毛竹桿純彎構件受力性能試驗研究

何子奇 ,劉昌平 ,周緒紅 ,肖灑 ,鐘紫勤

（重慶大學 a.土木工程學院；b.山地城鎮建設與新技術教育部重點試驗室，重慶 400045）

隨著“低碳環保建筑”概念的提出，竹結構建筑越來越受到建筑師的關注。竹材生長期短、成材快，吸碳性能顯著，是一種理想的建筑原材料。毛竹是中國竹類植物中分布最廣、用途最多的優良品種，又稱楠竹。毛竹具有可再生、易降解、輕質、保溫隔熱等優點；同時，毛竹力學性能優良，其強度、硬度約為一般木材（中軟闊葉材和針葉材）的2 倍左右，密度低于鋼材，順紋抗壓強度相當于鋼材的1/5～1/4，順紋抗拉強度約為鋼材的1/2（Q235）[1]，且毛竹用于建筑結構形式靈活多變，建筑造型優美，能夠滿足建筑師們對美學的追求。近年來對工程竹研究較多，比如重組竹和膠合竹等。肖巖等[2]研究了膠合竹受拉、受壓、受彎及受剪等基本力學性能；Kumar 等[3]研究了膠合竹密度對力學性能和材料吸水率的影響；Lv 等[4]通過試驗研究了普通膠合竹梁和用玄武巖纖維增強聚合物施加預應力的膠合竹梁的抗彎力學性能；周軍文等[5]研究了重組竹梁的受彎承載力和破壞形態；周愛萍等[6]研究了碳纖維增強重組竹的受彎破壞模式與破壞機理，并導出了CFRP 增強重組竹梁的極限承載力計算公式；Sá Ribeiro 等[7]研究了結構竹的抗彎強度并進行了無損評價；Wei 等[8]研究了重組竹梁的彎曲性能，通過彎曲試驗確定了重組竹梁的失效模式、載荷—位移關系、承載力和抗彎剛度等；魏洋等[9]對足尺重組竹受彎構件進行了試驗研究和理論分析。張蘇俊等[10]通過抗彎性能試驗分析了重組竹梁的抗彎性能和破壞形態，證明了重組竹梁的跨中撓度和縱向應變均與荷載呈線性關系，且與理論結果一致。趙志高等[11]研究了重組竹梁在碳纖維增強聚合物兩種方法加固后的抗彎承載力特性和破壞模式。

天然原竹仍然受到建筑師和藝術家們的青睞，原竹的結構性能也一直為設計人員所關注。肖巖等[12]介紹了現代竹結構體系的應用實例，分析總結了現代竹結構發展現狀及其優缺點；Garcia-Aladin等[13]通過試驗和有限元模擬確定了雙根竹桿梁剛度，并根據雙竹梁轉動慣量評估了梁的撓度，得到了按平行移軸理論計算出的有效慣性矩數值偏大、使計算撓度大大低于試驗撓度的結論。何子奇等[14]研究了毛竹受壓時的力學性能，并針對單根毛竹承載力不足提出了多肢抱合柱竹；于金光等[15]研究了含水率、竹節和取材單元對原竹抗壓強度、環剛度及抗彎強度等力學性能的影響；張丹等[16]研究了毛竹力學性能的變異規律；Bahtiar 等[17]對190 根不同長度Guadua 竹桿的屈曲性能進行了試驗研究，得出了竹桿的幾何和物理特性、抗壓強度及承載能力，通過屈曲公式擬合試驗數據，對比各屈曲公式的擬合優度，證明了Ylinen 屈曲公式更適用于Guadua 竹桿在整個長細比范圍內的屈曲折減系數計算；陳肇元[18]分析了圓竹桿件作為受壓桿件的優缺點，并通過試驗數據擬合得到一種計算原竹壓桿承載力的計算方法；Ghavami[19]對比分析了鋼筋和竹筋在混凝土構件中的耐久性能，并通過竹條抗拔試驗得到了竹筋與混凝土之間的粘接強度；Tian 等[20]對多組單根原竹柱和多組單根原竹外涂復合砂漿的復合柱進行軸壓試驗，研究了兩種竹柱的強度和穩定性能。綜上，對竹子的研究目前主要集中在工程竹的物理力學性能、原竹桿件物理力學性能及其作為加筋體的組合構件的受力性能，而對原竹桿受彎性能方面的研究較少，不利于原竹在建筑工程領域的廣泛推廣。

筆者主要探究毛竹的跨距、直徑對毛竹梁初始剛度、極限承載力和撓度等抗彎性能的影響。選用24 根兩種不同跨距和直徑的毛竹進行受彎試驗，對比其受彎性能，并分析了直徑為100、120 mm 和跨距為3 000、3 600 mm 四種不同毛竹梁受彎破壞時的受壓區高度。

1 試驗概況

1.1 竹條標準件抗彎強度試驗

1.1.1 試件設計 竹條標準件取自同批砍伐風干后10 根不同的毛竹，從每根毛竹的根部和梢部各取2 組竹條標準件，總共40 組試件。試件長度為220 mm，截面高度為15 mm，厚度取天然狀態的壁厚；規定B 代表毛竹，B1 代表第1 根毛竹，隨后接數字，1、2 表示試件取自毛竹梢部，3、4 表示試件取自毛竹根部，如B1-1 表示取自第1 根毛竹梢部的第1 組試件，B1-2 表示取自第1 根毛竹梢部的第2 組試件，B1-3 表示取自第1 根毛竹根部的第1 組試件。B1-4表示取自第1 根毛竹根部的第2 組試件，試件測試結果見表1。

表1 竹條標準件抗彎強度試驗結果Table 1 Bending strength test results of bamboo standard parts

1.1.2 試驗方案 加載裝置為300 kN 液壓夾具試驗機，按《建筑用竹材物理力學性能試驗方法》（JG/T 199—2007）[21]規定的兩點對稱加載方式進行加載，如圖1 所示，以每分鐘150 N/mm2的速度加載至試件破壞。

圖1 標準件抗彎性能加載Fig.1 Flexural performance loading of standard parts

1.2 毛竹桿受彎試驗

1.2.1 試件設計 為研究毛竹直徑、跨距對毛竹梁受彎性能的影響，試件材料選用竹齡大于4 a 且無明顯缺陷的毛竹24 根，試件直徑有90、120 mm 兩種規格，跨距選擇3 000、3 600 mm；規定B 代表毛竹，后面數字分別代表毛竹桿直徑、跨距、編號，如B90-3600-1 表示第1 根毛竹桿直徑為90 mm、跨距為3 600 mm；24 根毛竹桿分別分為B90-3600 系列、B90-3000 系 列、B120-3600 系 列、B120-3000 系 列4組，每組6 根。根據設計的試件參數對毛竹進行加工并測量實際尺寸，試件實測尺寸見表1。試驗加載裝置示意如圖2 所示，分配梁間距離l=1 200 mm，即為毛竹梁純彎段長度。

圖2 試驗裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of test device

1.2.2 測點布置 將拉線式位移計連接在毛竹桿跨中正下方，用于測量毛竹桿在試驗過程中的撓度信息，具體布置方式如圖3 所示。

圖3 測點布置Fig.3 Measuring point arrangement

1.2.3 加載制度 采用自行組裝的試驗裝置對試件進行加載，如圖4 所示，主要包括反力架、液壓千斤頂、30 t 力傳感器及混凝土剛性支座，通過調節液壓千斤頂的油壓控制試驗加載速率。試驗初期，以0.5 kN 為加載級差，每級荷載加載完成后持荷1 min，試驗后期，撓度較大時以位移控制加載，以5 mm 位移增量為加載級差，當試件破壞或荷載下降至極限荷載的80%時停止試驗，并保存相關試驗數據。

圖4 毛竹桿受彎性能加載裝置圖Fig.4 Diagram of loading device for bending performance of Moso bamboo pole

2 竹條標準件受彎試驗結果

2.1 試驗現象及破壞模式

加載初期，竹條標準件發生彎曲變形，隨著試驗的進行試件開始破壞，根據觀察到的試驗現象將試件的破壞模式分為如圖5 所示的4 種：竹條試件兩加載點受拉側竹纖維被拉斷并相互交錯，加載點受壓側頂部出現微小裂縫，如圖5（a）所示；竹條跨中在受拉側底部出現橫向斷裂，隨著荷載的施加，裂縫逐漸往受壓側延伸，當裂縫延伸至橫截面約1/2高度處時，橫向斷裂停止，之后斷裂沿著縱向發生，如圖5（b）所示；竹條某一個加載點處的底部受拉區域產生橫向斷裂，當斷裂裂縫延伸至橫截面約1/2高度處時，竹條在橫向裂縫的頂部沿著縱向發生斷裂，如圖5（c）所示；竹條跨中受拉區域底部的竹纖維被拉斷，之后加載點處正下方的受拉區底部產生橫向斷裂，當橫向裂縫延伸至橫截面約1/3 高度處時，竹條開始沿著縱向發生斷裂，如圖5（d）所示。對取自10 根不同毛竹的竹條標準件主要受彎破壞模式進行了統計，見表1。

圖5 竹條標準件抗彎破壞模式Fig.5 Bending failure modes of bamboo standard parts

2.2 抗彎強度

通過計算試驗所得彎曲破壞荷載可得試件抗彎強度fm,?，根據《建筑用竹材物理力學性能試驗方法》（JG/T 199—2007）[21]將各試件實際含水率抗彎強度轉化為含水率為12%時的抗彎強度fc,12，以消除竹條間含水率差異對試件強度的影響。

抗彎強度計算結果見表1，根據表1 中抗彎強度計算結果繪制散點圖，見圖6。對比取自不同毛竹的所有竹條試件，抗彎強度離散性較大，這主要是由于毛竹立地條件、竹齡等有差異以及營林措施所致[22]；而對比取自同一根毛竹相同部位的兩根竹條試件，抗彎強度差異小，對比取自同一根毛竹根部和梢部的兩根竹條試件，抗彎強度差異較大，這主要是由于竹子根部和梢部的維管束體積比不同導致的，同一根毛竹梢部維管束體積比大，力學性能好，根部維管束體積比小，力學性能相對較差[23]。

圖6 竹條標準件抗彎強度散點圖Fig.6 Scatter diagram of bending strength of bamboo standard parts

3 毛竹桿受彎試驗結果

3.1 試驗現象及破壞模式

在加載初期，試件的變形現象相似，都是撓度隨著荷載的增加而增大。當荷載大于極限荷載時，試驗進入卸載階段，此時試件將發生強度破壞，根據試驗現象，試件的破壞模式為沿縱向劈裂、在試件中部爆裂、在支座處爆裂、在分配梁加載點處爆裂4 種破壞模式。

1）試驗現象：在加載初期，B90 系列的毛竹梁產生撓曲變形，類似余弦曲線，當荷載接近極限荷載時，荷載上升幅度變緩，梁撓度卻持續增大，如圖7（b）所示；當荷載大于極限荷載時，毛竹桿將在分配梁的其中一個加載點處或梁跨中部產生爆裂。B120 與B90 系列試件變形基本相同，但達到極限荷載時對應的跨中撓度比B90 系列小。

圖7 試件加載圖Fig.7 Loading diagram of specimen

2）破壞模式：到達極限荷載后，試件B90-3000-1從加載點到中部貫通劈裂破壞，如圖8（a）所示；試件B90-3000-2 從中部位置忽然爆裂且斷口平整，如圖8（b）所示；試件B90-3000-3 出現若干貫穿試件縱向裂縫，上部受壓破裂的竹條向上拱出，產生比較明顯的局部受壓破壞，如圖8（c）所示；試件B90-3000-5 也產生了類似試件B90-3000-4 的破壞模式，加載點處局部爆裂導致純彎段上下部都出現斷口,如圖8（d）所示；加載至極限荷載時，試件B90-3000-6其中一加載點處產生爆裂，爆裂處斷口不平整。B120 系列試件的破壞模式與B90 系列基本相同，破壞模式如圖8 所示，各毛竹桿件受彎破壞模式統計見表2。

表2 試件抗彎承載力和初始抗彎剛度Table 2 Flexural capacities and initial stiffness of the specimens

圖8 試件破壞模式Fig.8 Failure modes of specimens

綜上，大部分毛竹梁在卸載階段都會產生爆裂現象，這是因為毛竹的順紋抗壓強度明顯低于抗拉強度，而毛竹桿在受彎時，截面上翼緣處于受壓狀態，下翼緣處于受拉狀態，因此，毛竹梁上部的壓應力易達到抗壓強度而破壞，直接導致爆裂。

3.2 荷載—位移曲線

根據試驗數據得到各試件的荷載—位移曲線，如圖9 所示。圖9（a）、（b）分別為跨距為3 000、3 600 mm 時不同直徑毛竹梁對應的荷載—位移曲線，從圖中可以看出，在跨距相同的情況下，毛竹直徑越大，其荷載—位移曲線越陡，毛竹梁的極限荷載也越大，最大撓度越小。圖9（c）、（d）分別為毛竹直徑為90、120 mm 時不同跨距毛竹梁對應的荷載—位移曲線，從圖中可以看出，在直徑相同的情況下，毛竹梁跨距越大，其荷載—位移曲線越平緩，毛竹的極限荷載也越小，最大撓度越大。出現上述現象的原因可根據簡支梁受彎承載力—撓度公式進行解釋，運用圖乘法計算出竹梁跨中撓度，如圖10 所示。

圖9 試件的荷載—位移曲線對比Fig.9 Comparison of load-displacement curves of specimens

圖10 圖乘法計算簡圖Fig.10 Graph multiplication calculation diagram

跨中撓度

將竹梁截面近似看成圓環截面，E為竹梁的彈性模量，為常量；I為竹梁跨中截面慣性矩，I=；L為竹梁跨距；D為竹梁外徑；t為竹梁厚度；u為竹梁跨中撓度；P為竹梁跨中承載力。

當跨距L相同時，毛竹直徑越大，竹梁跨中截面慣性矩I越大，計算出的KI值也隨著I的增大而增大。由于P=KIu，相應地，荷載—位移曲線斜率越大，曲線就越陡；當直徑D相同，竹梁跨中截面慣性矩I相同時，毛竹梁跨距越大，計算出的KI值隨著L的增大而減小。由于P=KIu，相應地，荷載—位移曲線斜率越小，曲線就越平緩。

3.3 初始抗彎剛度

毛竹梁初始剛度K取荷載—位移曲線上撓度為5 mm 的點到撓度為L/200 對應的點之間直線的斜率，L為竹梁跨距，計算公式為

式中：PL/200為毛竹梁撓度為L/200 所受的力；PΔ=5為毛竹梁撓度為5 mm 時所受的力。

根據式（4）計算出所有試件的初始剛度值，見表2。在相同跨距下，比較不同直徑毛竹梁的初始剛度值可以發現，毛竹梁的初始剛度隨著直徑的增大而增大。也可通過荷載—位移曲線圖上撓度為5 mm 的點到撓度為L/200 對應的點之間直線的斜率對比得到該結論，如圖10 所示。在相同跨距下，隨著毛竹梁直徑的增大，荷載—位移曲線對應段直線的斜率越大，即毛竹梁的初始剛度隨直徑的增大而增大。在相同直徑下，比較不同跨距毛竹梁的初始剛度值可以發現，毛竹梁初始剛度隨著跨距的增大而減小。同時，通過荷載—位移曲線圖可知，在相同直徑下，隨著毛竹梁跨距的增大，荷載—位移曲線對應段直線斜率越小，即毛竹梁的初始剛度隨跨距的增大而減小。

根據各系列試件初始剛度平均值（圖11）可知，B120-3000 系列試件初始剛度為75.85 N/mm，B90-3000 系列試件初始剛度為20.8 N/mm，兩者比值在3左右；B120-3600系列試件初始剛度為40.59 N/mm，B90-3000 系列試件初始剛度為12.95 N/mm，兩者比值在3 左右，所以,在毛竹梁跨距相同的條件下，直徑為120 mm 的毛竹梁初始剛度是直徑為90 mm的毛竹梁初始剛度的3 倍左右；同理,B120-3000 和B120-3600 系列試件初始剛度的比值在1.5 左右，B90-3000 和B90-3600 系列試件初始剛度的比值也在1.5 左右，所以，在毛竹梁直徑相同的條件下，跨距為3 000 mm 的毛竹梁初始剛度是跨距為3 600 mm 的毛竹梁初始剛度的1.5 倍左右。

圖11 各系列試件初始剛度Fig.11 Initial stiffness of each series of specimens

3.4 極限承載力

《建筑結構可靠度設計統一標準》（GB 50068—2018）[24]中規定，當構件達到承載力極限或不適于繼續承載的變形時，認為該構件達到了承載能力的極限狀態，此時的力即為極限承載力。

各試件極限承載力的取值為竹梁受彎試驗中通過力傳感器測得的最大荷載值，如表2 所示。直徑、跨距對極限承載力的影響分別按各系列試件極限承載力均值進行考察，由于各系列試件有6 根毛竹桿，所以，其極限承載力均值取6 根毛竹桿極限承載力的平均值，各系列試件極限承載力如圖12 所示。在相同跨距下，直徑120 mm 的毛竹梁極限承載力是直徑90 mm 毛竹梁的2.0～2.5 倍；在相同直徑下，跨距3 000 mm 的毛竹梁極限承載力是跨距3 600 mm 毛竹梁的1.0～1.5 倍左右。當毛竹桿的直徑減小25%時，跨距為3 000、3 600 mm 的梁所對應的極限承載力分別降低了57.6%和50%；當梁的跨距減小16.7%時，直徑為90、120 mm 的梁所對應的極限承載力分別增大了14.4%和35.1%。可以看出，相較于梁的跨距，毛竹桿直徑的變化對梁極限承載力的影響程度更大。

圖12 各系列試件極限承載力Fig.12 Ultimate bearing capacity of each series of specimens

3.5 撓度

由試驗得到各系列試件的撓度，如圖13 所示。由圖13 可知，B90-3000 系列試件的極限撓度約為B120-3000 系列試件的2 倍，B90-3600 系列試件的極限撓度比B120-3600 系列試件大，但兩者相差不大；而對于相同跨徑、不同跨距的毛竹梁，3 600 mm跨距的毛竹梁撓度約是3 000 mm 跨距的2 倍。綜上可得，毛竹梁跨距對梁的撓度影響更大。

圖13 各系列試件撓度Fig.13 Deflection of each series of specimens

4 理論分析

4.1 毛竹梁破壞受壓區高度

由于圖5 中的竹條是實心截面，竹條標準件下邊緣表面纖維被拉斷前已發生很大的撓曲變形，當受壓區屈服產生塑性變形直至達到極限承載力時，下邊緣表面纖維被拉斷而發生脆性破壞；而原竹梁是中空截面，當荷載作用在竹梁上并不斷增大時，竹梁的非線性撓曲變形明顯，在接近極限承載力時，撓曲急劇增大，且竹梁加載點局部區域存在集中荷載效應，上述兩種效應疊加于此，最終使竹梁因中空截面局部承壓能力不足而破壞。此時，下邊緣纖維未達到拉應變極限狀態，同時，毛竹材順紋抗壓強度小于順紋抗拉強度[25]，因此，計算截面破壞彎矩時按受壓區邊緣應力達到最大來控制。毛竹桿受彎后直到破壞時截面承載力仍滿足力和力矩的平衡，如圖14 所示。取幾個特殊的受壓區高度計算出每一類毛竹梁截面彎矩理論值，將理論值與試驗值進行對比，若理論值和試驗值較為接近，則可確定該受壓區高度為毛竹梁破壞受壓區高度。

圖14 竹桿受彎截面應力分布Fig.14 Stress distributions of bending section of bamboo beam

根據截面力矩平衡，得到計算式

式中：R為毛竹梁半徑，取竹梁大頭、小頭半徑的平均值；t為毛竹梁壁厚，取竹梁大頭、小頭壁厚的平均值；h為受壓區高度；σz為毛竹梁順紋抗壓強度，根據毛竹受壓材性試驗取值為50.9 MPa[25]；M為截面破壞彎矩理論值。

參照組行髖關節置換的老年糖尿病患者臨床護理有效率計算值56.25%對比實驗組臨床護理有效率計算值 93.75%，差異有統計學意義（P＜0.05），見表 1。

根據上述公式可以計算出不同受壓區高度下的理論彎矩值，由于中性軸只可能出現在竹梁橫截面內，因此，可把竹梁橫截面劃分為幾個區間來試算受壓區高度的大致范圍。假定中性軸區間界限在以下部位：竹梁截面厚度內邊緣處、形心軸處以及形心軸到竹梁上、下厚度內邊緣中空部分各一處；將根據4 處受壓區高度試算出的理論彎矩值與試驗彎矩值進行對比，確定受壓區高度的大致范圍，分別取受壓區高度h=t、h=R/3、h=R、h=3R/2進行試算。通過毛竹梁受彎試驗得到梁的極限承載力，再通過公式計算毛竹梁純彎段截面的彎矩，即為毛竹梁截面破壞彎矩試驗值。如圖15 所示，分配梁跨距為1 200 mm，毛竹梁跨距為L，極限承載力為Pk，Mk為截面破壞彎矩試驗值，計算式為

圖15 毛竹桿受彎承載計算簡圖Fig.15 Bending calculation diagram of bamboo beam

確定破壞受壓區高度h，試算對比結果見表3，表中的R、t均取該系列試件尺寸的平均值。通過比較可知，當h取3R/2 時，試驗值與理論值較為接近，特別是對于直徑為120 mm 的毛竹梁，基本接近，無需進一步縮小中性軸的區間范圍；而對于直徑為90 mm 的毛竹梁，理論值與試驗值差距較大，主要是由于90 mm 毛竹梁受彎撓曲過大，幾何非線性和物理非線性效應更為明顯。

表3 受壓區高度試算表Table 3 Trial balance of compressive zone height

4.2 結果對比

通過上述試算結果對比，得出4 種不同類型毛竹梁破壞受壓區高度h約為3R/2，再分別計算每種類型的6 根試件的理論彎矩值，對比當受壓區高度h取3R/2 時按照公式計算出的每一根試件理論彎矩值和試驗彎矩值的差別，計算結果如表4 所示。可見，理論彎矩值與試驗彎矩值較為接近，即可證明受彎破壞時毛竹梁受壓區高度h=3R/2 是合理的。

表4 毛竹桿受彎試驗結果和理論彎矩值的對比Table 4 Comparison between the test results and the bending theoretical bending moment of the bamboo beam

4.3 受拉區邊緣應力

毛竹梁以邊緣壓應力達到順紋抗壓強度為破壞控制條件。按彈性理論計算出的毛竹梁受壓區高度為3R/2，根據毛竹梁截面拉力和壓力相等原則，可以推出受拉區邊緣應力，如圖16 所示。

圖16 竹梁中性軸在3R/2 處截面應力分布Fig.16 Sectional stress distribution of neutral axis of bamboo beam at 3R/2

由fc?Ac=ft?At得

由上述計算可知，毛竹梁受旁破壞時的受壓區高度在h=3R/2 處。若滿足平截面假定，當毛竹梁受壓區邊緣應力達到順紋抗壓強度（50.9 MPa）時，受拉區邊緣應力應為17 MPa；而按照Fc=Ft計算出的邊緣壓應力小于17 MPa，如圖17 所示。根據平截面假定計算出的毛竹梁的破壞邊緣拉應力與根據毛竹梁截面拉壓力平衡計算出的不相等，故毛竹梁受彎破壞彎矩建議按上邊緣順紋抗壓強度達到最大來進行計算。

圖17 邊緣應力分析圖Fig.17 Edge region stress analysis diagram

5 結論

設計了4 類不同直徑、跨距的受彎毛竹桿24根，先通過竹條受彎試驗確定竹條的抗彎強度，再進行毛竹梁受彎試驗研究和計算對比，得出如下結論：

1）毛竹梁跨距變化對撓度的影響大于直徑變化。相同跨距下，兩種不同直徑的毛竹梁撓度差不多；但相同直徑下，跨距大的毛竹梁撓度是跨距小的2 倍；根據荷載—位移曲線可以得出，毛竹梁直徑越大、跨距越小，其初始抗彎剛度越大。

2）跨距相同時，毛竹梁直徑越大，極限承載力越大；直徑相同時，跨距越大，極限承載力越小；直徑變化大于跨距變化對其極限承載力的影響。

3）根據試驗數據，按彈性理論計算出毛竹梁受彎破壞時的受壓區高度在3R/2 處，按受壓區高度在3R/2 處計算毛竹梁破壞時的理論彎矩值，再與試驗彎矩值進行對比得出，毛竹梁直徑越大，計算出的理論彎矩值越接近試驗彎矩值。

4）根據平截面假定計算出的毛竹梁破壞邊緣拉應力與根據毛竹梁截面拉壓力平衡計算出的不相等，為了簡便計算，毛竹梁受彎破壞彎矩建議按上邊緣順紋抗壓強度進行計算。