TC4鈦合金葉片數(shù)控噴丸強(qiáng)化殘余應(yīng)力預(yù)測(cè)研究

楊 陽(yáng)

(吉林電子信息職業(yè)技術(shù)學(xué)院 機(jī)械工程學(xué)院,吉林 吉林 132000)

鈦合金材料具有比強(qiáng)度高、耐腐蝕性強(qiáng)以及熱穩(wěn)定性好等優(yōu)點(diǎn),被廣泛應(yīng)用于醫(yī)療、船舶、航空航天等領(lǐng)域。TC4鈦合金是發(fā)動(dòng)機(jī)壓氣機(jī)葉片的主要材料,壓氣機(jī)葉片在轉(zhuǎn)動(dòng)過程中,葉根受強(qiáng)離心力和交變應(yīng)力的作用很容易產(chǎn)生應(yīng)力松弛現(xiàn)象,導(dǎo)致葉片抗疲勞性能降低,使發(fā)動(dòng)機(jī)效能下降。葉根噴丸強(qiáng)化是改善這一問題的重要途徑,其主要目的是在葉根引入一定深度的殘余壓應(yīng)力,壓應(yīng)力的存在能提高葉片的抗疲勞性能,抑制或減緩裂紋的萌生,能有效提高葉片抗疲勞強(qiáng)度,延長(zhǎng)葉片的運(yùn)行時(shí)間和使用壽命[1-2]。

對(duì)于鈦合金噴丸強(qiáng)化問題,學(xué)者們進(jìn)行了大量研究。其中,高玉魁[3]研究了噴丸強(qiáng)化對(duì)TC4鈦合金組織結(jié)構(gòu)和Ti-10V-2Fe-3Al疲勞性能的影響。張彩珍、楊健、魏磊[4]等對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)鈦合金葉片噴丸強(qiáng)化殘余應(yīng)力和葉片工作中殘余應(yīng)力進(jìn)行了研究。陳艷華、須慶、姜傳海[5]等對(duì)DD3鎳基單晶高溫合金噴丸殘余應(yīng)力進(jìn)行了X射線衍射分析。Karatas C[6]等對(duì)C-1020材料噴丸殘余應(yīng)力進(jìn)行研究，并利用基于神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)方法對(duì)殘余應(yīng)力進(jìn)行預(yù)測(cè)。蘇凱新、張繼旺、李行[7]等研究了25CrMo合金噴丸疲勞壽命和殘余應(yīng)力松弛行為。Shi H[8]等研究了噴丸強(qiáng)化和振動(dòng)光飾對(duì)TC17鈦合金室溫疲勞性能的影響。Zhang J Y[9]等研究了風(fēng)扇葉片的噴丸變形問題。Martin V[10]等研究了噴丸殘余應(yīng)力和表面狀態(tài)對(duì)Al 7075-T651微動(dòng)疲勞壽命的影響。謝樂春[11]對(duì)TC4鈦合金及鈦基復(fù)合材料噴丸強(qiáng)化和XRD表征。張秀梅[12]對(duì)重型燃機(jī)TC4壓氣機(jī)葉片噴丸及其疲勞性能進(jìn)行研究。分析發(fā)現(xiàn),目前對(duì)噴丸的研究多集中在噴丸后殘余應(yīng)力表征、對(duì)零件疲勞性能影響、應(yīng)力松弛特性和噴丸數(shù)值模擬等方面,對(duì)于噴丸工藝參數(shù)與噴丸結(jié)果之間對(duì)應(yīng)關(guān)系的研究還較少,尚不能有效預(yù)測(cè)出噴丸后的殘余應(yīng)力情況。

基于此,為有效預(yù)測(cè)TC4鈦合金葉片在噴丸后的殘余應(yīng)力情況,利用數(shù)值模擬和試驗(yàn)結(jié)果建立了TC4鈦合金葉片葉根噴丸壓力、噴丸強(qiáng)度、噴丸初始速度與殘余應(yīng)力之間的關(guān)系,從而實(shí)現(xiàn)多彈丸的噴丸工藝中不同噴丸強(qiáng)度的TC4鈦合金葉根殘余應(yīng)力預(yù)測(cè),對(duì)TC4鈦合金葉片噴丸強(qiáng)化與參數(shù)優(yōu)化有一定實(shí)際參考意義。

1 TC4鈦合金葉片葉根噴丸試驗(yàn)

為了研究不同噴丸壓力對(duì)噴丸強(qiáng)度的影響,在數(shù)控噴丸機(jī)下進(jìn)行噴丸試驗(yàn)。試驗(yàn)中選取丸流量為12 kg/min,噴嘴直徑為10 mm,噴丸距離為150±10 mm,采用的噴丸介質(zhì)為S230鑄鋼丸丸料,覆蓋率要求≥100%。噴丸強(qiáng)度的確定需要通過繪制噴丸飽和曲線獲取,在其他參數(shù)一定的情況下,利用不同的噴丸速度(噴丸時(shí)間),通過計(jì)算至少4組不同Almen試片的弧高值進(jìn)行繪制。由于噴丸壓力在0.2 MPa以下時(shí)丸流量不穩(wěn)定,同時(shí)參考噴丸設(shè)備的壓力峰值,選取不同噴丸壓力進(jìn)行試驗(yàn),具體參數(shù)取值如表1所示。根據(jù)噴丸壓力和強(qiáng)度對(duì)應(yīng)點(diǎn)繪制曲線,并對(duì)曲線進(jìn)行擬合,結(jié)果如圖1所示。

表1 不同噴丸壓力對(duì)應(yīng)的噴丸強(qiáng)度

根據(jù)噴丸壓力和噴丸強(qiáng)度的擬合曲線,得到的噴丸強(qiáng)度測(cè)算曲線為:

I=0.09283+0.8168p-0.53175p2

(1)

式中:I——噴丸強(qiáng)度,mmA;

p——噴丸空氣壓力,MPa。

從圖1可以看出,在丸流量、噴嘴直徑等參數(shù)不變的情況下,噴丸強(qiáng)度隨著噴丸壓力的增大而增加,但兩者之間并非線性關(guān)系;針對(duì)特定噴丸設(shè)備,在丸料、丸流量以及噴嘴等參數(shù)一定的情況下,推動(dòng)丸料穩(wěn)定運(yùn)行有一個(gè)最小的空氣壓力,因此在噴丸壓力小于一定值時(shí),噴丸強(qiáng)度可忽略不計(jì);對(duì)于同一種丸料來說,隨著噴丸壓力增大到了一定程度,噴丸強(qiáng)度幾乎不變。在丸料的直徑、重量等一定的情況下,噴丸壓力對(duì)推動(dòng)丸料獲取的初始速度不會(huì)一直增大,同時(shí)受實(shí)際噴丸車間管道空氣壓力影響,管道最大的空氣壓力是一定的。

圖1 噴丸壓力和噴丸強(qiáng)度對(duì)應(yīng)關(guān)系

根據(jù)式(1)得到,在噴丸壓力為0.26 MPa時(shí),對(duì)應(yīng)的噴丸強(qiáng)度為0.269 mmA。為驗(yàn)證結(jié)果準(zhǔn)確性,在噴丸壓力為0.26 MPa、丸流量12 kg/min、噴嘴直徑10 mm、噴丸距離150 mm參數(shù)條件下,進(jìn)行A型Almen試片噴丸,經(jīng)過飽和曲線計(jì)算其噴丸強(qiáng)度為0.266 mmA,飽和曲線詳見圖2。結(jié)果表明,根據(jù)式(1)推導(dǎo)得出的噴丸強(qiáng)度與實(shí)際測(cè)試獲取的噴丸強(qiáng)度非常接近,相對(duì)誤差僅為1.12%,說明所推導(dǎo)出的測(cè)算方法準(zhǔn)確性較高,在可接受范圍內(nèi)。

圖2 飽和曲線

噴丸后,采用應(yīng)力檢測(cè)儀對(duì)葉根區(qū)域進(jìn)行殘余應(yīng)力檢測(cè)。檢測(cè)方法為剝層法,準(zhǔn)直管直徑為1.5 mm,設(shè)置管電壓為20 kV,管電流為8 mA,射線采用Cu-Kα輻射,測(cè)量方法采用側(cè)傾固定ψ法,定峰方法為交相關(guān)法,時(shí)間常數(shù)t=2s,ψ=[0°、25°、35°、45°],2θ角掃描范圍為132°～149°,檢測(cè)設(shè)備如圖3所示。

圖3 TC4鈦合金葉根殘余應(yīng)力檢測(cè)

2 噴丸強(qiáng)化數(shù)值模擬

2.1 多彈丸噴丸模擬本構(gòu)模型

采用ABAQUS有限元軟件建立多個(gè)彈丸的有限元模型,通過ABAQUS/Explict顯式求解器進(jìn)行運(yùn)算,實(shí)現(xiàn)瞬時(shí)、大應(yīng)變非線性問題的求解。采用J-C本構(gòu)模型描述TC4鈦合金應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)和溫度軟化效應(yīng)[13],其表達(dá)式為:

(2)

式 中:σ——等效應(yīng)力,MPa;

A——材料在參考應(yīng)變率和參考溫度下的屈服強(qiáng)度,MPa;

B,n——應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù);

C——應(yīng)變敏感系數(shù);

ε——等效塑性應(yīng)變;

m——溫度敏感系數(shù);

t——等效溫度。

TC4鈦合金材料J-C本構(gòu)模型參數(shù)如表2所示[14]。

表2 TC4鈦合金J-C模型參數(shù)

2.2 網(wǎng)格劃分及設(shè)置

ABAQUS/Explicit提供兩種接觸作用算法,本文模擬采用的是接觸對(duì)算法,彈丸和材料之間的摩擦系數(shù)設(shè)為0.2,采用C3D8R六面體線性減縮積分單元對(duì)材料進(jìn)行網(wǎng)格劃分,彈丸采用的是剛體,劃分的尺寸網(wǎng)格為0.1。試塊采用彈塑性體,為6面體網(wǎng)格結(jié)構(gòu),和彈丸接觸區(qū)域及深度方向彈丸尺寸劃分比較細(xì)密,為0.02,試塊非接觸區(qū)域網(wǎng)格尺寸劃分相對(duì)稀疏,為0.2。在ABAQUS軟件Property模塊中設(shè)置葉片材料為TC4鈦合金材料,常溫下楊氏模量為110 GPa,泊松比為0.31。噴丸強(qiáng)化過程是彈丸以一定的速度撞擊材料表面產(chǎn)生力的作用,使葉片表面產(chǎn)生一定的壓應(yīng)力層,因此在ABAQUS軟件Load模塊中需要對(duì)彈丸設(shè)置預(yù)定義的速度場(chǎng),對(duì)彈丸施加一定的初始速度。所建立的多彈丸有限元模型如圖4所示。

圖4 多彈丸有限元模型

3 葉片殘余應(yīng)力測(cè)量

3.1 X射線應(yīng)力測(cè)量原理

一定應(yīng)力狀態(tài)引起材料的晶格應(yīng)變和宏觀應(yīng)變是一致的,其中晶格應(yīng)變可以通過布拉格方程得出,而宏觀應(yīng)變可以由宏觀應(yīng)變應(yīng)力方程得出,兩者相結(jié)合得出X射線應(yīng)力測(cè)定的基本方程,根據(jù)布拉格定律和彈性理論可以導(dǎo)出應(yīng)力測(cè)定公式[15]:

σ=K·M

(3)

(4)

M=?(2θ)/?(sin2ψ)

(5)

式中:σ——應(yīng)力值,MPa;

K——應(yīng)力常數(shù),MPa/°;

θ0——無應(yīng)力狀態(tài)下的布拉格角,( °);

2θ——對(duì)應(yīng)于各Ψ角的衍射角測(cè)量值,(°);

M——2θ對(duì)sin2Ψ的變化斜率。

因?yàn)棣?越大則應(yīng)力常數(shù)K越小,所以測(cè)量時(shí)盡可能選用衍射角比較高的衍射晶面,應(yīng)力常數(shù)K越小,同樣的衍射角測(cè)量誤差引起的應(yīng)力值誤差也越小。

3.2 電解腐蝕拋光試驗(yàn)

采用X-350A型應(yīng)力測(cè)試儀對(duì)噴丸后葉片型面進(jìn)行殘余應(yīng)力檢測(cè)[16]。深度方向的應(yīng)力需要用電解拋光儀對(duì)葉片表層進(jìn)行剝層,然后再進(jìn)行檢測(cè)。由于工件引入殘余應(yīng)力的大小和深度只取決于丸料、空氣壓力、丸流量、噴丸距離等參數(shù),和工件的大小無關(guān)。因此,為便于試驗(yàn),本研究在分析電解拋光時(shí)間和拋光深度關(guān)系時(shí),從葉片本體上切割鈦合金試樣進(jìn)行試驗(yàn),其尺寸為:長(zhǎng)×寬×高=80 mm×20 mm×20 mm。TC4鈦合金葉片熱處理工藝為退火+去應(yīng)力,退火溫度為690±10℃,保溫時(shí)間為100±15 min;去應(yīng)力溫度為480±10℃,保溫時(shí)間為250±15 min。試塊表層用透明膠帶粘貼在膠帶上開了一個(gè)2.5 mm×2.5 mm的方孔用于電解腐蝕拋光試驗(yàn),如圖5所示。

圖5 鈦合金試塊

采用XF-1電解拋光儀對(duì)試塊進(jìn)行逐層拋光,并同時(shí)測(cè)量拋光深度值。采用的拋光電壓為20 V,電解液為飽和NaCl溶液,每次拋光時(shí)間為10 s,兩次電解腐蝕拋光時(shí)間間隔為3 min。在每次電解拋光時(shí)會(huì)產(chǎn)生熱量,使電解拋光區(qū)域溫度升高,會(huì)對(duì)下一次電解拋光的速率產(chǎn)生一定影響,因此需要等電解拋光區(qū)域溫度降下來以后再進(jìn)行下一次電解腐蝕拋光。每次拋光結(jié)束以后,用擦拭紙把表面溶液擦拭干凈,然后用數(shù)顯深度尺進(jìn)行測(cè)量深度并記錄測(cè)試數(shù)據(jù)值,數(shù)顯深度尺如圖6所示。

圖6 數(shù)顯深度尺

利用電解拋光時(shí)間與拋光深度之間的對(duì)應(yīng)關(guān)系,可能制繪出鈦合金試塊電解拋光速率曲線,如圖7所示。可以看出,電解拋光深度隨拋光時(shí)間的增加而增大,兩者之間大致呈線性關(guān)系。實(shí)際測(cè)量噴丸后鈦合金葉片的殘余應(yīng)力和深度時(shí),由于受制于葉片曲面和位置的影響，無法直接用數(shù)顯深度尺測(cè)量時(shí),可以根據(jù)電解拋光腐蝕深度和時(shí)間的關(guān)系計(jì)算給定深度需要的腐蝕時(shí)間。

圖7 鈦合金試塊電解拋光速率

3.3 葉根殘余應(yīng)力測(cè)試及數(shù)值模擬預(yù)測(cè)

為研究不同的噴丸強(qiáng)度和彈丸初始速度的對(duì)應(yīng)關(guān)系,需要借助殘余應(yīng)力來衡量和評(píng)價(jià)。首先要檢測(cè)不同噴丸強(qiáng)度下的殘余應(yīng)力水平,然后采用試錯(cuò)方法模擬不同彈丸初始速度噴丸后的殘余應(yīng)力,通過和實(shí)際檢測(cè)的殘余應(yīng)力水平相對(duì)比,找到不同噴丸強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的彈丸初始速度,建立彈丸初始速度對(duì)應(yīng)的噴丸強(qiáng)度。

在噴丸機(jī)上用S230鑄鋼丸、在噴嘴直徑10 mm、噴丸距離150 mm情況下,采用5組不同噴丸壓力進(jìn)行飽和強(qiáng)度試驗(yàn),通過繪制飽和曲線得到相應(yīng)的噴丸強(qiáng)度分別為0.160 mmA、0.232 mmA、0.296 mmA、0.336 mmA、0.360 mmA。由于噴丸過程中彈丸速度不便于直接測(cè)量,可以通過噴丸后獲得的殘余應(yīng)力水平結(jié)合數(shù)值模擬的方法推測(cè)彈丸的初始速度。用ABAQUS軟件進(jìn)行噴丸模擬時(shí)給彈丸一定的初始速度場(chǎng),利用不同的彈丸初始速度模擬噴丸得到的殘余應(yīng)力水平，并和實(shí)際葉片噴丸測(cè)量得到的應(yīng)力進(jìn)行比較,從而獲取實(shí)際噴丸時(shí)彈丸的初始速度。平板試塊噴丸模擬時(shí)彈丸的噴射角度為垂直試塊表面,在對(duì)葉根進(jìn)行噴丸時(shí),要根據(jù)葉根的具體形狀和尺寸將葉根劃分為不同的區(qū)域。在不同的噴丸區(qū)域噴槍的角度不一樣,在劃分的若干個(gè)區(qū)域內(nèi)噴丸時(shí),每個(gè)區(qū)域內(nèi)彈丸的噴射角度和該處葉根表面垂直,因此可以用平板試塊來模擬葉根噴丸時(shí)的受力狀態(tài)。5組結(jié)果如表3所示。

表3 不同噴丸強(qiáng)度對(duì)應(yīng)彈丸初始速度

將彈丸速度和噴丸強(qiáng)度關(guān)系進(jìn)行擬合,得到彈丸速度和噴丸強(qiáng)度關(guān)系式(6),根據(jù)公式繪制兩者之間的關(guān)系曲線,如圖8所示。

圖8 彈丸速度和噴丸強(qiáng)度對(duì)應(yīng)關(guān)系

I=-0.05392+0.00467v-10-6×8.08102v2

(6)

式中:I——噴丸強(qiáng)度,mmA;

v——彈丸初始速度,m/s。

在第1節(jié)中提到,在噴丸壓力為0.26 MPa時(shí)獲得的噴丸強(qiáng)度為0.266 mmA。若按照式(6)想要獲取0.266 mmA噴丸強(qiáng)度，得到的彈丸初始速度應(yīng)為79.4 m/s。為驗(yàn)證這一推測(cè)結(jié)果的準(zhǔn)確性,在其他參數(shù)相同的情況下,用在初始速度為79.4 m/s的情況下進(jìn)行多彈丸噴丸,對(duì)噴丸后的葉片表面進(jìn)行制樣,并在SEM掃描電鏡下觀察噴丸后的表面形態(tài),如圖9所示。

從圖9可以看出,TC4鈦合金葉片葉根噴丸后表面凹坑比較均勻一致,表面沒有明顯褶皺等缺陷，表面狀態(tài)良好,覆蓋率達(dá)到了100%,滿足噴丸工藝要求。

圖9 TC4葉片噴丸后葉片表面狀態(tài)

為驗(yàn)證多彈丸噴丸模擬預(yù)測(cè)殘余應(yīng)力的準(zhǔn)確性,采用剝層法對(duì)噴丸后的葉根區(qū)域進(jìn)行殘余應(yīng)力檢測(cè),選取的一個(gè)測(cè)量點(diǎn),查看2θ和sin2ψ的對(duì)應(yīng)關(guān)系,如圖10所示。理論上2θ和sin2ψ成線性關(guān)系,實(shí)際測(cè)試所得點(diǎn)與由它們擬合而成的直線之間總是存在或大或小的偏差,即存在一個(gè)擬合殘差的問題,它是測(cè)試精度的表征。從圖10可以看出實(shí)際測(cè)量點(diǎn)2θ和sin2ψ擬合直線線性關(guān)系非常好,表明測(cè)量誤差很小。

圖10 2θ與sin2ψ關(guān)系曲線

根據(jù)表1中噴丸壓力和噴丸強(qiáng)度的對(duì)應(yīng)關(guān)系,可以推導(dǎo)出噴丸壓力為0.26 MPa時(shí)的噴丸強(qiáng)度為0.266 mmA,而根據(jù)表3中彈丸初始速度和噴丸強(qiáng)度的對(duì)應(yīng)關(guān)系,可以推導(dǎo)出噴丸強(qiáng)度為0.266 mmA時(shí)的彈丸初始速度為79.4 m/s。因此,分別在初始彈丸速度為50 m/s、70 m/s、79.4 m/s 、90 m/s、100 m/s和110 m/s 工況條件下進(jìn)行多彈丸的噴丸模擬,從而得到6種不同彈丸初始速度下的殘余應(yīng)力情況,如圖11所示。

圖11 不同速度彈丸噴丸的殘余應(yīng)力情況

數(shù)值模擬結(jié)果表明,不同彈丸速度得到的殘余應(yīng)力也不同,隨著彈丸初始速度的增大,殘余應(yīng)力值和應(yīng)力層深度均有增加,為分析不同彈丸初始速度得到的殘余應(yīng)力沿深度方向的分布情況,對(duì)圖11中深度方向的應(yīng)力進(jìn)行了提取,并結(jié)合實(shí)際測(cè)量的0.266 mmA噴丸強(qiáng)度下葉根噴丸后的殘余應(yīng)力結(jié)果繪制相應(yīng)曲線,如圖12所示。

從圖12可以看出,在不同彈丸初始速度,即不同噴丸強(qiáng)度下,噴丸后的應(yīng)力水平和應(yīng)力層深度也各不相同。隨著彈丸初始速度的增加,殘余應(yīng)力值和應(yīng)力層深度均有不同程度增加。噴丸強(qiáng)化過程中彈丸撞擊工件表面,表層材料會(huì)發(fā)生塑性變形,工件表面的變形帶動(dòng)內(nèi)層的材料拉伸,但是內(nèi)層材料并沒有超過材料的屈服強(qiáng)度,會(huì)產(chǎn)生彈性變形。表層和內(nèi)部材料的相互作用使工件表層產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力,表層以下區(qū)域則產(chǎn)生了殘余拉應(yīng)力,而工件內(nèi)部區(qū)域?yàn)闊o應(yīng)力狀態(tài),因此會(huì)呈現(xiàn)出應(yīng)力先增大后減小的趨勢(shì)。用噴丸強(qiáng)度為0.266 mmA對(duì)應(yīng)的參數(shù)噴丸后測(cè)的殘余應(yīng)力,和在該噴丸強(qiáng)度下計(jì)算的彈丸初始速度79.4 m/s模擬的殘余應(yīng)力水平和應(yīng)力層深基本一致,表明通過基于固定噴丸設(shè)備建立的噴丸強(qiáng)度和彈丸初始速度對(duì)應(yīng)關(guān)系的準(zhǔn)確性,基于兩者之間對(duì)應(yīng)關(guān)系通過噴丸強(qiáng)度來推測(cè)計(jì)算噴丸彈丸初始速度的可靠性。

圖12 不同深度的殘余應(yīng)力

4 結(jié) 論

(1)在丸流量為12 kg/min、噴嘴直徑為10 mm的參數(shù)條件下,建立了不同噴丸壓力和噴丸強(qiáng)度的對(duì)應(yīng)關(guān)系。通過預(yù)測(cè)得到噴丸壓力為0.26 MPa時(shí)的噴丸強(qiáng)度為0.269 mmA,實(shí)際在0.26 MPa壓力下建立飽和曲線上的強(qiáng)度為0.266 mmA,二者結(jié)果大致相同,相對(duì)誤差僅為1.12%,說明噴丸強(qiáng)度的預(yù)測(cè)準(zhǔn)確性較高,在可接受范圍內(nèi)。

(2)通過多彈丸噴丸數(shù)值模擬和試驗(yàn)結(jié)果建立了TC4鈦合金葉片葉根噴丸壓力、噴丸強(qiáng)度、噴丸初始速度與殘余應(yīng)力之間的關(guān)系,可以通過數(shù)值模擬方法推導(dǎo)出難以測(cè)量的參數(shù)變量,并實(shí)現(xiàn)多彈丸的噴丸工藝中不同噴丸強(qiáng)度的TC4鈦合金葉根殘余應(yīng)力的預(yù)測(cè)。

(3)在0.26 MPa噴丸壓力下,根據(jù)噴丸強(qiáng)度和彈丸初始速度對(duì)應(yīng)關(guān)系計(jì)算出來的彈丸初始速度為79.4 m/s。在該速度下采用多彈丸模擬預(yù)測(cè)的殘余應(yīng)力結(jié)果與實(shí)際檢測(cè)結(jié)果在同一水平,驗(yàn)證了噴丸強(qiáng)度、彈丸初始速度以及殘余應(yīng)力之間對(duì)應(yīng)關(guān)系的正確性。利用這一結(jié)論可以通過多彈丸的噴丸數(shù)值模擬對(duì)不同噴丸強(qiáng)度下殘余應(yīng)力水平進(jìn)行預(yù)測(cè)。