李明飛， 徐 緋， 竇益華

( 1. 西北工業(yè)大學(xué) 航空學(xué)院，西安 710072； 2. 西安石油大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，西安 710065)

射孔作業(yè)過程中常發(fā)生射孔段管柱塑性彎曲、封隔器中心管斷裂及卡管柱等事故，影響勘探開發(fā)進(jìn)程，威脅設(shè)備與人員安全。TLM油田DQ6井、DN2-27井、SC氣田L(fēng)16井等重點(diǎn)探井射孔測試聯(lián)作結(jié)束后射孔段管柱出現(xiàn)了塑性彎曲；TLM油田KS101井、WC1井射孔測試聯(lián)作封隔器中心管斷裂；中石油重點(diǎn)風(fēng)險(xiǎn)探井JM1井、KS2井試油結(jié)束后，射孔段管柱和電子壓力計(jì)托筒卡在井下，被迫拔斷管柱，因此無法取得完整的試油資料[1-4]。美國Fort Worth盆地[5]、Arkoma 盆地[6]、墨西哥灣等的油氣開采也遇到射孔管柱失效事故。分析認(rèn)為上述事故為聚能射孔爆轟壓力脈動(dòng)及管柱振動(dòng)所致。如何搞清射孔爆轟瞬間管柱的動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律，搞清管柱的應(yīng)力及其傳播規(guī)律，是亟待解決的問題。

由于問題的復(fù)雜性，爆轟沖擊作用下管柱動(dòng)力響應(yīng)方面的參考文獻(xiàn)較少，火炮動(dòng)力學(xué)分析與后坐力分析的方法可以提供參考思路[7-8]，但是其研究基于的初始條件和邊界條件與射孔爆轟管柱動(dòng)態(tài)響應(yīng)均不相同，取得成果無法直接應(yīng)用。文獻(xiàn)[9-10]在準(zhǔn)確計(jì)算爆轟參數(shù)的基礎(chǔ)上，應(yīng)用熱力學(xué)相關(guān)理論，分析射孔段峰值壓力、井底“口袋”處峰值壓力和封隔器處峰值壓力，得到射孔瞬間沖擊荷載，作用于管柱，基于管柱屈曲理論分析射孔段管柱的強(qiáng)度安全性，對(duì)射孔壓力、沖擊載荷及強(qiáng)度安全研究做了初步探索。Schlumberger公司采用非連續(xù)HP(H法-通過將誤差大的網(wǎng)格單元加密成多個(gè)子單元實(shí)現(xiàn)自適應(yīng)，P法-保持網(wǎng)格不變，通過改變基函數(shù)的階實(shí)現(xiàn)自適應(yīng))自適應(yīng)型有限單元法求解不可壓縮流體歐拉方程(Euler equation)和納維-斯托克斯方程(Navier-Stokes Equations)，采用HP型伽遼金數(shù)值方法解決爆轟流體對(duì)流擴(kuò)散問題，結(jié)合第一原理求解質(zhì)量、動(dòng)量和能量守恒方程，模擬射孔液運(yùn)動(dòng)及壓力脈動(dòng)[11-13]。文獻(xiàn)[14-15]介紹了Halliburton公司在射孔壓力脈動(dòng)方面的研究——用時(shí)間推進(jìn)有限差分法模擬射孔液與管柱的流固耦合，預(yù)測射孔壓力脈動(dòng)。

射孔段管柱的振動(dòng)分析多集中在有限元模擬及地面實(shí)驗(yàn)方面。文獻(xiàn)[16]設(shè)計(jì)了一套射孔段管柱動(dòng)態(tài)載荷地面綜合測試系統(tǒng)，文獻(xiàn)[17]建立了地面模擬試驗(yàn)測試系統(tǒng)，對(duì)射孔段管柱端部壓力和加速度響應(yīng)進(jìn)行測試。文獻(xiàn)[18]研究了射孔測試聯(lián)做工況下油管-減震器-射孔槍的動(dòng)態(tài)響應(yīng)機(jī)理，將減振器等效為有阻尼和彈簧的系統(tǒng)，根據(jù)力連續(xù)條件模擬三組件之間的相互作用，并通過水下模擬射孔實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。分析了射孔彈裝藥量、減震器數(shù)量、油管長度對(duì)油管和封隔器動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響。Schlumberger公司的Baumann等人利用數(shù)值模擬方法分析了沖擊載荷下井下管柱和工具的動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律，但是，Schlumberger公司將其射孔壓力分析與實(shí)測技術(shù)視為核心機(jī)密[19-20]，其研究的可行性和適用性有待進(jìn)一步確認(rèn)。文獻(xiàn)[21]采用空間梁單元與彈簧單元求解油套間的非線性接觸問題，建立了管柱結(jié)構(gòu)動(dòng)力模型。應(yīng)用 ANSYS 軟件分析射孔爆轟波作用下管柱徑向位移、軸力隨井深的變化規(guī)律。文獻(xiàn)[22]采用理論經(jīng)驗(yàn)公式和 ANSYS/LS-DYNA有限元軟件，分析沖擊載荷下射孔管柱動(dòng)力響應(yīng)。文獻(xiàn)[23]采用時(shí)間推進(jìn)有限差分法對(duì)射孔瞬間載荷沖擊及管柱動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，指出管柱動(dòng)力響應(yīng)以及由此引起的管柱失效是高溫高壓深井射孔技術(shù)面臨的重要問題。文獻(xiàn)[24]研制了與射孔槍相連的能量吸收減震器，并分析了減震器的存在對(duì)管柱振動(dòng)特性的影響。

綜上所述，軍工和火工研究所基于的初始條件和邊界條件與射孔爆轟管柱動(dòng)態(tài)響應(yīng)均不相同，射孔爆轟工況更加復(fù)雜，取得成果無法直接應(yīng)用。相關(guān)研究的核心技術(shù)是“黑匣子”，只提供商業(yè)軟件，無法獲取算法。本文首先基于振動(dòng)力學(xué)懸臂梁理論，建立管柱管柱縱向振動(dòng)微分方程并求解，得到管柱振動(dòng)規(guī)律理論解。并應(yīng)用Workbench模塊模擬射孔管柱動(dòng)力響應(yīng)過程，驗(yàn)證理論算法，闡明射孔管柱動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律，并通過固有頻率的對(duì)比來驗(yàn)證有限元法的可靠性。分析得到射孔管柱速度、加速度和應(yīng)力變化規(guī)律，可用以指導(dǎo)實(shí)際生產(chǎn)；并可為復(fù)雜邊界條件的水下爆炸理論研究提供參考。

1 射孔段管柱動(dòng)力學(xué)模型建立

射孔段管柱在沖擊載荷下的動(dòng)力響應(yīng)是一個(gè)載荷劇烈、邊界條件苛刻、交界面多、流固耦合協(xié)同作用的復(fù)雜過程，本文應(yīng)用振動(dòng)力學(xué)懸臂梁理論[25]，考慮管柱自重及軸向沖擊載荷作用，建立管柱動(dòng)力學(xué)模型，導(dǎo)出管柱縱向振動(dòng)微分方程，應(yīng)用分離變量法[26]求解，得到管柱振動(dòng)固有頻率、主振型及位移響應(yīng)表達(dá)式。

1.1 射孔段管柱物理模型描述

如圖1(a)所示，以封隔器處管柱端為固定端，管柱底端為自由端，射孔段管柱可簡化為懸臂梁模型。管柱軸線為x軸，原點(diǎn)在封隔器處，垂直向下為正方向。則由達(dá)朗貝爾原理可得

(1)

式中：橫截面上內(nèi)力N=EA·?u(x,t)/?x，ρAdx·?2u(x,t)/?t2為微元上的慣性力；u(x,t)為管柱上距原點(diǎn)x處的截面在時(shí)間t時(shí)刻的縱向位移；f(x,t)為單位長度管柱的縱向作用力；L為管柱長度；c為黏性阻尼系數(shù)；v為相對(duì)速度，為x和t的函數(shù) 。如圖1(b)所示，在管柱上取長度為dx的微元體進(jìn)行受力分析，ρ為管柱的密度；E為管柱材料的彈性模量；A為管柱橫截面積；N為截面上的內(nèi)力。在式(1)左右兩邊同時(shí)除以ρAdx，得到管柱一維縱向振動(dòng)微分方程

(2)

圖1 射孔段管柱動(dòng)力學(xué)模型Fig.1 Mechanics model of perforating string

1.2 射孔段管柱邊界條件和初始條件的確定

封隔器處管柱受到約束作用，位移為零；管柱最底端為自由端，初始應(yīng)力為零，管柱固定端和自由端處的邊界條件分別為

(3)

射孔之前管柱處于靜止?fàn)顟B(tài)，初始速度為零；自重作用下的管柱會(huì)產(chǎn)生一定的伸長，若將自重視為外載荷，管柱處于原長的位置視為管柱的平衡狀態(tài)，則其初始位移為零，即初始條件為

(4)

2 射孔段管柱固有頻率與主振型分析

當(dāng)管柱所受外載荷為零時(shí)，即令式(2)中的f(x,t)=0，得到管柱縱向自由振動(dòng)方程

(5)

(6)

式中：k為常數(shù)。管柱邊界條件式(3)和式(6)構(gòu)成了微分方程的特征值問題，只有當(dāng)kρ/E>0(即k>0)時(shí)，式(6)才有非零解。令k=ω2，ω為正數(shù)，求解常系數(shù)齊次線性微分方程式(6)，可得管柱振動(dòng)固有頻率和主振型分別為

(7)

(8)

式中：i為正整數(shù)(即i=1， 2， 3， …)；fi為各階固有頻率，Hz；ωi為各階固有角頻率，rad/s。

3 沖擊載荷下管柱動(dòng)力響應(yīng)基本方程分析

將爆轟沖擊波沿軸向作用于管柱自由端，將自重視為沿管柱軸向均勻分布的外載荷，則管柱的總外載為

f(x,t)=F(t)δ(x-L)+ρAg-cv(x,t)

(9)

式中：F(t)為沖擊載荷隨時(shí)間變化的函數(shù)；δ為單位脈沖函數(shù)。將式(9)轉(zhuǎn)化為正則坐標(biāo)下的廣義力為

(10)

將管柱位移響應(yīng)展開為正則振型無窮級(jí)數(shù)，可得沖擊載荷作用下射孔段管柱動(dòng)力響應(yīng)基本方程

(11)

式中：Ui(x)為主振型函數(shù)；fi為各階固有頻率；qi為沖擊載荷廣義力；τ為時(shí)間積分變量。結(jié)合式(10)和式(11)，可以用數(shù)值積分的方法求出管柱的位移響應(yīng)。作者也考察了橫向沖擊載荷和扭轉(zhuǎn)沖擊載荷的影響，對(duì)管柱強(qiáng)度影響不大，從略。

4 射孔段管柱動(dòng)力響應(yīng)有限元分析

應(yīng)用ANSYS有限元軟件的Workbench模塊，基于有限元瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)方法，以油田常用的27/8＂×5.51 mm P110油管為研究對(duì)象，建立射孔段管柱三維有限元模型，作用井下實(shí)測射孔沖擊載荷，應(yīng)用后處理程序提取關(guān)鍵數(shù)據(jù)，分析管柱的動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律，并通過固有頻率的對(duì)比來驗(yàn)證有限元方法的可靠性。

4.1 射孔段管柱三維有限元模型的建立

模型管柱長度取20 m，管柱材料的彈性模量為2.06×1011Pa，泊松比為0.3，屈服極為758 MPa，密度為7.85 g/cm3。采用八節(jié)點(diǎn)六面體單元，用映射方式對(duì)劃分網(wǎng)格。封隔器下方3m處有2m長的減震器，作為一節(jié)彈簧考慮，如圖2所示。管柱有限元模型共有24 160個(gè)單元，169 200個(gè)節(jié)點(diǎn)。

初始時(shí)刻管柱僅受自重作用，不考慮射孔液對(duì)管柱振動(dòng)的影響，速度和加速度均為零。通過井下射孔壓力監(jiān)測儀采集管柱脈動(dòng)壓力，該壓力為實(shí)測得到?jīng)_擊載荷曲線經(jīng)線性回歸得到的載荷譜，施加于管柱，簡化后的載荷曲線如圖3所示。

圖2 射孔沖擊管柱有限元模型圖Fig.2 Finite element model of perforated impact string

圖3 射孔沖擊載荷曲線Fig.3 Curve of perforating impact pressure

4.2 射孔段管柱固有頻率解析解與有限元解對(duì)比與分析

運(yùn)用ANSYS模態(tài)分析方法，如表1所示，得到射孔段管柱振動(dòng)的前六階固有頻率，由式(7)計(jì)算得到固有頻率解析解?？梢钥闯觯苤逃蓄l率的有限元解和解析解相近，平均相對(duì)差為4.18%。對(duì)于石油管工程，壁厚的制造誤差控制在12.5%以內(nèi)就認(rèn)為是合格產(chǎn)品[27]。也就是說，有限元解和解析解誤差不超過12.5%，即認(rèn)為滿足工程精度要求。說明用有限元瞬態(tài)動(dòng)力響應(yīng)方法分析射孔段管柱動(dòng)力響應(yīng)，滿足工程精度要求。

表1 管柱振動(dòng)固有頻率

4.3 射孔段管柱動(dòng)態(tài)位移分析

圖4為管柱自由端與固定端位移隨時(shí)間變化曲線。固定端受到封隔器的約束作用，位移恒為零；自由端受到?jīng)_擊載荷作用，其位移隨時(shí)間周期性變化，周期約為15 ms，振動(dòng)幅度隨時(shí)間逐漸減小。在0～30 ms，管柱處于壓縮振動(dòng)狀態(tài)，隨后逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槔煺駝?dòng)。9 ms時(shí)，管柱壓縮長度達(dá)到最大值19.2 mm；95 ms時(shí)，管柱伸長達(dá)最大值9.1 mm，負(fù)號(hào)表示管柱壓縮，正號(hào)表示管柱伸長。Sanders等的分析結(jié)果表明，無減震器的射孔段管柱壓縮50.8 mm，安裝減震器后射孔管柱壓縮93.9 mm。將本文與Sanders等研究中的管柱截面尺寸、長度、射孔彈炸藥裝藥密度、裝藥質(zhì)量、射孔彈數(shù)進(jìn)行比例換算后，本文射孔段壓縮折算系數(shù)為2.49，射孔段折算壓縮48.1 mm，與Sanders等的研究誤差為5.3%。采用同樣的折算方法，本文與文獻(xiàn)[28]的管柱壓縮長度相差5.7%。

圖4 自由端與固定端位移Fig.4 Deformation of constraint end and free end

4.4 射孔段管柱速度與加速度對(duì)比與分析

圖5為管柱上不同位置振動(dòng)速度隨時(shí)間變化的曲面，50 ms內(nèi)出現(xiàn)了三個(gè)速度波峰和三個(gè)速度波谷，波峰之間的間隔約為16 ms，最大速度為9.5 m/s。同一時(shí)刻，管柱上位置從0 m變化到20 m，振動(dòng)速度逐漸增大，越靠近封隔器端(0 m處)，管柱振動(dòng)速度越小。在同一位置，速度隨時(shí)間周期性變化，越靠近管柱底端，幅值越大。Sofrygina等只是給出了位移隨時(shí)間的變化關(guān)系曲線，據(jù)此可以推算出管柱最大速度為1.9 m/s，應(yīng)用與5.3同樣的這算方法，文獻(xiàn)[29]折算后的最大速度為8.8 m/s，二者相差7.4%。

圖5 管柱振動(dòng)速度隨時(shí)間變化曲面Fig. 5 Curves of the vibration speed of pipe string with time

管柱上不同位置處加速度響應(yīng)曲面如圖6所示，在50 ms內(nèi)出現(xiàn)三個(gè)加速度波峰，加速度峰值約為3 500 m/s2，波峰之間的時(shí)間間隔約為16 ms。0 m處管柱受到封隔器的約 束作用，加速度一直保持為零；同一時(shí)刻，從0 m變化到20 m，振動(dòng)加速度逐漸增大，在管柱底端加速度達(dá)到最大值。在同一位置，加速度隨時(shí)間周期性變化，越靠近管柱底端，幅值越大。同樣的，Sofrygina等只是給出了位移隨時(shí)間的變化關(guān)系曲線，據(jù)此可以推算出管柱最大加速度，采用同樣的折算方法，本文與Sofrygina等研究中的管柱加速度相差7.8%。

圖6 管柱振動(dòng)加速度隨時(shí)間變化曲面Fig. 6 The vibration acceleration of pipe string with time changing surface

圖7和圖8分別為管柱自由端與固定端速度和加速度隨時(shí)間變化曲線。由圖可知，固定端受到封隔器的限制作用，其速度、加速度均為零；自由端的速度、加速度均隨時(shí)間按周期15 ms變化。45 ms時(shí)，自由端速度達(dá)到最大值5.45 m/s；10 ms時(shí)，加速度達(dá)到最大值2.85 km/s2；速度、加速度幅值均隨時(shí)間逐漸減小。

圖7 自由端與固定端速度Fig.7 Velocity of constraint end and free end

圖8 自由端與固定端加速度Fig.8 Acceleration of constraint end and free end

4.5 射孔段管柱等效應(yīng)力分析

沖擊載荷作用于管柱后以彈性應(yīng)力波的形式沿管柱傳播，引起管柱的應(yīng)力變化。如圖9(a)所示，4 ms時(shí)，應(yīng)力波傳到管柱約束端；如圖8(b)所示，23.6 ms時(shí)，等效應(yīng)力達(dá)到最大值305.5 MPa，管柱截面上的應(yīng)力分布并不均勻，等效應(yīng)力沿徑向逐漸增大，在管柱外表面達(dá)到最大值。

圖10為管柱自由端和固定端最大等效應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線。自由端等效應(yīng)力曲線與沖擊載荷曲線趨勢(shì)相同，數(shù)值差別不大。固定端最大等效應(yīng)力遠(yuǎn)大于自由端，按周期15 ms變化，幅度逐漸減小。4 ms以內(nèi)，固定端最大等效應(yīng)力由自重產(chǎn)生，變化不大；4 ms時(shí)應(yīng)力波傳至此處，等效應(yīng)力突然增大，23.6 ms達(dá)到最大值305.5 MPa。與本文相關(guān)的權(quán)威文獻(xiàn)[10-13]和文獻(xiàn)[25-26]給出了射孔液的壓力脈動(dòng)規(guī)律，但是并未給出管柱各截面的應(yīng)力變化規(guī)律，所以本文給出的應(yīng)力變化規(guī)律可通過井下實(shí)測來獲取數(shù)據(jù)，驗(yàn)證準(zhǔn)確性，作為本文后續(xù)研究的重點(diǎn)。

圖9 t=4 ms和t=23.6 ms時(shí)約束端von-Mises應(yīng)力云圖Fig.9 Von-Mises stress of the constraint end at the time of 4 ms and 23.6 ms

圖10 自由端與固定端最大等效應(yīng)力Fig.10 Maximum von-Mises stress of constraint end and free end

4.6 射孔段管柱應(yīng)力波傳播規(guī)律分析

如圖11所示，為搞清管柱內(nèi)應(yīng)力波的傳播規(guī)律，分析了0.01 ms，1 ms，2 ms，3 ms和4 ms時(shí)管柱最大等效應(yīng)力的軸向分布情況。初始時(shí)刻，管柱只承受自重，等效應(yīng)力較小，1 ms，2 ms，3 ms和4 ms時(shí)，應(yīng)力波傳到14 m，9 m，4 m和0 m(封隔器)處，據(jù)此可估算應(yīng)力波在管柱內(nèi)的傳播速度約4 930 m/s，與前面分析的理論計(jì)算值5 123 m/s較接近。

5 裝藥質(zhì)量和密度及射孔段長度的影響分析

以真實(shí)L101井為例，考察射孔彈裝藥密度、裝藥質(zhì)量和射孔段長度對(duì)管柱和封隔器處的應(yīng)狀態(tài)的影響。射孔段油管采用Ф73×7.82 mmP110級(jí)油管，油管外徑73 mm，油管內(nèi)徑57.36 mm。射孔段套管外徑127 mm，內(nèi)徑102.72 mm。L101井的射孔段深度為5 945～5 968 m射孔段長度23 m，距離封隔器距離為41.5 m。采用了DP36HMX25-6型射孔彈；單發(fā)裝藥量25 g；裝藥密度1.69 g/cm3；射孔參數(shù)為89槍、102彈、相位角：60°、孔密：16孔/m。

圖11 不同時(shí)刻管柱最大等效應(yīng)力軸向分布曲線Fig.11 Curve of maximum von-Mises stress along the string at different time

5.1 裝藥密度對(duì)管柱強(qiáng)度安全性影響分析

其他參數(shù)保持不變，改變射孔彈裝藥密度，應(yīng)用理論算法，分析裝藥密度對(duì)管柱強(qiáng)度安全性的影響規(guī)律。相關(guān)的計(jì)算結(jié)果如圖12所示?？梢钥闯?，裝藥密度增加，封隔器處峰值壓力和油管峰值應(yīng)力增加，在射孔彈裝藥密度超過1.9 g/m3以后，封隔器處峰值壓力和油管峰值應(yīng)力增幅變緩，裝藥密度影響變小。

圖12 裝藥密度影響分析曲線圖Fig.12 Diagram of influence analysis of charge density

5.2 裝藥量對(duì)管柱強(qiáng)度安全性影響分析

其余參數(shù)不變，分析裝藥量改變對(duì)管柱強(qiáng)度安全性的影響規(guī)律。相關(guān)的計(jì)算結(jié)果如圖13所示?？梢钥闯觯b藥密度增加，封隔器處峰值壓力和油管峰值應(yīng)力增加，射孔彈裝藥量超過40 g以后，封隔器處峰值壓力和油管峰值應(yīng)力增幅變緩，裝藥量影響變小。

圖13 裝藥量影響關(guān)系曲線圖Fig.13 Influence relation diagram of loading capacity

5.3 射孔段長度對(duì)管柱強(qiáng)度安全性影響分析

其他參數(shù)保持不變，分析射孔段長度對(duì)管柱強(qiáng)度安全性的影響規(guī)律。相關(guān)的計(jì)算結(jié)果如圖14所示?？梢钥闯?，射孔段長度從15 m增加到27 m，封隔器處峰值壓力由299.6 MPa增加到335.4 MPa，增幅11.9%。油管峰值應(yīng)力由745.1 MPa增加到790.6 MPa，增幅6.1%，增幅不大。

圖14 射孔段長度影響關(guān)系曲線圖Fig.14 Effect of the length of the perforation section

6 結(jié) 論

分析了管柱的動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律，得到以下結(jié)論。

(1)應(yīng)用振動(dòng)力學(xué)懸臂梁理論，考慮管柱自重及軸向沖擊載荷作用，建立管柱動(dòng)力學(xué)模型，導(dǎo)出管柱縱向振動(dòng)微分方程，應(yīng)用分離變量法求解，得到管柱振動(dòng)固有頻率、主振型及位移動(dòng)力響應(yīng)表達(dá)式。

(2)管柱固有頻率有限元和解析解相近，平均相對(duì)差4.18%，不超過5%，說明用有限元瞬態(tài)動(dòng)力響應(yīng)方法分析射孔段管柱動(dòng)力響應(yīng)，滿足精度要求。

(3)位移、速度、加速度的變化幅值與文獻(xiàn)[10-13]和文獻(xiàn)[25-26]給出的變化幅值相差不超過10%，說明本文分析方法具有一定的適用性。

本文首次給出了沖擊載荷作用下射孔段管柱不同時(shí)刻的各個(gè)截面的應(yīng)力及其變化規(guī)律，現(xiàn)有文獻(xiàn)均未給出。但是，包括管柱位移、速度、加速度、射孔液壓力脈動(dòng)和管柱應(yīng)力需要通過井下實(shí)測的方式來獲取實(shí)際參數(shù)。目前作者團(tuán)隊(duì)正在研制射孔管柱震動(dòng)井下測試器，以驗(yàn)證本文算法。

考慮作為固壁約束的套管、彈性約束的射孔段管柱、射孔液、發(fā)生爆炸的射孔彈炸藥及發(fā)生固液相變的藥型罩之間的流固耦合，模擬爆轟、相變、大變形過程中的管柱位移、速度、加速度、射孔液壓力脈動(dòng)和管柱應(yīng)力變化規(guī)律，將是有意義的嘗試。