胡 岳，張 濤，鄭丹丹，郭小麗，聶來曉，胡鶴鳴

超聲流量計探頭安裝入侵長度對測量影響的估算

胡 岳1,2，張 濤1,2，鄭丹丹1,2，郭小麗1,2，聶來曉1,2，胡鶴鳴3

(1. 天津大學電氣與自動化工程學院，天津 300072；2. 天津大學天津市過程檢測與控制重點實驗室，天津 300072；3. 中國計量科學研究院，北京 100013)

侵入式探頭對超聲流量計流場產生擾動．探頭擾動造成測量誤差，制約非實流標定的發(fā)展．針對探頭擾動提出簡化模型，根據簡化模型給出探頭擾動誤差估算方法．與DN500和DN100兩種口徑的多聲路超聲流量計實流實驗結果進行對比，估算結果與實驗結果相差最大不超過0.4%．實驗結果表明，隨超聲流量計直徑減小，探頭擾動造成的測量負誤差迅速增大．DN100多聲路超聲流量計中探頭擾動造成的測量誤差達到-5%，且誤差隨雷諾數的變化率比DN500多聲路超聲流量計大．

超聲流量計；測量誤差；探頭擾動；數值仿真；非實流標定

超聲流量計因其無可動部件、無壓力損失、精度高等優(yōu)點而在工業(yè)生產中得到廣泛應用．尤其是針對一些口徑和流量都很大的管道，常規(guī)流量計無法適應，更體現出超聲流量計的優(yōu)勢[1]．受流量標準裝置口徑的限制，大口徑超聲流量計無法實流標定．近年來科研人員也在研究對其進行非實流標定的方法，并取得一些成果[2]．時差式多聲路超聲流量計測量原理簡單，溯源性好．對于符合國際標準的多聲路超聲流量計，其流量積分公式中的所有系數均是常量，是非實流標定的基礎．為了實現非實流標定，需要克服的影響測量性能的因素有很多，其中最主要的影響因素是積分誤差和探頭擾動．積分誤差可以通過數學方法加以克服，而對探頭擾動的認識尚有不足．

超聲流量計探頭分侵入式和非侵入式．由于非侵入式探頭發(fā)出的信號二次穿透管壁后非常微弱，信噪比很低；且對不在軸線平面上的超聲傳播需要考慮金屬管管壁的折射問題，影響探頭的準確接收．所以目前常用的超聲流量計探頭大多為侵入式．實際應用中為了避免管道中的雜質、管襯、結垢、沉淀物等遮住探頭，影響探頭收發(fā)信號，一般會將探頭插入管內，探頭端面整體或大部分處于管道流動區(qū)域內．管道內部的探頭會對流場產生擾動，探頭擾動造成測量誤差，是非實流標定中的關鍵問題．美國國家規(guī)程中提到[3]：超聲探頭在管道內壁附近形成的凹陷和凸起使流場出現扭曲變形，會導致測量值偏低．聲路長度為5,m時偏低0.05%，1,m時偏低0.35%．但對聲路長度1,m以下的情況沒有提及，對探頭擾動影響測量值偏低的原因也沒有進行分析．1996年Voser[4]通過數值仿真方法，認為當口徑大于2,m且流速不低于0.1,m/s時，侵入式探頭對8聲路超聲流量計測量的影響可在±0.5%以內．口徑越小，探頭影響越嚴重，測量誤差越大．1998年Lowell等[5]通過實驗方法驗證了Voser[4]的結論，但沒有詳細的分析和解釋．2006年Raisutis[6]認為凹槽處流動產生的流場扭曲破壞了速度分布的對稱性，并對流量測量造成影響．鄭丹丹等[7-8]基于實流實驗和數值仿真對多聲路超聲流量計進行研究，分析了探頭擾動對測量結果的影響．通過實流實驗驗證了數值仿真的可行性．并通過流場分析指出，由于探頭附近存在回流，造成各聲路線平均速度測量值偏小，導致流量測量值偏?。筋^全伸比全縮測量效果更好，探頭全縮造成的測量負誤差較大，其他學者在超聲算法方面提出改進方案[9]．

為了對探頭擾動造成的測量誤差進行估算，筆者提出探頭擾動簡化模型，對探頭擾動誤差進行定量分析，給出探頭擾動誤差的估算方法．基于已有的DN500多聲路超聲流量計實驗數據和數值仿真方法，進一步分析DN100多聲路超聲流量計實驗數據和數值仿真結果．分析探頭擾動對較小口徑多聲路超聲流量計測量性能的影響．根據DN500和DN100多聲路超聲流量計實流實驗和數值仿真結果，驗證估算方法的準確性．

1 超聲流量計測量原理

多聲路超聲流量計的測量原理如圖1所示，圖1(a)為上視圖，圖1(b)為前視圖．圖中，i為聲路號，Li為聲路長度，li為聲路寬度，li=Lisin,θi，θi為聲路角，R為管道半徑，xi=tiR為聲路高度，ti為聲路相對位置，Δx為條帶寬度，vi為聲路平均速度，ΔQi為條帶內流量．

圖1 測量原理示意Fig.1 Sketch of measurement

在待測面上平行地布置多條聲路，得到的聲路速度可以代表待測面上相應平行帶狀流通面積內的平均速度．總流量等于各平行條帶流通面積內流量之和．對各條帶賦相應權重系數ωi，N為聲路數．則總流量為

式中ρ(ti) =(1-ti2)1/2．在有關超聲流量計流量積分的Gauss型積分方法中，ρ(t)代表權函數．假設各聲路平均速度相等，則有

當多聲路超聲流量計口徑較小時，由于受到管道口徑和探頭直徑等的加工影響，在小口徑多聲路超聲流量計上往往無法實現利用經典數學模型計算得到的多聲路布置．聲路位置往往采取等距布置的方法，即各聲路間距離相等的聲路布置方法．對于聲路位置不理想的情況，Tresch等[11]提出優(yōu)化的權重系數估算方法，并認為使用優(yōu)化的權重系數比直接使用Jacobi權重系數能更好地應用于非理想聲路布置的情況．

2 探頭流場擾動分析

管道內部的探頭會對流場產生擾動，探頭擾動包括2部分．一是由于探頭侵入管壁造成聲路長度變短，引起測量誤差．該誤差可以通過實測聲路長度克服．二是流場中的探頭對流場產生擾動．該擾動造成的測量誤差很難克服．

無論插入管道內的探頭形式如何，都存在處于流場上游的背流探頭端面和處于流場下游的迎流探頭端面，如圖1(a)所示．大量實驗說明，當流體流過非流線型物體時，邊界層內流動從物面分離出來在物體后部形成尾渦區(qū)[12]．尾渦區(qū)中大量流動介質流動方向與來流方向相反，形成回流區(qū)．上游探頭端面處形成回流區(qū)，是造成測量負誤差的主要原因．下游探頭端面處流速分布與壁面處邊界層流速分布相似．下游探頭對聲路上速度分布的影響遠小于上游探頭．根據已有的9聲路超聲流量計仿真結果可知，雖然不同聲路上下游探頭對測量的影響不同，但下游探頭對測量的影響與上游探頭影響相比均小一個數量級以上．因此，筆者主要研究上游探頭擾動對測量的影響．聲路與管道軸線的距離不同，對應的上游探頭附近流場也不同．但探頭對流場的擾動形式是一樣的．本文僅以一個探頭流場作為典型進行分析．

實流實驗中很難對探頭局部流場進行觀察，針對探頭局部流場的分析文獻較少．基于數值仿真可以分析探頭局部流場，而現有的分析僅停留于對探頭軸線所處平面流場的定性分析．本文基于已有的超聲流量計流場數值仿真經驗[8]，分析探頭局部三維流場．圖2(a)為探頭軸線所處平面流場軸向速度ux的速度云圖，x方向為管道軸向．軸向速度為0的等值線在圖中標出．從圖中可以看出背流探頭端面下游存在軸向速度小于0的區(qū)域，流體流過探頭后在探頭端面下游形成回流區(qū)．圖2(b)為探頭軸線所處平面速度矢量圖，圖中矢量只表示速度方向．可以看出背流探頭端面下游存在與流動方向相反的速度矢量．

平行于探頭軸線所處平面，在探頭端面上等距選取截面，截面與探頭端面的交線如圖3(a)中虛線所示，以①～⑥的編號表示不同截面，其中①截面為探頭軸線所處平面．由于探頭左右兩側的對稱性，只取探頭左側進行截面觀察．圖3(b)為各截面回流區(qū)圖．不同編號回流區(qū)對應不同編號截面．從圖中可以看出，除了在探頭軸線所處平面外，在其他截面上同樣存在探頭端面下游的回流區(qū)，且各回流區(qū)形狀相似．越遠離探頭軸線，回流區(qū)越小．

圖2 軸向速度云圖與矢量圖Fig.2 Axial velocity contour and vector

圖3 截面和回流區(qū)Fig.3 Cross section and back flow area

探頭端面下游的回流區(qū)并不都對超聲測量產生影響．影響超聲測量的流場區(qū)域是位于上下游探頭端面之間的超聲測量圓柱形區(qū)域，如圖4所示．

圖4 超聲測量圓柱形區(qū)域Fig.4 Cylindrical area of ultrasonic measurement

以探頭軸線所處平面為例，提出回流區(qū)簡化模型，如圖5所示．流速為ui，探頭直徑為d．探頭端面后部形成回流區(qū)，如圖中虛線l所示．超聲測量圓柱形區(qū)域由點劃線表示．回流區(qū)與超聲測量圓柱形區(qū)域重合的部分即是回流區(qū)對超聲測量產生影響的部分，下文統稱回流區(qū)，如圖中陰影部分所示．為了便于分析，回流區(qū)下部的弧形邊界簡化為過a點的平行于管道軸線的虛線l'．回流區(qū)為一直角三角形，可看作是探頭端面對下游流場投影區(qū)域與超聲測量圓柱形區(qū)域的重合部分．

圖5 探頭處流場Fig.5 Flow field near probe

以探頭端面作為xy平面，重新建立三維直角坐標系，回流區(qū)如圖6(a)所示．圖6(b)為Matlab軟件繪制的探頭端面回流區(qū)示意．從圖中可以看出，探頭端面不同位置截面的回流區(qū)均為直角三角形．其中探頭端面形成一條直角邊，超聲測量圓柱形區(qū)域邊界形成另一條直角邊．探頭端面對下游流場的投影邊界形成斜邊．由于流體流過探頭后在其端面下游均會產生回流[8]，所以該簡化模型對任意位置的聲路探頭流場均適用．

探頭擾動對測量的影響可以量化為速度積分中由于探頭擾動造成的損失．損失的積分量與總積分量之比即為探頭擾動造成的測量負誤差．損失的積分量可近似認為是回流區(qū)內原有的速度積分量．雖然回流區(qū)內的回流會使計算結果中出現負速度積分量，但是回流區(qū)內流場情況復雜，不容易分析，且回流速度較?。始僭O回流區(qū)內速度均為0，僅考慮回流區(qū)內原有速度積分量的損失．為了計算損失的速度積分量，首先要計算回流區(qū)體積．從圖6可以看出，以探頭端面為底面的回流區(qū)高度是變化的．使用極坐標系，通過計算可得到回流區(qū)體積V．

圖6 回流區(qū)Fig.6 Back flow area

在超聲流量計的測量計算中，聲路為一條直線．超聲測量圓柱形區(qū)域內的測量也簡化為在聲路直線上的測量．因此，損失的速度積分量也需要相應地換算為聲路上的速度線積分量．回流區(qū)內損失的速度積分量可等價為與回流區(qū)體積相同且底面為探頭端面的圓柱體內的速度積分量．回流區(qū)體積除以探頭端面面積，可得到等效回流區(qū)高度e，定義為損失寬度，且有

為了計算回流區(qū)內由于探頭擾動損失的速度積分量，需要知道沒有探頭擾動時，回流區(qū)內原有的速度積分量．假設各聲路上的理想速度分布曲線均符合管道軸線所處平面的冪次律速度分布曲線，則u/umax=(1-r/R)1/n=(1-r?)1/n中n取10[13]．在探頭擾動誤差的計算中，取損失寬度ei與一半聲路長度Li的比值ci作為變量，對聲路長度進行歸一化．回流區(qū)內無擾動時原有的歸一化速度積分量Si′為

整條聲路上的歸一化速度積分量Si為

探頭擾動誤差εi的估算公式為

由上述分析可知，各聲路探頭擾動造成的誤差與聲路長度Li、聲路角θi、探頭直徑d有關．當聲路角θ=45°時．損失寬度e、誤差ε與聲路長度L和探頭直徑d的關系如表1所示．

表1 誤差ε 隨聲路長度和探頭直徑的變化Tab.1 Change of error ε with path length and probe diameter

從表1中可以看出，探頭直徑越小，負誤差越?。撜`差與聲路長度不是嚴格的反比例關系，而隨聲路長度的減小迅速增大．多聲路超聲流量計中各聲路的聲路長度不同．在估算探頭擾動誤差時需根據各聲路長度和聲路速度權重系數估算整體探頭擾動誤差．對探頭直徑d在12～18,mm的情況，當聲路長度為5,m時，誤差在-0.055%～-0.086%之間，當聲路長度為1,m時，誤差在-0.322%～-0.503%之間．美國國家規(guī)程中提到的偏差為聲路長度為5,m時偏低0.05%，1,m時偏低0.35%[3]，與探頭擾動誤差估算結果基本相符．聲路長度較短的探頭擾動誤差估算結果是否準確需要實驗加以驗證．

3 實流實驗和數值仿真

采用已經證明有效的仿真手段和方法，結合已有的DN500多聲路超聲流量計實驗數據，補充DN100多聲路超聲流量計實流實驗和數值仿真數據，驗證探頭擾動誤差估算方法在較小口徑多聲路超聲流量計中的準確性．實流實驗和數值仿真中均使用充分長圓管，所以不需要考慮超聲流量計旋轉角．

3.1 DN500多聲路超聲流量計

DN500多聲路超聲流量計[8]實流實驗結果采用唐山匯中儀表有限公司的一臺交叉9聲路超聲流量計的實驗數據．其實際口徑為500.023,mm，聲路角θ為44.918°．為雙測量斷面，聲路位置按照Gauss-Jacobi積分方法布置．該超聲流量計采用圓柱形探頭，直徑為12,mm，探頭為全伸位置安裝，即探頭端面全部伸入管道內壁，且前端面與管道內壁相切．聲路布置如圖7所示．

圖7 DN500聲路布置Fig.7 Schematic diagram of DN500 path configuration

雷諾數范圍為1.53×105～4.00×106．較低雷諾數下誤差量隨雷諾數的增大而增大．雷諾數增大到一定值后誤差基本穩(wěn)定在-1.9%．由于對稱性，只取5條聲路的軸向速度分布曲線，流速為1.004,m/s時的軸向速度分布曲線仿真結果如圖8所示，z軸方向為管道直徑方向．從圖8中可以看出，由于上游探頭端面存在回流，軸向速度出現負值．從圖7中可以看出，超聲流量計有9對聲路，對應聲路對位于同一平面．聲路1與聲路10，聲路9與聲路18的探頭間距較近．上游探頭擾動會影響同平面另一條聲路的測量[8]．這種影響可由圖8看出．聲路1的軸向速度分布曲線由于受聲路10的上游探頭影響出現明顯不對稱性，拱形曲線頂部缺損．由于這種不對稱性導致的速度積分損失定義為上游探頭影響誤差．聲路對越靠近管道軸線，上游探頭與同平面另一條聲路的下游探頭距離越遠，所造成的上游探頭影響誤差越?。嫌翁筋^影響誤差只在聲路下游側出現．探頭擾動誤差與上游探頭影響誤差構成整體測量誤差．

根據簡化模型估算各聲路探頭擾動誤差和總誤差，如表2所示．由于只取了9條聲路中的5條，在加權計算中對聲路1到聲路4的數值分別乘以2．總誤差為加權探頭擾動誤差與加權上游探頭影響誤差之和．各聲路探頭擾動誤差根據估算公式獲得．探頭擾動估算誤差總計-0.664,4%．各聲路上游探頭影響誤差通過數值仿真得到．聲路下游側理想速度積分量減去實際速度積分量得到上游探頭影響誤差．加權上游探頭影響誤差總計達到-1.494,5%，是整體測量誤差的主要部分．在雙測量斷面多聲路超聲流量計的使用中，需要考慮聲路間探頭擾動對整體測量誤差的影響．通過簡化模型估算得到的整體測量誤差為-2.158,9%．

實流實驗誤差為-1.9%．在聲路理想布置情況下，使用Gauss-Jacobi積分方法進行計算，積分方法引入的積分誤差為0.1%～0.2%[14]．實流實驗誤差減去積分誤差得到僅由于探頭擾動造成的誤差為-2.0%～-2.1%，與根據簡化模型估算得到的-2.158,9%基本相符．

圖8 DN500各聲路軸向速度分布Fig.8 Distribution of axial velocity of each DN500 path

表2 DN500誤差εiTab.2 DN500 error εi

3.2 DN100多聲路超聲流量計

DN100多聲路超聲流量計實流實驗采用上海中核維思儀器儀表有限公司的一臺交叉4聲路超聲流量計，實際口徑D=99.929,2,mm，聲路角θ為50°，聲路布置為等距布置，如圖9 所示．

圖9 DN100聲路布置Fig.9 DN100 schematic diagram of path configuration

圓柱形探頭直徑18,mm，探頭位于標準位置，即探頭端面中點在管壁延長線附近．實流實驗中，前直管段長度為50D，后直管段長度為10D，介質為常溫常壓空氣，雷諾數范圍為0.16×105～2.27×105，共7個流速點．實流實驗在天津大學流量實驗室的高精度常壓氣流量實驗裝置上完成．采用標準表法檢定超聲流量計，標準表為渦輪流量計．可測流量范圍25～1,400,m3/h，精度0.5%，重復性0.06%．管道為水平方向．數值仿真中的網格劃分和仿真設置與DN500多聲路超聲流量計的數值仿真設置相似[8]，網格劃分中超聲流量計局部選用四面體網格，采用增長函數畫法，以探頭的表面為增長源面進行網格劃分，起始網格尺寸、尺寸增長因子、最大網格尺寸分別為1.00、1.05、2.00,mm．前后直管網格尺寸為2.00,mm.整個模型的網格總數量為791萬．仿真設置中湍流模型為雷諾應力模型(RSM)，壁面光滑．管道全長66D，上游50D，下游10D．仿真入口流速與實流實驗流速相同.

使用Gauss-Jacobi積分方法的等距權重系數[11]處理實流實驗結果和數值仿真結果，誤差如表3所示．從表中可以看出，負誤差量隨雷諾數的增大而增大，在雷諾數大于約75,000后，基本穩(wěn)定在-5%左右．這樣的誤差變化是由于速度分布隨雷諾數變化造成的[8]．由于速度分布變化導致的誤差隨雷諾數增大而增大并逐漸趨于定值的現象，不僅存在于DN500多聲路超聲流量計中，也存在于口徑較小的DN100多聲路超聲流量計中．較小口徑超聲流量計的雷諾數范圍相對較小．根據冪次律速度分布曲線u/umax=(1-r/R)1/n=(1-r?)1/n中n的計算公式可知[13]：雷諾數越小，n隨雷諾數的變化率越高，相應的速度分布變化也就越劇烈，造成的誤差變化也就越大．DN100多聲路超聲流量計的誤差在雷諾數范圍為1.6×104～1.8×105的10倍量程中變化了-5%-(-2.2%)=-2.8%，而DN500多聲路超聲流量計的誤差在雷諾數范圍為1.5×105～3×106的20倍量程中變化了-1.9%-(-1.4%)=-0.5%[8]．小口徑多聲路超聲流量計測量誤差隨雷諾數的變化率更大，在其實際使用過程中需要注意誤差修正．

表3 DN100仿真與實驗結果對比Tab.3 Comparison between DN100 results of simulation and those of experiment

圖10為流速2.263,8,m/s時各聲路軸向速度分布曲線．與DN500超聲流量計不同，由于4條聲路分處不同平面，所以沒有不同聲路間探頭的相互影響，各聲路速度分布曲線均為較對稱的拱形．4條聲路的上下游端不同，在各聲路的上游端分別產生較明顯的回流區(qū)．

圖10 DN100各聲路軸向速度分布Fig.10 Distribution of axial velocity of each DN100 path

根據簡化模型估算各聲路探頭擾動誤差和總誤差，如表4所示．估算得出總誤差為-4.323,7%．實流實驗中的誤差為-5%．在聲路非理想布置情況下，使用Gauss-Jacobi積分方法和優(yōu)化的權重系數進行計算，積分方法引入的積分誤差為-0.3%～-0.4%[11]．實流實驗誤差減去積分誤差得到僅由于探頭擾動造成的誤差為-4.6%～-4.7%，與根據簡化模型估算得到的-4.323,7%誤差基本相符．

表4 DN100誤差εiTab.4 DN100 error εi

4 結 論

基于一定假設，對超聲流量計上游探頭端面處流場建立簡化模型，給出回流區(qū)損失寬度計算公式和探頭擾動誤差的估算方法．通過DN500和DN100兩種口徑多聲路超聲流量計的實驗和仿真，驗證了估算結果的準確性．

這種簡化模型沒有考慮回流區(qū)內回流造成的負速度積分量，假設回流區(qū)內速度均為0；忽略了回流區(qū)下部邊界的彎曲，將回流區(qū)下部邊界簡化為探頭端面對下游流場投影區(qū)域的邊界；假設各聲路上的速度分布均符合管道軸線所處平面的冪次律速度分布曲線；沒有考慮下游探頭對聲路上速度分布的影響．速度積分量損失是探頭擾動誤差的主要部分．為了便于計算積分量損失而進行這樣的簡化和假設是可行的．但當上下游探頭形式復雜，或探頭端面沒有伸入管壁而形成較大凹陷時，該估算方法的準確性需要進一步驗證．

本文得到以下結論．

(1) 通過建立簡化模型，給出探頭擾動誤差計算公式．估算結果與文獻中提供的5,m聲路長度和1,m聲路長度的探頭擾動誤差相符，與DN500和DN100多聲路超聲流量計實驗得到的探頭擾動誤差相差最大不超過0.4%．說明通過簡化模型得到的估算方法準確度較高．

(2) 探頭擾動造成的誤差與聲路長度和探頭直徑有關．聲路長度越短，誤差越大．當聲路長度在100,mm左右時，該誤差將近-5%．探頭直徑越小，誤差越?。暵烽L度相同時，該誤差與探頭直徑幾乎成正比關系．當超聲流量計口徑較小時，探頭擾動誤差超過積分方法帶來的誤差，成為影響超聲流量計測量性能的主要因素．

(3) DN500雙測量斷面多聲路超聲流量計中上游探頭擾動會影響同平面另一條聲路的測量．這種影響導致的測量誤差大于探頭擾動對所處聲路造成的測量誤差，是整體測量誤差的主要部分．

(4) DN100多聲路超聲流量計的測量誤差隨雷諾數增大而增大．當雷諾數小于1×105時，測量誤差范圍為-2.21%～-5.40%．當雷諾數大于1×105后穩(wěn)定在-5%左右．該現象與DN500多聲路超聲流量計相似．小口徑多聲路超聲流量計測量誤差隨雷諾數的變化率更大．

致謝：

感謝唐山匯中儀表有限公司和上海中核維思儀器儀表有限公司為本研究提供實驗樣機和參考數據．

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Estimation on Influence of Probe Protrusion Length of Ultrasonic Flowmeter on Measurement

Hu Yue1,2，Zhang Tao1,2，Zheng Dandan1,2，Guo Xiaoli1,2，Nie Laixiao1,2，Hu Heming3
(1.School of Electrical Engineering and Automation，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Tianjin Key Laboratory of Process Measurement and Control，Tianjin University，Tianjin 300072，China；3. National Institute of Metrology，Beijing 100013，China)

Probe disturbing in flow field is caused by protrusive probes of ultrasonic flowmeter. Measurement performance of ultrasonic flowmeter is often influenced by the probe disturbing，which restricts the development of dry calibration technique. In this paper，an estimation approach for measurement error caused by probe disturbing was proposed based on a simplified model. The effectiveness of this method is verified by experiments on DN500 and DN100 ultrasonic flowmeters respectively. It shows that the maximum estimation error is less than 0.4%. Besides，the findings of experiments indicate that measurement error caused by probe disturbing increases rapidly with the decrease of ultrasonic flowmeter diameter. -5% is achieved for DN100. Moreover，the variation of probe disturbing error with increased Reynolds number for DN100 is larger than that for DN500.

ultrasonic flowmeter；measurement error；probe disturbing；numerical simulation；dry calibration

TP212.9

A

0493-2137(2013)09-0776-08

DOI 10.11784/tdxb20130903

2012-03-05；

2012-03-22.

國家青年科學基金資助項目(61101227)；天津市應用基礎與前沿技術研究計劃資助項目(13JCQNJC03300).作者簡介：胡 岳（1982— ），男，博士研究生，huyue@tju.edu.cn.

鄭丹丹，zhengdandan@tju.edu.cn.