空腔RC构件作为桥墩柱被广泛应用于各类桥梁，产生了良好的社会和经济效益。近年来，各类空腔RC框架柱在建筑工程领域也得到了逐步的发展和应用。这主要是由于设置空腔对截面的惯性矩影响较小，结合科学合理的纵筋和箍筋构造，可保证该类构件的抗震性能。相比实心框架柱，空腔框架柱可以节省材料，减轻自重。
沈聚敏等[1]对装配式板柱体系中的RC空腔框架柱开展了抗震性能试验研究，设计了如图1所示的3种截面形式，分析了关键设计参数对空腔柱抗震性能的影响。结果表明空腔率的增加会降低构件的延性变形能力，围绕空腔配置螺旋箍筋的构件抗震性能显著优于配置矩形环箍的构件；同时空腔柱应具有足够的抗剪强度，避免发生斜截面破坏。然而值得注意的是，该研究中的螺旋箍筋仅能对内侧少量混凝土提供有效约束，当截面较大且轴压比较高时，空腔柱的抗震性能相对较差。针对一种应用于空心柱-箱形转换层-剪力墙结构体系中的空心柱，王学峰等[2]、田朝军等[3]对该类构件的力学性能及其结构抗震性能开展了数值模拟研究与理论分析研究，其所研究的空心柱截面与空心桥墩截面形式相似，截面尺寸较大(大于1300 mm)且截面中纵筋和箍筋数量较多，主要应用于转换层，对于柱截面相对较小，纵筋数量相对较少的框架、框剪等结构中的RC柱，该截面形式并不适用。
图1 文献[1]空腔柱截面
Fig.1 Section of hollow columns of ref[1]
空腔式RC桥墩在桥梁工程领域的应用较为普遍，相关研究也较为成熟。新西兰学者Park等[4]、Mander[5]和 Mander等[6]对如图 2所示的矩形空腔RC桥墩开展了相关研究，该构件采用了矩形环箍和连接箍筋，对空腔壁混凝土形成了有效约束，保证了该类构件的抗震性能，因此被广泛应用于实际桥梁工程中。大量国内外学者也针对该类空腔桥墩柱开展了相关研究[7-9]。然而，桥墩的轴压比普遍小于框架柱，该类截面形式能否充分保证框架柱以及整体框架的抗震性能尚不明确。此外，空腔桥墩截面中纵筋和箍筋的数量较多，不适用于截面尺度远小于桥墩的框架柱。
图2 RC空腔桥墩典型截面
Fig.2 Typical section of RC hollow bridge pier
本文提出了一种适用于RC框架的空腔式RC框架柱新型构造，如图3所示。其主要特点在于：1)截面角部设置螺旋箍筋，提供强有效的约束效应，提升空腔柱的抗震性能；2)截面内设置矩形环箍，保证构件的抗剪强度；3)截面内钢筋数量较少，箍筋形式较为简洁，加工方便，适用于建筑产业化的生产作业模式；4)空腔内设置倒角以满足保护层厚度的要求。
图3 新型空腔式RC框架柱构造
Fig.3 Proposed new type of RC frame hollow column
为了验证上述新型构造的合理性和可靠性，明确该新型空腔式RC框架柱的抗震性能，本文设计了3个空腔柱和1个对比实心柱足尺试件；开展了空腔柱和实心柱的抗震性能试验研究；分析了空腔柱在低周往复荷载作用下的破坏模式、承载能力、变形能力和耗能能力；明确了空腔率和轴力对空腔柱抗震性能的影响，本文的相关研究成果可为空腔式RC框架柱的进一步发展提供重要参考。
1 试验概况
1.1 试件设计与制作
本文共设计4个足尺RC柱试件，试件高度均为2.7 m。试件编号分别为SC1、HC1～HC3。其中，SC1为对比试件，采用传统实心截面，HC1～HC3采用本文提出的空腔式截面。试件几何尺寸及配筋如图 4所示，其主要设计参数为轴力(轴压比)和空腔率，各构件的主要设计参数见表1。本文在此参考《混凝土结构设计规范》[10]中工字截面和T型截面受压构件的轴压比，定义空腔柱构件计算轴压比时采用截面的实际面积。空腔率β定义为截面空腔面积与截面外轮廓面积的比值，对于本文研究的截面外轮廓和空腔均为正方形的空腔柱，β =(B- 2 ⋅tw)2 /B2，其中B为截面外轮廓边长，tw为空腔壁厚度。
表1 试件主要参数
Table 1 Parameters of specimens
试件编号 空腔率/(%)设计轴压比 试验轴压比 试验轴压力/kN SC1 — 0.30 0.10 1733.33 HC1 24.10 0.40 0.16 1733.33 HC2 24.10 0.20 0.07 866.66 HC3 36.00 0.47 0.15 1733.33
图4 试件几何尺寸及配筋图
Fig.4 Dimensions and reinforcement details of specimens
本文对上述试件开展抗震性能试验研究，以明确空腔柱的关键受力特性，具体而言：
1)SC1和HC1：相同轴力，不同截面形式，对比实心柱与空腔柱的抗震性能；
2)HC1和HC3：相同轴力和截面形式，不同空腔率，研究空腔率对空腔柱抗震性能的影响；
3)HC1和HC2：相同截面形式和空腔率，不同轴力，研究轴力水准对空腔柱抗震性能的影响。
空腔柱试件HC1～HC3的角部设置螺旋箍筋，螺旋箍筋采用HPB300，箍筋直径均为8 mm。为提供强有效的混凝土约束效果，螺旋箍筋间距取《混凝土结构设计规范》中建议的最小值40 mm，其形状和布置如图5(a)、图5(c)所示。HC1、HC2和HC3中螺旋箍筋的螺旋外径分别为130 mm、130 mm和100 mm。为了满足混凝土保护层的要求，在空腔的角部设置了边长为50 mm的倒角。
为了方便试件的制作，空腔柱试件采用如图5(b)所示的聚苯乙烯(EPS)泡沫板拼合而成的空心模进行浇筑。具体而言，绑扎钢筋骨架时，将空心模固定在设计的位置，在外部模板和空心模之间浇筑一次混凝土即可制作空腔柱试件(如图5(c)所示)。由于EPS泡沫的强度和刚度均远小于混凝土，对整体试件刚度和承载力的影响几乎可以可忽略不计，因此可认为其不会对空腔柱的抗震性能产生影响。
图5 空腔柱试件制作
Fig.5 Fabrication of hollow column specimens
1.2 材料性能
试件混凝土强度等级均为C40，每次浇筑试件混凝土制作6个 150 mm×150 mm×300 mm的棱柱体试块，材性试验结果见表 2。试验试件所用钢筋的材性试验结果见表3。
表2 混凝土材料性能 /MPa
Table 2 Mechanical properties of concrete
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表3 钢筋材料性能
Table 3 Mechanical properties of reinforcements
试件编号fy/MPafu/MPaE/(×105 MPa)伸长率/(%)■18 617.00 677.75 2.01 32.70■8 404.50 456.50 1.99 29.45 φ8 358.75 435.75 2.02 29.23
1.3 加载和量测方案
试验加载装置如图6所示。试件的地梁用钢压梁和丝杠固定在试验台座上以模拟固结边界条件。各用一个作动器施加作用在柱顶的竖向力和水平力，竖向和水平作动器吨位分别为200 t和100 t。竖向作动器底座与加载架横梁之间设置了滚轴，以保证竖向作动器随柱顶水平移动。水平荷载加载点距柱底端2000 mm。
试验采用拟静力试验方案，在保证定轴力的情况下，对试件柱施加低周往复水平荷载。为更好地对比相同位移角下不同构件的抗震性能和损伤特征，本试验全程通过控制位移实现低周往复水平荷载的加载，共分13级加载，各级位移加载2个循环：第1级位移角幅值为0.1% (2 mm)，以0.1% (2 mm)为每级位移角的增量，加载至位移角幅值为 0.5%(10 mm)；其后，以0.25% (5 mm)为每级位移角的增量，加载至位移角幅值为1%；最终以0.5% (10 mm)为每级位移角的增量，加载至幅值为4% (80 mm)。如果完成上述13级水平低周往复荷载加载后构件仍未产生显著破坏，本试验正向单调加载至位移角超过6%(作动器最大行程为130 mm，对应的最大位移角为6.5%)，研究各试件在大变形下的损伤机理和破坏特征。上述水平荷载加载历程如图7所示。
图6 试验装置
Fig.6 Test setup
图7 水平荷载加载历程
Fig.7 Loading history of lateral load
试验的测点主要包括3类：1)荷载测点，包括水平和竖向作动器荷载；2)位移测点，主要包括距柱底端100 mm、400 mm、800 mm、1650 mm、2000 mm (水平力作用线高度)处的水平力加载方向的位移、地梁位移以及试件面外位移；3)钢筋应变测点，如图8所示。以上三类测点数据通过数据采集仪实时采集，采样频率为1 Hz。
图8 钢筋应变测点设置
Fig.8 Arrangement of strain gauges
2 试验现象及破坏特征
为方便表述，定义试件与加载方向平行的平面为S面、N面，与加载方向垂直的平面为E面、W面，如图9所示。水平位移指试验过程中加载点处的水平位移。位移角为加载点处的水平位移与水平荷载加载点高度(2000 mm)的比值。
图9 试件N、S、W、E面示意图
Fig.9 N, S, W and E sides of specimens
2.1 SC1
实心柱试件 SC1加载过程中的主要试验现象见表4，裂缝发展过程见图10，最终破坏形态见图11。从上述图表可知，试件SC1的破坏形态为典型的弯曲破坏。
表4 试件SC1主要试验现象
Table 4 Key experimental phenomenon of SC1
水平 位移角/现象描述位移/mm(%)4 0.20 S面出现水平弯曲裂缝6 0.30 纵筋屈服15 0.75 S面水平裂缝迅速增多W面出现贯通截面的水平裂缝S面水平弯曲裂缝贯通，少量斜向发展受压区保护30 1.50层混凝土呈现压酥状态；正、负向水平承载力均达到峰值40 2.00 W面保护层混凝土明显剥落S面裂缝继续发展，裂缝宽度增加W面距基础顶面150 mm高度内保护层混凝土大80 4.00量剥落，箍筋露出；正、负向水平承载力下降至80%左右120 6.00 柱脚保护层混凝土几乎全部剥落，纵筋露出，纵筋屈曲；水平承载力下降至67%，试验终止
图10 SC1裂缝发展图 (S面)
Fig.10 Propagation of crack of SC1 (S side)
图11 SC1最终破坏形态
Fig.11 Final failure mode of SC1
2.2 HC1
高轴力低空腔率试件 HC1主要试验现象见表5，裂缝发展过程见图12，最终破坏形态见图13。
表5 试件HC1主要试验现象
Table 5 Key experimental phenomenon of HC1
水平 位移角/现象描述位移/mm(%)6 0.30 S面出现水平弯曲裂缝8 0.40 W面出现贯通裂缝，与S面裂缝相交10 0.50 纵筋屈服15 0.75 S面水平裂缝向中和轴延伸兵逐渐发展为弯剪斜裂缝S面水平裂缝迅速发展，弯剪斜裂缝数量增多，20 1.00弯曲裂缝宽度更大；柱脚受压区保护层混凝土出现竖向受压裂缝30 1.50 柱脚受压区保护层混凝土明显剥落水平承载力达到峰值W面距基础顶面250 mm高度范围内混凝土保70 3.50护层几乎全部剥落，截面中部没有螺旋箍筋约束的混凝土压碎较严重；W 面露出螺旋箍筋、矩形环箍W面矩形环箍内侧混凝土开始压碎并剥落；角部螺旋箍筋外侧保护层混凝土大量剥落80 4.00(600 mm 高)，螺旋箍筋表现出良好的约束效果，螺旋箍筋约束混凝土未出现压碎剥落现象；W面中部纵筋屈曲W 面空腔壁部位更多混凝土出现压碎和剥落120 6.00现象；螺旋箍筋内部混凝土仍未出现压碎剥落现象；水平承载力下降至68%，试验终止
图12 HC1裂缝发展图(S面)
图13 HC1最终破坏形态
Fig.13 Final failure mode of HC1
与SC1相类似，HC1也呈现出较明显的弯曲破坏特征。试验初期，在S面边缘处首先出现水平弯曲裂缝。随着荷载的增加，S面水平裂缝扩展至空腔壁处成为斜裂缝。由于空腔部位截面抗剪面积小，空腔壁混凝土承受了更大的剪应力，同时，空腔截面竖向压应力水平相对实心柱更高，导致斜裂缝与试件高度方向的夹角比SC1小。在水平承载力达到峰值后，随着水平位移的进一步增大，W面空腔壁混凝土首先出现压碎现象，这主要是由于该部分混凝土并未设置有效的箍筋提供约束，其极限压应变相对较小。角部混凝土由于设置了可提供优良约束效果的螺旋箍筋，其延性变形能力则得到了显著提升。虽然角部混凝土并未出现压碎的现象，但由于空腔壁处出现压碎现象，承载力出现了一定程度的下降。随着水平位移的持续增大，W面空腔壁更多混凝土压碎剥落退出工作，导致纵筋发生屈曲，当位移达到80mm时水平承载力下降至88%。持续加载至120 mm (位移角6%)，水平承载力下降至峰值的68%，试验终止。
对比HC1与SC1的试验现象，可以发现空腔柱的主要受力特征如下：
1)弯曲水平裂缝延伸至空腔壁区域会产生大量的斜裂缝，弯曲裂缝宽度大于斜裂缝。相比于实心柱，空腔柱的塑性区段呈现出一定的受剪损伤特性，但总体上空腔率较低的HC1其最终破坏形态仍然为弯曲破坏；
2)水平承载力达到峰值后，W 面空腔壁混凝土开始被压碎，由于螺旋箍筋的约束作用，角部混凝土仍处在良好的工作状态，使得空腔柱试件具有较好的延性变形能力和稳定的滞回耗能能力。
2.3 HC2
HC2与HC1截面完全相同，轴力为HC1的0.5倍。裂缝发展过程见图14，最终破坏形态见图15。
图14 HC2裂缝发展图(S面)
Fig.14 Propagation of crack of HC2 (S side)
图15 HC2最终破坏形态
Fig.15 Final failure mode of HC2
HC2破坏形态同样为弯曲破坏，试验现象与HC1类似之处不再赘述，本文在此主要介绍两者的差别：
1)HC2水平裂缝和弯曲裂缝出现更早，宽度更大，S面弯曲水平裂缝、W面贯通裂缝和S面斜裂缝均比 HC1更早出现，分别出现于水平位移为4 mm、4 mm、10 mm。纵筋屈服位移为8 mm；
2)HC2更晚出现柱脚混凝土的压酥、剥落现象，分别出现于水平位移为40 mm、50 mm；
3)HC2的剪切损伤特性相对HC1较不显著，HC2的整体破坏模式同样是弯曲破坏。
HC2与HC1试验现象的差异表明，轴力对空腔柱的裂缝开展和变形模式存在一定影响，较低的轴力作用下，弯曲裂缝开展更早，宽度更大。斜裂缝开展宽度较小，受剪破坏特征不显著。
2.4 HC3
高轴力高空腔率试件 HC3裂缝发展过程见图16，最终破坏形态见图17。
HC3的破坏形态为弯剪破坏，且在试验中发生了倒塌。水平位移70 mm内的试验现象与HC1类似，本文在此主要介绍加载至70 mm后的差异以及关键现象：
1)HC3斜裂缝发展更迅速，加载至15 mm时S面即产生大量斜裂缝。纵筋屈服位移为6 mm；
图16 HC3裂缝发展图(S面)
Fig.16 Propagation of crack of HC3 (S side)
图17 HC3最终破坏形态
Fig.17 Final failure mode of HC3
2)承载力达到峰值后，随着位移的增加，HC3的 W 面空腔部分混凝土压碎剥落现象更严重，加载至70 mm时，W面矩形环箍内侧混凝土开始压碎并剥落，S面空腔壁混凝土斜裂缝宽度增加并出现剥落现象；
3)80 mm位移级别的第1个循环，正向加载时，水平承载力迅速下降，加载至70 mm时，水平承载力几乎完全丧失。此时柱脚局部破坏形态见图17(a)，W面空腔壁比角部混凝土剥落现象更严重。螺旋箍筋约束混凝土尚未出现压溃现象，试件仍能提供足够的竖向承载力。S面剪切裂缝宽度迅速增大。N面大量混凝土剪压破坏并剥落，如图17(b)；
4)水平承载力丧失后，停止水平正向加载，随即开始反向卸载。在卸载过程中构件恢复了水平承载力，卸载至正向 35 mm时，水平承载力达到200 kN，此时试件突然发生倒塌，丧失水平承载力和竖向承载力，详见3.1节及图18(d)；
5)HC3发生倒塌后的破坏形态如图17(c)、图17(d)所示。S面空腔壁混凝土在剪应力和压应力复合应力作用下完全破坏，斜裂缝贯穿空腔壁，试件内部的EPS空心模露出，空腔壁丧失了抗剪和抗压强度且斜裂缝宽度显著大于水平弯曲裂缝；角部螺旋箍筋内混凝土压溃，螺旋箍筋严重屈曲，螺旋箍筋内纵筋屈曲并断裂；截面内其它纵筋也发生了不同程度的屈曲现象。HC3截面削弱显著多于HC1。
HC3与HC1试验现象的显著差异表明，空腔率对空腔柱的破坏模式具有重要影响，过小的空腔率取值会导致空腔壁较薄，受压区混凝土面积小，在较大的压应力和剪应力共同作用下，空腔壁混凝土被整体压碎，发生了弯剪破坏，最终发生了倒塌。然而值得注意的是，在位移角达到抗震规范[11]规定的框架结构弹塑性层间位移角限值2%时，HC3仍具有足够的抗侧能力，且构件以弯曲破坏为主。当位移角达到3.25%时，水平承载力下降至85%，此时构件的破坏仍以弯曲破坏为主。当位移角达到3.5%时，由于空腔率过大，空墙壁混凝土退出工作过多，导致截面产生了弯剪破坏，导致了整体构件的破坏。说明在规范限值的层间位移角变形内，HC3仍具有较为理想的抗震性能。在超出规范限值层间位移角0.75倍的大位移阶段，发生了弯剪破坏。
3 实验结果及其分析
3.1 荷载-位移滞回曲线
试验试件的水平荷载-加载点水平位移滞回曲线和竖向荷载-加载点水平位移滞回曲线如图18所示。各试件的水平荷载-加载点水平位移滞回曲线在破坏前的具有类似的特征，均为较为饱满的纺锤形，表现出一定程度的捏拢现象。高空腔率试件 HC3捏拢现象更显著。结合各试件的竖向荷载-加载点水平位移滞回曲线可见，SC1、HC1、HC2在试验加载全过程均具有足够的竖向承载力，而 HC3在最后一圈卸载时发生了倒塌，丧失了水平和竖向承载力。
图18 试验滞回曲线
Fig.18 Hysteretic curves of specimens
3.2 骨架曲线、承载能力与变形能力
试验试件的骨架曲线如图19所示。骨架曲线的特征点包括屈服点、峰值点和极限点见表6。其中，屈服点采用Park法[12]确定，极限点定义为水平承载力下降至 85%的点。为了评价试验试件的变形变形能力，计算了各试件的延性系数μ[13-14]，见表6。
图19 骨架曲线
Fig.19 Skeleton curves of specimens
表6 各试件骨架曲线特征点及延性
Table 6 Values of characteristic points on skeleton curves and ductility
注：表中HC1、HC2极限位移为正向值，其余数据均为正、负向平均值。
试件 屈服点 峰值点 极限点 延性编号 Δy/Fy /Δmax /Fmax /Δu /Fu/系数mmkNmmkNmmkNμ=Δu/Δy SC1 13.5 389.7 30.0 443.8 71.5 377.2 5.29 HC1 12.0 358.8 30.3 428.9 88.8 364.6 7.39 HC2 13.5 271.7 35.0 315.7 104.3 267.1 7.70 HC3 12.2 347.9 30.1 422.8 66.6 359.4 5.45
从图19和表6可以看出：
1)试件的极限位移角为1/30～1/19，均大于《建筑抗震设计规范》中RC框架结构大震弹塑性层间位移角限值1/50。
2)同轴力作用下，相比于实心柱SC1，空腔柱HC1的承载力仅下降了3%，但位移延性系数提高了40%。验证了本文提出的角部螺旋箍筋构造可有效约束角部混凝土，提高约束混凝土的承载力和延性变形能力，实现与实心柱相当甚至更好的抗震性能。同时空腔柱的纵筋配置与实心柱不同，位于截面边缘的钢筋数量更多，这同样对空腔柱的承载能力有利。
3)HC2相比于HC1承载力下降了26%，延性提高了4%。承载力下降是由于HC2的轴压力仅为HC1的一半，截面极限弯矩随之降低。延性系数的提高说明轴力对空腔柱的延性存在一定影响，空腔柱在较小的轴力作用下会表现出更好的延性。值得注意的是，虽然HC1的轴压力为HC2的两倍，由于螺旋箍筋对混凝土的约束显著提升了约束区混凝土的延性，HC1与HC2延性的差别并不显著。
4)HC3与HC1骨架曲线在峰值点前基本重合，峰值点后具有较为显著的差别。具体而言，HC3相比与HC1承载力仅下降了1%，而延性系数下降了26%。结合2.3.1节试验现象发现，峰值点前，HC1与HC3试件截面均未发生严重削弱，两者抗弯强度相近。峰值点后，由于HC3空腔壁相对较薄，HC3的受力混凝土显著少于HC1，在外荷载作用下退出工作，导致抗剪承载力降低，发生弯剪破坏，导致截面的抗弯承载能力迅速下降，发生倒塌。说明空腔率对空腔柱的抗震性能有着显著的影响，过低的空腔率会导致空腔柱在大位移下变形能力不足，延性较差，导致弯剪破坏。
5)值得注意的是，HC3与HC1在位移角达到规范规定的层间位移角限值 2%时，仍具有相近的抗侧承载力，当位移角达到 3.5%时，HC3发生弯剪破坏。说明HC3虽然在大位移下发生弯剪破坏，但在规范限值内仍具有较为理想的抗震性能。
3.3 刚度退化
试件的割线刚度随着循环加载位移级别的增加而降低的现象称为刚度退化[13-14]，为了对比各试件刚度退化的程度，定义各位移级别的割线刚度与初始刚度的比值Ki/K0为相对刚度。各试件的相对刚度退化曲线见图20。各试件刚度退化趋势大致相当，峰值点前，试件的刚度随着位移增加迅速衰减，峰值点后，刚度衰减的程度渐趋平缓。水平位移为60 mm～70 mm时，高空腔率空腔率试件HC3刚度明显下降，而其他3个试件刚度衰减的趋势较为平稳，未出现突降。结合前述相关分析，这是由于此时HC3截面开始严重削弱，截面承载力迅速下降。
图20 割线刚度退化曲线
Fig.20 Stiffness degradation curves
3.4 耗能性能
耗能性能是构件抗震性能的重要指标，本文采用累积滞回耗能[13]定量分析试件的耗能性能。由图21可见，各试件耗能性能基本相近，这说明空腔柱与实心柱的耗能性能相近。低轴力试件HC2的累积滞回耗能略低于其它3个试件，这是由于该试件水平承载力的绝对值较小。
图21 累积滞回耗能曲线
Fig.21 Cumulative dissipated energy of specimens
4 结论
本文提出了一种角部采用螺旋箍筋约束的新型空腔式RC框架柱，为了明确该新型柱的抗震性能，设计了3个空腔柱和1个实心柱足尺试件，开展了上述构件的抗震性能试验研究，得到下述结论：
(1)实心柱与低空腔率空腔柱试件的破坏形态为弯曲破坏，高空腔率试件的破坏形态为弯剪破坏，且在试验中发生了倒塌。
(2)各试件的极限位移角为1/30～1/19，均大于《建筑抗震设计规范》中RC框架结构大震弹塑性层间位移角限值1/50。
(3)角部螺旋箍筋提供了强有效的混凝土约束，使得空腔柱具有较好的抗震性能，相同轴力作用下，发生弯曲破坏的空腔柱与实心柱承载能力相当，延性优于实心柱。
(4)轴力大小对空腔柱的裂缝开展、破坏形式、承载力、位移延性系数存在一定影响，相比于高轴力试件，低轴力试件弯曲裂缝开展更早，宽度更大。斜裂缝开展宽度较小，受剪破坏特征不显著，延性更好。
(5)空腔率对空腔柱的抗震性能影响较大，在本文研究的空腔率范围内，两种空腔率构件的极限抗弯承载力基本相当，在 2%的位移角下均未产生明显的破坏。但在较大位移角水平下(3.5%)，高空腔率试件因空腔壁较薄，在较大的压应力和剪应力共同作用下，空腔壁混凝土被整体压碎，发生了弯剪破坏，最终发生了倒塌，延性低于同轴力水准下的低空腔率试件。
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