Q235鋼板對(duì)半球形頭彈抗侵徹特性*

鄧云飛,孟凡柱,李劍鋒,魏 剛

(中國民航大學(xué)航空工程學(xué)院,天津300300)

Q235鋼板對(duì)半球形頭彈抗侵徹特性*

鄧云飛,孟凡柱,李劍鋒,魏 剛

(中國民航大學(xué)航空工程學(xué)院,天津300300)

利用輕氣炮進(jìn)行了半球形頭桿彈正撞擊單層板和等厚接觸式三層板的實(shí)驗(yàn),得到了這兩種結(jié)構(gòu)靶體的初始-剩余速度曲線以及彈道極限。采用 ABAQUS/EXPLICIT數(shù)值模擬軟件對(duì)桿彈撞擊金屬板的過程進(jìn)行了數(shù)值模擬研究,通過對(duì)比數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)結(jié)果,驗(yàn)證了數(shù)值模擬材料模型和參數(shù)的有效性。研究了靶體結(jié)構(gòu)對(duì)抗侵徹特性的影響,并分析了彈體對(duì)靶體的撞擊過程。研究結(jié)果表明:多層板的彈道極限高于等厚單層板。單層板主要失效模式為剪切,而多層板的主要失效模式為整體的蝶形變形和局部的盤式隆起。對(duì)于多層板,靶板具體的失效模式與其在靶中位置相關(guān)。

爆炸力學(xué);彈道性能;ABAQUS/EXPLICIT;彈體;靶體;彈道極限

近年來,結(jié)構(gòu)撞擊問題越發(fā)引起關(guān)注,除了軍事領(lǐng)域中為了應(yīng)對(duì)沖突之外,隨著對(duì)侵徹和高速撞擊問題研究的深入,其應(yīng)用和關(guān)注范圍也拓展到了民用的諸多方面。結(jié)構(gòu)撞擊的動(dòng)力學(xué)問題依賴于它的應(yīng)用領(lǐng)域、材料、結(jié)構(gòu)和速度范圍等等。防護(hù)設(shè)計(jì)中的一個(gè)基本和重要問題就是材料和結(jié)構(gòu)的選取以及優(yōu)化。由于金屬材料在結(jié)構(gòu)防護(hù)中是應(yīng)用最為廣泛的材料,所以對(duì)其穿甲/侵徹問題的研究特別多。穿甲/侵徹問題的求解往往可以歸為3類:(1)實(shí)驗(yàn)研究;(2)工程分析模型;(3)數(shù)值模擬研究。

I.Marom 等[1]進(jìn)行了半球形頭桿彈 對(duì)接觸和間隙 式 多 層鋁梁撞擊實(shí) 驗(yàn),研 究 靶 體 的 抗 侵徹 性 能。通過比較彈體貫穿靶體前后的速度差衡量靶體抗侵徹性能,研究結(jié)果表明,分層提高梁的抗侵徹性能,即單層梁的彈道性能低于多層梁,此外間隙式多層梁的彈道性能低于接 觸 式 多層梁。 鄧云飛等[2]利 用輕氣炮進(jìn)行卵形頭、平頭以及半球形頭桿彈正撞擊等厚接觸式疊層靶實(shí)驗(yàn),靶體總厚度為2 mm,結(jié)果表明:分層結(jié)構(gòu)降低靶體的彈道極限,單層板的抗 侵 徹 性 能高 于 疊 層 板 的 抗侵 徹 性 能。S.Dey 等[3]和T. B?rvik等[4]研究了相同厚度不同結(jié)構(gòu)的靶體對(duì)直徑20 mm平 頭 和 卵 形頭彈的抗 侵 徹 性 能,靶體包 括 單層靶,接觸式和間隙式雙層鋼靶,靶體總厚度為12 mm。對(duì)于平頭彈,雙層靶的彈道極限高于單層靶,包括接觸式和間隙式,而間隙式雙層靶的彈道極限低于接觸式雙層靶的彈道極限。對(duì)于卵形頭彈,雙層靶的彈道極限低于單層靶,包括接觸式和間隙式,而間隙對(duì)雙層靶的彈道極限影響特別小。N.K.Gupta等[5]進(jìn)行薄鋁靶對(duì)平頭,半球形頭和 卵形 頭 彈 的 抗 侵 徹特 性 研 究,靶 體包 括 相 同 厚 度 的單 層 靶 和多 層靶。實(shí)驗(yàn)證明:雙層靶的彈道性能和單層靶接近,但是進(jìn)一步增加分層數(shù)目時(shí),多層靶的彈道極限低于相同總厚度的單層靶。靶體對(duì)卵形頭彈的彈道極限最低,其次依次為平頭彈和半球形頭彈。A.Alavi Nia等[6]研究了單層、三層間隙和接觸 式 鋁靶對(duì)半球形 頭 彈 的抗侵徹特性,分 析了靶板 厚 度、疊 層順 序和板間間隙對(duì)靶體抗侵徹性能的影響。彈體半徑為8.7 mm,質(zhì)量為12.15 g。單層靶厚度為3 mm,3層靶厚度分別為1.5、1.0和0.5 mm,總間隙為6 mm。研究表明,單層靶的彈道極限高于接觸式 和間 隙 式雙層靶,并且接觸式靶的彈道極限高于間隙式靶。三層靶的彈道極限隨第1層和第2層板間間隙的增大而減小。最大彈道極限發(fā)生在第1層板最厚,然后依次 是第2層板和 第 3 層板的靶體。郭子濤[7]對(duì)Q235鋼進(jìn)行了靜態(tài),動(dòng)態(tài)、常溫和高溫力學(xué)性能測(cè)試,獲取了力學(xué)模型,并且驗(yàn)證了模型的有效性。

從研究現(xiàn)狀可以發(fā)現(xiàn),相對(duì)于數(shù)量眾多的單層金屬防護(hù)結(jié)構(gòu)研究,對(duì)多層防護(hù)結(jié)構(gòu)的研究無論從數(shù)量上還是從深度上都比較有限。此外,由于靶體抗侵徹特性涉及到靶板材料、彈體材料、彈體幾何形狀、靶體幾何形狀和靶體疊層結(jié)構(gòu)等,影響因素較多,不同的研究者考慮的因素不一樣,得到的結(jié)論往往不一致,因此目前缺乏比較系統(tǒng)深入地研究。

本文中利用撞擊實(shí)驗(yàn)和數(shù)值仿真研究單層以及等厚多層金屬板對(duì)半球形彈體的抗侵徹特性,分析靶體結(jié)構(gòu)對(duì)失效模式和抗侵徹性能的影響。利用撞擊實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證數(shù)值模擬計(jì)算的有效性,最終采用合適的彈靶數(shù)值模型和材料參數(shù)對(duì)彈靶作用過程進(jìn)行描述。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)方法

撞擊實(shí)驗(yàn)在一級(jí)氣炮上進(jìn)行,該測(cè)試設(shè)備主要包括:氣室;口徑12.7 mm,長(zhǎng)2 m 的發(fā)射管;靶艙;激光測(cè)速系統(tǒng);高速攝像機(jī)系統(tǒng)等[8]。

靶體為Q235鋼,正方形靶板尺寸為250 mm×250 mm,靶板四周加工有螺栓孔,通過8個(gè) M8螺栓與靶架固定起來,靶板的自由跨度為210 mm×210 mm。單層靶的厚度為6 mm,記為T12。3層2 mm厚鋼板疊加為三層靶,靶板間隙為零,記為 T4T4T4。

彈體由經(jīng)特殊熱處理的38CrSi合金鋼加工而成,熱處理硬度 HRC約為53,直徑為12.62 mm,名義質(zhì)量為34.5 g,彈體頭部曲率半徑與彈體直徑比為0.5,彈體形狀及尺寸如圖1所示。實(shí)驗(yàn)中彈體僅發(fā)生非常有限的變形,因此可以認(rèn)為彈體在侵徹過程中保持剛性,即不發(fā)生變形和失效。

圖1 彈體形狀及尺寸Fig.1 Geometry of the projectiles

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及討論

2.1 侵徹過程

在實(shí)驗(yàn)過程中利用高速攝像機(jī)追蹤侵徹過程,獲取撞擊侵徹過程的直觀圖像資料,同時(shí)可以獲得彈體的速度和加速度等信息。圖2給出了彈體貫穿靶體的典型過程。金屬彈體在侵徹過程中保持剛性,并且產(chǎn)生圓形帽狀沖塞。對(duì)比彈體穿甲靶板前后照片,可見彈體的撞擊姿態(tài)很好。

圖2 彈體對(duì)T4T4T4靶體典型撞擊工況Fig.2 Selection of high-speed camera images showing perforation of the T4T4T4 plates

2.2 彈道極限

表1和2給 出 了 撞 擊 實(shí) 驗(yàn) 得 到 的 初 始 和 剩 余 速 度 數(shù) 據(jù),其 中vi和vr分 別 表 示 彈 體 的 初 始 撞 擊 速 度和貫穿靶后的剩余速度。

表1 Q235鋼靶T12侵徹實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 1 Penetration test result of the Q235 steel target T12

表2 Q235鋼靶T4T4T4侵徹實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 2 Penetration test result of the Q235 steel target T4T4T4

使用 R.F.Recht等[9]提出的 R-I公式處理彈體的初始-剩余速度關(guān)系,并得到靶體的彈道極限

式中 :vbl為 彈 道 極 限 速 度 ;a和p 為 待 定 常 數(shù)和分 別 為 子 彈 質(zhì) 量 和 沖 塞 質(zhì)量,a和p可以通過對(duì)實(shí)驗(yàn)獲得的彈體初始-剩余速度數(shù)據(jù)進(jìn)行最小二乘擬合得到。

圖3給出了半球形頭彈撞擊靶板的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和擬合初始-剩余速度數(shù)據(jù)曲線,可以發(fā)現(xiàn)分層對(duì)靶體抗侵徹性能的影響隨速度增加而減小,并且多層靶的彈道極限高于單層靶,與文獻(xiàn)[2]中薄靶板分層降低靶體的抗侵徹性能的結(jié)論相反。這主要涉及到從單層板過渡到多層板,靶板的主要失效模式和耗能方式是否會(huì)發(fā)生變化。

2.3 失效模型

半球形頭彈侵徹 T12靶時(shí),主要失效模式是剪切沖塞,剪切在損傷區(qū)域起主要作用,如圖4(a)所示。T4T4T4靶的主要失效模式為盤式隆起和蝶形變形,靶板具體失效模式與其在靶中位置相關(guān),如圖4(b)和4(c)所示。圖 中 No.1,No.2和 No.3 是 把板疊層順序,分別表示在撞擊方向的第1、2和3層板。第1層板產(chǎn)生一個(gè)沖塞和形成盤式隆起,類似于延性孔洞擴(kuò)張;彈孔周圍的材料向外擴(kuò)張,形成延性孔洞擴(kuò)張;彈孔表面光滑,失效區(qū)域內(nèi)拉伸和彎曲起主要作用,最終發(fā)生頸縮失效,產(chǎn)生一個(gè)沖塞;這個(gè)沖塞和彈體一起繼續(xù)往前運(yùn)動(dòng)并撞擊第2層靶,塞塊在彈體和第2層板兩者的擠壓之下在厚度方向變薄而在直徑方向變大。第2層板的主要失效模式為蝶形變形,彈孔周圍的材料沿撞擊方向前擴(kuò)張,形成嚴(yán)重的盤式隆起,頂部產(chǎn)生裂紋,失效區(qū)域內(nèi)拉伸應(yīng)力起主要作用,頂部發(fā)生開裂;彈孔頂部局部呈現(xiàn)藍(lán)色,這說明發(fā)生了大的塑性變形,塑性功使得彈體與靶體接觸區(qū)域的材料中產(chǎn)生了很高的溫升,此處靶體材料發(fā)生了氧化;此外,彈孔頂部幾乎要形成一個(gè)裂紋圓環(huán),事實(shí)上這個(gè)裂紋圓環(huán)本質(zhì)上為第2層板的沖塞塊,由于彈體和第2個(gè)沖塞塊之間存在相互擠壓,彈體在撞擊過程中穿過第2個(gè)沖塞塊和第3層靶體,這在一定程度上增加了靶體的總厚度,將提高靶體的抗侵徹性能,文獻(xiàn)[3]中進(jìn)行了相似的討論;第3層板仍然主要發(fā)生蝶形變形失效,彈孔周圍的材料也沿撞擊方向擴(kuò)張,形成特別顯著的盤式隆起,頂部發(fā)生花瓣開裂。

圖5給出了圖4(a)和4(b)中靶板的塑 性 變 形曲線,其中:x為 靶 板平面位置,D為位移;對(duì)于 T12靶 ,vi=335.66 m/s,vr=224.60 m/s;對(duì) 于 T4T4T4 靶 ,vi=340.91 m/s,vr=214.29 m/s。 由 圖 5 可 以發(fā)現(xiàn),單層靶的最大變形小于靶板厚度,這說明了靶板整體結(jié)構(gòu)變形小。三層靶中,第3層板的結(jié)構(gòu)變形大于第2層板的結(jié)構(gòu)變形,依次類推。三層靶中靶板的結(jié)構(gòu)變形均大于靶板厚度,并且遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于單層靶的結(jié)構(gòu)變形,這也說明了在失效區(qū)域內(nèi)是拉伸應(yīng)力起主要作用。從單層靶過渡到多層靶時(shí),靶體的主要失效模式也從剪切轉(zhuǎn)變到盤式隆起,主要耗能方式從剪切轉(zhuǎn)變到耗能更多的彎曲和拉伸。因此,分層將提高靶體的抗侵徹性能。

圖3 半球形頭彈貫穿靶體的初始-剩余速度曲線Fig.3 Residual vs.initial velocity for targets impacted by hemispherical-nosed projectiles

研究發(fā)現(xiàn),Q235鋼薄板對(duì)半球形頭彈撞擊,分層將降低靶體的抗侵徹性能。此時(shí),從單層板過渡到多層板,靶板的主要失效模式不發(fā)生轉(zhuǎn)變,但是靶板的剛 度 降 低[2]。當(dāng) 靶 體 的 總 厚 度 超 過 一 定 值 之后,分層將提高靶體的抗侵徹性能,此時(shí),從單層板過渡到多層板,靶板的主要失效模式發(fā)生轉(zhuǎn)變,靶板主要失效模式從剪切過渡到盤式隆起和蝶形變形。X.W.Chen 等[10]認(rèn) 為 靶 板 的 整 體 結(jié) 構(gòu) 變 形 效 應(yīng) 隨靶體厚度和速度增加而減小,但是剪切效應(yīng)增加,即局部失效效應(yīng)增加和整體結(jié)構(gòu)變形效應(yīng)減小。局部失效的耗能效率低于整體結(jié)構(gòu)變形。因此,當(dāng)多層靶的總厚度大于一定值后其抗侵徹能力高于相同厚度的單層靶,或者說當(dāng)多層靶的主要失效方式是以拉伸或彎曲而非剪切為主時(shí),抗侵徹能力才增強(qiáng),說明存在一個(gè)臨界靶體總厚度。這也與參考文獻(xiàn)的結(jié)論相一致,文獻(xiàn)[5]和[6]中靶體總厚度為3 mm,此時(shí)分層降低靶體的抗侵徹性能。但是,文獻(xiàn)[1]中靶體總厚度為 5.1~10.0 mm,文獻(xiàn)[3]和[4]中 靶 體總厚度為12 mm,此時(shí)分層提高靶體的抗侵徹性能。當(dāng)靶體的總厚度超過臨界值后,分層將提高靶體的抗侵徹性能,這個(gè)臨界值與靶體材料特性及彈體和靶體幾何形狀等密切相關(guān)。

圖5 半球形頭彈撞擊靶板變形線對(duì)比Fig.5 Comparison of the deformation profiles of layered plates impacted by hemispherical-nosed projectiles

3 數(shù)值模擬

3.1 數(shù)值計(jì)算模型

數(shù)值模擬計(jì)算采用有限元軟件 ABAQUS/EXPLICIT 6.9的拉格朗日求解器。對(duì) T12建立整體三維模型,為了探討二維和三維模型的區(qū)別,對(duì) T4T4T4建立1/2的整體二維模型,即 Y 軸對(duì)稱,如圖6所示。在數(shù)值模擬模型中:靶板簡(jiǎn)化成直徑200 mm 的圓板,四周采用約束固定,即位移為零。靶板自中心采用過渡網(wǎng)格,中心區(qū)域網(wǎng)格尺寸為0.25 mm×0.25 mm,離撞擊中心區(qū)域越遠(yuǎn),網(wǎng)格間隔越大。由于彈體在實(shí)驗(yàn)中保持剛性,彈體的網(wǎng)格尺寸為1.0 mm×1.0 mm?？紤] 到摩擦力對(duì)靶體抗侵徹 性 能的影響,彈體和靶體間滑動(dòng)摩擦因數(shù)設(shè)為0.1。

圖6 靶體的有限元模型Fig.6 Finite element models of the targets and projectiles

在實(shí)驗(yàn)中38CrSi彈體僅發(fā)生非常有限的變形,由于缺少彈體的材料性質(zhì)參數(shù),本文中近似認(rèn)為38CrSi彈體材料與文獻(xiàn)[11]中的彈體材料 性 能 相同。文獻(xiàn)[11]中彈體使 用 的 為 彈 性 線性 強(qiáng) 化 材料 模型,相關(guān)材料參數(shù)可從文獻(xiàn)[11]中獲取。對(duì)于 Q235 鋼,使 用Johnson-Cook(J-C)強(qiáng) 度 和失 效 模 型,并且對(duì)原始J-C 強(qiáng)度模型和失效模型做了修改,模型和參數(shù)參考文獻(xiàn)[7]。

3.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

表3給出了實(shí)驗(yàn)和采用數(shù)值模擬數(shù)據(jù)依據(jù)式(1)擬合得到的模型參數(shù)。由實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn),多層板的彈道極限高于等厚單層板。

表3 鋼靶的彈道極限及模型參數(shù)Table 3 Ballistic limit velocityies and model constants of targets

圖7給出了實(shí)驗(yàn)和模擬得到的初始-剩余速度數(shù)據(jù)以及由 R-I公式得到的擬合曲線,R-I公式參數(shù)見表3。T12數(shù)值模擬預(yù)測(cè)的彈道極限與實(shí)驗(yàn)值的誤差為5.21%,而 T4T4T4數(shù)值模擬預(yù)測(cè)的彈道極限與實(shí)驗(yàn)值的誤差為4.95%。由此可以發(fā)現(xiàn)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬數(shù)據(jù)之間存在很好的一致性,驗(yàn)證了數(shù)值模擬模型和材料參數(shù)的有效性,說明數(shù)值模擬模型能夠很好地描述彈體撞擊靶體過程。需要說明的是,實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)多層靶的彈道極限高于單層靶,并且兩者之間相差2.6%,但是數(shù)值模擬表明多層靶的彈道極限低于單層靶。此時(shí),單層靶對(duì)多層靶的優(yōu)勢(shì)被數(shù)值模擬的誤差所掩蓋,主要是因?yàn)閷?shí)驗(yàn)中由于安裝方式等因素,靶體不可能到達(dá)絕對(duì)的固支,只能盡量保證。靶體在彈體撞擊過程中存在振動(dòng),并且靶板厚度越小,分層數(shù)目越多,振動(dòng)越明顯,耗能越多,這將提高靶體的彈道極限。但是,在數(shù)值模擬計(jì)算過程中,靶體邊界被理想的固支,靶體振動(dòng)可以忽略不計(jì),這將降低靶體的彈道極限,靶體的邊界效應(yīng)對(duì)多層靶體彈道的影響高于單層靶體。靶體的彈道極限隨其邊界的緊固力的增加而減小,R.S.J.Corran等[12]通過實(shí) 驗(yàn)研究 對(duì)此進(jìn) 行 了 分 析。 此 外,G.Tiwari等[13]通 過 撞 擊 實(shí) 驗(yàn) 和 數(shù) 值 仿 真 研 究 發(fā) 現(xiàn) 單層板的彈道極限隨邊界的緊固度增加而減小。

圖8給出了半球形頭彈正撞擊 T12靶典型的數(shù)值模擬撞擊過程圖像。由圖8可以觀察到半球形彈貫穿靶體時(shí)發(fā)生沖塞破壞。彈體在侵徹靶體過程中,首先擠壓剪切靶體,隨著侵徹的進(jìn)行,在彈體前方開始產(chǎn)生微裂紋,裂紋不斷擴(kuò)展,最后沖塞形成并且脫離靶板,彈體穿過靶體,這與實(shí)驗(yàn)后觀察到的靶體主要失效模式一致。

圖9給出了數(shù)值模擬半球形頭彈正撞擊T4T4T4靶典型的撞擊過程圖像。由圖9可以觀察到半球形頭彈貫穿靶體時(shí)發(fā)生沖塞破壞,隨著疊層順序在侵徹方向越靠后,靶板結(jié)構(gòu)變形越大。

通過上面的分析,發(fā)現(xiàn)數(shù)值模擬可以較好地描述半球形頭彈對(duì)單層靶和多層靶的貫穿物理過程,數(shù)值模擬可以給出與實(shí)驗(yàn)非常接近的結(jié)果,包括彈道極限和初始-剩余速度曲線。

圖7 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比Fig.7 Comparisons of the initial vs.residual velocity between experiments and numerical simulations

圖8 數(shù)值模擬得到的半球形頭彈貫穿 T12靶圖像Fig.8 Perforation pictures of T12 perforated by hemispherical-nosed projectiles for numerical simulations

圖9 數(shù)值模擬得到的半球形頭彈貫穿T4T4T4靶圖像Fig.9 Perforation pictures of T4T4T4 perforated by hemispherical-nosed projectiles for numerical simulations

4 結(jié) 論

研究了單層金屬板和接觸式三層金屬板對(duì)半球形頭彈體的抗侵徹性能,分析了靶體結(jié)構(gòu)對(duì)靶體抗侵徹性能和失效模式影響。結(jié)果表明,采用合適的彈體和靶板材料本構(gòu)與失效模型能夠有效地預(yù)測(cè)靶板在彈體撞擊下的各種失效現(xiàn)象,通過數(shù)值模擬獲得的結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致,包括彈道極限和剩余速度曲線。研究結(jié)果表明:多層板的彈道極限高于單層板。單層板的主要失效模式為剪切,而多層板的主要失效模式為整體的蝶形變形和局部的盤式隆起。

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The ballistic performance of Q235 metal plates subjected to impact by hemispherically-nosed projectiles

Deng Yun-fei,Meng Fan-zhu,Li Jian-feng,Wei Gang
(College of aeronautical Engineering,Civil Aviation University of China,Tianjin 300300,China)

Monolithic and three-layered plates were normally impacted by hemispherically-nosed projectiles.The residual velocity-the initial velocity curves of the projectiles and ballisitic limit velocities were constructed.The penetration process of metal plates impacted by rod projectiles has been studied with numerical simulation code ABAQUS/EXPLICIT.The validation of models and parameters of materials has been proved by comparing the experiment results with numerical simulations.We investigated the influence of combination configuration of target on the ballistic characteristic,including the ballistic resistance and failure models.Furthermore,the impact process was also analyzed.The results indicated that the ballistic limit velocity of multi-layered plate was higher than that of monolithic plate.The dominant failure model of monolithic plate was shearing,but the dominant failure models of multi-layered plate were global dishing and local bulging.Moreover,the failure models of plates of multi-layered plates were in relation to their order in targets.

mechanics of explosion;ballistic performance;ABAQUS/EXPLICIT;projectile;target; ballistic limit

O381國標(biāo)學(xué)科代碼:13035

:A

10.11883/1001-1455(2015)03-0386-07

(責(zé)任編輯 王小飛)

2013-11-29;

2014-03-30

國 家自然科學(xué) 基金項(xiàng)目(11072072);中央高校基 本科研業(yè)務(wù) 費(fèi)資助項(xiàng)目(3122014D018);中國民航大學(xué)研究生科技創(chuàng)新基金項(xiàng)目(Y15-04)

鄧云 飛(1982- ),男,博士,講師,dengyunfei@eyou.com。