部分包裹组合柱由H型钢或焊接H形截面及其翼缘板之间填充的混凝土组成，常用作高层建筑中的轴压或偏压构件^[1-2]，具有承载力高、节省材料、施工便捷等优点。其翼缘板可归类为三边固支、一边自由，并在面外受混凝土单侧约束的矩形平板。在轴心压力的作用下，部分包裹组合柱的典型破坏模式为钢翼缘板局部屈曲并伴随附近混凝土压碎破坏^[3-5]。通过限制板件的宽厚比，可使翼缘板在达到材料屈服强度前不发生局部屈曲，从而提高部分包裹组合柱的承载力^[6]。

欧洲规范EN 1994-1-1^[7]和澳大利亚规范AS/NZS 2327：2017^[8]给出的部分包裹组合柱翼缘板的宽厚比限值分别为$22\sqrt {{{235}/{{f_{\rm{y}}}}}}$和$25\sqrt {{{250}/{{f_{\rm{y}}}}}}$(f_y为钢材的屈服强度)，适用的最高强度等级分别为S460和S690。如对于屈服应力为235 MPa的钢材，弹性模量E取206 GPa，根据EN 1994-1-1^[7]和AS/NZS 2327：2017^[8]计算得到的部分包裹组合柱翼缘板宽厚比限值分别为22和26。可见，按不同规范计算所得的宽厚比限值有较大差别。此外，对于屈服强度大于690 MPa的高强度钢材尚无可参考的规范条文。

国内外有学者针对普通强度钢材制作的部分包裹组合柱翼缘板的局部屈曲性能和宽厚比限值进行了试验研究和数值模拟。Uy^[9]进行了部分包裹组合柱的轴压试验，结果表明，混凝土的单侧约束作用可以显著提高翼缘板的局部屈曲荷载，规范中传统钢结构的有效宽度计算公式和宽厚比限值不适用于受混凝土单侧约束的板件。Chicoine等^[4]和Tremblay等^[5]通过试验结果拟合出了受混凝土单侧约束翼缘板的有效宽度计算公式，给出了考虑翼缘板局部屈曲的部分包裹组合柱轴心受压承载力计算公式。Song等^[10]采用非线性有限元法，研究了残余应力和初始缺陷对部分包裹组合柱翼缘板局部屈曲的影响，并利用大量的数值试验结果进行回归分析，给出了受混凝土单侧约束翼缘板的极限强度公式和宽厚比限值。

对于采用无屈服平台、名义屈服强度不小于460 MPa的高强度钢材制作的部分包裹组合柱，Huang等^[11]和Li等^[12]分别开展了690 MPa和960 MPa钢材制作的部分包裹组合柱的轴压试验，并结合数值模拟的结果，得到翼缘板宽厚比限值分别为12.6和10.1。

在理论研究方面，Pignataro等^[13]、Uy等^[14]、赵根田和朱晓娟^[15]研究了受混凝土单侧约束翼缘板的弹性屈曲性能，得到的弹性屈曲系数均在2.0左右。但当板件的临界屈曲应力超过钢材的比例极限后，仍采用弹性理论分析将产生较大的误差。Wright^[16-17]采用塑性流动理论研究了单侧约束平板的弹塑性屈曲性能，推导了宽厚比限值的计算式，但由于式中板件弹、塑性状态的各方向弯曲刚度和剪切刚度须通过试验确定，使得该计算式难以直接应用于工程设计。

本文以弹塑性屈曲近似计算方法(Bleich法^[18])为基础，结合里兹法推导单侧约束、三边固支、一边自由高强钢板的弹塑性屈曲应力，进而给出板件宽厚比限值的近似计算公式。为了验证所提出的宽厚比限值的可靠性，采用经过试验验证的有限元模型，进行部分包裹组合柱翼缘轴压数值模拟。将本文提出的单侧约束、三边固支、一边自由高强钢板的宽厚比限值与相关规范进行对比，给出设计建议。

1   单侧约束板的弹塑性屈曲

宽厚比较小的板件发生局部屈曲时，平行于荷载方向的正应力可能已经超过了材料的比例极限而进入了弹塑性范围。研究板件的弹塑性屈曲主要有两种方法：一是以塑性力学为基础，采用弹塑性变形理论或流动理论^[19]；二是以正交异性板理论为基础，认为板件发生弹塑性屈曲后在平行于荷载方向和垂直于荷载方向的刚度是不同的，Bleich^[18]提出的弹塑性屈曲近似计算方法即属于此类。本文采用Bleich法^[18]推导单侧约束、三边支承、一边自由高强钢板的弹塑性屈曲应力及宽厚比限值。

1.1   平衡微分方程

取部分包裹组合柱的一块翼缘板为研究对象，如图1所示。板件的长度、宽度、厚度分别为a、b、t。假定混凝土为刚性介质以考虑其对翼缘板的单侧约束作用^[20-21]，忽略钢板与混凝土界面的粘结和摩擦作用。仅在钢板中面施加均匀压应力σ_x，则板件单位长度上的中面力为${N_x} = - {\sigma _x}t$。板件发生局部屈曲时，在刚性介质的面外单侧约束影响下，板件仅能向面外另一侧变形，见图1(a)。对于加载边，在屈曲波之间的节线处板件未发生转动，可认为是固支边界；对于非加载边，考虑到部分包裹组合柱的翼缘板与腹板的连接使其转动困难，也可近似为固支边界，另一非加载边则为自由边，见图1(b)。力学模型中未考虑焊接残余应力和几何初始缺陷的影响。

图  1  单侧约束板的局部屈曲

Figure  1.  Local buckling of unilateral restrained plate

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根据弹性板的小挠度理论，面内受单向均匀压应力作用的矩形平板的平衡微分方程为：

式中：$D = {{E{t^3}}/{[ {12( {1 - {\nu ^2}} )} ]}}$为单位宽度板的抗弯刚度；w为板件的面外变形函数；$\nu$为钢材的泊松比，取0.3。

图2为高强钢材的应力-应变曲线。图2中P点的应力σ_p和A点的应力σ_x分别为钢材的比例极限和板件发生弹塑性屈曲时平行于荷载方向(x向)的临界应力。假设A点处曲线的切线AT的倾角为θ，则切线模量E_t = tan θ。为了便于对板件各方向刚度进行修正，定义修正系数(弹模折减系数)η = E_t / E。

图  2  高强度钢材的应力-应变曲线

Figure  2.  Stress-strain curve of high-strength steel

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如果板件屈曲时应变进入非弹性区域，则不同方向的材料刚度将发生变化。Bleich^[18]建议，当σ_x>σ_p时，平行于荷载作用方向即x向的弹性模量E应修改为切线模量E_t，即式(1)中第一项应乘以修正系数η。由于垂直于荷载作用方向即y向的正应力仍处于弹性范围，弹性模量E仍然适用，即式(1)中第三项不变。式(1)中的第二项反映了板件的扭转特性，与x和y两个方向均有关系，该项乘以修正系数$\sqrt \eta$(即η和1的几何比例中值)。弹塑性状态钢材泊松比的微小变化对板件临界屈曲应力的影响不大，可忽略其变化。因此，修正板件刚度后，可由式(1)得到面内单向均匀受压平板的弹塑性屈曲平衡微分方程^[22]为：

1.2   里兹法求解弹塑性屈曲系数

式(2)是四阶偏微分方程，不易于直接求解，但可根据式(2)中板各个方向的刚度修正，采用里兹法求解单侧约束、三边固支、一边自由板件的弹塑性屈曲应力。

部分包裹组合柱翼缘板的两个加载边及一个非加载边可按固支考虑，另一个非加载边为自由边，故几何边界条件可表述为：

当x=0，a及y=0时：w=0；

当y=b时：w≠0。

选取式(3)作为板件局部屈曲时的面外变形函数，即可满足上述几何边界条件。

式中：a₁为常数；m为沿板纵向产生的屈曲波数量。

在弹塑性状态下，矩形平板产生面外微小变形w时的应变能为：

单位长度上的中面力N_x所做的功为：

将式(3)分别代入式(4)和式(5)可得：

板件的总势能为：

将式(6)和式(7)代入式(8)，根据势能驻值原理，令${{\partial \Pi }/{\partial {a_1}}} = 0$，可解得弹塑性屈曲临界应力：

其中，屈曲系数：

当$\partial k/\partial m = 0$时，屈曲系数有最小值：

令式(10)中的η = 1，可得单侧约束、三边固支、一边自由平板的弹性屈曲系数随板件长宽比的变化曲线，如图3所示。由图3可知，随着板件长宽比的增大，局部屈曲系数先急剧减小后缓慢增大；随着屈曲半波数的增加，屈曲系数曲线越来越平坦，并接近屈曲系数最小值1.97。该值与赵根田和朱晓娟^[15]采用伽辽金法得到的单侧约束翼缘板的弹性屈曲系数1.93非常接近。

图  3  屈曲系数随长宽比的变化

Figure  3.  Variation of buckling coefficient with aspect ratio

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由式(11)可知，当临界屈曲应力超过钢材比例极限时，若仍按弹性板计算则会高估板件的抗屈曲性能。因此，采用精确的钢材本构模型来确定修正系数η，是计算弹塑性屈曲应力的关键。

1.3   高强度钢材的本构模型

Ramberg-Osgood本构模型^[23-24]最早被用于描述铝合金、不锈钢等没有明显屈服平台的金属材料的非线性特性。对于同样没有屈服平台的高强度钢材也可以采用该模型。虽然Ramberg-Osgood模型对塑性应变大于0.2%时预测的应力偏高^[25]，但由于板件的弹塑性屈曲重点关注钢材比例极限之后至屈服之前的特性，故采用Ramberg-Osgood本构模型来研究高强钢板的弹塑性屈曲并不影响理论分析结果。

Ramberg-Osgood模型提出，材料的总应变ε为弹性应变ε_e和塑性应变ε_p之和，即：

式中：p为屈服强度f_y对应的塑性应变，取0.2%；n为应变硬化指数，对于高强度钢材n=16^[26-27]。

1.4   宽厚比限值

将式(12)两边对应力σ求微并取倒数，可得切线模量表达式：

令式(13)中的σ = σ_cr，与式(11)一起代入式(9)，可得：

式(14)即为单侧约束、三边固支、一边自由高强钢板的弹塑性屈曲应力隐式形式。图4为根据式(14)绘制的无量纲弹塑性屈曲应力(σ_cr/f_y)随相对宽厚比(${b/t}\sqrt {{{{f_{\rm{y}}}}/{460}}}$)的变化曲线。由图4可以看出：单侧约束三边支承高强钢板可根据宽厚比划分为塑性屈曲板件(相对宽厚比小于约15)、弹塑性屈曲板件(相对宽厚比在15~35)和弹性屈曲板件(相对宽厚比大于约35)。塑性屈曲板件与弹塑性屈曲板件的宽厚比分界点即为宽厚比限值。当板件的宽厚比小于宽厚比限值时，局部屈曲发生在材料屈服之后，故不会降低构件承载力。

图  4  弹塑性屈曲应力随相对宽厚比的变化

Figure  4.  Variation of elastic-plastic buckling stress with relative width-to-thickness ratio

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令式(14)中弹塑性屈曲应力σ_cr等于钢材屈服强度f_y，整理后得单侧约束、三边固支、一边自由高强钢板的宽厚比限值λ_p：

将E=206 GPa，$\nu = 0.3$，n=16，p=0.002代入式(15)，可得到部分包裹组合柱高强钢翼缘板的宽厚比限值：

2   有限元模拟

为验证本文提出的宽厚比限值的准确性，采用ABAQUS软件进行有限元模拟，对受混凝土单侧约束、三边固支、一边自由高强钢板在均布压应力作用下的局部屈曲性能展开研究。

2.1   有限元模型

采用有限元法模拟受混凝土单侧约束作用平板的局部屈曲时，由于存在非线性接触和大变形，常导致计算不易收敛。而ABAQUS的显式方法可以克服上述数值收敛问题，故本文采用显式方法对单侧约束、三边固支、一边自由高强钢板的轴心受压过程进行拟静力分析。

简化的高强钢部分包裹组合柱的有限元模型如图5所示。有限元模型中板件的长宽比取值对局部屈曲性能有较大的影响。由图3可知，屈曲系数最小值与屈曲半波数m无关，如果板件发生单波屈曲(即m=1)，则屈曲系数取最小值时，板件长宽比a/b为2.5，故本文有限元模型中板件的长宽比取2.5。

图  5  有限元模型

Figure  5.  Finite element model

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在有限元模型中，钢板和混凝土分别采用4节点减缩积分壳单元(S4R)和8节点减缩积分实体单元(C3D8R)模拟。为了保证计算精度并尽可能节约计算成本，经试算后确定壳单元的网格尺寸为钢板宽度的5%，实体单元的网格尺寸为混凝土块宽度的25%。钢板和混凝土界面的法向为“硬”接触关系，即在受拉时允许表面分离，在受压时表面不穿透。界面切向忽略钢板与混凝土之间的摩擦和粘结作用。钢板底端和混凝土底面均采用完全固结约束；钢板顶端的加载边允许x向平动，约束y、z向的平动和绕y轴的转动自由度；与腹板相连的非加载边亦仅释放x向平动自由度，约束y、z向的平动和绕x轴的转动自由度。钢板顶端耦合于参考点1，以便位移加载^[28]。根据Thai等^[29]的研究结果，采用ABAQUS的显式方法模拟准静态行为时，为了提高准确性，需要采用适宜的加载速度。本文中有限元模型加载的平均速度为1 mm/s^[22]。

钢材采用施刚和朱希^[26]提出的考虑应变硬化的多折线本构模型，如图6所示。图6中本构模型参数的取值参见文献[22]。该多折线模型对Ramberg-Osgood模型进行了修正，并经过线性逼近得到，兼顾了精度和计算效率。

图  6  高强钢材多折线本构模型

Figure  6.  Polygonal line constitutive model of high-strength steel

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由于均布压应力只施加在钢板上，仅考虑混凝土对板件的单侧约束作用，故忽略了混凝土的材料非线性。混凝土抗压强度取50 MPa，弹性模量取34.5 GPa。

板件截面的焊接残余压应力在有限元模型中采用“预定义场”的方法施加。为了便于参数化建模，采用Li等^[12]提出的矩形分布形式的高强钢焊接H形截面翼缘残余应力模型，见图7。在该模型中，靠近翼缘与腹板之间的焊缝附近为残余拉应力区，其宽度为${b_{\rm{t}}} = 10\ln t + 1$，翼缘外侧为残余压应力区。残余拉应力的大小为${\sigma _{{\rm{rt}}}} = ( 0.3\ln t +$$0.3){f_{\rm{y}}}$，残余压应力的大小可根据截面残余应力自平衡求得。钢板的几何初始缺陷采用在inp文件中修改关键字“Imperfection”的方法来添加。几何初始缺陷的形式采用三边支承矩形平板的一阶弹性屈曲模态，如图8所示。根据EN 1993-1-5^[30]建议，几何初始缺陷的大小取b/50。

图  7  残余应力模型

Figure  7.  Residual stress model

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图  8  几何初始缺陷

Figure  8.  Initial geometric imperfection

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2.2   模型验证

选取文献[11-12, 31]中的部分包裹组合柱翼缘局部屈曲试验试件，采用本文的有限元方法进行仿真分析。将有限元模拟得到的平均应力-应变曲线、破坏模式和极限荷载与试验结果对比。所选取的试件翼缘宽厚比包含了宽厚比限值可能存在的塑性屈曲范围和弹塑性屈曲范围。

试验试件与有限元模型的轴向平均应力-应变曲线对比见图9。由图9可知，有限元模型较准确地计算出了高强钢-混凝土部分包裹组合柱翼缘板的轴向平均应力-应变曲线。

图  9  轴向平均应力-应变曲线对比

Figure  9.  Comparison of axial average stress-strain curves

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试验试件与有限元模型的破坏模式对比见图10。由图10可知，有限元模型的屈曲破坏模式与试验试件的一致。值得注意的是，试验试件FI80-4^[11]的翼缘板出现两个屈曲半波，而有限元模拟只出现一个屈曲半波。这是因为有限元模型和试验试件FI80-4^[11]的翼缘板长宽比不同(分别为2.5和6.0)，根据屈曲系数、长宽比和半波数之间的关系(图3)可知，前者发生单波屈曲，后者发生双波屈曲，但二者的屈曲系数均接近最小值k_min。由此可见，本文中有限元模型板件长宽比的取值是合理的。

图  10  试件FI80-4^[11]的破坏模式对比

Figure  10.  Comparison of failure modes of specimen FI80-4^[11]

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有限元模拟得到的极限荷载与试验结果的对比见表1。二者之比的平均值和标准偏差分别为0.97和0.02。

表  1  极限荷载对比

Table  1.  Comparison of ultimate load

数据来源	试件	宽厚比b/t	板厚t /mm	屈服强度fy /MPa	有限元/试验
Huang等[11]	FI-1	20	5	739.8	0.96
	FI-2	25	5	739.8	0.99
	FI-3	30	5	739.8	0.95
	FI-4	35	5	739.8	0.98
Li等[12]	FI80-1	20	5	979.7	0.94
	FI80-2	25	5	979.7	0.99
	FI80-3	30	5	979.7	0.92
	FI80-4	35	5	979.7	0.98
Azad等[31]	D-I50	10	5	584.7	0.98
平均值					0.97
标准差					0.02

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综上，本文所采用的有限元模拟方法是可靠的，可以用来研究高强钢部分包裹组合柱翼缘板的局部屈曲性能。

2.3   数值试验

为验证宽厚比限值近似计算公式的准确性，本文采用有限元法进行了高强钢部分包裹组合柱翼缘板轴心受压的数值试验。数值试验中试件翼缘板的厚度为5 mm，宽度在40 mm~140 mm，宽厚比在8~28，尽可能覆盖了宽厚比限值所在的塑性屈曲和弹塑性屈曲范围，并在式(16)计算所得的宽厚比限值附近加密数据点。有限元模型包括了屈服强度为460 MPa~960 MPa的8种高强度钢材。

3   对比与讨论

本节将式(14)所得的弹塑性屈曲应力和式(16)所得的宽厚比限值与所收集的试验结果、有限元结果和相关设计规范作对比，并给出设计建议。

3.1   与试验和数值结果的对比

由式(14)所得的高强钢部分包裹组合柱翼缘板的弹塑性屈曲应力和式(16)所得的宽厚比限值与有限元结果的对比见图11和表2。由图11和表2可知，通过数值结果确定的不同强度等级钢材的宽厚比限值与式(16)非常接近，误差在3%~6%，平均误差仅为4%。有限元结果证明了式(16)的准确性。

图  11  有限元结果与式(14)和式(16)的对比

Figure  11.  Comparison of finite element results with Eqs. (14) and (16)

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表  2  宽厚比限值的对比

Table  2.  Comparison of the width-to-thickness ratio limits

屈服强度fy /MPa	式(16)		FEA			GB 50017−2017[33]			EN 1994-1-1[7]			AS/NZS 2327：2017[8]
	①		②	①/②		③	①/③		④	①/④		⑤	①/⑤
460	14.3		15.0	0.95		10.7	1.33		15.7	0.91		18.4	0.77
500	13.9		14.5	0.96		10.3	1.36		15.1	0.92		17.7	0.79
550	13.6		14.0	0.97		9.8	1.39		14.4	0.95		16.9	0.81
620	13.2		13.5	0.97		9.2	1.42		13.5	0.97		15.9	0.83
690	12.8		13.5	0.95		8.8	1.46		12.8	1.00		15.0	0.85
800	12.3		13.0	0.94		8.1	1.51		11.9	1.03		14.0	0.88
890	11.9		12.5	0.95		7.7	1.55		11.3	1.05		13.2	0.90
960	11.7		12.0	0.97		7.4	1.57		10.9	1.07		12.8	0.91
平均值				0.96			1.39			0.95			0.81

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Huang等^[11]和Li等^[12]分别对690 MPa和960 MPa钢材制作的部分包裹组合柱翼缘板的局部屈曲进行了试验研究和有限元模拟，与本文式(16)的对比分别见图11(e)和图11(h)。由图11可知，Huang等^[11]和Li等^[12]得到的690 MPa和960 MPa钢材的宽厚比限值分别为12.6和10.1，比式(16)计算所得值分别小1.5%和8.6%。可见，本文提出的宽厚比限值近似计算公式与试验结果比较吻合。

由图11还可以发现，在弹塑性屈曲段，试验和数值模拟所得的极限强度均明显低于式(14)计算的弹塑性屈曲应力，然而，在塑性屈曲段和宽厚比限值附近，由数值模拟和试验得到的极限强度均与式(14)吻合。这与卢迅等^[32]关于焊接残余应力对单侧约束平板局部屈曲性能影响的研究结果一致：焊接残余应力对宽厚比较大的弹性屈曲板件和弹塑性屈曲板件的临界失稳应力影响较大；随着宽厚比的减小，残余应力对发生塑性屈曲板件的局部屈曲应力基本无影响。这是因为当板件的宽厚比较小时，板件的面外刚度足够使板件全截面达到屈服强度而不发生局部屈曲，此时残余应力作为自平衡应力不会影响屈曲应力。综上，本文提出的受混凝土单侧约束、三边固支、一边自由高强钢板的宽厚比限值近似计算公式是可靠和准确的。

3.2   与规范的对比及设计建议

目前中国规范未见关于受混凝土单侧约束、三边固支、一边自由平板的宽厚比限值的相关规定。但GB 50017−2017^[33]中规定了不受混凝土侧向约束、三边简支、一边自由平板的宽厚比限值。根据截面承载力和塑性转动变形能力的不同，GB 50017−2017^[33]采用其板件宽厚比将钢构件截面分为5个等级。其中，S4级截面的边缘纤维可以达到屈服强度，其翼缘的宽厚比限值为$15\sqrt {{{235}/{{f_{\rm{y}}}}}}$。

由式(16)计算所得的单侧约束、三边固支、一边自由高强钢板的宽厚比限值与GB 50017−2017^[33]、EN 1994-1-1^[7]、AS/NZS 2327：2017^[8]计算所得的宽厚比限值的对比见表2和图12。可见，宽厚比限值总体上随钢材屈服强度的增大而减小。

图  12  式(16)与规范的对比

Figure  12.  Comparison between Eq. (16) and codes

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由表2可知，式(16)计算所得的宽厚比限值比GB 50017−2017^[33]大33%~57%，平均相差为39%。可见混凝土的单侧约束作用可以使三边支承一边自由高强钢板的宽厚比限值平均提高39%，从而提高了板件抵抗局部屈曲的性能。这是因为混凝土的存在约束了板件面外一侧的变形，使得板件只能向另一侧屈曲，相比在面外两侧自由屈曲的板件，单侧约束板件发生屈曲时所消耗的能量更大，即所需外力做的功更大。

式(16)计算所得的宽厚比限值比AS/NZS 2327：2017^[8]小9%~23%，平均相差为19%。与EN 1994-1-1^[7]和式(16)相比，AS/NZS 2327：2017^[8]给出的宽厚比限值偏不安全。

式(16)计算所得的宽厚比限值与EN 1994-1-1^[7]相差−9%~7%，平均相差为5%。由图12可知，二者所预测的宽厚比限值最为接近，其相差较小的原因为：EN 1994-1-1^[7]中规定的部分包裹组合柱翼缘宽厚比限值的理论基础亦是弹塑性屈曲理论^[17]，与本文不同的是，其求解方法采用了塑性流动理论。由图12还可以看出，对于屈服强度在620 MPa~800 MPa的钢材，由式(16)计算的宽厚比限值与EN 1994-1-1^[7]差别甚小，但对于其他强度等级的钢材，误差有所增大。考虑到目前部分包裹组合柱翼缘局部屈曲试验研究仅包括690 MPa和960 MPa钢材，还未见其他高强度钢材的试验研究，在进行部分包裹组合柱设计时，翼缘板的宽厚比限值可偏安全地取式(16)和EN 1994-1-1^[7]计算结果的较小值。

4   结论

本文将部分包裹组合柱的高强钢翼缘板简化为面外受混凝土单侧约束、三边固支、一边自由的平板，来研究其局部屈曲性能，得到如下结论：

(1)采用Bleich^[18]提出的弹塑性屈曲近似计算方法，结合Ramberg-Osgood钢材本构模型推导出的受混凝土单侧约束、三边固支、一边自由高强钢板的宽厚比限值近似计算公式，与已有的试验结果和有限元结果均比较吻合，具有较高的精度。

(2)混凝土的单侧约束作用可以使三边支承、一边自由高强钢板的宽厚比限值提高39%，从而提高板件抵抗局部屈曲的能力。

(3)本文近似计算公式所得的宽厚比限值较AS/NZS 2327：2017^[8]计算结果小19%，与EN 1994-1-1^[7]计算结果仅相差5%。建议受混凝土单侧约束、三边固支、一边自由高强钢板的宽厚比限值可偏安全地取本文近似计算公式和EN 1994-1-1^[7]计算结果的较小值。