謝素明，楊海斌，王劍，牛春亮

(大連交通大學(xué) 機(jī)車車輛工程學(xué)院，遼寧 大連 116028)*

軌道車輛承載部件廣泛采用焊接連接方式，因承載部件的結(jié)構(gòu)和載荷復(fù)雜導(dǎo)致其焊接接頭呈現(xiàn)出多樣性與復(fù)雜性.在服役過程中焊接結(jié)構(gòu)的接頭處是容易出現(xiàn)疲勞失效的部位，日本新干線列車轉(zhuǎn)向架構(gòu)架一焊接接頭處曾出現(xiàn)嚴(yán)重的疲勞開裂，造成了嚴(yán)重的安全隱患，所以復(fù)雜結(jié)構(gòu)焊接接頭的抗疲勞設(shè)計(jì)已經(jīng)成為重點(diǎn)關(guān)注的問題.

目前，不少學(xué)者針對(duì)如何快速、準(zhǔn)確地預(yù)測復(fù)雜結(jié)構(gòu)焊接接頭的疲勞壽命進(jìn)行了許多研究.趙方偉[1]結(jié)合瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)與Miner累積損傷法則，提出了一種基于動(dòng)態(tài)響應(yīng)的疲勞分析方法，從動(dòng)態(tài)的層面對(duì)貨車枕梁關(guān)鍵焊縫的疲勞強(qiáng)度進(jìn)行了評(píng)價(jià)，并證明了動(dòng)態(tài)損傷更加接近于實(shí)際損傷.盧耀輝等[2]使用熱-彈塑性法計(jì)算了焊接接頭的殘余應(yīng)力，結(jié)合根據(jù)材料性能參數(shù)繪制的Goodman-Smith曲線圖，分析了殘余應(yīng)力對(duì)動(dòng)車組車體關(guān)鍵部位疲勞強(qiáng)度的影響.謝素明等[3]通過基于具有“網(wǎng)格不敏感”特性的結(jié)構(gòu)應(yīng)力的主S-N曲線法，對(duì)轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架關(guān)鍵焊縫的疲勞壽命進(jìn)行了預(yù)測.

現(xiàn)各大主機(jī)制造廠意識(shí)到焊接接頭應(yīng)力狀態(tài)對(duì)焊接結(jié)構(gòu)疲勞壽命的重要影響，在進(jìn)行產(chǎn)品的焊接接頭設(shè)計(jì)時(shí)，要求執(zhí)行EN15085-3:2007標(biāo)準(zhǔn)[4]，該標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定焊接接頭在滿足抗疲勞設(shè)計(jì)之后，還需通過應(yīng)力因子確定接頭的應(yīng)力狀態(tài)等級(jí).

本文通過研究德國標(biāo)準(zhǔn)DVS1612-2014[5]，提出計(jì)算焊接接頭應(yīng)力因子的方法，并以受到脈動(dòng)循環(huán)載荷的箱型梁結(jié)構(gòu)為例，研究焊接接頭應(yīng)力因子的影響因素.針對(duì)某快捷貨運(yùn)列車的轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架具有結(jié)構(gòu)復(fù)雜和所受載荷復(fù)雜的特點(diǎn)，在研究有限元分析軟件ANSYS的數(shù)據(jù)庫結(jié)構(gòu)，應(yīng)用參數(shù)化語言APDL編制復(fù)雜焊接接頭應(yīng)力因子的計(jì)算程序，實(shí)現(xiàn)基于EN13749-2011標(biāo)準(zhǔn)的構(gòu)架焊接接頭應(yīng)力因子的快速評(píng)估.

1 DVS1612-2014與EN15085-3:2007的集成

具有突出焊接專業(yè)特色的系列標(biāo)準(zhǔn)EN15085已經(jīng)成為世界各國軌道車輛及其零部件制造和出口焊接產(chǎn)品時(shí)必須要執(zhí)行的標(biāo)準(zhǔn).EN15085-3: 2007應(yīng)用于指導(dǎo)焊接結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)，且服務(wù)于焊接質(zhì)量控制，它規(guī)定由應(yīng)力因子確定接頭的應(yīng)力狀態(tài)等級(jí)，并結(jié)合安全等級(jí)，確定焊縫質(zhì)量等級(jí)與檢驗(yàn)等級(jí).可以預(yù)見，獲取接頭的應(yīng)力因子是標(biāo)準(zhǔn)執(zhí)行過程中最重要的一個(gè)環(huán)節(jié).然而，標(biāo)準(zhǔn)中并未給出具體的應(yīng)力因子計(jì)算方法.

針對(duì)上述問題，德國標(biāo)準(zhǔn)DVS1612-2014給出了評(píng)估軌道車輛鋼材結(jié)構(gòu)電弧焊焊接接頭的疲勞強(qiáng)度的方法，標(biāo)準(zhǔn)中焊接接頭的疲勞強(qiáng)度參數(shù)由接頭的幾何形狀、承載形式、焊縫檢驗(yàn)方法、焊縫質(zhì)量等級(jí)等確定，其中接頭和焊縫的描述方法、焊縫檢驗(yàn)方法及焊縫質(zhì)量等級(jí)的定義均與EN15085-3∶2007標(biāo)準(zhǔn)中的一致.

EN15085-3∶2007附錄B(焊縫的接頭準(zhǔn)備)給出了各種接頭和焊縫的細(xì)節(jié)，直接被DVS1612- 2014標(biāo)準(zhǔn)采納.具體地，DVS1612-2014標(biāo)準(zhǔn)提供的焊接接頭編號(hào)1.1.12的對(duì)接接頭HV焊縫(參見圖1(a)，焊接工藝為單側(cè)焊透無背板，指定為EN15085-3∶2007標(biāo)準(zhǔn)中編號(hào)為3a的焊接接頭(參見圖1(b)，其中：板厚t為3～15 mm；焊接角度α為40°～60°；焊接間隙b為1～3 mm；焊根部厚度c為1～2 mm；設(shè)計(jì)焊喉厚度aR與板厚t一致.

(a) DVS1612-2014 (b) EN15085-3:2007(鋼)圖1 HV焊縫的對(duì)接接頭

EN15085-3∶2007中定義了焊縫質(zhì)量等級(jí)與焊縫檢驗(yàn)等級(jí)及檢驗(yàn)方法的關(guān)系，見表1.與DVS 1612-2014標(biāo)準(zhǔn)中各種接頭的焊縫檢驗(yàn)方法與焊縫質(zhì)量分級(jí)定義一致.如：編號(hào)為1.1.12的對(duì)接接頭要求：焊縫表面不處理、目測檢驗(yàn)、CP C2焊縫質(zhì)量等級(jí)，然后確定缺口曲線，進(jìn)而得到該接頭的許用疲勞強(qiáng)度值.

EN15085-3∶2007中將焊接接頭的應(yīng)力計(jì)算值與經(jīng)過適當(dāng)安全修正后的接頭疲勞強(qiáng)度許用值之比定義為應(yīng)力因子.DVS1612-2014標(biāo)準(zhǔn)則利用焊接接頭焊縫指定位置處的某些應(yīng)力分量的最大值與各分量對(duì)應(yīng)的疲勞強(qiáng)度許用值的比值判斷接頭的疲勞強(qiáng)度，可以看出這兩個(gè)標(biāo)準(zhǔn)中定義應(yīng)力比值的內(nèi)涵是一致的.

表1 焊縫質(zhì)量和檢驗(yàn)等級(jí)與檢驗(yàn)方法的關(guān)系 %

2 應(yīng)力因子的計(jì)算方法及其影響因素

用于軌道車輛結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的不同標(biāo)準(zhǔn)有不同的要求，如在標(biāo)準(zhǔn)DIN EN 12663中規(guī)定了車體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計(jì)載荷；在DIN EN 13749中規(guī)定了轉(zhuǎn)向架構(gòu)架強(qiáng)度設(shè)計(jì)載荷.然而，這些標(biāo)準(zhǔn)均沒有提供具體接頭的疲勞強(qiáng)度數(shù)值.

DVS1612-2014標(biāo)準(zhǔn)適用于軌道車輛結(jié)構(gòu)中所使用的鋼材電弧焊焊接接頭的疲勞強(qiáng)度設(shè)計(jì)，并規(guī)定適用于厚度≥2 mm的結(jié)構(gòu).該標(biāo)準(zhǔn)中通過小試樣疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)，提供了S355和S235兩種材料的、與焊縫方向平行與垂直的正應(yīng)力以及平行于焊縫方向的剪切應(yīng)力、具有不同缺口曲線(A+～F3；G+～H-)的許用疲勞強(qiáng)度值.對(duì)于其他鋼材，可根據(jù)屈服極限進(jìn)行相應(yīng)的比例換算.這些參數(shù)的存活率為97.5%，載荷振幅恒定時(shí)疲勞載荷的最低循環(huán)次數(shù)為2×106.

該標(biāo)準(zhǔn)評(píng)估焊接接頭疲勞強(qiáng)度時(shí)選取距焊縫1～1.5倍板厚位置的三個(gè)應(yīng)力：平行于焊縫的正應(yīng)力σ∥、垂直于焊縫的正應(yīng)力σ⊥、沿焊縫方向的剪應(yīng)力τ∥；在疲勞工況的計(jì)算結(jié)果中尋找上述位置處σ∥、σ⊥、τ∥的最大值、最小值，并分別計(jì)算它們的應(yīng)力比R和平均應(yīng)力；進(jìn)而結(jié)合焊接接頭的結(jié)構(gòu)與承載情況，從標(biāo)準(zhǔn)中選取對(duì)應(yīng)的焊接接頭類型，分別確定三個(gè)方向應(yīng)力的焊縫缺口曲線指數(shù)；根據(jù)平均應(yīng)力，并結(jié)合缺口曲線指數(shù)，分別計(jì)算σ∥、σ⊥、τ∥的疲勞強(qiáng)度許用值.

平均應(yīng)力≥0時(shí)，疲勞強(qiáng)度許用值的計(jì)算公式為：

(1)

平均應(yīng)力<0時(shí)，用應(yīng)力比率k代替應(yīng)力比Rσ(k為Rσ的倒數(shù)).疲勞強(qiáng)度許用值計(jì)算公式為：

(2)

剪切疲勞強(qiáng)度許用值的計(jì)算公式為：

(3)

當(dāng)被焊接的板厚范圍為10 mm

σzul,t=σzul,MKJ(10 mm/t)0.1

(4)

分別將σ∥、σ⊥、τ∥的最大值(當(dāng)平均應(yīng)力<0時(shí)，則取應(yīng)力絕對(duì)值的最大值)與它們的疲勞強(qiáng)度許用值相除，滿足下式時(shí)，焊縫疲勞強(qiáng)度滿足要求：

(5)

對(duì)于在多軸應(yīng)力狀態(tài)下工作的結(jié)構(gòu)，還需要計(jì)算綜合比值是否滿足下式要求：

(6)

若不滿足以上要求，則需對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行局部優(yōu)化設(shè)計(jì)后，重新進(jìn)行判斷.當(dāng)這些比值均滿足式(5)和式(6)時(shí)，將這些比值的最大值確定為焊接接頭的應(yīng)力因子.

基于DVS1612-2014標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行接頭應(yīng)力因子計(jì)算過程中需要基于焊接結(jié)構(gòu)有限元模型進(jìn)行焊縫的應(yīng)力分析以獲得指定疲勞載荷作用下焊縫區(qū)域的應(yīng)力分量，因此，經(jīng)該方法分析的位于應(yīng)力梯度變化區(qū)域的應(yīng)力因子必然會(huì)受焊腳尺寸、單元尺寸及評(píng)估位置的影響，導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果因人而異.

以圖2所示的具有端焊縫局部補(bǔ)強(qiáng)的箱型梁結(jié)構(gòu)為例，分析評(píng)估位置、單元尺寸與焊腳尺寸對(duì)接頭應(yīng)力因子的影響.箱型梁結(jié)構(gòu)材料為鋼材S355，補(bǔ)強(qiáng)板厚度為12 mm，承受ΔM=16.4 kN·m的脈動(dòng)彎矩載荷作用，載荷循環(huán)200萬次.建立該箱型梁的有限元模型時(shí)，將其離散為八節(jié)點(diǎn)六面體

圖2 有端焊縫局部補(bǔ)強(qiáng)的箱型梁

單元，焊縫離散為六節(jié)點(diǎn)五面體單元，單元平均尺寸為12 mm.由于箱型梁為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，只取其1/4進(jìn)行分析.

利用有限元法確定評(píng)估位置的方向應(yīng)力時(shí)，分別取距離端焊縫1倍板厚和1.5倍板厚的位置為評(píng)估位置，沿焊縫方向從端部開始依次定義計(jì)算節(jié)點(diǎn).

計(jì)算結(jié)果表明：距焊縫1倍板厚處的四個(gè)應(yīng)力比值要高于距焊縫1.5倍板厚處的；垂直于焊縫的正應(yīng)力的應(yīng)力比值a⊥要遠(yuǎn)大于其它兩個(gè)應(yīng)力的應(yīng)力比值，且略大于綜合比值；1倍板厚距離處的a⊥max為0.717，1.5倍板厚距離處的a⊥max為0.651，詳見圖3.

圖3 不同評(píng)估位置的a⊥直方圖

箱型梁的其它條件不變，細(xì)化模型.當(dāng)單元尺寸為6 mm時(shí)，精細(xì)模型中計(jì)算節(jié)點(diǎn)的四個(gè)應(yīng)力比值要高于原模型中所對(duì)應(yīng)的值；精細(xì)模型中焊接接頭的應(yīng)力因子為0.753，大于原模型中的0.717，垂直于焊縫的正應(yīng)力σ⊥仍然貢獻(xiàn)最大，詳見圖4.

圖4 單元細(xì)化前后的a⊥直方圖

圖5 不同焊腳尺寸的a⊥直方圖

將箱型梁結(jié)構(gòu)的端焊縫由等腳改變?yōu)榉堑饶_，即：按照1∶3(減小焊趾角度)的比例進(jìn)行打磨.單元平均尺寸為12 mm，其它條件不變時(shí)，計(jì)算結(jié)果表明：距焊縫1倍板厚處的應(yīng)力比值較未打磨時(shí)有所降低；焊縫打磨后焊接接頭的應(yīng)力因子為0.695，小于未打磨時(shí)的0.717，詳見圖5.

3 工程案例—焊接構(gòu)架應(yīng)力因子分析

某快捷貨運(yùn)列車轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架具有復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)形式，主要由側(cè)梁、橫梁與縱向梁大部件組成.建立構(gòu)架的有限元模型時(shí)，凡是對(duì)其整體剛度及局部強(qiáng)度有貢獻(xiàn)的結(jié)構(gòu)都予以考慮，為了計(jì)算的準(zhǔn)確性，構(gòu)架有限元模型的構(gòu)成以八節(jié)點(diǎn)六面體單元為主，焊縫則離散為六節(jié)點(diǎn)五面體單元，單元平均尺寸為5 mm.

依據(jù)EN13749-2011[6]標(biāo)準(zhǔn)，在正常使用條件下構(gòu)架承受的模擬運(yùn)營的載荷工況有27種，包括支撐車體受到的垂向載荷Fz、車體橫移引起的橫向載荷Fy、車輛過曲線時(shí)外軌超高造成的軌道扭曲載荷Ftwist和側(cè)梁縱向運(yùn)動(dòng)造成的縱向菱變載荷FLoz，其中垂向載荷還考慮了車輛過曲線時(shí)側(cè)滾和浮沉的影響，取側(cè)滾系數(shù)α=0.1，浮沉系數(shù)β=0.2.此外，部分工況考慮了構(gòu)架部件產(chǎn)生的附加載荷，例如制動(dòng)載荷Fbrake與減震器載荷Fj等.表2中給出了27種計(jì)算工況的載荷組合方式.

表2 焊接構(gòu)架的模擬運(yùn)營工況

圖6 構(gòu)架的位移邊界條件

為準(zhǔn)確反映構(gòu)架實(shí)際的使用情況，并與構(gòu)架疲勞試驗(yàn)條件相對(duì)應(yīng)，構(gòu)架計(jì)算的位移邊界條件為：四個(gè)一系彈簧座與一個(gè)稱重閥座處約束垂向線位移，使用梁單元模擬；八個(gè)轉(zhuǎn)臂座處約束橫向與縱向線位移，采用RBE3單元模擬，如圖6所示.

利用DVS1612-2014標(biāo)準(zhǔn)對(duì)構(gòu)架焊接接頭進(jìn)行應(yīng)力因子分析時(shí)，由于構(gòu)架結(jié)構(gòu)和載荷復(fù)雜，人工提取評(píng)估位置的應(yīng)力分量耗時(shí)耗力.為提高計(jì)算效率與準(zhǔn)確性，有必要編寫程序計(jì)算應(yīng)力因子.

當(dāng)前焊接構(gòu)架結(jié)構(gòu)強(qiáng)度有限元分析的軟件為ANSYS，該軟件使用數(shù)組作為主要數(shù)據(jù)存儲(chǔ)，將結(jié)構(gòu)建模、方程求解、結(jié)果分析過程中產(chǎn)生的所有數(shù)據(jù)存入其數(shù)據(jù)庫中.APDL語言中的cmsel、nsel等函數(shù)，可直接從ANSYS數(shù)據(jù)庫中調(diào)用所需的數(shù)據(jù)信息，無需進(jìn)行額外的數(shù)據(jù)接口設(shè)計(jì)，便于根據(jù)需求進(jìn)行二次開發(fā).所以，選擇ANSYS的參數(shù)化語言APDL[7]編寫應(yīng)力因子計(jì)算程序時(shí)是恰當(dāng)?shù)?焊接構(gòu)架應(yīng)力因子計(jì)算程序主要由四個(gè)模塊組成：

(1)參數(shù)輸入模塊：輸入板厚、焊縫缺口曲線指數(shù)等計(jì)算必備的參數(shù)；

(2)主體循環(huán)控制器：此程序通過嵌套函數(shù)*do與*enddo實(shí)現(xiàn)內(nèi)外兩層的主體循環(huán)，外層循環(huán)以載荷工況序號(hào)作為循環(huán)控制變量，內(nèi)層循環(huán)以所定義計(jì)算節(jié)點(diǎn)的節(jié)點(diǎn)號(hào)作為循環(huán)控制變量.當(dāng)完成所有工況與節(jié)點(diǎn)的循環(huán)計(jì)算后，程序自動(dòng)結(jié)束；

(3)應(yīng)力分量提取模塊：對(duì)于與整體坐標(biāo)系平行的焊縫，直接使用*GET函數(shù)從ANSYS數(shù)據(jù)庫中提取計(jì)算節(jié)點(diǎn)的三個(gè)方向應(yīng)力.對(duì)于不平行于整體坐標(biāo)系的復(fù)雜焊縫，則需對(duì)計(jì)算節(jié)點(diǎn)創(chuàng)建局部坐標(biāo)系，根據(jù)式(7)將整體坐標(biāo)系下的應(yīng)力結(jié)果轉(zhuǎn)換到各局部坐標(biāo)系下[8](APDL中可由RSYS函數(shù)直接實(shí)現(xiàn))，再進(jìn)行應(yīng)力提取.

(7)

式中，li、mi、ni(i=1，2，3)為局部坐標(biāo)系坐標(biāo)軸與整體坐標(biāo)系坐標(biāo)軸夾角的方向余弦；σij(i、j=x，y，z)為整體坐標(biāo)系下節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力張量；σij′(i、j=x，y，z)為局部坐標(biāo)系下節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力張量，圖7給出了整體坐標(biāo)系和局部坐標(biāo)系下的應(yīng)力張量.

圖7 整體與局部坐標(biāo)系下應(yīng)力張量的轉(zhuǎn)換

(4)評(píng)估參數(shù)計(jì)算模塊：計(jì)算各節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力比、平均應(yīng)力，并結(jié)合缺口曲線指數(shù)確定各計(jì)算節(jié)點(diǎn)的疲勞強(qiáng)度許用值，最終得到三個(gè)方向應(yīng)力的應(yīng)力比值；

(5)結(jié)果輸出模塊：通過聯(lián)用函數(shù)*vwrite、*cfopen與*cfclos，輸出計(jì)算節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力比值等計(jì)算結(jié)果，并保存在指定的.txt文檔中.

在模擬運(yùn)營的27種載荷工況作用下，對(duì)焊接構(gòu)架進(jìn)行焊縫分析時(shí)，將距焊縫1倍板厚位置的節(jié)點(diǎn)定義為計(jì)算節(jié)點(diǎn)，當(dāng)焊接部件厚度不同時(shí)，取較小厚度，計(jì)算節(jié)點(diǎn)定義在較薄部件上.根據(jù)自行編制的程序，計(jì)算構(gòu)架焊縫計(jì)算節(jié)點(diǎn)的三個(gè)應(yīng)力分量的應(yīng)力比值，取焊縫所有計(jì)算節(jié)點(diǎn)應(yīng)力比值的最大值作為焊縫的應(yīng)力因子.

受篇幅限制，這里表3僅列出構(gòu)架焊接接頭應(yīng)力因子分析結(jié)果中的主要傳力部件焊縫(包括T型接頭、對(duì)接接頭、搭接接頭和管狀結(jié)構(gòu)的環(huán)形接頭，見圖8)的分析結(jié)果.圖8中，焊縫1為側(cè)梁外腹板與上蓋板連接處的長度超過2 m的長焊縫，主要承受垂向載荷；焊縫2為縱向梁外腹板與上蓋板連接處的焊縫，主要承受橫向載荷；焊縫3為橫梁與側(cè)梁上橫梁安裝座間的焊縫，為典型管狀結(jié)構(gòu)的環(huán)焊縫； 焊縫4是縱向梁與橫梁連接處的焊縫；焊縫5、6分別是橫梁與制動(dòng)吊座、牽引拉桿座連接處的焊縫，承受由附屬部件引起的載荷作用，均為易出現(xiàn)應(yīng)力集中的區(qū)域.由表3可知：焊縫1和5應(yīng)力因子較大，分別為0.33和0.31.

(a) 焊縫1 (b) 焊縫2

(c) 焊縫3 (d) 焊縫4

(e) 焊縫5 (f) 焊縫6圖8 構(gòu)架評(píng)估焊縫位置示意圖

表3 主要傳力部件焊縫的應(yīng)力因子

在上述計(jì)算過程中，由于承受復(fù)雜載荷的構(gòu)架焊接接頭的類型與承載方向與DVS1612-2014標(biāo)準(zhǔn)中的相關(guān)信息無法一一對(duì)應(yīng)，所以，在選擇構(gòu)架焊縫缺口曲線確定接頭疲勞強(qiáng)度許用值時(shí)，從安全角度考慮，選取了使接頭疲勞強(qiáng)度許用值較小的曲線，確保這樣獲得的應(yīng)力因子偏大，結(jié)果保守.

4 結(jié)論

(1)利用有限元方法和DVS1612-2014標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算焊接接頭應(yīng)力因子時(shí)，評(píng)估位置距離焊縫越近，應(yīng)力因子越大；應(yīng)力集中區(qū)域的單元尺寸越小，應(yīng)力因子越大；減小焊趾角度可降低應(yīng)力因子；

(2)基于APDL語言編制的適用于多載荷工況、任意焊縫空間形狀的應(yīng)力因子計(jì)算程序，可在EN13749-2011標(biāo)準(zhǔn)中的模擬運(yùn)營載荷工況作用下，對(duì)快捷貨運(yùn)列車轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架進(jìn)行疲勞性能評(píng)估與應(yīng)力因子分析.構(gòu)架的側(cè)梁外腹板與上蓋板連接焊縫的應(yīng)力因子較大，值為0.33；

(3)DVS1612-2014標(biāo)準(zhǔn)中接頭類型幾何簡單并且有限，應(yīng)用于具有復(fù)雜接頭形式的構(gòu)架時(shí)，存在試湊情況；此外，從構(gòu)架有限元分析結(jié)果中拾取的接頭附近的表面應(yīng)力分量，必然會(huì)受分析模型的單元尺寸影響，尤其是應(yīng)力集中區(qū)域.