全貫流泵裝置外特性試驗研究
——以龍昆溝北雨水排澇泵站為例

劉健峰，陸偉剛，周秉南，孫晨光，2，夏 輝

（1.揚州大學水利科學與工程學院，江蘇揚州 225009；2.南京水利科學研究院，南京 210029；3.江蘇省水利勘測設計研究院有限公司，江蘇揚州 225127）

0 引 言

全貫流泵是一種融合貫流泵和潛水電機技術的新型機電一體化產品，其葉輪直接安裝于電機轉子內腔，水泵葉片安裝于電機轉子鐵芯和電機軸之間，葉片沒有葉頂間隙，電機運行所產生的工作扭矩能直接通過轉子鐵芯傳遞到葉輪上。全貫流泵保持了貫流泵本身的優點，如進水流態均勻，土建投資小、建設周期短，結構簡化緊湊等［1］，而且相較于傳統潛水軸流泵，全貫流泵采用濕定子型潛水電機技術，其結構緊湊，軸向尺寸縮短了近一半且重量輕，能夠實現快速自耦安裝，是目前推廣的新型水泵。目前，對軸伸式貫流泵和燈泡貫流泵的研究相對較多，而對全貫流泵的研究和分析還相對較少，劉超［2］等探討了軸流泵系統研究發展趨勢，并圍繞我國目前的軸流泵系統水力性能研究，提出了相關技術創新的方向。古智生［3］介紹并分析了四種貫流式泵站的特點，探討了全貫流泵的研究方向并給出其今后需要研究的流態、結構和工況調節問題。曹良軍［4］等以清水塘全貫流泵站為例，通過分析其泵裝置的安裝和運行，提出并實施了出水端推力自耦式安裝方式，并給出推力自耦安裝方式的穩定判據。李亞楠［5］以國內低揚程全貫流泵站的發展為背景，提出了一種利用軌道進行水泵整體快速掉向的方法，對全貫流式泵站的水力設計以及運行方式進行優化研究，進一步推動全貫流式泵站理論研究與應用研究的發展。王海［6］通過比較半貫流抽水裝置和全貫流抽水裝置，得出全貫流泵能夠消除間隙空化，空化性能好且檢修方便。

龍昆溝北雨水排澇泵站為低揚程大流量泵站，對于這一類泵站，大部分前人學者的研究對象是豎井貫流泵，認為在低揚程大流量泵站中豎井貫流泵具有較好的適用性，且他們主要通過實物模型試驗或數值模擬計算的方式研究在某個具體低揚程大流量的泵站工程中豎井貫流泵裝置的內外特性。朱紅耕［7，8］等以鹽城市某泵站設計參數為例，運用計算流體動力學方法，對該新型模型貫流泵裝置進行數值分析和性能預測，研發一種豎井進水、虹吸出水和真空破壞閥斷流的新型豎井貫流泵裝置結構型式。徐磊［9］等結合南水北調東線一期工程的邳州泵站，針對其豎井貫流泵裝置采用數值計算的方法，進行了相關的水力研究，認為前置豎井貫流泵裝置在低揚程泵站中具有較高的適用性。張仁田［10，11］等采用CFD 數值模擬技術對豎井貫流泵裝置的虹吸式出水方式和平直管出水方式進行試驗對比，結果表明虹吸式出水流道的水力性能有明顯優勢，應優先采用。張旭［12］等通過模型試驗對豎井貫流泵裝置進行研究，研究結果表明對于低揚程大流量泵站，豎井貫流式水泵水力性能優異，具有較高的適用性。而對于應用在低揚程大流量泵站的全貫流泵，目前多數研究是關于泵站的運行設計以及進出水流道中水流流態的數值模擬，對于全貫流泵裝置在低揚程大流量泵站的外特性研究依然較少。

本研究以龍昆溝北雨水排澇泵站為例，通過采用模型試驗法對應用在龍昆溝北雨水排澇泵站中的全貫流泵裝置外特性進行研究和討論。根據工程概況設計了全貫流泵裝置模型試驗、確定試驗系統并選取測試方法，在各個特征揚程下對全貫流泵裝置的能量特性、汽蝕特性和飛逸特性進行試驗并對試驗結果進行討論分析。研究成果對全貫流泵裝置對今后實際低揚程大流量泵站工程的設計具有一定的科學參考意義。

1 工程概況

龍昆溝北雨水排澇泵站位于海口市龍昆溝末端，該工程能夠幫助緩解龍昆溝流域的排澇壓力，提高周圍區域的防洪排澇能力，是龍昆溝流域重要的治澇工程。泵站等級為Ⅰ級水工建筑物，裝置設計揚程Hsy=1.73 m，裝置最高揚程Hsymax=2.37 m，設計流量為80 m3/s。泵站裝設有5 臺型號為2800QGLN16/173-560的大型全貫流潛水泵，電機轉速為145 r/min，水泵的葉輪直徑為2.25 m。泵站進水側采用單側豎井式進水，出水側采用平直管流道出水，其在順水流方向總長為25 m，流道進出口寬度6.0 m，高3.2 m，流速約為0.83 m/s。進水流道進口側分別設置一道檢修閘門和一道攔污格柵，出水流道出口側分別設置兩道閘門，一道為帶小拍門的工作閘門，一道為事故閘門。

2 物理模型與試驗方法

2.1 模型設計

龍昆溝北雨水排澇泵站原型泵葉輪葉片數為4，原型和模型泵的葉輪直徑分別為Dn=2.25 m，Dm=0.3 m，即模型比Dr=Dn/Dm=2.25/0.3=7.5。試驗原型泵轉速nn=145 r/min，原型泵裝置的過流部件和模型泵裝置的過流部件按照幾何相似的原則進行制作，即對應的構件尺寸按同一模型比確定。根據相似條件nmDm=nnDn，即模型裝置試驗轉速nm=1 087.5 r/min。進水流道和出水流道均以鋼板焊接，在將流道原型混凝土的粗糙度按模型比縮小至模型裝置粗糙度時，因鋼板表面糙度不容易相似，故在鋼制流道內壁加清漆涂層。模型全貫流泵裝置葉輪直接安裝于電機轉子內腔，水泵葉片安裝于電機轉子鐵芯和電機軸之間，即水泵電機運行時所產生的工作扭矩能直接借由電機轉子的鐵芯直接傳遞到葉輪。水泵裝置采用15 m3壓力水箱供水，水箱中布置有豎井，泵段的進水端伸出長軸，長軸伸入豎井，豎井中安裝特制齒輪箱并在齒輪箱前軸上安裝測功扭矩儀，實現立式動力機與模型泵傳動，圖1 和圖2 為流道模型圖，圖3 為水泵裝置模型圖，圖4 為帶外圈的泵段模型圖，圖5 為泵殼和轉子體剖面圖。水泵模型通過前期多方案比選，最終確定采用裝置模型TJ04-ZL-07，該模型的葉片數為3，導葉數為5，輪轂尺寸dh=107.3 mm，采用全貫流泵方案并根據實際工程運行條件將葉片安放角固定為+2°。

圖1 流道縱剖面圖（單位：mm）Fig.1 Longitudinal section of flow channel

圖2 流道平面布置圖（單位：mm）Fig.2 Flow channel plan

圖3 水泵裝置模型圖Fig.3 Model drawing of pump installation

圖4 帶外圈的模型泵段Fig.4 Model pump section with outer ring

圖5 泵殼-轉子體剖面圖Fig.5 Profile of pump casing and rotor body

2.2 試驗臺布置

龍昆溝北雨水排澇泵站泵裝置模型試驗在揚州大學現代農村水利研究院的泵站試驗臺進行。圖6為該泵站試驗臺平面圖。試驗臺的工作參數為：流量0～0.8 m3/s；揚程-1～6 m；根據試驗要求，本項目為裝置動力特性、汽蝕特性、飛逸特性試驗，進水側的豎井和出水側的流道均采用封閉式布置。泵站試驗臺主體部分由動力系統、控制系統、測量系統和水力循環系統組成。其動力機功率為40 kW，轉速為0～1 600 r/min。試驗臺的動力和水力系統包括：40 kW 動力機、80 m3開敞式儲水池、30 kW 貫流輔助泵、5×5×1 m3壓力箱、75 m3水量調蓄池、2 m×2.0 m×4.0 m移動式鋼箱等。

圖6 泵站試驗臺平面布置圖Fig.6 Layout of pumping station test bed

2.3 測試方法及試驗過程

龍昆溝北雨水排澇泵站泵裝置模型通過傳感器、數據采集卡、數據處理器以及專用軟件進行揚程、流量、轉速、軸功率等試驗參數的測定。微機實時顯示屏照片如圖7所示。試驗所測得的數據能夠通過該系統進行自動化采樣、處理、儲存和顯示。其中各項試驗參數通過下述方法和儀器進行測量。

（1）流量Q：通過電磁流量計進行流量測定，其型號為：LDG-500。該流量計的具體流量數值通過轉換器IMT-25（美），可以直接讀取，流量計的檢定誤差δQ為±0.24%；流量計前安裝比測設備新型繞流管流速流量計，其專用二次儀表可以直讀流速和流量值。

（2）水泵裝置揚程Hsy：水泵裝置揚程Hsy需在進口水箱和出水壓力水箱壁設測壓點，并和差壓變送器連接，其型號為JCR110A-EMS4A-92DA。該差壓變送器所測得數值的不確定度δ大于等于±0.1%。裝置揚程Hsy等于進、出口水箱的水頭差（即相當于原型泵站內外水位差）；該差壓變送器系統檢定的最小不準確度δH為±0.1%。由于本試驗裝置中的水箱過水斷面面積較大，故差壓傳感器所顯示的讀數即為裝置揚程Hsy。微機系統參數取樣在水泵運行工況充分穩定后間隔進行，其間隔時間為1 s。

（3）水泵泵軸轉速：由JN338-200A 型測功扭矩儀直接測量并讀取，該扭矩儀的傳感器二次儀表轉矩的最小不確定度為±0.1%，故本實驗的轉速測定精度取δn=±0.1%。

（4）泵軸功率：采用馬達天平測功機進行測量，水泵軸功率P（kW）：［13］

P=2πn（G-G0）L/60=（G-G0）n/1 000

式中：G0為馬達天平砝碼重（同轉速無水空轉），kg；G為負載條件下馬達天平砝碼重，kg；L為馬達天平臂桿長，m，L=0.974 m。

軸功率的相對誤差為δP=（δ2T+δ2n）1/2=±（0.12+0.12）1/2%=±0.14%。

（5）模型裝置效率［14］：模型裝置效率通過微機系統計算、顯示并記錄。計算公式如下：

ηsy=［ρgQHsy/（P-P0）］×100%

式中：ρ為試驗水體的密度，kg/m3；g為試驗所在地的重力加速度，m/s2；Q為模型裝置運行流量，m3/s；P為模型泵裝置輸入軸功率，W；P0為模型泵裝置空載時的功率，W；Hsy為模型泵裝置揚程，m。

模型裝置效率由下式計算得：

取δH=±0.1%，δQ=±0.24%，δP=±0.14%，由此可得效率綜合系統誤差：

δη0=±（0.12+0.242+0.142）1/2%=±0.295%

在本泵裝置試驗臺試驗測試中，其隨機效率極限相對誤差δηn小于±0.1%，即本試驗裝置效率總相對誤差為：

δη=（δ2η0+δ2ηn）1/2=±（0.2952+0.12）1/2%=±0.311%

（6）裝置汽蝕余量：本試驗中的裝置汽蝕余量通過電容式壓差變送器進行測定。進口水箱中設有一測點，跟壓差變送器的高壓端連接并進行揚程測控，在開敞式的有機玻璃中同樣設有一測點，跟壓差變送器的低壓端連接。泵葉輪中心壓差ΔH（m）通過JC-E110A-EMS4A-92DA 電容式壓差變送器測定，其高壓接口跟取壓連通管連接，低壓接口接入連透明容器（圖7）。變送器實測壓差ΔH（m），泵裝置有效汽蝕余量的計算公式如下：

圖7 微機實時顯示屏照片Fig.7 Photos of micro-computer real-time display screen

NPSHa=Pa/（ρg）+ΔH-Pv/（ρg）

式中：Pa為試驗所在地區的標準大氣壓，Pa；Pv為試驗所在環境的飽和蒸汽壓強，Pa。

（7）臨界汽蝕余量NPSHc：本試驗中的臨界汽蝕余量計算參照《水泵模型及裝置模型驗收試驗規程》（SL140-2006）規定［15］。在實際試驗時保證流量不變，通過對封閉循環系統抽真空，使得裝置有效汽蝕余量NPSHa隨系統真空度加大而逐漸下降。本研究取試驗泵裝置效率下降1%時的有效汽蝕余量為臨界汽蝕余量NPSHc［16，17］。

（8）飛逸轉速：在測試飛逸轉速時，將扭矩傳感器與動力機分離，同時通過運行輔助泵，水泵倒轉運行反向進行供水并產生穩定的反向水頭；在裝置運行時，裝置飛逸轉速即為經微機測量得到并顯示的倒轉轉速［18，19］。通過計算單位飛逸轉速N0的大小來研究裝置的飛逸特性，具體計算公式如下：

N0=nfDm/Hm0.5

式中：nf為實際測量得到的飛逸轉速。本研究通過測量多組試驗數據，從而計算得到單位飛逸轉速平均值。

（9）泵模型裝置和原型裝置的揚程、流量、效率以及飛逸轉速轉換。

泵裝置-泵站原模型流量、揚程按下式換算［20，22］：

式中：下標r為模型泵裝置和原型泵裝置的比值；下標n表示原型泵裝置；下標m表示模型泵裝置。

原、模型裝置效率采用陸偉剛［23］提出的“分部效率換算”方法進行換算。由于本試驗的模型泵裝置和原型泵裝置的單位飛逸轉速N0相同，故原型泵裝置的飛逸轉速可采用下式計算［24］：

3 模型試驗結果與分析討論

3.1 能量特性試驗

在無汽蝕的前提條件下，對龍昆溝北雨水排澇泵站TJ04-ZL-07 模型全貫流泵裝置葉片角固定為+2°時的全部揚程范圍內進行能量試驗，整理試驗原始數據得到全貫流泵裝置模型特性曲線見圖8；可以發現龍昆溝北雨水排澇泵站TJ04-ZL-07 模型全貫流泵裝置在葉片安放角固定為+2°時，流量增大，揚程會隨之而先增大后逐漸減小。在裝置流量介于0.1～0.27 m3/s 時，流量增大，裝置效率會隨之逐漸增大；在裝置流量介于0.27～0.35 m3/s時，流量增大，裝置效率會隨之逐漸減小。裝置最高效率為67.28%，此時泵裝置流量為272.6 L/s，揚程為2.22 m。而在揚程達到設計揚程1.73 m 時，此時泵裝置的對應效率為63.61%，流量為311.5 L/s；

圖8 全貫流泵模型裝置特性曲線Fig.8 Characteristic curve of model device of the whole tubular pump

根據“分部效率換算法”［23］將模型特性曲線轉換至原型泵裝置曲線見圖9。可以發現，水泵原型裝置最高效率為70.02%，此時水泵裝置的流量為15.35 m3/s，揚程為2.16 m；在揚程達到設計揚程1.73 m 時，泵裝置流量為17.28 m3/s，滿足設計要求。然而此時的泵裝置效率僅僅為65.25%，較工程要求的設計運行效率（70%）相對偏小，需要提出改進措施或調整模型方案重新試驗以滿足泵站經濟運行要求。

圖9 全貫流泵效率換算原型裝置特性曲線Fig.9 Characteristic curve of prototype device for efficiency conversion of all tubular pump

3.2 汽蝕特性試驗

在汽蝕試驗中，汽蝕余量及揚程、效率均由微機系統記錄，實際取值主要根據汽蝕曲線圖來完成。汽蝕性能試驗針對全貫流泵模型取5 個流量工況點進行測試。根據“分部效率換算法”［23］將模型裝置汽蝕特性曲線轉換至原型裝置汽蝕特性曲線見圖10。

圖10 揚程與汽蝕特性曲線圖（原型泵裝置）Fig.10 Head and cavitation characteristic curve of pump prototype

研究結果表明，在葉片安放角固定為+2°的條件下，當運行流量小于13 m3/s時，原型泵裝置的臨界汽蝕余量隨著運行流量的增大而逐漸減小，在運行流量大于13 m3/s 時，原型泵裝置的流量增大，其臨界汽蝕余量隨著之而逐漸增大。由圖10 可知，在任何運行工況下，本研究的全貫流泵泵裝置臨界汽蝕余量均遠小于10 m，且由2.3 章節中的裝置有效汽蝕余量公式計算所得本試驗的有效汽蝕余量大于10 m。因此，在實際各運行工況下，龍昆溝北雨水排澇泵站的裝置汽蝕余量充足，因汽蝕而受到裝置損害的概率較小。

3.3 飛逸特性試驗

本研究的飛逸特性試驗針對全貫流泵裝置進行，經微機測量得到并顯示的倒轉轉速即為相應水頭下的裝置飛逸轉速，并據此計算出模型泵裝置的單位飛逸轉速。在不考慮原型泵軸承、填料、齒輪箱、電機等一系列摩擦損失及轉動慣量誤差等因素時，原型泵裝置和模型泵裝置的單位飛逸轉速唯一且相等［25，26］。

+2°平均單位飛逸轉速N0為：315.72 r/min。通過計算求得原型泵裝置的飛逸轉速跟揚程的變化關系。由圖11可知，在固定+2°葉片安放角前提下，如果原型泵裝置的試驗水泵揚程增加，飛逸速度也就會因此而提高。同時在試驗揚程為設計揚程的條件下，原型泵裝置的最大飛逸轉速為187.5 r/min，即等于1.29 倍的額定轉速；在試驗揚程為最高揚程的條件下，原型泵裝置的最大飛逸轉速為216 r/min，即等于1.49 倍的額定轉速。但實際上原型泵裝置在運行過程中其飛逸轉速會略小于從模型泵裝置的飛逸轉速計算得到換算值，其原因主要是原型泵裝置飛逸轉速換算未將電動機運行時和摩擦損失和轉動慣量誤差等因素［26］計算在內，這將對試驗結果產生一定誤差。與同樣選用TJ04-ZL-07 模型的文獻［18］相比，其試驗得到的飛逸轉速為泵裝置額定運行轉速的1.65 倍，因此本次試驗泵裝置飛逸轉速合理，飛逸特性良好。

圖11 原型泵裝置飛逸特性曲線圖Fig.11 Runaway characteristic curve of prototype pump device

3.4 模型方案調整

在揚程達到設計揚程1.73 m 時，龍昆溝北雨水排澇泵站的泵裝置流量為17.28 m3/s，滿足設計要求，然而此時的泵裝置效率僅為65.25%，較工程要求的經濟運行效率（70%）相對偏小，考慮其主要原因可能由全貫流泵葉輪外圈與外殼之間實際間隙存在誤差所致。由圖5，全貫流泵葉輪外殼內徑Φ324，葉輪外圈外徑Φ320，間隙2 mm，相當于原型泵裝置的間隙為15 mm，而實際原型間隙一般小于10 mm，間隙誤差會對全貫流泵性能計算結果產生影響。故調整全貫流泵模型并取實際間隙1 mm（相當于原型泵裝置的間隙為7.5 mm）重新試驗，得出試驗數據之后采用“分部效率換算法”［23］計算全貫流泵原形裝置特性曲線（調整間隙）并跟原全貫流泵原形裝置特性曲線作比較見圖12，模型方案調整前后在設計揚程工況下的原型泵裝置運行數據對比見表1。

表1 設計揚程工況下原型泵運行數據對比表Tab.1 Comparison of operation data of prototype pump under design head condition

圖12 全貫流泵原型裝置間隙誤差調整前后特性對比圖Fig.12 Comparison of characteristics before and after adjustment of clearance accuracy error of prototype device of full tubular pump

在調整葉輪外圈與葉輪外殼之間的間隙后原型泵裝置的最高效率可達到73.45%，泵裝置流量為15.3 m3/s，相較于調整間隙之前的原型裝置特性曲線，其最高效率提升了3.43%，高揚程段提升了4%～7%，低揚程段提升了1%～4%。在揚程達到設計揚程1.73 m 時，泵裝置流量為17.28 m3/s，泵裝置效率提升至70.01%，能夠達到龍昆溝北雨水排澇泵站設計運行效率要求。在調整模型之后，泵裝置的臨界汽蝕余量增大了0.26 m，仍遠小于其裝置有效汽蝕余量，因此該泵裝置因汽蝕而受到損害的概率仍舊較小。在試驗揚程為設計揚程1.73 m 的條件下，原型泵裝置的飛逸轉速等于1.25 倍的額定轉速，所以即使在水流倒灌的情況下，依舊保證泵站機組的安全［27，28］。

4 討 論

龍昆溝北雨水排澇泵站全貫流泵裝置在原模型設計方案下，其水力特性優秀。但該泵裝置在設計工況下，其運行效率相對偏低，不滿足實際泵站的經濟運行要求。經過模型試驗方案調整，將葉輪外殼與葉輪外圈之間的間隙從2 mm 調整至1 mm 后，能夠提高泵裝置的效率且同時水力性能優異，滿足泵站經濟及安全運行要求。同時由于泵裝置葉輪外圈間隙泄露損失有限，在調整葉輪外殼與外圈之間間隙前后其裝置揚程特性Hsy=H（Q）無明顯區別，但是其外圈水力摩擦損失依舊存在且能影響裝置的運行效率。結果說明調整葉輪外殼與葉輪外圈之間的間隙能夠在不影響全貫流泵流量-揚程特性的前提下改變泵裝置的運行效率。本文的模型泵裝置最優工況點效率為67.28%，比文獻［1］中通過數值模擬和性能預測擬合處的全貫流泵裝置的最優工況點效率74.65%低了7.37%，主要原因有以下幾點：①模型試驗中存在空載損耗，常規泵空載損耗一般不大于1 N·m 或更小但經實際試驗測試，本次研究中設計的全貫流泵模裝置空載力矩為4.1 N·m，若在計算裝置效率時扣除空載損耗，效率將進一步提升；②全貫流泵裝置有葉輪外圈，存在水力摩擦，影響裝置效率；③葉輪外圈和葉輪外殼之間存有間隙，這將不可避免的產生間隙流進而導致間隙泄漏損失，影響裝置的能量特性。后續如若能通過試驗及理論分析求得全貫流泵葉輪外圈水力摩擦損失以及葉輪外圈與葉輪外殼之間的間隙損失，這將對今后全貫流泵裝置的合理設計具有較大的參考意義。

5 結 語

（1）龍昆溝北雨水排澇泵站全貫流泵原型泵裝置在葉片安放角固定為+2°時，其最高效率為70.02%；在設計揚程工況下，原型泵裝置的運行流量為17.28 m3/s，能夠達到設計流量要求，但此時泵裝置效率僅有65.25%，不滿足工程要求的設計運行效率（70%）。

（2）根據模型試驗結果，在裝置葉片安放角固定為+2°的條件下，當運行流量小于13 m3/s 時，隨著原型泵裝置運行流量的增大，其臨界汽蝕余量會隨之而逐漸減小，在運行流量大于13 m3/s時，隨著原型泵裝置運行流量的增大，其臨界汽蝕余量會隨之而逐漸增大。且在任何實際運行工況下下臨界汽蝕余量均遠小于10 m。因此，在任何實際運行工況下，龍昆溝北雨水排澇泵站的裝置汽蝕余量充裕，裝置因汽蝕而受到損害的概率較小。

（3）全貫流泵裝置在葉片安放角固定為+2°時，隨著揚程的增大，其飛逸轉速會隨之而逐漸增大。在試驗揚程為設計揚程的條件下，原型泵裝置的最大飛逸轉速為187.5 r/min，即等于1.29 倍的額定轉速；在試驗揚程為最高揚程的條件下，原型泵裝置的最大飛逸轉速為216 r/min，即等于1.49 倍的額定轉速，即表示該泵裝置能夠在水流倒灌的情況下，保證泵站機組的安全。

（4）調整模型方案，將葉輪外殼與葉輪外圈之間的間隙從2 mm 調整至1 mm 后，裝置最高效率提升了3.43%，高揚程段提升了4%～7%，低揚程段提升了1%～4%，在設計揚程1.73 m 時，水泵運行流量保持不變依舊是17.28 m3/s，但泵裝置效率提升至70.01%，能夠達到龍昆溝北雨水排澇泵站設計運行效率要求，實現泵站經濟運行；此時，臨界汽蝕余量仍遠小于其有效汽蝕余量，因此裝置因汽蝕而受到損害的概率仍舊較小；裝置飛逸轉速等于1.25 倍的額定轉速，所以即使在水流倒灌的情況下，依舊保證泵站機組的安全。

（5）經過物理模型驗證和計算對比，全貫流泵裝置尺寸小、結構緊湊且水力性能優異，對于低揚程大流量泵站具有較高的適用性，可考慮采用。