道岔區(qū)固定轍叉心軌垂磨對(duì)輪軌動(dòng)態(tài)接觸的影響

楊新文，張 昭，孟 瑋，錢鼎瑋，胡耀華

（1.同濟(jì)大學(xué)軌道交通結(jié)構(gòu)耐久與系統(tǒng)安全上海市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海，201804；2.同濟(jì)大學(xué)道路與交通工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海201804）

道岔是鐵路軌道結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)之一，在既有普速鐵路線開行重載貨車會(huì)導(dǎo)致道岔結(jié)構(gòu)變形加劇，從而影響重載貨車過岔的安全性和平穩(wěn)性［1-2］。由于道岔區(qū)固定轍叉存在有害空間，心軌垂直磨耗超限現(xiàn)象普遍，直接影響列車過岔轍叉區(qū)輪載過渡，而在普速鐵路中，固定型轍叉道岔占大多數(shù)，且《普速鐵路線路修理規(guī)則》中明確將固定轍叉心軌垂直磨耗作為養(yǎng)護(hù)修理的一項(xiàng)控制標(biāo)準(zhǔn)［3］。心軌垂直磨耗是指轍叉區(qū)心軌軌頂面垂向磨耗，心軌垂直磨耗會(huì)造成心軌與翼軌頂面高差增大，是影響道岔轍叉區(qū)輪軌動(dòng)力性能的重要因素，直接影響過岔時(shí)輪軌接觸在翼軌與心軌之間的過渡，從而造成輪載過渡時(shí)產(chǎn)生較大的沖擊力，從而加劇鋼軌傷損，甚至影響行車安全性與平穩(wěn)性。因此，探明轍叉區(qū)心軌垂直磨耗對(duì)重載車輛通過固定轍叉的輪軌接觸影響規(guī)律有非常重要的意義。

關(guān)于列車過岔時(shí)轍叉區(qū)輪軌接觸關(guān)系，國(guó)內(nèi)外學(xué)者們進(jìn)行了諸多研究。文獻(xiàn)［4］通過建立車輛與軌道動(dòng)力學(xué)混合預(yù)測(cè)模型，研究分析了列車通過轍叉的車輪沖擊荷載和噪聲。Shupp 等［5］利用多體動(dòng)力學(xué)軟件Simpack 分析了列車通過固定式轍叉單開道岔時(shí)的輪軌多點(diǎn)接觸問題以及車輛的動(dòng)力學(xué)性能。翟婉明［6］采用垂向沖擊函數(shù)模型模擬了列車通過固定型轍叉的輪軌垂向沖擊響應(yīng)。司道林和楊東升等［7］建立了高速道岔轍叉動(dòng)力學(xué)模型，分析了高速列車通過轍叉區(qū)時(shí)的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，提出通過設(shè)置合理的翼軌抬高值可以改善轍叉區(qū)結(jié)構(gòu)不平順的動(dòng)力效應(yīng)。徐井芒等［8］在分析固定轍叉?zhèn)麚p規(guī)律的基礎(chǔ)上，提出了基于車輪踏面高差值的固定轍叉優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。李文博等［9］通過優(yōu)化設(shè)計(jì)轍叉關(guān)鍵斷面位置處心軌降低值、翼軌加高值等措施來降低轍叉區(qū)的輪軌垂向相互作用，從而提高車輛通過道岔時(shí)的安全性和平穩(wěn)性。李躍鵬等［10］根據(jù)新型重載道岔平面線型及結(jié)構(gòu)尺寸，對(duì)嵌入式高錳鋼轍叉和合金鋼轍叉兩種型式進(jìn)行了研究，提出了適應(yīng)于朔黃鐵路的新型重載道岔的強(qiáng)化措施。曹洋、王平等［11］基于車輪踏面在翼軌和心軌間過渡時(shí)的輪軌接觸幾何關(guān)系和動(dòng)力相互作用，提出了心軌關(guān)鍵斷面降低值的選取及評(píng)價(jià)方法，并用該方法對(duì)心軌降低值進(jìn)行了優(yōu)化。

本文通過對(duì)道岔轍叉區(qū)鋼軌廓形進(jìn)行實(shí)測(cè)分析，研究道岔固定轍叉區(qū)心軌垂直磨耗的分布規(guī)律。針對(duì)重載條件下60 kg·m-1鋼軌12 號(hào)固定轍叉單開道岔，基于車輛-道岔耦合動(dòng)力學(xué)的理論建立重載貨車-道岔動(dòng)力仿真模型，計(jì)算分析了重載貨車各方向過岔時(shí)，心軌垂直磨耗對(duì)重載列車過岔轍叉區(qū)輪載過渡范圍輪軌接觸的影響，可為重載化普速道岔養(yǎng)護(hù)維修提供技術(shù)支持。

1 道岔區(qū)心軌垂直磨耗的分布規(guī)律

1.1 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)

以既有普速鐵路60 kg·m-1鋼軌12 號(hào)單開道岔為研究對(duì)象進(jìn)行多次抽樣測(cè)試，測(cè)試時(shí)選取道岔為既有客貨混運(yùn)線路固定轍叉提速道岔，該類型道岔是典型的重載化普速道岔。鋼軌廓形測(cè)試采用非接觸式輪廓測(cè)量?jī)xCLIPRI C4X 進(jìn)行測(cè)量，該測(cè)量?jī)x通過激光束測(cè)量出鋼軌廓形，速度快、精度高、誤差小?，F(xiàn)場(chǎng)測(cè)試情況如圖1所示。

圖1 測(cè)試道岔和測(cè)試儀器Fig.1 Measuring turnout and instrument

測(cè)試范圍包括道岔輪載過渡區(qū)在內(nèi)的轍叉心軌-翼軌變截面區(qū)域，由于道岔部分截面旁有聯(lián)結(jié)部件（如：限位器、頂鐵等）阻礙激光廓形測(cè)試，測(cè)點(diǎn)間距略有偏差，后續(xù)進(jìn)行了擬合處理。測(cè)試?yán)挝恢靡赞H叉理論尖端為原點(diǎn)，沿逆向過岔方向依次測(cè)試，在轍叉區(qū)共測(cè)試7 個(gè)典型廓形，分別距理論尖端距離為-1.470、-0.760、0、0.155、0.635、1.355 和1.625 m。選出有代表性的幾個(gè)轍叉區(qū)鋼軌斷面測(cè)試?yán)危嚯x轍叉理論尖端距離以順向過岔為正，逆向過岔為負(fù)，如圖2所示。圖中，y和z分別表示鋼軌橫向和縱向坐標(biāo)。

1.2 心軌垂磨分布規(guī)律

12號(hào)單開固定轍叉道岔采用的是高錳鋼整鑄轍叉，根據(jù)轍叉標(biāo)準(zhǔn)圖紙，各心軌軌頂寬截面參數(shù)如表1 所示，將測(cè)得的轍叉廓形數(shù)據(jù)進(jìn)行分析處理后，將其與標(biāo)準(zhǔn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，并考慮了心軌軌頂寬度，如圖3 所示。圖3 中橫虛線為轍叉心寬40 mm 斷面位置，豎虛線為轍叉心寬40 mm 處對(duì)應(yīng)鋼軌斷面距理論尖端的距離。

由圖3 可知，在心軌頂寬20～40 mm 范圍是實(shí)測(cè)心軌垂磨較大的區(qū)域，成因是輪載從翼軌過渡到心軌時(shí)，存在有害空間，造成了很大的沖擊荷載，根據(jù)文獻(xiàn)［1］，正常狀態(tài)下道岔高錳鋼整鑄轍叉叉心頂寬20～35 mm 處為輪載過渡段，而輪載過渡段心軌軌頭寬度較窄，結(jié)構(gòu)薄弱，易發(fā)生磨耗等傷損。圖3中橫虛線為以轍叉心寬40 mm斷面處垂磨為基準(zhǔn)。

1.3 擬合心軌垂磨

根據(jù)《鐵路線路修理規(guī)則》［3］，高錳鋼整鑄轍叉損傷標(biāo)準(zhǔn)以轍叉心寬40 mm 斷面處（圖3 中橫虛線所示）垂磨為基準(zhǔn)，規(guī)范中對(duì)不同線路心軌磨耗傷損值有著較為詳細(xì)的界定，但對(duì)于重載化普速道岔情況下仍需具體分析。車輪反復(fù)沖擊碾壓后，受道岔結(jié)構(gòu)、車輛軸重、速度等諸多因素影響，心軌垂磨的分布隨機(jī)性較大，難以擬合出符合各種實(shí)際情況下的心軌垂磨分布曲線。本文根據(jù)實(shí)測(cè)心軌垂磨分布規(guī)律進(jìn)行簡(jiǎn)化擬合：以心軌頂寬40 mm處為基準(zhǔn)，根據(jù)距心軌頂寬73 mm斷面的距離線性擬合出心軌頂寬 40 mm 處垂磨為 3、4、5 和 6 mm 時(shí)的各關(guān)鍵截面心軌-翼軌高差表和心軌-翼軌頂面高差空間曲線，擬合心軌垂磨的各級(jí)分布曲線與實(shí)際心軌垂磨分布的共性規(guī)律存在一定的相似性，具有工程參考價(jià)值，如圖4 所示。將標(biāo)準(zhǔn)的7 個(gè)轍叉區(qū)關(guān)鍵截面的心軌頂部曲線向下平移對(duì)應(yīng)的偏差值得到對(duì)應(yīng)的心軌與翼軌頂面高差截面，下面列舉心軌頂寬30、40 和50 mm截面各級(jí)心軌垂磨廓形，如圖5所示。

圖2 實(shí)測(cè)轍叉廓形Fig.2 Measured profile of frog

表1 整鑄轍叉截面參數(shù)Tab.1 Section parameters of cast manganese-steel frog

圖3 實(shí)測(cè)心軌-翼軌高差與標(biāo)準(zhǔn)值對(duì)比Fig.3 Comparison of the difference between measured nose rail-wing rail height and standard value

2 車輛-道岔耦合動(dòng)力學(xué)模型

為了研究心軌垂磨對(duì)重載列車過岔轍叉區(qū)輪載過渡范圍輪軌接觸的影響，建立重載貨車-道岔動(dòng)力仿真模型，其中道岔為60 kg·m-1鋼軌12號(hào)固定轍叉單開道岔，計(jì)算分析了重載貨車各方向過岔時(shí)車輛和軌道耦合動(dòng)力響應(yīng)。

圖4 擬合心軌各級(jí)垂磨曲線Fig.4 Fitting curve of vertical wear of nose rail at each level

2.1 車輛模型

本文建立了包含2個(gè)轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架的C80重載貨車，轉(zhuǎn)K6 型轉(zhuǎn)向架屬于“三大件”式轉(zhuǎn)向架，采用兩系懸掛。1個(gè)轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架主要由2個(gè)側(cè)架、1個(gè)搖枕和2個(gè)輪對(duì)組成，車體、側(cè)架和輪對(duì)均設(shè)置為完整的5個(gè)自由度，搖枕僅考慮沉浮和搖頭運(yùn)動(dòng)的2個(gè)自由度，整車模型共有49個(gè)自由度。重載貨車軸重25 t，固定軸距1.83 m，車輪滾動(dòng)圓半徑0.42 m，車輛定距8.7 m，一系懸掛縱向、橫向和垂向剛度分別為13、11和160 MN·m-1，二系懸掛縱向、橫向和垂向剛度分別為4.4、4.4和4.89 MN·m-1。

圖5 各心軌垂磨下轍叉關(guān)鍵截面Fig.5 Typical profile of frog under each level of nose rail vertical wear

2.2 道岔模型

（1）道岔鋼軌變截面處理

對(duì)于鋼軌變截面特性處理方式主要是通過預(yù)先給定一系列關(guān)鍵截面，隨后通過插值計(jì)算出整條漸變的鋼軌截面。標(biāo)準(zhǔn)圖紙給出了道岔變截面鋼軌轉(zhuǎn)轍區(qū)的7個(gè)控制截面和轍叉區(qū)的8個(gè)控制截面，根據(jù)這些標(biāo)準(zhǔn)截面通過線性插值可得到其間任一截面的廓形，如圖6和圖7所示。

圖6 尖軌-基本軌的關(guān)鍵截面Fig.6 Key sections of switch rail-stock rail

（2）12號(hào)單開道岔平面線型

12 號(hào)單開道岔平面布置圖如圖8 所示，圖中各變量含義說明列于表2。

（3）道岔動(dòng)力學(xué)模型

圖7 心軌-翼軌的關(guān)鍵截面Fig.7 Key sections of frog nose rail-wing rail

圖8 道岔平面圖Fig.8 Plan view of turnout

在道岔動(dòng)力學(xué)計(jì)算中，軌道結(jié)構(gòu)采用彈性軌道建模。鋼軌采用歐拉梁模型，考慮了垂向和橫向運(yùn)動(dòng)；支承條件采用按軌枕間距分布的離散彈性點(diǎn)支承，用線性彈簧-阻尼單元模擬；軌枕采用歐拉梁模型，考慮了垂向和橫向運(yùn)動(dòng)；枕下墊層采用分布式線性彈簧和阻尼單元進(jìn)行模擬［6］，路基部分由于變形較小，本文不考慮對(duì)其影響。如圖9所示，Kpz，Cpz分別為軌下墊板垂向剛度與阻尼系數(shù)；Ksz，Csz分別為枕下墊層垂向剛度與阻尼系數(shù)；Kpy，Cpy分別為鋼軌扣件橫向剛度與橫向阻尼系數(shù)；Ksy，Csy分別為枕下墊層橫向剛度與阻尼系數(shù)。

表2 12號(hào)單開道岔線形關(guān)鍵參數(shù)Tab.2 Key parameters of No.12 single turnout

圖9 軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)模型Fig.9 Track dynamics model

（4）輪軌接觸算法

在道岔轉(zhuǎn)轍區(qū)的輪軌接觸中，輪軌接觸點(diǎn)將在尖軌和基本軌之間轉(zhuǎn)移，輪載轉(zhuǎn)移會(huì)影響輪軌滾動(dòng)接觸過程中的輪軌相互作用關(guān)系，因此采用的輪軌接觸計(jì)算方法應(yīng)兼顧精度和效率。本文采用Kik-Piotrowski［12］（K-P）多點(diǎn)接觸力學(xué)模型來進(jìn)行輪軌接觸法向力和切向蠕滑力的計(jì)算。

2.3 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本文建立的重載車輛-道岔耦合動(dòng)力學(xué)的正確性及結(jié)果的可靠性，此處將以本文所建模型的計(jì)算結(jié)果與國(guó)內(nèi)外相關(guān)文獻(xiàn)中具有代表性的仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。文獻(xiàn)［13］中仿真分析了25 t軸重貨車以45 km·h-1速度側(cè)逆向通過12 號(hào)重載道岔的動(dòng)力學(xué)特性，本文在建立了整段道岔模型的基礎(chǔ)上，仿真分析了25 t軸重貨車以45 km·h-1速度側(cè)逆向通過60 kg·m-1鋼軌12號(hào)普速道岔的動(dòng)力學(xué)特性，將文獻(xiàn)［13］與本文仿真計(jì)算結(jié)果中的輪軌橫向力和輪軌垂向力對(duì)比如圖10所示。

圖10 文獻(xiàn)［13］與本文仿真計(jì)算輪軌力比較Fig.10 Comparison of wheel-rail force in literatureRef.[13]’s and this paper’s simulation calculation in this paper

由圖10可知，在車輛進(jìn)入轉(zhuǎn)轍區(qū)后本文與文獻(xiàn)［13］中計(jì)算得到的輪軌橫向力和輪軌垂向力均會(huì)產(chǎn)生突增并伴隨波動(dòng)，表明車輪與截面發(fā)生變化的基本軌和曲尖軌間的動(dòng)力作用較為劇烈，在道岔尖軌截面變化結(jié)束時(shí)，鋼軌截面突變?yōu)榛拒壍臉?biāo)準(zhǔn)截面，并且已進(jìn)入導(dǎo)曲線。因此使得輪軌作用力也相應(yīng)地減小，道岔導(dǎo)曲線一般未設(shè)超高，故該段輪軌橫向力大于直線段的對(duì)應(yīng)指標(biāo)，輪軌垂向力出現(xiàn)一側(cè)大于另一側(cè)的偏載現(xiàn)象。進(jìn)入轍叉區(qū)后，可以看出由于固定轍叉有害空間的存在，輪軌垂向力峰值較大。綜上所述。列車側(cè)逆向通過道岔區(qū)時(shí)，文獻(xiàn)［13］仿真計(jì)算結(jié)果與本文仿真計(jì)算輪軌力各峰值大小、時(shí)程波形和變化規(guī)律較為一致。本文建立的重載車輛-道岔耦合動(dòng)力學(xué)模型可用來進(jìn)行道岔轉(zhuǎn)轍區(qū)相關(guān)動(dòng)力學(xué)計(jì)算分析。

3 心軌垂磨對(duì)轍叉區(qū)輪軌接觸的影響

以軸重25 t的重載車輛以40 km·h-1的恒定速度側(cè)逆向通過60 kg·m-1鋼軌12 號(hào)右開道岔轍叉區(qū)為例，軌頂面摩擦系數(shù)取0.35，軌距角摩擦系數(shù)取0.15，計(jì)算分析了心軌垂磨量對(duì)輪軌接觸點(diǎn)位置和接觸力的影響。圖11 是重載車輛以40 km·h-1的速度側(cè)逆向過岔時(shí)輪軌接觸點(diǎn)在轉(zhuǎn)轍區(qū)和轍叉區(qū)的過渡軌跡，其中，垂直于接觸斑平面的接觸力N1為輪軌接觸法向力，平行于接觸斑平面且在于鋼軌截面廓形平面內(nèi)的接觸力F1為輪軌接觸橫向蠕滑力，N2為輪緣接觸點(diǎn)處輪軌接觸法向力，F(xiàn)2為輪緣接觸點(diǎn)處切向力，β1為N1與豎向坐標(biāo)軸的夾角，β2為N2與豎向坐標(biāo)軸的夾角，如圖12所示。

圖11 輪載過渡軌跡Fig.11 Distribution of rail load transition

圖12 輪軌接觸力示意圖Fig.12 Wheel-rail contact force

圖13 為心軌頂寬40 mm處垂磨為5 mm時(shí)重載車輛第1位輪對(duì)輪載過渡側(cè)輪軌接觸點(diǎn)在鋼軌表面和車輪廓形上的軌跡，根據(jù)接觸點(diǎn)位置，遠(yuǎn)離輪緣為第1接觸點(diǎn)，靠近輪緣為第2接觸點(diǎn)。

由圖13 可知，轍叉區(qū)輪載過渡區(qū)非常短，以輪軌沖擊的方式完成輪載過渡。隨著心軌垂直磨耗增大，車輪與心軌碰撞點(diǎn)遠(yuǎn)離理論尖端。輪軌碰撞點(diǎn)沿鋼軌縱向后移遠(yuǎn)離理論尖端，而對(duì)橫向位置影響較小。圖14 和圖15 為側(cè)逆向過岔轍叉區(qū)第1 位輪對(duì)輪載過渡側(cè)接觸法向力和橫向蠕滑力在翼軌和心軌的轉(zhuǎn)移情況。

由圖14 和圖15 可知，當(dāng)心軌不發(fā)生磨耗時(shí)，輪載在心軌和基本軌轉(zhuǎn)移時(shí)較為平穩(wěn)，輪軌沖擊較小，但隨著垂磨的增大，輪載過渡前后接觸力波動(dòng)增大，接觸力峰值增大，輪載過渡不再穩(wěn)定。進(jìn)一步，在直向過岔速度為70 km·h-1，側(cè)向?yàn)?40 km·h-1的工況下，將車輛不同過岔方向的轍叉區(qū)第1 位輪對(duì)的輪載過渡撞擊點(diǎn)位置進(jìn)行統(tǒng)計(jì)整理，如表3所示。

由表3可知，當(dāng)心軌頂寬40 mm截面垂磨量從0增至6 mm時(shí)，輪載過渡碰撞點(diǎn)逐漸遠(yuǎn)離理論尖端并造成“有害空間”的增大。以側(cè)逆向過岔為例，輪軌碰撞點(diǎn)從距離理論尖端289.20 mm 遠(yuǎn)離至379.07 mm，相隔89.87 mm。為定量研究心軌垂磨量對(duì)轍叉區(qū)輪軌動(dòng)力作用的影響，將各心軌垂磨量下重載車輛以不同方向通過既有普速道岔的輪軌垂向力和輪重減載率進(jìn)行對(duì)比分析（圖16）。

圖13 心軌垂磨量對(duì)轍叉接觸點(diǎn)軌跡的影響Fig.13 Effect of vertical wear of every nose rail on wheel-rail contact point

圖14 轍叉區(qū)輪載過渡接觸法向力Fig.14 Wheel-rail contact normal force when rail load transition in frog nose rail

由圖16 可知，當(dāng)心軌頂寬40 mm 截面垂磨從0增大到6 mm 時(shí)，輪軌垂向力方面，直向過岔大于側(cè)向過岔。以直逆向過岔為例，轍叉區(qū)垂向力最大值從213.917 kN增大到295.621 kN；當(dāng)心軌垂磨達(dá)到6 mm 時(shí)，輪軌垂向力已超出限值250 kN，輪重減載率已超出第一限值0.65。由此可得，轍叉區(qū)各動(dòng)力學(xué)指標(biāo)最大值均會(huì)隨著心軌垂磨偏差增大而增大，根據(jù)動(dòng)力學(xué)指標(biāo)超限情況，綜合考慮轍叉區(qū)輪軌接觸點(diǎn)位置，當(dāng)軌道幾何不平順較為良好時(shí)，心軌頂寬40 mm處垂磨應(yīng)控制在5 mm之內(nèi)。

圖15 轍叉區(qū)輪載過渡接觸橫向蠕滑力Fig.15 Wheel-rail lateral creep force when rail load transition in frog nose rail

表3 心軌垂磨對(duì)轍叉區(qū)輪載過渡撞擊點(diǎn)位置的影響Tab.3 Influence of nose rail vertical wear on the impact point location when rail load transition in frog mm

圖16 心軌垂磨對(duì)轍叉區(qū)動(dòng)力學(xué)指標(biāo)最大值影響Fig.16 Influence of nose vertical wear of rail on maximum dynamic index of frog area

4 結(jié)論

本文針對(duì)重載條件下60 kg·m-1鋼軌12 號(hào)固定轍叉單開道岔，基于車輛-道岔耦合動(dòng)力學(xué)的理論，建立重載貨車-道岔動(dòng)力仿真模型，計(jì)算分析了重載貨車不同方向過岔時(shí)，心軌垂磨對(duì)重載列車過岔轍叉區(qū)輪載過渡范圍輪軌接觸的影響，得出的主要結(jié)論如下。

（1）由于固定轍叉存在有害空間，輪載過渡范圍內(nèi)心軌受到車輪荷載沖擊作用，心軌頂寬20～40 mm范圍是實(shí)測(cè)心軌垂磨較大的區(qū)域。

（2）轍叉區(qū)輪載過渡區(qū)非常短，以輪軌沖擊的方式完成輪載過渡。隨著心軌垂磨增大，車輪與心軌碰撞點(diǎn)遠(yuǎn)離理論尖端，輪載過渡前后接觸力波動(dòng)增大，接觸力峰值增大，輪載過渡不再穩(wěn)定。

（3）當(dāng)心軌頂寬40 mm 截面垂磨量從0 增至6 mm 時(shí)，輪載過渡碰撞點(diǎn)逐漸遠(yuǎn)離理論尖端并造成“有害空間”的增大，轍叉區(qū)輪軌接觸法向力最大值隨之增大，增速逐漸變快而橫向蠕滑力最大值隨機(jī)性較強(qiáng)，無明顯規(guī)律。

（4）綜合考慮轍叉區(qū)輪軌接觸點(diǎn)位置，當(dāng)軌道幾何不平順較為良好時(shí)，心軌頂寬40 mm 處垂磨應(yīng)控制在5 mm之內(nèi)。

綜上所述，心軌垂磨的增大會(huì)造成輪載過渡不平穩(wěn)，從而導(dǎo)致列車過岔行車安全與平穩(wěn)性下降，過大的輪軌沖擊力會(huì)進(jìn)一步惡化轍叉區(qū)道岔結(jié)構(gòu)。