在與激光平面垂直的風(fēng)洞后方，如圖3所示。CCD相機(jī)像素為6 600×4 400，同步器采樣頻率為1.5 Hz，每個(gè)工況樣本數(shù)量為1 200張，來(lái)流速度為100 km.h-1，對(duì)應(yīng)的雷諾數(shù)為1.0×105。試驗(yàn)共進(jìn)行4個(gè)工況，分別為基礎(chǔ)模型無(wú)受電弓、基礎(chǔ)模型有受電弓、有受電弓且車(chē)廂連接處全封閉和有受電弓且車(chē)廂連接處有擾流柱。試驗(yàn)后截取車(chē)廂連接處及其上方區(qū)域進(jìn)行分析。

圖3 激光粒子測(cè)速儀示意圖

2 基礎(chǔ)模型氣動(dòng)分析

2.1 脈動(dòng)壓力

通過(guò)表面?zhèn)髀暺鳒y(cè)量出的車(chē)廂連接處前后測(cè)點(diǎn)脈動(dòng)壓力通常包含湍流脈動(dòng)壓力和聲壓。盡管本試驗(yàn)在氣動(dòng)風(fēng)洞中進(jìn)行，背景噪聲較大，但測(cè)點(diǎn)所在流場(chǎng)內(nèi)，聲壓仍遠(yuǎn)低于湍流脈動(dòng)壓力，因此后續(xù)僅將該信號(hào)等價(jià)于湍流脈動(dòng)壓力信號(hào)。

表1給出了車(chē)廂連接處前后測(cè)點(diǎn)1和2在不同工況下的湍流脈動(dòng)總壓力級(jí)。從表1中可以看出：(1) 受電弓對(duì)車(chē)廂連接處前后湍流脈動(dòng)壓力有決定性影響?？拷茈姽臏y(cè)點(diǎn)1在有無(wú)受電弓時(shí)，各速度工況之間的湍流脈動(dòng)總壓力級(jí)可相差約18 dB(A)，遠(yuǎn)離受電弓的測(cè)點(diǎn)2仍相差5 dB(A)。(2) 相同速度且有受電弓時(shí)，距離受電弓更遠(yuǎn)的測(cè)點(diǎn)2的湍流脈動(dòng)總壓力級(jí)比測(cè)點(diǎn)1小約13 dB(A)，這表明湍流脈動(dòng)壓力沿著對(duì)流速度方向快速衰減。(3) 相同速度但無(wú)受電弓時(shí)，距離受電弓更遠(yuǎn)的測(cè)點(diǎn)2的總壓力級(jí)稍大于測(cè)點(diǎn)1，這由于緊貼車(chē)身的氣流繞過(guò)車(chē)廂連接處所致。

表1 測(cè)點(diǎn)湍流脈動(dòng)總壓力級(jí)/dB(A)

研究表明[17]，車(chē)輛產(chǎn)生的空氣動(dòng)力學(xué)噪聲與車(chē)輛速度的次方成正比，如式(1)所示：

速度為100 km.h-1時(shí)，測(cè)點(diǎn)湍流脈動(dòng)壓力經(jīng)過(guò)快速傅里葉變換可以得到圖4所示的壓力級(jí)頻譜圖。從圖4中可以看出，隨著頻率的增大，壓力級(jí)均呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)。在較低和較高頻段的量值較小，在中間頻段的量值較大，且沒(méi)有明顯的峰值，說(shuō)明其為寬頻信號(hào)。有受電弓時(shí)，車(chē)廂連接處前方測(cè)點(diǎn)1的高壓力級(jí)主要分布在500～1 500 Hz頻率范圍內(nèi)，后方測(cè)點(diǎn)2的高壓力級(jí)主要分布在400～1 000 Hz頻率范圍內(nèi)。與無(wú)受電弓相比，兩者在中高頻段更陡，最大量值均往低頻移動(dòng)。

圖4 測(cè)點(diǎn)1和2的壓力級(jí)頻譜圖

2.2 渦量和湍流強(qiáng)度分布

通過(guò)粒子圖像測(cè)速儀 (Particle Image Velocimetry, PIV)測(cè)量車(chē)廂連接處中截面瞬時(shí)速度，經(jīng)式(2)和式(3)換算可得圖5所示的渦量和湍流強(qiáng)度分布圖。

從圖5中可以看到：車(chē)廂連接處渦量量值超過(guò)500 m2·s-1，湍流強(qiáng)度超過(guò)10%。有受電弓時(shí)，受電弓的底座和車(chē)廂連接處的渦量及湍流強(qiáng)度仍較大，經(jīng)過(guò)車(chē)廂連接處后數(shù)值明顯降低。氣流通過(guò)受電弓底座，流動(dòng)分離形成強(qiáng)烈的漩渦。漩渦向下游運(yùn)動(dòng)時(shí)經(jīng)過(guò)了車(chē)廂連接處被進(jìn)一步惡化，從而導(dǎo)致渦量和湍流強(qiáng)度增加。受電弓導(dǎo)致車(chē)身中截面渦量及湍流強(qiáng)度分布十分不均勻。

(a) 無(wú)受電弓時(shí)的平均渦量

(b) 有受電弓時(shí)的平均渦量

(c) 無(wú)受電弓時(shí)平均湍流強(qiáng)度

(d) 有受電弓時(shí)平均湍流強(qiáng)度

圖5 車(chē)廂連接處中截面渦量與湍流強(qiáng)度分布

Fig.5 The distributions of vorticity and turbulence intensity in the middle section of inter-coach space

3 車(chē)廂連接處優(yōu)化控制

3.1 脈動(dòng)壓力

表2給出速度為100 km.h-1、有無(wú)受電弓時(shí)，車(chē)廂連接處前后測(cè)點(diǎn)1和2在不同工況下湍流脈動(dòng)總壓力級(jí)。從表2中數(shù)據(jù)可以看出，(1) 全封閉情況下，無(wú)受電弓時(shí)測(cè)點(diǎn)1和測(cè)點(diǎn)2的湍流脈動(dòng)總壓力級(jí)分別下降2.7 dB(A)和0.4 dB(A)，有受電弓時(shí)測(cè)點(diǎn)1和測(cè)點(diǎn)2的壓力級(jí)均下降0.7 dB(A)，因此，全封閉對(duì)車(chē)廂連接處前后的湍流脈動(dòng)有明顯改善。(2) 車(chē)廂連接處增加擾流球，無(wú)受電弓時(shí)測(cè)點(diǎn)1和測(cè)點(diǎn)2的總壓力級(jí)分別下降0.6 dB(A)和0.8 dB(A)，但有受電弓時(shí)，測(cè)點(diǎn)1和測(cè)點(diǎn)2的總壓力級(jí)分別增加0.3 dB(A)和0.4 dB(A)，該方案適用于前方無(wú)受電弓的車(chē)廂連接處控制。(3) 車(chē)廂連接處增加擾流柱，無(wú)受電弓時(shí)，測(cè)點(diǎn)1和測(cè)點(diǎn)2的總壓力級(jí)分別增加0.3 dB(A)和0.5 dB(A)，但在有受電弓時(shí)測(cè)點(diǎn)2的總壓力級(jí)下降0.8 dB(A)，該方案適用于前方有受電弓的車(chē)廂連接處控制。

表2 速度為100 km.h-1時(shí)測(cè)點(diǎn)湍流脈動(dòng)總壓力級(jí)/dB(A)

圖6、7分別給出無(wú)受電弓時(shí)，測(cè)點(diǎn)1和測(cè)點(diǎn)2的湍流脈動(dòng)壓力級(jí)頻譜。從圖6、7中可以看出：(1) 車(chē)廂連接處全封閉時(shí)，連接處前方測(cè)點(diǎn)1的壓力級(jí)小于基礎(chǔ)模型，連接處后方測(cè)點(diǎn)2在350～2 000 Hz范圍內(nèi)的壓力級(jí)低于基礎(chǔ)模型，在其他頻率范圍的壓力級(jí)大于基礎(chǔ)模型的壓力級(jí)?？梢?jiàn)，車(chē)廂連接處全封閉對(duì)于車(chē)廂連接處前端影響較大，其原因?yàn)闅饬饕暂^高的速度作用于車(chē)廂連接處下游，形成強(qiáng)烈的反饋，導(dǎo)致車(chē)廂連接處前端湍流脈動(dòng)較大。(2) 車(chē)廂連接處前端加擾流球時(shí)，測(cè)點(diǎn)1的壓力級(jí)在中低頻時(shí)明顯下降，當(dāng)>2 500 Hz時(shí)，壓力級(jí)變大，而測(cè)點(diǎn)2在整個(gè)頻率范圍內(nèi)均有下降。(3) 車(chē)廂連接處前端加擾流柱時(shí)，兩個(gè)測(cè)點(diǎn)在整個(gè)頻率范圍內(nèi)的壓力級(jí)均有增大。

圖6 無(wú)受電弓時(shí)不同工況下測(cè)點(diǎn)1的壓力級(jí)頻譜圖

圖7 無(wú)受電弓時(shí)不同工況下測(cè)點(diǎn)2的壓力級(jí)頻譜圖

圖8給出有受電弓時(shí)測(cè)點(diǎn)1和測(cè)點(diǎn)2的湍流脈動(dòng)壓力級(jí)頻譜。從圖8中可以看出：(1) 車(chē)廂連接處全封閉在中低頻的壓力級(jí)小于基礎(chǔ)模型，當(dāng)>1 500 Hz時(shí)，測(cè)點(diǎn)1的壓力級(jí)基本等于基礎(chǔ)模型的壓力級(jí)，測(cè)點(diǎn)2的壓力級(jí)大于基礎(chǔ)模型的壓力級(jí)?？梢?jiàn)，車(chē)廂連接處全封閉在降低湍流脈動(dòng)總壓力級(jí)的同時(shí)增加了高頻脈動(dòng)壓力，因此可以說(shuō)明車(chē)廂連接處的湍流脈動(dòng)能量主要集中在低頻。(2) 車(chē)廂連接處前端加擾流球時(shí)，測(cè)點(diǎn)1的壓力級(jí)頻譜基本不變，但測(cè)點(diǎn)2在相同頻率下的壓力級(jí)略有增大。(3)車(chē)廂連接處前端加擾流柱時(shí)，兩個(gè)測(cè)點(diǎn)在整個(gè)頻率范圍內(nèi)的壓力級(jí)均有降低。

圖8 有受電弓時(shí)不同工況下測(cè)點(diǎn)1和2的壓力級(jí)頻譜圖

3.2 湍流強(qiáng)度對(duì)比

圖9給出了基礎(chǔ)模型、車(chē)廂連接處全封閉及增加擾流柱時(shí)的平均湍流強(qiáng)度云圖。從圖9中可以看出：(1) 全封閉時(shí)整個(gè)區(qū)域的湍流強(qiáng)度均有所下降，尤其是在受電弓弓頭及底座后方區(qū)域，湍流強(qiáng)度隨著來(lái)流速度方向衰減變快。(2) 車(chē)廂連接處前方增加擾流柱時(shí)，在車(chē)廂連接處后方貼近車(chē)身表面的區(qū)域，湍流強(qiáng)度降低且變得較為均勻，說(shuō)明擾流柱對(duì)后方流場(chǎng)起到了一定的平順作用。

(a) 基礎(chǔ)模型的平均湍流強(qiáng)度

(b) 全封閉時(shí)的平均湍流強(qiáng)度

(c) 擾流柱時(shí)的平均湍流強(qiáng)度

4 結(jié)論

通過(guò)開(kāi)展高速列車(chē)縮比模型試驗(yàn)，測(cè)量車(chē)廂連接處前后測(cè)點(diǎn)脈動(dòng)壓力和中間截面的速度，得到以下結(jié)論：

(1) 無(wú)受電弓時(shí)，車(chē)廂連接處前端測(cè)點(diǎn)1的脈動(dòng)能量與速度的3.90次方成正比，后端測(cè)點(diǎn)2的脈動(dòng)能量與速度的4.45次方成正比；有受電弓時(shí)，測(cè)點(diǎn)1的脈動(dòng)能量與速度的5.07次方成正比，測(cè)點(diǎn)2的脈動(dòng)能量與速度的5.19次方成正比。因此，受電弓和車(chē)廂連接處導(dǎo)致速度指數(shù)增大，四極子源貢獻(xiàn)增大，偶極子源減少。

(2) 在車(chē)廂連接處前端增加擾流球的方案適用于無(wú)受電弓時(shí)車(chē)廂連接處的控制。在車(chē)廂連接處前段增加擾流柱的方案適用于有受電弓時(shí)車(chē)廂連接處的控制。

(3) 目前該模型采用1:40的縮比模型，因此，雷諾數(shù)對(duì)此結(jié)果的影響仍然需要進(jìn)一步研究。

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Analysis and control of the fluctuation pressure at inter-coach space of high-speed train

ZHAO Yue-ying1,2, YANG Zhi-gang1,2,3, LI Qi-liang1,2

(1. School of Automotive Studies, Tongji University, Shanghai 201804, China; 2. Shanghai Automotive Wind Tunnel Center, Shanghai 201804, China; 3. Beijing Aeronautical Science & Technology Research Institute, Beijing 102211, China)

The surface turbulent fluctuation pressure and the near-field sound pressure of the high-speed train affect the interior noise. In order to understand and reduce the turbulent fluctuation pressure at inter-coach space, a two-coach connecting model for the 1:40 contraction ratio of high-speed train is made. The surface microphones and the laser particle velocimetry are used to obtain the fluctuation pressure and flow field distribution at inter-coach space. According to the experimental results, it is found that the fluctuation energies at the measuring points before and after the inter-coach space are respectively 5.07 power and 5.19 power of the speed for the train with pantograph, but for the train without any pantograph, they are reduced to 3.90 power and 4.45 power of the speed respectively. For the optimization at the inter-coach space, no matter with or without pantograph, the full closure of the inter-coach space can well reduce the turbulent fluctuation pressure, vorticity and turbulence intensity. Adding spoiler balls at the front end of the inter-coach space can reduce the total turbulent fluctuation pressure level at the front and rear measuring points by 0.6 dB (A) and 0.8 dB (A) respectively when there is no pantograph. But adding spoiler pillars at the front end of the inter-coach space can reduce the total turbulent fluctuation pressure level at the rear measuring point by 0.8 dB (A) when there is a pantograph.

high-speed train; inter-coach space; fluctuation pressure; spoiler pillars; spoiler balls

U270.16

A

1000-3630(2019)-05-0568-06

10.16300/j.cnki.1000-3630.2019.05.014

2018-12-04;

2019-03-14

國(guó)家自然科學(xué)基金重點(diǎn)項(xiàng)目(U1834201), 上海市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室項(xiàng)目(18DZ2273300)

趙月影(1995－), 女, 河北保定人, 碩士研究生, 研究方向?yàn)楦咚倭熊?chē)噪聲與振動(dòng)控制。

李啟良,E-mail: qiliang@#edu.cn