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(武漢大學(xué) 水資源與水電工程科學(xué)國家重點實驗室，武漢 430072)

日照溫差下明鋼管變位特性分析

杜超，伍鶴皋，石長征，蘇凱

(武漢大學(xué) 水資源與水電工程科學(xué)國家重點實驗室，武漢 430072)

為了探究日照溫差下明鋼管變位特性，基于某水電站典型管段明鋼管，運用ANSYS軟件，建立三維有限元模型，研究了檢修時在日照兩側(cè)溫差下明鋼管的偏移及受力，進(jìn)一步分析了在此偏移不能恢復(fù)時充水運行后的管段位移、受力情況。結(jié)果表明：在不均勻溫差引起的管段變形的基礎(chǔ)上充水運行，管段更顯著地向低溫側(cè)偏移，管段彎曲加劇，運行水頭越高則管段受不均勻溫差影響越大；限位擋板縫隙越大，則支座、限位擋板受力越小，但是限位擋板對管段的約束作用越弱；管段變位以及支座、限位擋板受力較大的部位均出現(xiàn)在靠近伸縮節(jié)的支墩處，可以考慮在此處縮小支墩間距以加強(qiáng)管段約束、緩解結(jié)構(gòu)受力；為防止不均勻溫差下管段從支座上脫落，有必要適當(dāng)增大限位擋板尺寸。

明鋼管；伸縮節(jié)；日照溫差；水壓力；限位擋板

1 研究背景

地面明鋼管承擔(dān)全部地面以上的荷載，具有受力明確、維護(hù)檢修方便、防滲性好的優(yōu)點[1]。隨著高強(qiáng)鋼的軋制、焊接工藝的提高，明鋼管正逐步滿足水電站對壓力鋼管HD值(管道內(nèi)直徑與其承受的水頭的乘積)需求變大的要求，在中小型水電站及引水調(diào)水工程中得到了廣泛應(yīng)用[2]。由于明鋼管暴露在空氣中，因而容易受到溫度等復(fù)雜的外界環(huán)境的影響[3]，產(chǎn)生不利于結(jié)構(gòu)的變形。在部分地區(qū)，日照引起的鋼管兩側(cè)溫度不均勻會使明鋼管結(jié)構(gòu)產(chǎn)生水平向彎曲變位，該變位甚至?xí)?dǎo)致鋼管脫離支座，產(chǎn)生落梁破壞，乃至支墩混凝土破壞等情況[4]，明鋼管一旦整體失穩(wěn)將造成嚴(yán)重后果[5]，值得工程界予以足夠的重視。

上述作者研究了均勻以及不均勻溫差對明鋼管的橫向變位及橫向力的影響，但對伸縮節(jié)及支座限位擋板進(jìn)行了較大簡化，而伸縮節(jié)對于明鋼管適應(yīng)變形又很關(guān)鍵[6]。本文基于ANSYS軟件，結(jié)合某工程實際情況，建立了包括鋼管、波紋管伸縮節(jié)、支承環(huán)、支墩、鎮(zhèn)墩、地基的整體三維有限元模型，研究了伸縮節(jié)、滑動支座的接觸摩擦以及支座限位擋板對明鋼管受力、變位特性的影響。

2 計算模型

某水電站壓力明鋼管直徑2.0 m，全長2 134.2 m，其中18#鎮(zhèn)墩與19#鎮(zhèn)墩之間的明鋼管管線長104 m，呈水平布置。由于該段鋼管承受的內(nèi)水壓力高達(dá)5.6 MPa，故管壁采用600 MPa級鋼材，管壁厚度32 mm(已經(jīng)扣除2 mm的銹蝕厚度)。根據(jù)工程實際，針對該典型管段建立三維有限元模型，地基順流向取124 m，鉛直向取31.9 m，垂直管軸線橫向取47.6 m，x軸水平指向右側(cè)(從水流下游往上游看)為正，y軸鉛直向上為正，z軸順?biāo)飨驗檎?，如圖1所示。

計算模型中，混凝土與地基分別采用solid65和solid45單元模擬，支承環(huán)以及鋼管采用shell63單元模擬。本文采用經(jīng)典庫倫摩擦模型模擬支座頂、底板間的接觸以及限位擋板、支座底板間的接觸。在支座頂、底板之間的接觸面建立面-面接觸單元來模擬摩擦滑動，按工程實際摩擦系數(shù)取0.1。支座底板與限位擋板的可能接觸面建立的面-面接觸單元的摩擦系數(shù)按工程實際取0.03。波紋管伸縮節(jié)采用beam4單元進(jìn)行模擬，由于波紋管伸縮節(jié)的主要變位是沿軸向發(fā)生，因此設(shè)置梁單元的軸向剛度與伸縮節(jié)的軸向剛度一致，該剛度取值6 kN/mm。在地基的底部、左右側(cè)以及上下游端面施加法向約束，其他面視為自由邊界。全局笛卡爾坐標(biāo)系的y軸鉛直向上，z軸為管軸線順流向，x軸沿水平方向指向右側(cè)(面向上游)。文中所施加的不均勻溫差均是從鋼管的左側(cè)腰部線性過渡到右側(cè)腰部，并且數(shù)值沿x軸線性變化[7]。支座編號與支墩編號相同，如1號支墩上的支座編號為ZD1，以此類推。計算模型中的材料參數(shù)如表1所示?？紤]到長期的地基沉降已經(jīng)穩(wěn)定，所以不再考慮地基沉降，因此計算中把基巖重度取為0。

(a)yz平面(未顯示地基)

(b)xy平面(局部)

圖1有限元模型

Fig.1Finiteelementmodel

表1 材料參數(shù)

3 無限位擋板下明鋼管變形分析

波紋管伸縮節(jié)防漏性好、易維護(hù)，并且有緩解明鋼管軸向溫度應(yīng)力的效果[8]，可吸收一定熱位移，適應(yīng)明鋼管機(jī)械位移[9]，在明鋼管引水工程中越來越廣泛地被采用。明鋼管在均勻溫度變化時，管道只是在正常運行的基礎(chǔ)上發(fā)生軸向收縮或膨脹，管道徑向變形不大，鋼管幾乎不彎曲[10-13]。本節(jié)首先分析了在波紋管式伸縮節(jié)情況下各支座無限位擋板時不均勻溫差對明鋼管變位的影響。

圖2顯示了單獨在不均勻溫差為6 ℃下明鋼管的變形(變形放大到30倍)。在下游鎮(zhèn)墩附近管段x向位移(橫向位移)在10 mm左右，這是由于鎮(zhèn)墩對于管段有很強(qiáng)的約束作用，但是在靠近波紋管伸縮節(jié)處管段的x向位移明顯增大到-255 mm，明鋼管表現(xiàn)為上游端向低溫側(cè)彎曲變形。并且鋼管兩側(cè)不均勻溫差作用下同一支墩的左右支座頂板的x向位移均十分相近，因此可以考慮用左右支座頂板的平均x向位移來表示該支座處鋼管的x向位移，下文均以此值進(jìn)行分析。

圖2不均勻溫差為6℃下明鋼管變形

Fig.2Penstock’sdeformationundernon-uniformtemperaturedifferenceof6℃

圖2表明地面明鋼管在放空檢修期間，由于管段兩側(cè)溫差會導(dǎo)致鋼管發(fā)生偏移，可能會引起管段從支座上面脫落，并對波紋管伸縮節(jié)造成超過允許的大變形(一般≤100 mm)。如果上述不均勻溫差作用下發(fā)生的變位不能恢復(fù)，鋼管再充水運行時，由于管段已經(jīng)有偏移，導(dǎo)致鋼管內(nèi)水壓力作用不對稱，會產(chǎn)生一個附加的橫向水平力作用，使得鋼管進(jìn)一步偏移，有可能導(dǎo)致鋼管脫離支座和波紋管破裂等安全事故。

單獨不均勻溫差下鋼管的x向位移見圖3。

圖3單獨不均勻溫差下鋼管的x向位移

Fig.3Penstock’sdisplacementinxdirectionundernon-uniformtemperature

圖3表明，明鋼管采用波紋管伸縮節(jié)時，在不均勻溫差的作用下，明鋼管已經(jīng)體現(xiàn)出了向低溫側(cè)偏移的傾向?？肯掠蔚腪D1—ZD6支座處有較小的偏向高溫側(cè)的x向位移，ZD7—ZD11支座中越靠近伸縮節(jié),則偏向低溫側(cè)的x向位移越大。

分析圖3可知，由于波紋管伸縮節(jié)削弱了明鋼管的整體性，管段受到的變位約束降低，故ZD11支座處達(dá)到最大x向位移，如不均勻溫差為3 ℃下該值為-26.6 mm， 6 ℃下已經(jīng)高達(dá)-241.1 mm。隨著不均勻溫差的增大，各支座處鋼管的x向位移分布更加不均勻，變位更加明顯。說明不均勻溫差越大則明鋼管水平彎曲及偏移越嚴(yán)重。

表2為明鋼管在不均勻溫差作用下變形沒有恢復(fù)時，再施加正常運行水頭5.6 MPa后，各支座處鋼管x向位移的增量。從表2中可以看出，充水后鋼管整體表現(xiàn)出更明顯的向低溫側(cè)偏移趨勢，明鋼管彎曲加劇，并且當(dāng)溫差越大時，相同運行水頭產(chǎn)生的位移偏差就越大。說明不均勻溫差造成的管道偏移對于明鋼管的充水運行有顯著的影響，并且溫差越大對明鋼管充水運行的整體穩(wěn)定性損害就越大。

表2 充水后各支座處鋼管x向位移增量

波紋管伸縮節(jié)允許的最大x向位移補(bǔ)償量常常在50～100 mm。經(jīng)過多次試算表明：不均勻溫差為4.2 ℃時伸縮節(jié)的x向位移已經(jīng)超過了允許的位移補(bǔ)償量100 mm；使明鋼管x向位移過大而從支座上脫落的最低不均勻溫差約為7.3 ℃；在不均勻溫差為7 ℃的變形基礎(chǔ)上充水運行，由于x向位移過大，水壓還沒有加到5.6 MPa時鋼管已經(jīng)與支座脫離。在野外環(huán)境中，特別是日照環(huán)境復(fù)雜的西南地區(qū)，不均勻溫差很容易使得鋼管位移超過限值。因此，在水電站明鋼管的設(shè)計中，為了保證工程項目的安全性和長期運行穩(wěn)定性，應(yīng)考慮在支座處設(shè)置限位擋板等措施，以防止明鋼管在兩側(cè)過大不均勻溫差的作用下，從支座脫落而發(fā)生落梁破壞。

4 有限位擋板下明鋼管變形分析

本節(jié)假定在所有支座頂板處均設(shè)限位擋板，并取限位擋板與支座底板間隙均為10 mm，據(jù)此對明鋼管在兩側(cè)不均勻溫差作用下的變形進(jìn)行分析。

圖4顯示了在不同不均勻溫差引起的變位基礎(chǔ)上充水運行前后支座頂板的x向位移(基本代表支座處鋼管的x向位移)。

圖4不均勻溫差基礎(chǔ)上充水前后支座頂板的x向位移

Fig.4Curvesofdisplacementinx-directionofdeformedpenstockbeforeandafterbearingwaterpressureundernon-uniformtemperature

因為所有支座處限位擋板的限位值均為10 mm，所以荷載作用下各支座頂板的最大x向位移均在10 mm左右。伸縮節(jié)附近的明鋼管受到的約束作用最小，故不均勻溫差下DZ11支座的x向位移最大，并且此處附近的x向位移較下游支座的要大，如不均勻溫差為12 ℃下DZ9—DZ11支座的x向位移大小均在10 mm左右。不均勻溫差為6 ℃下伸縮節(jié)的水平橫向位移僅為-15.1 mm，低于位移補(bǔ)償量限值100 mm，且DZ11支座的最大x向位移為-10.1 mm,遠(yuǎn)低于無限位擋板時的-241.1 mm。

圖4表明，在單獨的不均勻溫差作用下，各支座頂板的x向位移曲線為單波浪形，但是在不均勻溫差引起明鋼管變形的基礎(chǔ)上再充水運行時，該曲線表現(xiàn)為雙波浪形。這是由于單獨在不均勻溫差作用下，明鋼管的偏移凸向高溫側(cè)，只在DZ11支座處有偏向低溫側(cè)的x向位移；但是在不均勻溫差引起的變形基礎(chǔ)上再充水運行，明鋼管的橫向偏移明顯增大，但是限位擋板控制著支座頂板的x向位移，水壓力會在變形后的管道上產(chǎn)生附加的橫向水平力，致使下游支座處鋼管有較大的凸向低溫側(cè)的x向位移。根據(jù)進(jìn)一步的計算，在相同不均勻溫差下，運行水頭越高則充水后管段的偏移、彎曲也會加劇，說明高水頭明鋼管受不均勻溫差的影響更大。

圖5為在不均勻溫差影響下明鋼管充水后各限位擋板的x向合力(同一支墩的4個限位擋板的水平橫向合力)。單獨在不均勻溫差下，只有靠近伸縮節(jié)的DZ8—DZ11支座限位擋板存在受力，溫差越大限位擋板受力也越大，比如溫差為12 ℃時DZ11支座限位擋板最大受力約450 kN，下游管段x向位移較小，限位擋板未與支座底板接觸，因此沒有受力。在不均勻溫差造成的變形基礎(chǔ)上再充水運行時，部分限位擋板的橫向合力有所增大，管段彎曲加劇，下游的DZ4，DZ5支座限位擋板與支座接觸而受力，如12 ℃下充水后DZ4支座限位擋板受力為71.4 kN，DZ5為76.0 kN；而DZ11支座限位擋板仍然是受力最大的，數(shù)值略大于單獨不均勻溫差作用的數(shù)值，約為460.4 kN。從限位擋板合力來看，由于管段彎曲，并不是每個支座上的限位擋板同時受力，具體到每個支座上的4個限位擋板，通常只有一側(cè)的1～2個限位擋板受力?？拷掠捂?zhèn)墩管段的x向位移很小，可以考慮不設(shè)置限位擋板，但在靠近伸縮節(jié)的DZ11支座限位擋板受力最大，需要重點關(guān)注。

圖5不均勻溫差基礎(chǔ)上充水前后限位擋板橫向合力

Fig.5Curvesofresultanthorizontalforceofdamperbeforeandafterbearingwaterpressureundernon-uniformtemperature

不均勻溫差為12 ℃作用前后DZ11支座的變形見圖6，限位擋板與支座底板有沿管軸向的相對位移，而且同一支座的左右限位擋板相對于管軸線有一定的旋轉(zhuǎn)，如果軸向相對位移繼續(xù)增大的話，兩側(cè)限位擋板有可能與支座底板脫離。并且，限位擋板與支座底板沿管軸線方向有相對位移后，限位擋板接觸的受力面積減小，導(dǎo)致限位擋板的局部應(yīng)力很大，限位擋板與支座頂板焊縫處最大剪應(yīng)力約183 MPa,超過了限位擋板的抗剪強(qiáng)度165 MPa[14]。12 ℃不均勻溫差作用后再充水運行，DZ11支座限位擋板橫向力合力為460.4kN，再考慮到限位擋板與支座底板沿管軸的相對位移使受力面積減小后，避免限位擋板抗剪破壞所需的最薄厚度為13.3 mm，這超過了實際尺寸(10 mm)。并且隨著不均勻溫差的增大，該厚度也需增大。因而可以考慮適當(dāng)增大限位擋板沿管軸向的長度或增大限位擋板厚度，確保限位擋板不脫離支座底板并保障其不破壞。

注：虛線為變形前，實線為變形后

圖612℃不均勻溫差作用前后DZ11支座的變形

Fig.6Effectofnon-uniformtemperaturedifferenceof12℃ongirdersupport’sdeformation

5 不同限位值下明鋼管變形分析

限位擋板10 mm的限位值雖然較好地約束了明鋼管變形，但是限位擋板結(jié)構(gòu)的受力較大。圖7為不均勻溫差為12 ℃下不同限位擋板限位值情況下充水前后支座頂板的x向位移分布。

圖7不均勻溫差為12℃下充水前后支座頂板的x向位移

Fig.7Curvesofdisplacementinx-directionofdeformedpenstockbeforeandafterbearingwaterpressureundernon-uniformtemperaturedifferenceof12℃

從圖7中可以看出，限位擋板限位值(即預(yù)留間隙)越大，則支座頂板的x向位移也越大，各支座對明鋼管的變位約束越弱。各限位值下在不均勻溫差基礎(chǔ)上充水運行后支座的x向位移曲線呈雙波浪形分布，如50 mm限位值下DZ3支座x向位移為-18 mm，DZ9為49 mm，DZ11為-51 mm，但單獨在不均勻溫差下該曲線呈凸向高溫側(cè)的單波浪形。如果不均勻溫差下的明鋼管偏移不能復(fù)位再充水運行時，水壓力產(chǎn)生附加橫向水平力將使明鋼管彎曲變形加劇。

圖8為不同限位值情況下的不均勻溫差為12 ℃下充水前后限位擋板承受的x向合力。圖8表明,限位值設(shè)置越大,則限位擋板的受力也就越小，受力的限位擋板數(shù)量越少。比如單獨在不均勻溫差下只在靠近伸縮節(jié)的DZ7—DZ11支座限位擋板處有受力，而在此基礎(chǔ)上充水運行后靠近下游鎮(zhèn)墩的DZ3—DZ6支座限位擋板也有不同程度的受力。比如10 mm限位值條件下DZ4,DZ5支座限位擋板受力在73 kN左右，DZ9，DZ10在-150 kN左右，DZ11最大為460 kN；而50 mm限位值下DZ11支座限位擋板受力僅253 kN，此外只有DZ8受力，數(shù)值為-26 kN。

圖8不均勻溫差下充水運行前后限位擋板橫向合力

Fig.8Curvesofresultanthorizontalforceofdamperbeforeandafterbearingwaterpressureundernon-uniformtemperature

從管段的變位結(jié)果來看，限位擋板的限位值越小，則限位擋板越能更好地約束明鋼管的變位和轉(zhuǎn)角，但是相應(yīng)地會增大支座、限位擋板的橫向水平受力。鑒于管段的水平x向位移、轉(zhuǎn)角和支座的水平橫向受力較大的地方都出現(xiàn)在靠近上游伸縮節(jié)的位置，因此可以重點考慮伸縮節(jié)下游側(cè)支座限位擋板的設(shè)置及優(yōu)化。這樣一方面可以更好地約束明鋼管的變位，另一方面可以更均勻地分擔(dān)支座的受力，提高結(jié)構(gòu)的可靠性。

6 結(jié) 論

(1)設(shè)波紋管伸縮節(jié)的明鋼管在放空檢修時不均勻溫差作用下，會產(chǎn)生偏向低溫側(cè)的彎曲變形；如果明鋼管在溫度變形未恢復(fù)時進(jìn)一步充水運行，則管段在前者變位的基礎(chǔ)上將更加顯著地向低溫側(cè)偏移，這對于明鋼管的安全穩(wěn)定性是非常不利的。計算表明，鋼管兩側(cè)不均勻溫差越大、鋼管承受的內(nèi)水壓力越高，則這種變形疊加效果越顯著。

(2)設(shè)置支座限位擋板進(jìn)行限位后，主要起限位作用的限位擋板集中在靠近上游伸縮節(jié)的DZ7—DZ11支座處。并且隨著作用水頭以及溫差的增大，在DZ4，DZ5支座處限位擋板也將出現(xiàn)較大受力。特別是在不均勻溫差引起的鋼管變形未恢復(fù)時即充水運行，明鋼管管段的彎曲將會加劇，管軸線變形由凸向高溫側(cè)的單波浪形變?yōu)殡p波浪變形。

(3)支座限位擋板的限位值設(shè)置越小，則支座頂板和管段變位越小，說明明鋼管受到支座的約束越強(qiáng)，從而使支座、限位擋板的受力會增大很多，因此應(yīng)該合理地選取該限位值，一方面可以發(fā)揮限位擋板的限位作用，另一方面也可以允許管道的適當(dāng)變形發(fā)揮其承載能力。

(4)在不均勻溫差作用下，同一支座的4個限位擋板存在不同程度的變位，出于安全考慮，可以適當(dāng)增大支座限位擋板的沿管軸向尺寸而不是與支座底板同長，同時也可以在不與支墩混凝土摩擦的情況下盡量設(shè)置大一些，以避免溫差較大時限位擋板尺寸過小而與支座底板脫離，并確保其受力安全。

[1] 劉啟釗, 胡 明. 水電站[M]. 北京：中國水利水電出版社, 2010.

[2] 劉 園, 石長征, 伍鶴皋, 等. 水電站地面明鋼管地震響應(yīng)有限元分析[J]. 水電能源科學(xué), 2014, 32(7): 86-89.

[3] 楊澤艷. 羊湖電站部分壓力明管變位分析與加固對策[C]∥第六屆全國水電站壓力管道學(xué)術(shù)會議. 貴陽：中國水力發(fā)電工程學(xué)會，2006: 187-193.

[4] 諸葛睿钅監(jiān). 明鋼管支座的橫向推力[J]. 云南水力發(fā)電, 2007, 23(3): 33-34，72.

[5] STUTSMAN R D. Forum: Penstock Safety: Proactive or Reactive[J]. Journal of Energy Engineering, 1996, 122(1): 2-9.

[6] 石長征, 伍鶴皋, 李 云, 等. 跨活斷層倒虹吸明鋼管對斷層錯動的適應(yīng)性及抗震性研究[J]. 水力發(fā)電學(xué)報, 2012, 31(2): 198-205.

[7] 徐海洋, 伍鶴皋, 石長征. 日照溫差影響下明鋼管支座受力特性研究[J]. 水力發(fā)電, 2010, 36(12): 27-30.

[8] ASCE 79-2012, ASCE Manuals and Reports on Engineering Practice No.79 “Steel Penstocks”(Second Edition) [S]. New York: American Society of Civil Engineers, 2012.

[9] 張家洪. 波紋管伸縮節(jié)的特點及其在水電站壓力鋼管上的應(yīng)用[J]. 水電站設(shè)計, 2000, 16(4): 71-72.

[10] 程正龍, 石長征, 胡 蕾, 等. 高水頭水電站地面明鋼管受力特性分析[J]. 中國農(nóng)村水利水電，2014, (7): 152-156.

[11] 陳詠明,曹國輝,陳朝輝，等.鋼管膨脹混凝土圓柱軸壓受力性能與承載力計算方法研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu), 2014, (22): 36-40.

[12] 符志遠(yuǎn).壓力鋼管聯(lián)合受力多層環(huán)模型及算法[J]. 人民長江, 1995, 26(5): 1-9.

[13] 高俊華.方鋼管混凝土柱受力性能研究[J]. 山西建筑, 2011, 37(15): 29-30.

[14] DL/T 5141—2001，水電站壓力鋼管設(shè)計規(guī)范[S]. 北京: 中國電力出版社, 2001.

(編輯：占學(xué)軍)

Deformation Characteristics of Exposed Penstock under the Influence of Non-uniform Temperature Caused by Sunshine

DU Chao, WU He-gao, SHI Chang-zheng, SU Kai

(State Key Laboratory of Water Resources and Hydropower Engineering Science, Wuhan University, Wuhan 430072, China)

The deformation and stress condition of exposed steel penstock under non-uniform temperature due to sunshine during overhaul are analyzed through ANSYS which is based on a typical part of penstock in a hydropower station. Further simulations on the deformed penstock applied with internal water pressure are also carried out. Results indicate that when bearing internal water pressure, the deformed exposed penstock induced from the former non-uniform temperature shows obvious increasing lateral displacement to the cold side and bending in horizontal plane. The temperature effects are more obvious if the pressure is higher. A bigger gap between supports and lateral dampers brings about lower reaction around supports and constraint plates while weakens the restraint of dampers to penstock. In order to strengthen the restriction to penstock and relieve reaction, it is recommended to reduce the distance between pier foundations around bellows expansion joint because deformation and reaction here are enormous. Meanwhile, enlarging the lateral damper appropriately is necessary to avoid penstock sliding away from supports under the non-uniform temperature.

exposed steel penstock; expansion joint; non-uniform temperature; internal water pressure; lateral damper

10.11988/ckyyb.20160878 2017,34(11):126-131

2016-08-29；

2016-09-12

國家自然科學(xué)基金項目(51409194)

杜 超(1992-)，男，四川達(dá)州人，碩士研究生，主要從事壓力管道研究，(電話)13163301730(電子信箱)2273796110@qq.com。

伍鶴皋(1964-)，男，江西宜豐人，教授，博士生導(dǎo)師，博士，主要從事地下工程與壓力管道研究，(電話)027-68772661(電子信箱)wbf1988@vip.sina.com。

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1001-5485(2017)11-0126-06