全 文 ：第 27 卷 第 3 期 岩石力学与工程学报 Vol.27 No.3
2008 年 3 月 Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering March，2008

收稿日期：2007–07–12；修回日期：2007–08–29
基金项目：国家杰出青年科学基金项目(50625824)；交通部西部建设科技项目(200431874010)
作者简介：张永兴(1961–)，男，博士，1983 年毕业于山东矿业学院采矿工程专业，现任教授、博士生导师，主要从事岩土工程方面的教学与研究工
作。E-mail：cqyxzhang@163.com



压花锚锚固性能的试验研究与数值分析

张永兴 1，饶枭宇 1，唐树名 2，罗 斌 2，李 剑 1
(1. 重庆大学 土木工程学院，重庆 400045；2. 重庆交通科研设计院，重庆 400067)

摘要：普通预应力锚索在我国已有数十年的应用，其常见破坏模式是锚索与注浆体的脱黏。为防止该类破坏模式
的发生并增强内锚固段的锚固能力及锚固系统的安全可靠度，将结构工程中的压花锚引入到岩土锚固工程中并进
行较大改进。设计 6 种不同配合比的注浆体，将普通锚、压花锚锚固在硬岩中，通过抗拔试验获得岩锚的荷载–
位移全过程曲线。研究结果表明：压花锚阻止了钢绞线的轴向解扭，大大增强锚索承载能力，提高锚筋材料的利
用效率，降低锚索承载力对注浆材料的敏感性，改变普通预应力锚索的失效破坏模式。利用 ANSYS 建立岩锚抗
拔试验的有限元计算模型，研究内锚固段的受力特点，分析结果表明：压花锚在注浆体里产生楔形效应，形成注
浆体剪切强度和抗压强度的联合作用，改变普通锚的力学作用机制，是造成上述试验结果的根本原因。鉴于压花
锚的优良锚固性能和经济实用性，建议在岩土锚固工程中推广应用。
关键词：岩石力学；压花锚；普通锚索；锚固性能；解扭；楔形效应
中图分类号：TU 45 文献标识码：A 文章编号：1000–6915(2008)03–607–08

EXPERIMENTAL STUDY AND NUMERICAL ANALYSIS OF ANCHORAGE
PERFORMANCE OF BULB ANCHOR CABLE

ZHANG Yongxing1，RAO Xiaoyu1，TANG Shuming2，LUO Bin2，LI Jian1
(1. College of Civil Engineering，Chongqing University，Chongqing 400045，China；
2. Chongqing Communications Research and Design Institute，Chongqing 400067，China)

Abstract：The conventional prestressed anchor cable has been widely used for decade in China；and the dominant
failure model is the debonding at the cable-grout interface. In order to avoid debonding，the bulb anchor cable in
structural engineering is modified appropriately and used in geotechnical engineering to enhance the anchorage
capacity of embedment section and the reliability of anchorage system. Six cement-based grouts with different
mixing ratios are designed，in which conventional and bulb anchor cables are embedded in hard rock. Then the
complete load-displacement curves of the rock anchors have been obtained by pull-out tests in laboratory.
The test results indicate that the bulb anchor cables can prevent axial untwisting of anchor cables，greatly increase
ultimate capacity of anchor cables，enhance utility efficiency of cable materials，reduce sensibility of the load
capacity of anchor cables to the grout materials，and change the failure model of the conventional prestressed
anchor cables；the possible failure model of bulb anchor cable is tendon fracture. Through establishing finite
element calculation model for pull-out test of rock anchors with ANSYS，the stress distribution of embedment
section is studied. Numerical analyses demonstrate that the bulb anchor cables change the mechanical action
mechanism due to wedging effect that is a combination of the shear and compressive strength of the grouting
material，which is the fundamental cause for the above test results. For the excellent anchorage performance and
• 608 • 岩石力学与工程学报 2008 年

economical practicability of bulb anchor，it is worthy to be applied popularly to geotechnical anchorage
engineering.
Key words：rock mechanics；bulb anchor cable；conventional anchor cable；anchorage performance；untwisting；
wedging effect

1 引 言

室内试验和现场试验均表明，普通预应力锚
索的主要失效破坏模式是锚索从注浆体中旋转滑
出[1～3]。因此，采取工程措施，增强该界面的黏结
强度，对提高预应力锚索的承载能力和工程的安全
可靠度是很有必要的。一般说来可以采用化学类锚
固剂、改变锚索表面形态等措施达到上述目的。化
学类锚固剂具有黏结性好、耐久性强等特点，但价
格昂贵，在实际工程中还很少应用[4]；如果能采用
改变锚索表面形态的措施来提高筋材与注浆体的黏
结强度，增强锚的承载能力，减小内锚固段的长度，
这将起到事半功倍的效果，也是最为经济适用的方
法。
在国外，少数学者曾开展过改变锚筋的表面形
态来增强锚的承载能力的研究。A. Kilic 等[5]通过对
具有不同肋纹形状的岩锚的抗拔试验研究发现，传
统的岩锚主要靠锚筋与注浆体界面的黏结或剪切强
度提供荷载承载能力，而带锥形肋纹的岩锚在注浆
体里产生楔形效应，形成注浆体剪切强度和抗压强
度的联合作用，将提供更大的锚固强度。M. Moosavi
等[6]对澳大利亚、加拿大等国应用甚广的 3 类异型
锚索进行深入研究发现，异型锚索阻止了钢绞线的
轴向解扭，改变了普通锚的力学作用机制，成倍提
高了内锚固段的承载力，尤其在软岩支护中效果更
为显著。然而国内目前还没有相关的文献对这方面
进行系统深入的研究。
鉴于此，本研究将结构工程中的压花锚[7，8](见
图 1)引入到岩土锚固工程中，根据岩锚的荷载传递
特性，对压花结构进行了较大改进，将压花设置
在内锚固段中部(见图 2)，通过抗拔试验和数值分
析研究压花锚的锚固性能和力学作用机制，为压花
锚在岩土锚固工程中的应用提供试验依据和理论


图 1 结构工程中的标准压花锚
Fig.1 Standard bulb anchor cable in structural engineering

图 2 改进型压花锚
Fig.2 Improved bulb anchor cable

指导。

2 试验方案

2.1 原材料的选取及其物理力学性能
本研究采用实际的钢绞线、岩石、注浆体为原
材料进行试验。试验试件按比例进行了缩小，其中
钢绞线横截面积占锚孔横截面积的百分率与公路边
坡岩土锚固中使用较为普遍的 4φ 15.24 mm 或
6φ 15.24 mm(锚孔直径 110 或 130 mm)的锚束的百
分率相近。钢绞线：7φ 1.6 mm，直径为 4.8 mm，
屈服强度σt1为 1 125 MPa，屈服荷载为 15.79 kN，
极限强度σb为 1 326 MPa，极限荷载为 18.62 kN，
屈强比为 0.85，破断伸长率为 1.5%。岩石：中风化
砂岩，天然单轴抗压强度为 70.4 MPa。水泥：42.5R
普通硅酸盐水泥。砂：渠河砂，晒干后过孔径 2.0
mm 的圆孔筛去除大粒径的集料，细度模数µf = 1.5。
水：生活饮用水。由于注浆体的物理力学试验无专
用规范，因此该部分试验主要参照砂浆、混凝土、
岩石相关标准[9～11]执行。注浆体的流动度试验，6
种注浆体均采用倒锥法测定，若 35 s 内浆体全部流
出，则如实记下流出所用时间，若 35 s 内浆体未流
完，则以流出部分的浆液占倒锥内的起初总浆量的
质量百分比来表示该注浆体的流动度(如 G5)。6 种
不同配合比的注浆体的物理力学指标如表 1 所示。
2.2 试件的准备
将岩石加工成横截面为 30 cm×30 cm，长 80～
120 cm 的条石，放置于平地上，条石与条石之间行
第 27 卷 第 3 期 张永兴，等. 压花锚锚固性能的试验研究与数值分析 • 609 •


表 1 6 种不同配合比的注浆体的物理力学指标
Table 1 Physico-mechanical indices of six kinds of cement
grouts with different minxing ratios
注浆体
编号
配合比
(m水∶m砂∶m灰)
抗压强
度 fm，cu
/MPa
黏聚力
c/MPa
内摩
擦角
ϕ/(°)
弹性
模量
Ee/MPa
弹性
泊松
比µe
流动度
t/s
G1 0.5∶1.0∶1 45.1 1.96 50.2 21 897 0.17 27.75
G2 0.5∶0.5∶1 47.0 2.05 51.6 17 942 0.21 14.53
G3 0.5∶0.0∶1 35.2 1.06 52.4 13 783 0.21 11.06
G4 0.4∶1.0∶1 53.5 3.31 52.6 23 406 0.20 ∞
G5 0.4∶0.5∶1 52.5 3.29 50.7 19 662 0.19 –
G6 0.4∶0.0∶1 46.9 1.32 51.5 17 594 0.20 31.41
注：注浆体 G5 的流动度为 45.3%。

距为 40 cm，四周浇注强度等级为 C20 的混凝土以
稳固岩石。待混凝土 14 d 龄期后使用冲击电锤在岩
石上面垂直钻孔，孔径 1.8 cm，孔间距 40 cm，使
用压力为 0.7 MPa 的高压空气对钻孔进行清孔，然
后将注浆体倒入锚孔内，用铁钎反复搅捣密实，将
钢绞线对中插入，在自然条件下进行 28 d 龄期的养
生。岩锚在现场的布置如图 3 所示。为便于突出压
花锚的锚固性能，每一根压花锚都成型了与之对应
的普通锚索试件。



图 3 现场岩锚试件布置
Fig.3 Arrangement of rock bolts in field

2.3 抗拔试验
待注浆体达到龄期后，按锚的预估极限抗拔荷
载分 5～6 级，逐级给锚索施加轴向荷载[12]，每级
荷载施加完后立即测读荷载和内锚固段外端点位移
的大小，稳定 1 min 后再测读一次，即可施加下一
级抗拔荷载。当内锚固段外端点位移明显增大时，
可适当减小加荷速率，试验持续到锚完全破坏时停
止，得到锚抗拔全过程的荷载–位移曲线。抗拔试
验装置如图 4 所示。


图 4 抗拔试验装置
Fig.4 Set-up of pull-out test

3 试验结果分析

6 根压花锚和 6 根与之对应的普通锚的荷载–
位移全过程曲线如图 5(a)～(f)所示。显然，压花锚
与普通锚的抗拔特性迥然不同，主要体现在以下 4
个方面：
(1) 二者的荷载–位移全过程曲线形态不同。
普通锚的荷载–位移全过程曲线基本上为一偏态的
单峰曲线，锚索在达到极限承载强度(图 5(c)中的点
A)后，持荷能力下降，进入塑性流动破坏阶段 AC；
随着位移的不断增长，注浆体与锚筋或岩石的脱黏
段逐渐向内锚固段底部发展，锚固力主要由摩擦力
和机械咬合力共同承担，锚索进入残余强度阶段
CD。而压花锚在通过弹性极限点 A1 后，进入“屈
服”阶段 A1C1，变形迅速发展，与此对应的是压花
结构靠张拉端一侧的钢绞线与注浆体脱黏，抗拔荷
载传递至压花部位，压花结构的楔形效应开始发挥，
锚进入“强化”阶段 C1D1，如注浆体强度高，抗变
形能力强，且压花结构内部被注浆体充填密实，则
锚断裂，反之则可能发生注浆体与锚筋或者岩石的
脱黏破坏。
(2) 压花锚的承载能力显著高于对应的普通
锚，且提高了锚筋材料的利用效率。压花锚在岩土
• 610 • 岩石力学与工程学报 2008 年












(a) G1(内锚固段长 25 cm) (b) G2(内锚固段长 25 cm)












(c) G3(内锚固段长 25 cm) (d) G4(内锚固段长 10 cm)












(e) G5(内锚固段长 25 cm) (f) G6(内锚固段长 25 cm)
图 5 岩锚的荷载–位移全过程曲线
Fig.5 Complete load-displacement curves of rock bolts

工程中的应用还很少，尚未制订其失效判别标准，
由图 5 可以看出，压花锚的荷载–位移全过程曲线
存在一个一定宽度的“屈服平台”，拉拔荷载尚未进
入“屈服平台”区域的时候，发挥锚固作用的是压
花靠张拉端一侧的平直段钢绞线，而只有进入“屈
服平台”后期，压花才对锚固力起主要作用，且荷
载与位移几乎成线性关系。观察所有发生钢绞线断
裂失效破坏模式后的压花锚，内锚固段的注浆体仍
然完好，未遭到破坏，如图 6 所示，这说明其还有
很大的受荷潜力。而在实体工程中，岩锚的自由段
0
4
8
12
16
0 6 12 18 24
内锚固段外端点位移/mm
轴
向
抗
拔
荷
载
/k
N
普通锚
压花锚
0
3
6
9
12
15
0 3 6 9 12 15
内锚固段外端点位移/mm
轴
向
抗
拔
荷
载
/k
N

普通锚
压花锚
0
6
12
18
0 5 10 15
内锚固段外端点位移/mm
轴
向
抗
拔
荷
载
/k
N

普通锚
压花锚
0
3
6
9
12
0 4 8 12 16
内锚固段外端点位移/mm
轴
向
抗
拔
荷
载
/k
N

普通锚
压花锚
O
A
D C
C1
D1
O1
A1
0
6
12
18
0 4 8 12
内锚固段外端点位移/mm
轴
向
抗
拔
荷
载
/k
N

普通锚
压花锚
0
4
8
12
16
0 7 14 21
内锚固段外端点位移/mm
轴
向
抗
拔
荷
载
/k
N

普通锚
压花锚
第 27 卷 第 3 期 张永兴，等. 压花锚锚固性能的试验研究与数值分析 • 611 •


图 6 压花锚破坏形态(G2)
Fig.6 Failure shape of bulb anchor cable(G2)

用塑料管充填防腐油脂后外部孔道高压灌注了注浆
体并位于岩体内部，自由段注浆体亦将有助于增强
压花的锚固作用。由此可见，普通锚的失效判别标
准是不适合压花锚的。本研究将锚筋材料理论平均
强度利用系数为 0.60[13]时的荷载(11.17 kN)定义为
发生锚断裂失效模式的压花锚的极限承载荷载，以
注浆体 G4 和 G6 为例，压花锚的极限承载荷载分别
是普通锚的 2.03 和 2.29 倍，同样长度的内锚固段，
而压花锚的承载力却成倍提高，它的这一特性有利
于在实际工程中减少用锚数量，降低工程造价，提
高锚筋材料的利用效率。
(3) 压花锚能更好地阻止钢绞线的轴向解扭。
为研究压花锚阻止钢绞线解扭的作用，笔者曾采用
配合比为0.45∶0.5∶1(m水∶m砂∶m灰)的注浆体将
内锚固段长度为 15 cm 的压花锚(压花位于内锚固
段中部)和普通锚各 1 根锚固在硬岩中，获得了其
荷载–位移–扭角(θ为负值表示钢绞线逆时针方向
转动)关系曲线，如图 7 所示。从图中可以看出，在
拔出过程中，当普通锚未达到极限承载荷载、压花
锚未进入屈服阶段之前，内锚固段外端点位移呈线
性增长且数值很小，此时钢绞线几乎不发生转动。
当普通锚达到极限承载荷载后，化学胶着力丧失，
黏结作用以初始机械咬合力为主，压花锚达到“强
化”阶段起始点后，抗拔力主要由锚索的压花部分
承担，此时，随着荷载的持续作用，普通锚和压花
锚都开始逆钢丝捻制方向逆时针转动，但普通锚的
扭转速率明显比压花锚快得多，普通锚由于构成钢
绞线的钢丝表面光滑，逆钢丝扭转方向上产生的剪
切抵抗力小，钢绞线得以顺利扭转，极限承载荷载
后的转角与其轴向位移大致呈线性关系，最后锚索













图 7 普通锚、压花锚拉拔试验荷载–位移–扭角关系曲线
Fig.7 Load-displacement-torsion angle relation curves of
conventional cable anchor and bulb anchor cable

与注浆体发生脱黏破坏，锚索从注浆体中旋转拔出。
压花锚由于压花的存在，压花部位的钢丝分散嵌固
在注浆体里，压花核内的注浆体与核外的注浆体联
合作用阻止了钢绞线的扭转，在轴向位移相当的情
况下，压花锚的钢绞线扭转角约为普通锚扭转角的
一半，且随着荷载的进一步增加，钢绞线的扭转速
率逐渐放缓。压花锚的这一特性既有效地阻止了钢
绞线的解扭，防止锚索从注浆体中旋转拔出，同时
又容许钢绞线适当解扭膨胀，增加了作用在内锚固
段的两个黏结界面上的径向应力，提高了锚的极限
承载能力。
(4) 压花锚的承载力对注浆体性能的改变不如
普通锚敏感[14]，二者的主要破坏模式亦不相同。对
不同配比的注浆体，普通锚的极限荷载变化很大，
相对而言，注浆体的变化对压花锚的极限荷载的影
响要小得多，压花锚的应用降低了锚索承载力对注
浆体的敏感性。锚的失效破坏模式如表 2 所示，可
以看出，普通预应力锚索加固的主要破坏模式是锚
索与注浆体之间的黏结破坏，而压花锚的最主要破
坏模式是锚断裂，压花的存在改变了普通预应力锚
索的失效破坏模式，注浆体 G3 锚固的压花锚发生
了钢绞线与注浆体的黏结破坏，这可能是因为以下
两方面的原因造成的：① 压花部位由于钢丝与钢丝
之间间隙较小，注浆体不容易在压花内部空间充填
密实；② 从表 1 可以看出，净浆体 G3 的单轴抗压
强度、弹性模量在 6 种注浆体中最小。以上两方
－50
－40
－30
－20
－10
0
10
20
0 4 8 12 16
内锚固段外端点位移/mm
荷
载
/k
N

压花锚，自由段长 70.2 cm
普通锚，自由段长 69.4 cm
扭
角
θ/(
°)
• 612 • 岩石力学与工程学报 2008 年


表 2 锚的失效破坏模式
Table 2 Failure modes of rock bolts
锚类别 G1 G2 G3 G4 G5 G6
压花锚 AF AF AG AF AF AF
普通锚 AG GR AG AG AG AG
注：AF 表示锚断裂，AG 表示锚索与注浆体发生黏结破坏，GR 表
示注浆体与岩石发生黏结破坏。

面的原因致使压花在荷载等级较高的时候难以保持
原有的构造形状、压花核心区注浆体易于压碎破坏
而变形，产生钢绞线与注浆体黏结界面的破坏。结
构工程中压花锚的相关试验研究也得出了类似的结
论，混凝土强度是影响压花锚具性能的重要因素，混
凝土强度低，压花锚具易于从混凝土构件中拔出[15]。

4 数值分析

4.1 数值分析模型的建立
为深入研究压花锚的锚固性能及力学机制，运
用 ANSYS 软件建立岩锚抗拔试验的有限元计算模
型，分析内锚固段的受力特点。有限元模型按照试
验试件的实际尺寸建立，数值模型如图 8 所示。考
虑轴对称性，只取试件的 1/4 建模进行分析，有限
元网格划分如图 9 所示，单元总数 2 230，节点总数
2 595，在模型对称面上采用对称约束，上、下端
面的岩石采用法向约束，在钢绞线张拉端面上的节
点施加拉拔荷载。


图 8 数值模型示意图
Fig.8 Sketch of numerical model


图 9 有限元网格划分
Fig.9 Mesh of finite element model

模拟计算中，钢绞线选用线弹性模型，采用
ANSYS8.0 中的 Solid185 单元模拟，压花部位是考
虑成一个与锚筋材质相同的实心体进行数值模拟
的；岩石与注浆体选用 Drucker-Prager 本构模型，
采用 Solid45 单元模拟；注浆体与钢绞线的接触面
使用接触单元 Conta174 和目标单元 Targe170 来模
拟。
4.2 数值计算结果分析
为验证上面建立的计算模型的适用性，这里对
注浆体 G1 锚固下的普通锚、压花锚的抗拔试验进
行了非线性有限元分析。图 10 所示为其荷载–位移
曲线试验值与计算值，可以看出，计算值与试验值
较为吻合，两者所反映的荷载–位移曲线的趋势基
本一致。
当轴向抗拔荷载为 3 kN 时，G1 中岩锚内锚固
段的钢绞线轴向应力分布、钢绞线与注浆体黏结面
的剪应力分布计算结果分别见图 11，12。
从图 11 和 12 可以看出，普通锚的轴向应力及
钢绞线与注浆体黏结界面的剪应力均从张拉端向内
锚固段的末端逐渐衰减。而压花锚的压花在注浆体
里产生楔形效应，形成注浆体剪切强度和抗压强度
的联合作用，其轴向应力及钢绞线与注浆体黏结界
面的剪应力则在压花部位发生突变，压花锚的轴向
应力在靠近压花部位时急剧下降，抗拔荷载更多地
由靠近张拉端的上部压花来承担，造成上部压花与
注浆体之间的剪应力陡然增大，而靠近内锚固段末
端的下部压花，在抗拔荷载的作用下有跟注浆体相
分离的趋势，因此，黏结界面剪应力几乎为 0。
单位：mm
第 27 卷 第 3 期 张永兴，等. 压花锚锚固性能的试验研究与数值分析 • 613 •












(a) 普通锚










(b) 压花锚
图 10 荷载–位移曲线计算值与试验值比较(G1)
Fig.10 Comparison of calculated and test load-displacement
curves(G1)











图 11 内锚固段钢绞线轴向应力分布(G1)
Fig.11 Axial stress distribution of cable embedment
section(G1)

究其原因，是因为普通预应力锚索的锚固力在
锚索注浆体黏结界面上的传递主要依靠钢绞线与注
浆体的化学吸附作用力、钢绞线的螺旋肋与注浆体
之间产生的机械咬合作用力共同完成，加之锚索注
浆体黏结界面的应力分布不均匀程度高，且峰值应
力位于锚孔孔口处，一旦靠张拉端的锚索注浆体黏
结界面发生脱黏，拉拔荷载持续增加，则脱黏界面










图 12 钢绞线与注浆体黏结面剪应力分布(G1)
Fig.12 Shear stress distribution on the interface of cable and
grout(G1)

向内锚固段的末端传递，最终导致锚筋与注浆体的
剪切破坏；而压花锚由于压花的楔形效应，大部分
锚固力转由压花与注浆体的机械咬合力承担，咬合
作用导致注浆体径向膨胀，膨胀受到围岩的约束，
将在注浆体岩石黏结界面、锚索注浆体黏结界面上
产生附加径向压应力，增强界面的黏结强度。因此，
压花锚改变了普通锚的力学作用机制，使得钢绞线
与注浆体之间的作用由普通锚的剪切作用变为压花
锚的压剪作用，提高了内锚固段的极限承载强度。

5 结 论

通过本次试验研究及数值分析，可得出以下结
论：
(1) 压花改变了普通锚的荷载–位移全过程曲
线形态。普通锚的荷载–位移全过程曲线基本上为
一偏态的单峰曲线，而压花锚的荷载–位移全过程
曲线是由弹性段、屈服段、强化段组成。
(2) 在内锚固段长度相同的情况下，压花锚的
承载能力显著高于对应的普通锚，将其用于实际工
程中，可以减少用锚数量，降低工程造价，提高锚
筋材料的利用效率。
(3) 压花部位的钢丝分散嵌固在注浆体里，有
效地阻止了钢绞线的轴向解扭，在轴向抗拔位移量
相当的情况下，压花锚的钢绞线扭转角仅为普通锚
扭转角的一半。
(4) 压花降低了锚索承载力对注浆材料的敏感
性，改变了普通预应力锚索的失效破坏模式。注浆
体配合比改变，普通锚的极限承载强度变化幅度大，
0
2
4
6
8
10
0 4 8 12 16 20 24
内锚固段外端点位移/mm
轴
向
抗
拔
荷
载
/k
N

试验值
计算值
0
3
6
9
12
15
18
0 4 8 12 16
内锚固段外端点位移/mm
轴
向
抗
拔
荷
载
/k
N

试验值
计算值
0
45
90
135
180
225
0 50 100 150 200 250
内锚固段长度/mm
轴
向
应
力
/M
Pa
压花锚
普通锚
0.0
0.4
0.8
1.2
1.6
2.0
0 50 100 150 200 250
内锚固段长度/mm
剪
应
力
/M
Pa
压花锚
普通锚
• 614 • 岩石力学与工程学报 2008 年

而压花锚的变化幅度要小得多；普通预应力锚索的
主要破坏模式是锚索与注浆体之间的黏结破坏，压
花锚的主要破坏模式是锚断裂。
(5) 数值分析结果表明：压花锚在注浆体里产
生楔形效应，形成注浆体剪切强度和抗压强度的联
合作用，改变了普通预应力锚索的力学作用机制，
这是造成上述试验结果的根本原因。
参考文献(References)：
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