馮東林 劉飛香 吳懷娜 劉在政 姚 滿

(1.湖南大學(xué)地下空間開發(fā)先進(jìn)技術(shù)研究中心,湖南 長(zhǎng)沙 410082;2.建筑安全與節(jié)能教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖南 長(zhǎng)沙 410082;3.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院,湖南 長(zhǎng)沙 410082;4.中國(guó)鐵建重工集團(tuán)股份有限公司,湖南 長(zhǎng)沙 410082)

全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)(Shaft Boring Machine)是集掘進(jìn)、支護(hù)、出渣、井壁拼裝為一體的豎井施工裝備,具有安全、高效、成本低等特點(diǎn),近年來逐漸應(yīng)用于礦井、地下停車場(chǎng)、地下空間開挖等。超大直徑全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)連續(xù)化作業(yè)過程中,由于刀盤推力、扭矩及撐靴等主動(dòng)力的作用,其周圍巖土體在一定范圍受到強(qiáng)烈擾動(dòng)形成圍巖塑性區(qū),若該范圍內(nèi)存在軟弱夾層或破碎圍巖等不利地層,則有可能誘發(fā)圍巖失穩(wěn)坍塌,嚴(yán)重時(shí)會(huì)造成鉆頭或刀盤卡死被埋[1-2]。

目前國(guó)內(nèi)針對(duì)全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)的相關(guān)技術(shù)研究仍處于初步階段。荊國(guó)業(yè)等[3]介紹了全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)鑿井技術(shù),對(duì)掘進(jìn)機(jī)的井幫穩(wěn)定、鑿井工序、掘進(jìn)參數(shù)等關(guān)鍵技術(shù)特點(diǎn)進(jìn)行探討;賈連輝等[4]針對(duì)掘進(jìn)機(jī)豎向排渣難的問題,提出相應(yīng)的全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)上排渣技術(shù)并進(jìn)行不同推力和轉(zhuǎn)速等多工況下的掘進(jìn)試驗(yàn)對(duì)所提技術(shù)進(jìn)行驗(yàn)證;劉志強(qiáng)等[5]考慮了掘進(jìn)機(jī)機(jī)—巖相互作用下各因素的獨(dú)立性和相關(guān)性,提出了適用于全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)鑿井圍巖分類指標(biāo)體系與評(píng)價(jià)方法;李超等[6]研究了豎井掘進(jìn)機(jī)掘進(jìn)過程中側(cè)壁穩(wěn)定性及破壞模式問題,指出其側(cè)壁圍巖若變形失穩(wěn)破壞則無法提供足夠推進(jìn)反力支持掘進(jìn)施工。上述針對(duì)全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)的研究主要集中在機(jī)械設(shè)備技術(shù)、圍巖分級(jí)和撐靴局部圍巖穩(wěn)定性三方面,而針對(duì)超大直徑全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)開挖過程施工地層擾動(dòng)規(guī)律相關(guān)的研究特別是針對(duì)豎井井壁、刀盤開挖面等敏感區(qū)域的圍巖變形模式以及對(duì)應(yīng)圍巖塑性區(qū)的分布范圍和演化過程的研究仍較為缺乏。

本研究基于有限元方法對(duì)超大直徑全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)開挖過程進(jìn)行數(shù)值模擬,分析全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)機(jī)—巖相互作用下的圍巖擾動(dòng)規(guī)律,探明豎井井壁、刀盤開挖面等敏感區(qū)域的圍巖變形模式以及對(duì)應(yīng)圍巖塑性區(qū)的分布范圍和演化過程,并討論井筒襯砌和先導(dǎo)掘進(jìn)裝置的設(shè)置對(duì)掘進(jìn)過程圍巖的影響。研究成果可為豎井施工中井壁圍巖穩(wěn)定性控制以及給井筒結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供可參考的理論指導(dǎo)。

1 超大直徑全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)簡(jiǎn)介

某豎井設(shè)計(jì)開挖深度60m,豎井外徑22m,內(nèi)徑20m,采用超大直徑全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)施工。井筒結(jié)構(gòu)采用鋼筋混凝土襯砌管片模塊化拼裝,整體成環(huán)后逐步下沉,管片環(huán)寬2.6m,厚度1.0 m。圖1為超大直徑豎井全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)設(shè)計(jì)示意圖。其系統(tǒng)組成包括:掘進(jìn)機(jī)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)、掘進(jìn)機(jī)刀盤、掘進(jìn)機(jī)盾體及靴撐、自動(dòng)排渣系統(tǒng)、先導(dǎo)掘進(jìn)系統(tǒng)、豎井襯砌、井筒提升系統(tǒng)。

圖1 豎井掘進(jìn)機(jī)設(shè)計(jì)示意Fig.1 Schematic of the design of shaft boring machine

如圖2所示,豎井掘進(jìn)機(jī)施工流程分為以下6個(gè)步驟:①始發(fā)井建造,前期施工準(zhǔn)備階段在施工場(chǎng)地開挖出深度較淺的豎井為豎井掘進(jìn)機(jī)的設(shè)備安裝提供空間;②豎井掘進(jìn)機(jī)設(shè)備安裝,將豎井掘進(jìn)機(jī)的各系統(tǒng)設(shè)備安裝到井內(nèi);③先導(dǎo)集渣孔開挖,先導(dǎo)掘進(jìn)系統(tǒng)運(yùn)作開挖出集渣孔為掘進(jìn)機(jī)刀盤切削的渣土提供集渣和出渣的空間;④豎井開挖面掘進(jìn),掘進(jìn)機(jī)刀盤盾體靴撐伸出,支撐在圍巖上,機(jī)體姿態(tài)被固定,掘進(jìn)機(jī)刀盤開始轉(zhuǎn)動(dòng)推進(jìn)切削破巖;⑤井筒襯砌施作,當(dāng)豎井掘進(jìn)機(jī)開挖到一定深度后,豎井井筒襯砌會(huì)在井筒提升系統(tǒng)的吊裝下完成同步下沉,并且新一環(huán)的井筒管片也會(huì)在地表完成安裝;⑥豎井掘進(jìn)機(jī)設(shè)備回收及豎井封底,當(dāng)豎井掘進(jìn)至設(shè)計(jì)標(biāo)高后,掘進(jìn)機(jī)會(huì)停止工作并會(huì)被拆分成各部件分批提升運(yùn)出,最后豎井底部會(huì)采用鋼筋混凝土進(jìn)行封底處理。

圖2 豎井掘進(jìn)機(jī)施工流程Fig.2 The workflow of shaft construction using shaft boring machine

2 豎井掘進(jìn)機(jī)掘進(jìn)數(shù)值模型

2.1 模型及網(wǎng)格劃分

針對(duì)超大直徑全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)施工過程進(jìn)行有限元模擬,模型三維網(wǎng)格如圖3所示,計(jì)算模型的單元數(shù)為196 639、節(jié)點(diǎn)數(shù)為228 636。為了消除數(shù)值模型邊界效應(yīng)影響,模型半徑和高度均為120 m,邊界條件為圓柱體環(huán)面法向約束模擬巖層側(cè)限條件,底面全約束。為了探明不同圍巖條件下豎井掘進(jìn)地層變形規(guī)律,模型分別探討了3種圍巖等級(jí)的地層條件,即強(qiáng)風(fēng)化砂巖(Ⅴ級(jí)圍巖)、中風(fēng)化砂巖(Ⅳ級(jí)圍巖),微風(fēng)化砂巖(Ⅲ級(jí)圍巖)。

圖3 豎井?dāng)?shù)值模型網(wǎng)格劃分及幾何尺寸(單位:m)Fig.3 Grid division and geometric dimension of numerical model of shaft

2.2 材料參數(shù)

3種巖土體單元本構(gòu)模型采用莫爾—庫倫模型,物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。井筒結(jié)構(gòu)為鋼箱—混凝土組合結(jié)構(gòu),混凝土強(qiáng)度為C40,鋼板采用Q335b板材,厚度25mm。根據(jù)管片單元的截面特性采用等效彈性模量的方法將鋼箱—混凝土組合結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化成具有相同材料參數(shù)的均質(zhì)各向同性材料,即E等效A=E鋼板A鋼板+E混凝土A混凝土。 豎井井筒結(jié)構(gòu)和先導(dǎo)掘進(jìn)裝置的盾構(gòu)機(jī)盾體分別采用模量等效后的鋼筋混凝土和鋼材的材料特性進(jìn)行模擬,采用線彈性本構(gòu)模型,其物理力學(xué)參數(shù)如表2所示。

表1 巖土層物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physico-mechanical parameters of soil layers

表2 井筒襯砌和先導(dǎo)裝置盾體材料參數(shù)Table 2 Physico-mechanical parameters of shaft lining and shield

2.3 施工過程模擬

超大直徑豎井掘進(jìn)機(jī)施工過程模擬步驟:①豎井內(nèi)部核心土開挖;②井筒襯砌施工;③大刀盤位置土體開挖;④集渣孔處先導(dǎo)掘進(jìn)裝置位置土體開挖。根據(jù)本項(xiàng)目豎井設(shè)計(jì)的開挖深度(60 m)以及井筒環(huán)的寬度(2.6 m)等實(shí)際施工因素進(jìn)行考慮,分別在始發(fā)段(10.4 m)、中間段(36.4 m)和終點(diǎn)段(59.8 m)3個(gè)井深位置進(jìn)行豎井掘進(jìn)機(jī)開挖過程循環(huán)模擬,上述3個(gè)井深位置的開挖階段分別對(duì)應(yīng)井筒結(jié)構(gòu)的第4環(huán)、第14環(huán)和第23環(huán)的安裝階段。

豎井掘進(jìn)機(jī)對(duì)圍巖施加荷載主要分為7部分:①豎井掘進(jìn)機(jī)大刀盤推力q1;②豎井掘進(jìn)機(jī)刀盤扭矩T1;③刀盤盾體環(huán)向靴撐支撐力P1;④刀盤盾體靴撐豎向摩擦反力f1,f1=μ×P1,其中μ為圍巖與盾體靴撐之間的靜摩擦系數(shù),,φ為圍巖內(nèi)摩擦角;⑤刀盤盾體靴撐水平摩擦反力f2,用以抵抗刀盤扭矩T1,其大小根據(jù)刀盤扭矩平均至各靴撐上的反力矩而定;⑥先導(dǎo)掘進(jìn)裝置掘進(jìn)推力q2;⑦先導(dǎo)掘進(jìn)裝置盾體靴撐推力P2。各推力作用位置示意如圖4所示,根據(jù)掘進(jìn)機(jī)廠家所提供的掘進(jìn)機(jī)設(shè)備推力參數(shù)進(jìn)行合理簡(jiǎn)化換算得到各作用力大小如表3所示。

圖4 豎井掘進(jìn)機(jī)施工荷載Fig.4 Thrust of shaft boring machine

表3 豎井掘進(jìn)機(jī)作用力參數(shù)Table 3 Thrust value of shaft boring machine

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 圍巖應(yīng)力

圖5為強(qiáng)風(fēng)化砂巖條件下各開挖階段豎井圍巖的Mise應(yīng)力云圖。由圖5可知,由于豎井掘進(jìn)推力和切削力的影響,掘進(jìn)機(jī)大刀盤盾體環(huán)向支撐處、大刀盤邊緣外圈以及大刀盤內(nèi)圈與先導(dǎo)掘進(jìn)裝置連接處圍巖出現(xiàn)顯著的應(yīng)力集中。同時(shí),在大刀盤開挖面中圈以及先導(dǎo)掘進(jìn)裝置開挖面下方兩側(cè)巖體均出現(xiàn)應(yīng)力釋放,其主要原因?yàn)閮商庨_挖面切削巖體產(chǎn)生臨空面。

圖5 豎井各開挖階段圍巖應(yīng)力云圖Fig.5 Stress nephogram of surrounding rock at each stage of shaft excavation

圖6和圖7分別為強(qiáng)風(fēng)化砂巖終點(diǎn)段下不同水平距離和深度的圍巖應(yīng)力。由圖6中井內(nèi)壁(P0)應(yīng)力結(jié)果可知,應(yīng)力變化主要分為線性增長(zhǎng)段和掘進(jìn)機(jī)擾動(dòng)段,前者應(yīng)力增長(zhǎng)受地層壓力主導(dǎo),而后者的應(yīng)力波動(dòng)主要受掘進(jìn)機(jī)撐靴推力擠壓圍巖進(jìn)入塑性屈服狀態(tài),應(yīng)力不再增長(zhǎng),最大應(yīng)力位于掘進(jìn)機(jī)盾體位置附近。圍巖應(yīng)力增量隨水平距離的增加呈先增大后迅速衰減的趨勢(shì),距離豎井內(nèi)壁11 m(0.5D,D為豎井直徑)圍巖應(yīng)力接近原巖應(yīng)力水平,22 m(1D)基本不受豎井掘進(jìn)機(jī)施工擾動(dòng)影響,應(yīng)力水平恢復(fù)到初始應(yīng)力狀態(tài)。

圖6 不同水平距離圍巖應(yīng)力Fig.6 Stress of surrounding rock in different distance

圖7 不同深度圍巖應(yīng)力Fig.7 Stress of surrounding rock in different depth

3.2 圍巖變形

豎井建造過程中井壁圍巖的徑向變形是評(píng)價(jià)圍巖穩(wěn)定性的重要指標(biāo)之一。圖8為強(qiáng)風(fēng)化砂巖條件下各開挖階段豎井圍巖徑向變形云圖,可知圍巖徑向變形主要集中在掘進(jìn)機(jī)推力擾動(dòng)區(qū)域范圍內(nèi),變形模式為向井內(nèi)收縮,最大值為7.33 mm,出現(xiàn)在強(qiáng)風(fēng)化砂巖條件下終點(diǎn)段的刀盤盾體與井筒結(jié)構(gòu)連接處附近區(qū)域。

圖8 豎井圍巖徑向位移云圖Fig.8 Radial deformation nephogram of surrounding rock of shaft

圖9為強(qiáng)風(fēng)化砂巖條件下豎井距離L=0D、L=0.4D、L=0.75D、L=1D圍巖沿開挖深度分布的徑向變形曲線。由圖9可知,距離豎井內(nèi)部越近,圍巖徑向變形越大。在距離豎井1D處變形僅0～1 mm,可認(rèn)為1D范圍以外的圍巖受豎井開挖的影響很小。井壁處(L=0)圍巖徑向變形隨著深度增加而增大。接近刀盤開挖面的擾動(dòng)區(qū)域徑向變形曲線急劇變化,這是由于局部受到刀盤盾體約束和刀盤環(huán)向撐靴擠壓的作用。

圖9 不同水平距離圍巖徑向位移Fig.9 Radial deformation of surrounding rock in different distance

3.3 豎井圍巖塑性區(qū)的分布及演化

通過提取有限元計(jì)算分析模型中等效塑性應(yīng)變(PEEQ)的計(jì)算結(jié)果獲得不同圍巖條件下塑性區(qū)的范圍,其產(chǎn)生塑性應(yīng)變的區(qū)域范圍即為塑性區(qū)范圍。圖10(a)和圖10(b)分別為強(qiáng)風(fēng)化圍巖條件下中間段和終點(diǎn)段的塑性區(qū)范圍。從中間段至終點(diǎn)段,塑性臨界深度從埋深18.5 m向地表方向發(fā)展至埋深11 m,最大塑性半徑從7.5 m擴(kuò)展至13.8m。綜上可知,隨著掘進(jìn)機(jī)逐步開挖,由于施工擾動(dòng)而形成的圍巖塑性區(qū)范圍是逐漸增大的,塑性區(qū)范圍受開挖深度和掘進(jìn)機(jī)刀盤所處位置影響。

圖10 圍巖塑性區(qū)范圍Fig.10 Plastic zone of surrounding rock

4 不同圍巖條件計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

4.1 圍巖應(yīng)力

圖11為不同圍巖條件下豎井井壁圍巖Mise應(yīng)力曲線圖。由圖可知,淺層0～35 m埋深范圍內(nèi)的圍巖應(yīng)力較小整體處于彈性階段,巖層條件的變化對(duì)于圍巖應(yīng)力的影響并不明顯,整體隨埋深呈線性增長(zhǎng)。從埋深35 m以下的地層開始,隨著豎井開挖深度加深,強(qiáng)風(fēng)化圍巖應(yīng)力增長(zhǎng)趨勢(shì)減緩且最終穩(wěn)定在800 kPa附近,其原因是圍巖開始進(jìn)入塑性階段,出現(xiàn)松動(dòng)區(qū)和塑性區(qū)導(dǎo)致應(yīng)力釋放,此時(shí)圍巖條件的差異會(huì)導(dǎo)致其所能承受的最大應(yīng)力不同。

圖11 不同圍巖條件下豎井井壁圍巖應(yīng)力Fig.11 Stress of shaft wellbore rock in different rock condition

4.2 圍巖變形

圖12為不同圍巖條件下豎井圍巖徑向變形曲線圖。由圖12可知,隨著圍巖條件不斷弱化,圍巖徑向變形的峰值也在增大,強(qiáng)風(fēng)化砂巖、中風(fēng)化砂巖和微風(fēng)化砂巖對(duì)應(yīng)的徑向變形峰值分別為7.33、1.65和0.426 mm,峰值出現(xiàn)位置均為刀盤盾體與井筒結(jié)構(gòu)交界處附近位置圍巖。

圖12 不同圍巖條件下豎井井壁圍巖徑向變形Fig.12 Radial deformation of shaft wellbore rock in different rock condition

4.3 不同圍巖條件下塑性區(qū)的空間分布變化

圖13(a)、圖13(b)分別為中間段和終點(diǎn)段不同圍巖條件下塑性區(qū)范圍。中間段強(qiáng)風(fēng)化、中風(fēng)化和微風(fēng)化圍巖條件下井壁圍巖最大塑性半徑分別為7.5 3.2和3 m;終點(diǎn)段強(qiáng)風(fēng)化、中風(fēng)化和微風(fēng)化圍巖條件下井壁圍巖最大塑性半徑分別為 13.8、6.3和4.2 m。綜上可知,在相同開挖階段下圍巖條件越差、塑性區(qū)的范圍越大,且從中間段至終點(diǎn)段塑性半徑和塑性臨界深度的擴(kuò)張程度更大。

圖13 不同圍巖條件下塑性區(qū)空間分布Fig.13 Spatial distribution of plastic zone under different surrounding rock conditions

5 不同支護(hù)條件下圍巖井壁變形分析

圖14對(duì)比了在強(qiáng)風(fēng)化、中風(fēng)化和微風(fēng)化3種圍巖條件下終點(diǎn)段井壁圍巖在有襯砌約束和無襯砌約束條件下的圍巖徑向位移隨井深的變化特點(diǎn)。由圖可知,無襯砌約束的情況井壁圍巖的徑向變形明顯增大:強(qiáng)風(fēng)化圍巖條件下有襯砌約束的圍巖徑向變形最大值為7.33 mm,無襯砌約束工況由于圍巖變形過大圍巖失穩(wěn)計(jì)算無法收斂;中風(fēng)化砂巖條件下有襯砌約束和無襯砌約束的圍巖徑向變形最大值分別為1.72 mm和6.5 mm;微風(fēng)化圍巖條件下有襯砌約束和無襯砌約束的圍巖徑向變形最大值分別為1.32 mm和4.37 mm。因此經(jīng)上述對(duì)比可知,井筒結(jié)構(gòu)對(duì)于控制圍巖變形和穩(wěn)定性起到了關(guān)鍵作用。

圖14 有無襯砌情況下井壁圍巖徑向變形對(duì)比Fig.14 Comparison of radial deformation of surrounding rock with or without lining

6 有無先導(dǎo)掘進(jìn)裝置圍巖應(yīng)力應(yīng)變

圖15和圖16分別為有無先導(dǎo)掘進(jìn)裝置工況下開挖面處Mise應(yīng)力云圖和應(yīng)力曲線。從圖中可知,先導(dǎo)掘進(jìn)裝置的存在主要影響刀盤開挖面內(nèi)圈的應(yīng)力分布。強(qiáng)風(fēng)化砂巖條件下終點(diǎn)段0～2 m的開挖面水平距離范圍內(nèi),由于先導(dǎo)掘進(jìn)裝置盾體對(duì)開挖面內(nèi)圈巖體形成約束,在掘進(jìn)機(jī)刀盤切削擠壓巖體時(shí)被約束的巖體受力更為集中,圖中內(nèi)圓刀盤與先導(dǎo)掘進(jìn)裝置連接處圍巖應(yīng)力從450 kPa增長(zhǎng)至750 kPa,這會(huì)導(dǎo)致內(nèi)圈刀盤磨損比其他部位更大,所需的切削扭矩和推力也更大。

圖15 有無先導(dǎo)掘進(jìn)裝置的應(yīng)力云圖對(duì)比Fig.15 Comparison of stress nephogram with and without pilot tunneling device

圖16 有無先導(dǎo)掘進(jìn)裝置條件下開挖面應(yīng)力分布對(duì)比Fig.16 Comparison of stress distribution of excavation face with or without pilot tunneling device

7 結(jié)論與建議

基于有限元方法對(duì)超大直徑全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)開挖過程進(jìn)行數(shù)值模擬,分析全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)機(jī)—巖相互作用下的圍巖擾動(dòng)規(guī)律,探明豎井井壁、刀盤開挖面等敏感區(qū)域的圍巖變形模式以及對(duì)應(yīng)圍巖塑性區(qū)的分布范圍和演化過程,并討論井筒襯砌和先導(dǎo)掘進(jìn)裝置的設(shè)置對(duì)掘進(jìn)過程圍巖的影響,得到以下結(jié)論:

(1)影響井壁圍巖應(yīng)力變化的主要因素為開挖深度、圍巖條件以及距離刀盤開挖面的距離,強(qiáng)風(fēng)化圍巖條件下1D范圍以外基本不受掘進(jìn)機(jī)施工擾動(dòng)影響,應(yīng)力水平恢復(fù)到初始應(yīng)力狀態(tài)。在豎井掘進(jìn)機(jī)主動(dòng)推力作用下在刀盤盾體與井筒結(jié)構(gòu)交界處、刀盤開挖面邊緣以及刀盤內(nèi)圈出現(xiàn)應(yīng)力集中區(qū)域。

(2)在圍巖變形方面,強(qiáng)風(fēng)化圍巖條件下井壁圍巖徑向變形最大值可達(dá)7.33 mm,位于刀盤盾體與井筒結(jié)構(gòu)交界處附近位置圍巖。在強(qiáng)風(fēng)化圍巖條件距離豎井1D處變形僅0～1mm,則1D以外區(qū)域可認(rèn)為掘進(jìn)機(jī)開挖影響很小。

(3)不同圍巖條件下,圍巖應(yīng)力從埋深35 m以下呈現(xiàn)差異性增長(zhǎng),強(qiáng)風(fēng)化圍巖由于進(jìn)入塑性階段圍巖應(yīng)力穩(wěn)定在800 kPa;圍巖變形則是隨著圍巖條件變好而逐漸變小,變形峰值從7.33 m降至0.426 mm;在掘進(jìn)施工擾動(dòng)下,塑性區(qū)范圍隨著圍巖條件劣化和開挖深度加深呈現(xiàn)逐漸擴(kuò)大的趨勢(shì)。

(4)無襯砌支護(hù)條件下井壁圍巖徑向變形明顯大于有襯砌支護(hù)情況,且強(qiáng)風(fēng)化砂巖條件下終點(diǎn)段開挖無襯砌支護(hù)時(shí)圍巖無法自穩(wěn);先導(dǎo)掘進(jìn)裝置盾體對(duì)開挖面內(nèi)圈巖體形成約束,掘進(jìn)機(jī)刀盤切削擠壓巖體時(shí)被約束的巖體應(yīng)力集中,導(dǎo)致內(nèi)圈刀盤磨損比其他部位更大,所需的切削扭矩和推力也更大。