謝 柯，尹鐵鋒，劉干斌，范高飛，黃 勇

(1.寧波大學巖土工程研究所，浙江寧波 315211;2.寧波市軌道交通集團有限公司，浙江寧波 315100)

“熱排水固結(jié)法”是近幾年國際上出現(xiàn)的軟基處理新方法。與傳統(tǒng)排水固結(jié)法相比，熱排水固結(jié)法在豎井中插入U型導(dǎo)熱管，并將導(dǎo)熱管中的水加熱至一定溫度，實現(xiàn)管-土之間的熱傳遞，以提高豎井周邊土的滲透系數(shù)，加速地基排水固結(jié)，是解決沿海地區(qū)低滲透性軟土地基采用常規(guī)排水固結(jié)法處理周期長這一技術(shù)難題的有效途徑之一。2010年，泰國學者采用該法處理曼谷路基的黏土地基，并獲得成功［1］。

近年來，國內(nèi)外學者對土的熱固結(jié)問題開展了諸多研究。例如Tidfors［2］利用單向固結(jié)試驗，對不同溫度下瑞典黏土的固結(jié)變形特性進行了研究，發(fā)現(xiàn)溫度變化影響土的先期固結(jié)壓力。Boudali［3］的試驗也表明，溫度對天然軟黏土的先期固結(jié)壓力、壓縮曲線、孔隙水壓力有較大影響。Towhata等［4］開展了黏土的溫控固結(jié)試驗，結(jié)果表明:升溫可使土的結(jié)構(gòu)性破壞，從而提高土的滲透性。Sultan等［5］利用溫控GDS三軸儀開展了不同溫度下Boom黏土試驗，試樣體應(yīng)變隨溫度升高而增大，并給出了先期固結(jié)壓力與溫度變化的關(guān)系式，分析了超固結(jié)比對體變的影響。Abuel-Naga等［6］通過試驗建立了溫度與土的體變關(guān)系。Laloui等［7］認為土體先期固結(jié)壓力受溫度影響較大，并給出了先期固結(jié)壓力改變量與土體溫度變化值之間的關(guān)系表達式。Tsutsumia等［8］利用溫控固結(jié)滲透儀器研究了飽和土的固結(jié)性狀，并從粘滯性角度對試驗現(xiàn)象進行了解釋。此外，吳瑞潛［9］、白冰［10］等基于飽和土體熱固結(jié)方程，給出了溫度與孔壓的解析解。尹鐵鋒等［11］考慮滲透系數(shù)的溫度效應(yīng)，并在一定假定的基礎(chǔ)上給出了溫度修正的理想豎井地基固結(jié)度解析解。陶海冰等［12］對豎井地基進行了溫度耦合效應(yīng)的有限元分析，但其假定豎井區(qū)為恒定發(fā)熱功率的熱源與實際工程條件并不相符，而土體滲透性又與溫度分布密切相關(guān)。

豎井地基熱排水固結(jié)過程是一個多物理場耦合發(fā)展變化過程，其作用機理較為復(fù)雜，國內(nèi)外有關(guān)土的熱固結(jié)研究并不能直觀地、全面地揭示熱排水固結(jié)法作用機理。而原型試驗又受到施工、場地等因素影響不易開展，且試驗耗資大。為了探索熱排水固結(jié)法作用機理，評價其加固效果和適用性，開展豎井地基熱排水固結(jié)模型試驗，是一種可行的、合理的手段。為此，本文首先設(shè)計了豎井熱排水固結(jié)模型試驗系統(tǒng)和試驗方案，并選取寧波軟黏土開展豎井地基排水固結(jié)模型試驗，得到地基土的溫度、孔壓和沉降發(fā)展變化規(guī)律，初步探討了熱排水固結(jié)法作用機理，然后基于COMSOL軟件建立有限元耦合模型，與試驗相互驗證。

1 模型試驗

1.1 試驗系統(tǒng)

為開展豎井地基熱排水固結(jié)模型試驗，設(shè)計模型試驗系統(tǒng)如圖1所示，系統(tǒng)包括反力架、杠桿加載裝置、模型試驗桶與電腦式水循環(huán)加熱器四部分。反力架包括底架與門式框架，均由工字鋼焊接而成，用于承受豎井地基加載所引起的反力;杠桿加載裝置由橫梁、吊桿、砝碼及帶油壓表的千斤頂?shù)冉M成，用于豎井地基的加載并可測量加載壓力的大小;模型試驗桶為不銹鋼板焊接而成的圓桶，頂部開口。電腦式水循環(huán)加熱器為使用水作為傳熱媒體，通過電熱加溫以及熱水泵強制循環(huán)的供熱設(shè)備，其能控制進入U型導(dǎo)熱管的水溫恒定，其溫控范圍為室溫～120℃。

圖1 模型試驗系統(tǒng)Fig.1 Model test system

1.2 試驗步驟

試驗用土選取寧波地區(qū)淤泥質(zhì)黏土，試驗參數(shù)如表1所示。

表1 模型試驗參數(shù)Table 1 Parameters of the model test

(1)地基分層填筑

將PVC管(直徑70 mm、高度1.2 m)及U型導(dǎo)熱管(外徑為20 mm、內(nèi)徑16 mm)固定于桶中央。其次于模型桶內(nèi)填筑黏土，桶內(nèi)土樣分5層填筑，每層土樣虛高25 cm，均在15 kPa壓力下靜壓至沉降穩(wěn)定。然后在PVC管中填入中砂，并拔出PVC管形成豎井，在黏土頂部填筑一定厚度的中砂形成水平砂墊層。最后將填筑形成的豎井地基靜置168 h。豎井地基示意圖如圖2所示。

圖2 豎井地基示意圖Fig.2 Schematic diagram of vertical drains in the model test

(2)傳感器埋設(shè)

在填筑第二層、第四層土樣后，埋設(shè)溫度-孔壓一體式傳感器，以測定土體溫度和孔壓，傳感器量程與誤差如下:孔壓量程0～0.3 MPa，誤差0.1 kPa;溫度量程0～80℃，誤差±0.1%F.S。其中1，2號傳感器位于U型管所在平面，距桶底25 cm，距豎井邊緣依次為14.5 cm、4.5 cm，3，4號傳感器位于U型管所在平面的垂直平面，距桶底75 cm，距豎井邊緣依次為14.5 cm、4.5 cm，在模型土體表面設(shè)置沉降板，以測定地表沉降。

(3)無堆載加熱

在模型桶外部粘貼保溫材料。然后連接U型導(dǎo)熱管與電腦式水循環(huán)加熱器，并接通電腦式水循環(huán)加熱器的水源和電源，開啟電腦式水循環(huán)加熱器，將溫度設(shè)定為預(yù)定值(70℃)，利用U型導(dǎo)熱管內(nèi)的熱水對土樣進行循環(huán)加熱，加熱時間以傳感器溫度趨于穩(wěn)定為限，約72 h。

(4)分級堆載

在循環(huán)加熱引起的孔壓和沉降穩(wěn)定后，再對豎井地基進行分級堆載。試驗總共分三級進行堆載，每級堆載壓力25 kPa，待每級堆載下孔壓和沉降穩(wěn)定后方可進行下一級加載。分級堆載過程可停止加熱或繼續(xù)保持加熱(電腦式水循環(huán)加熱器自行調(diào)節(jié)，間歇式加熱，保持試驗過程溫度恒定，耗電量較少)，為確保熱排水固結(jié)法作用效果，本試驗采用繼續(xù)保持加熱模式。

(5)恒載降溫

待第三級荷載下孔壓和沉降穩(wěn)定后，關(guān)閉電源，停止水循環(huán)加熱，并去除模型箱外側(cè)的保溫材料，使土樣自然降溫至室溫，至此整個試驗過程完成。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 溫度

1～4號傳感器的溫度時程曲線如圖3所示。由圖3可知，無堆載加熱階段(0～216 h)，土體受熱48 h左右土體溫度即趨于穩(wěn)定，但為了觀察加熱引起的超靜孔壓的消散過程，再持續(xù)加熱168 h，加熱總時長為216 h，該階段土體溫度由室溫(28.6℃)增長至最大值(1～4號傳感器溫度最大值依次為56.8℃、60.6℃、55.9℃、60.3℃)，并保持穩(wěn)定。分級堆載階段(216～432 h)，土體溫度仍穩(wěn)定于最大值，并未因堆載、滲流產(chǎn)生較大變化。恒載降溫階段(432～480 h)，土體溫度由最大值快速降至室溫。

溫度穩(wěn)定過程中，底、頂部1、3號傳感器溫度差值0.9℃，2、4號傳感器溫度差值0.3℃，且底部較頂部溫度高，系由于模型桶頂部開口，有一定的散熱作用，與填筑土層的均勻性也有一定的關(guān)系?？梢姡捎诩訜峁艿烙羞M水口與出水口，土樣溫度不是軸對稱分布，但管井比足夠小(≤0.2)時，為便于理論、數(shù)值研究，溫度場可簡化為軸對稱分布。

圖3 熱排水固結(jié)模型試驗溫度時程曲線Fig.3 Curves of temperature with time

2.2 孔隙水壓力

1～4號傳感器的孔壓時程曲線如圖4所示。由圖4可知，無堆載加熱階段(0～216 h)，孔壓在0～24 h內(nèi)增長至極大值(孔壓增量為4.1～7.9 kPa)，隨后緩慢消散至穩(wěn)定值。分級堆載階段(216～432 h)，每級堆載壓力 (25 kPa)下，孔壓快速增長至峰值(孔壓增量為10～20 kPa)，隨后逐漸消散至穩(wěn)定，消散速率隨固結(jié)發(fā)展逐漸減慢，堆載壓力越大，殘余孔壓也越大，堆載完成后1～4號傳感器殘余孔壓依次為7.9 kPa、5.2 kPa、9.3 kPa、8 kPa。恒載降溫階段(432 ～480 h)，殘余孔壓迅速減小至負值(1～4號傳感器最大負孔壓依次為-6.0 kPa、-7.5 kPa、-3.6 kPa、-2.3 kPa)，隨后又逐漸增大，但孔壓最終為負(1～4號傳感器最終孔壓值依次為-3.4 kPa、-3.4 kPa、-1.2 kPa、-1.3 kPa)。

圖4 孔壓時程曲線Fig.4 Curves of pore-pressure with time

從單個傳感器的孔壓結(jié)果來看，無堆載加熱階段，其孔壓發(fā)展過程與該點溫度發(fā)展有關(guān)，一方面因為溫度的增長導(dǎo)致孔壓增長，另一方面由于排水使孔壓消散。當溫度增長速率導(dǎo)致的孔壓增長速率大于孔壓消散速率時，孔壓將會增長;當孔壓增長速率小于孔壓消散速率時，特別是當溫度達到恒定時，孔壓增長速率為零，孔壓將消散。分級堆載階段，每級荷載加載時，在傳感器所在深度，孔壓增量達不到堆載增加值。這種現(xiàn)象的產(chǎn)生很大程度上是因為模型試驗桶的尺寸效應(yīng)，土體與模型桶壁產(chǎn)生的摩擦，使得部分堆載壓力擴散到筒壁上，盡管桶壁做了光滑處理(拋光、涂凡士林)，摩擦效應(yīng)有一定減少，但無法消除，且由于摩擦效應(yīng)的存在，位置越深的土體堆載壓力擴散越大，應(yīng)力作用越小，加載瞬間的孔壓增量也越小，這一現(xiàn)象在試驗結(jié)束卸土時發(fā)現(xiàn)的越接近桶底的土越軟得以證實，有待于大尺寸模型試驗或原位試驗來消除。另一方面，每級堆載所引起的孔壓難以完全消散，有較大的殘余孔壓，且殘余孔壓隨著堆載級數(shù)的增加而增大，殘余孔壓現(xiàn)象的解釋有很多，筆者認為可以用非達西滲流理論［13］來解釋，存在一個水力梯度的閾值，如果土體中某點水力梯度小于該閾值，其滲流速度極速減小甚至為零，而且該閾值會隨著孔隙比減小而增加，從而較好地揭示了殘余孔壓隨堆載級數(shù)增加而增大的現(xiàn)象。恒載降溫段，降溫能使殘余孔壓迅速消散，土體有效應(yīng)力增加，使得土體繼續(xù)沉降壓實。

2.3 地表沉降

模型地表沉降曲線如圖5所示，由圖5可知，無堆載加熱階段(0～216 h)，地表先逐漸隆起(最大隆起值2.15 mm)，隨后又逐漸下沉至穩(wěn)定(最大沉降值2.65 mm)。分級堆載階段，每級壓力下，地表沉降先有一瞬時變化值，后逐步發(fā)展，并趨于穩(wěn)定，三級堆載下地表沉降依次為24.85 mm、23.18 mm、19.57 mm，堆載壓力作用下的總沉降量為67.60 mm。恒載降溫階段，地表沉降逐漸變大(該階段的沉降為7.00 mm)。

圖5 地表沉降時程曲線Fig.5 Curve of ground surface settlement with time

無堆載加熱階段的沉降有三部分，第一部分是升溫引起的膨脹。第二部分是有效應(yīng)力先減小后增加產(chǎn)生的土體表面先回彈后壓縮，如果溫度引起的超靜孔壓消散，該部分引起的沉降為零。第三部分就是由于加熱引起先期固結(jié)壓力減小產(chǎn)生的沉降［6～8］;溫度快速增加過程，有效應(yīng)力減少引起的回彈與熱脹引起的膨脹比先期固結(jié)壓力減小產(chǎn)生的沉降大，故沉降表現(xiàn)為隆起，在孔壓消散后，最終沉降將由第一部分與第三部分產(chǎn)生，很明顯第三部分產(chǎn)生的沉降大于由第一部分產(chǎn)生的膨脹，故最終沉降表現(xiàn)為下沉。分級堆載階段，堆載引起的超靜孔隙水壓力逐漸消散，土體有效應(yīng)力隨之增大，地基壓縮沉降。恒載降溫階段的沉降也有三部分，第一部分是降溫引起的收縮;第二部分是有效應(yīng)力的增大(殘余孔壓消散)引起的壓縮;第三部分是先期固結(jié)壓力增大產(chǎn)生的回彈［7］，其中第二部分是該階段沉降產(chǎn)生的主因。

3 有限元模擬

以模型試驗為原型，其中U型導(dǎo)熱管視為非等溫管道流，豎井地基視為飽和多孔熱彈性介質(zhì)，且僅考慮溫度對土體滲透系數(shù)的影響，基于COMSOL軟件建立熱-水-力耦合模型，模型基本參數(shù)如表2所示。與模型試驗相對應(yīng)，按無堆載加熱、分級堆載、恒載降溫的試驗步驟分步進行數(shù)值計算，下一步計算以上一步結(jié)果為初始值。

表2 模型基本參數(shù)Table 2 Parameters of the model

3.1 有限元模型

(1)幾何模型

如圖6所示，地基深1 m，地基半徑0.25 m;豎井半徑35 mm;由于模型試驗采用的是擾動過的軟黏土，故不考慮涂抹作用;U型導(dǎo)熱管位于xz平面，兩管中心距90 mm，管外徑20 mm、內(nèi)徑16 mm。

圖6 模型示意圖Fig.6 Schematic diagram of the model

(2)初始條件和邊界條件

①U型導(dǎo)熱管

進水口初始體積流量為0，初始循環(huán)水溫度為28.6℃，管內(nèi)初始氣壓為一個標準大氣壓。進水口為已知流量邊界，流量為100 L/min，出水口為恒壓邊界，其壓力為一個標準大氣壓。進水口為已知進水溫度邊界，溫度為70℃，出水口為Heat OutFlow溫度邊界。U型導(dǎo)熱管外側(cè)溫度邊界為地基土體的溫度。恒載降溫階段禁用非等溫管道流模塊。

②豎井地基

豎井地基初始溫度為28.6℃，初始位移、孔壓為0。頂面、底面溫度邊界為熱輻射邊界，熱輻射系數(shù)均為0.85，側(cè)面溫度邊界也為熱輻射邊界，粘貼保溫材料時，熱輻射系數(shù)為0.025，去除保溫材料時，熱輻射系數(shù)為0.85。頂面應(yīng)力邊界為均布荷載，無堆載加熱階段頂面荷載為0，分級堆載壓階段頂面荷載為11.25 kPa/級，底面應(yīng)力邊界為固定支座，側(cè)面應(yīng)力邊界為滑動支座。頂面滲流邊界為透水邊界，底面、側(cè)面滲流邊界為不透水。

(3)網(wǎng)格劃分

采用三角形棱柱單元進行網(wǎng)格劃分(圖7)，單元體總數(shù)共計3 440個，節(jié)點自由度包括位移、孔壓和溫度。

圖7 模型網(wǎng)格劃分圖Fig.7 Grid division diagram of the model

3.2 模擬結(jié)果分析

(1)溫度

模型試驗中各傳感器的溫度試驗值與相應(yīng)位置的有限元模擬值對比曲線如圖8所示，可知3，4號傳感器在分級堆載階段(216～432 h)的模擬值與試驗值有微小的差異，各傳感器在恒載降溫階段(432～480 h)后期溫度模擬值微高于溫度試驗值，但各傳感器的溫度模擬值與試驗值整體具有較好的吻合性。進一步驗證了在管井比足夠小(≤0.2)時，熱固結(jié)問題的初步分析中溫度場可簡化為軸對稱分布的可行性。

(2)孔隙水壓力

模型試驗中各傳感器的孔壓試驗值與相應(yīng)位置的有限元模擬值對比曲線如圖9所示，可知無堆載加熱階段(0～216 h)孔壓模擬值也表現(xiàn)為先快速增大，然后緩慢消散至0，與試驗值相比，其規(guī)律一致，僅峰值有所不同;分級堆載階段(216～432 h)各位置孔壓模擬值均瞬時增大至極大值，隨后緩慢消散至0，與試驗值相比，其消散曲線類似，僅各級堆載壓力下的殘余孔壓為0，這是因為一方面本文有限元模擬采用理想熱彈性本構(gòu)，而土體實際為彈塑性體，另一方面本文僅考慮達西流，有關(guān)模型試驗中的殘余孔壓現(xiàn)象上文已有詳細分析，此處不再贅述。恒載降溫階段(432～480 h)孔壓模擬值也呈現(xiàn)出快速減小至負值再緩慢增大至0的現(xiàn)象，與試驗值相比，其規(guī)律一致，僅峰值有所不同。

圖8 溫度模擬值與試驗值對比曲線Fig.8 Comparison of simulation values of temperature with test values

(3)地表沉降

模型試驗中地表沉降試驗值與有限元模擬值對比曲線如圖10所示。無堆載加熱階段(0～216 h)沉降模擬值表現(xiàn)為先快速隆起，然后緩慢下沉，但最終沉降表現(xiàn)為隆起，這是因為有限元模擬中沒有考慮土體先期固結(jié)壓力減少產(chǎn)生的沉降;分級堆載階段(216～432 h)沉降模擬值的發(fā)展變化規(guī)律與測量值一致，但各級堆載壓力下的沉降相等，均為22.702 mm，系因有限元模擬采用理想熱彈性本構(gòu)所致，為與傳統(tǒng)排水固結(jié)法處理地基效率進行對比，對有限元模型進行退化(即不耦合溫度的退化模型)，并進行三級堆載預(yù)壓，任一級堆載壓力下，地表沉降的發(fā)展較耦合模型變緩;恒載降溫階段(432～480 h)沉降模擬值隨溫度降低逐漸增大，但在量值上較試驗值有較大差異，這是因為模擬值中沉降的增大主要是由土體熱脹冷縮所致，而試驗值中的沉降主要是土體有效應(yīng)力增大(殘余孔壓消散)引起的壓縮所致。

(4)固結(jié)度

任一級堆載壓力下，耦合模型與退化模型中以地表沉降定義的地基平均固結(jié)度對比曲線如圖11所示，可知耦合模型地基平均固結(jié)度發(fā)展較退化模型快，取地基平均固結(jié)度90%時，耦合模型所用時間較退化模型減少43.0%。

圖9 孔壓模擬值與試驗值對比曲線Fig.9 Comparison of simulation values of pore-pressure with test values

圖10 沉降模擬值與試驗值對比曲線Fig.10 Comparison of simulation values of settlement with test values

圖11 地基平均固結(jié)度對比曲線Fig.11 Contrast curves of the average degree of consolidation of foundations

4 結(jié)論

(1)無堆載加熱階段，土體孔隙水壓力先增大后消散，地表沉降先隆起后下沉，加熱作用下地基土體發(fā)生固結(jié)。

(2)模擬條件下，分級堆載階段，耦合模型地基固結(jié)速率較退化模型快，取地基平均固結(jié)度90%時，耦合模型所用時間較退化模型減少43.0%。從有限元模擬結(jié)果初步推斷熱排水固結(jié)可有效縮短軟基處理周期。

(3)恒載降溫階段，降溫能使殘余孔壓快速消散，土體有效應(yīng)力增加，土體沉降繼續(xù)增大。從模型試驗結(jié)果初步推斷熱排水固結(jié)可使地基殘余孔壓快速消失，保證了軟基處理效果。

［1］ Pothiraksanon C，Dennes T B，Abuel-Naga H M.Full-scale embankment consolidation test using prefabricated vertical thermal drains［J］.Soils and Foundations，2010，50(5):599-608.

［2］ Tidfors M，SALLFORS G.Temperature effect on preconsolidation pressure［J］.Geotechnical Testing Journal，1989，12(1):93-97.

［3］ Boudali M.Viscous behavior of natural clays［J］.Proc.13th ICSMFE，1994(1):411-416.

［4］ Towhata I，Kuntiwattanaku P，Seko I，et al.Volume change of clays induced by heating as observed in consolidation tests［J］. Soils and Foundations，1993，33(4):170-183.

［5］ Sultan N，Delage P，Cui Y J.Temperature effects on the volume change behaviour of Boon clay［J］.Engineering Geology，2002，64:135-145.

［6］ Abuel-Naga H M，Dennes T B，Bouazza A.Thermally induced volume change and excess pore water pressure of soft Bangkok clay［J］.Engineering Geology，2007，89:144-154.

［7］ Laloui L，Cekerevac C.Thermo-plasticity of clays:an isotropic yield mechanism［J］.Comput Geotech，2003，30(8):649-660.

［8］ Tsutsumia A，Tanakab H.Combined effects of strain rate and temperature on consolidation behavior of clayey soils［J］.Soils and Foundations，2012，52(2):207-215.

［9］ 吳瑞潛，謝康和，程永鋒，等.初始孔壓均布的飽和土一維熱固結(jié)解析解［J］.科技通報，2009，25(1):66-71.［WU R Q，XIE K H，CHENG Y F，etal. AnalyticalSolution for One-dimensional Thermal Consolidation of Saturated Soil with Uniform Initial Excess Pore-water Pressure Distribution［J］.Bulletin of Science and Technology，2009，25(1):66-71.(in Chinese)］

［10］ 白冰.無限長圓柱飽和多孔熱彈性介質(zhì)的固結(jié)解［J］.巖土工程學報，2010，32(11):1665-1670.［BAI B.Consolidation solutions of a saturated porothermoelastic cylinder with infinit length［J］.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2010，32(11):1665-1670.(in Chinese)］

［11］ 尹鐵鋒，劉干斌，郭楨，等.豎井地基熱排水固結(jié)理論初探［J］.水文地質(zhì)工程地質(zhì)，2014，41(3):41-46.［YIN T F，LIU G B，GUO Z，et al.A preliminary study of the theory consolidation by vertical drain［J］.Hydrogeology ＆ Engineering Geology，2014，41(3):41-46.(in Chinese)］

［12］ 陶海冰，謝康和，劉干斌，等.考慮溫度耦合效應(yīng)的豎井地基固結(jié)有限元分析［J］.巖土力學，2013，34(增刊1):494-500.［TAO H B，XIE K H，LIU G B，et al.Finite element analysis of consolidation by vertical drains coupled thermo-hydro-mechanical effect［J］.Rock and Soil Mechanics，2013，34(Sup1):494-500.(in Chinese)］

［13］ 鄧岳保，謝康和，李傳勛.考慮非達西滲流的比奧固結(jié)有限元分析［J］.巖土工程學報，2012，34(11):2058-2065.［DENG Y B，XIE K H，LI C X.Finite element analysis of Biot’s consolidation with non-Darcian flow ［J］. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2012，34(11):2058-2065.(in Chinese)］

［14］ 尹鐵鋒，劉干斌，郭楨.寧波地區(qū)典型軟黏土熱固結(jié)特性理論與試驗研究［J］.建筑結(jié)構(gòu)，2014，44(8):66-69.［YIN T F，LIU G B，G UO Z.Theoretical and experimentalstudieson thermal consolidation’s characteristics of soft clay of Ningbo region［J］.Building Structure，2014，44(8):66-69.(in Chinese)］