劉繼良，王寶民，初明進(jìn)，王 博,4，張鵬飛，安 寧，李祥賓

(1. 大連理工大學(xué)土木工程學(xué)院，大連 116024；2. 北京建筑大學(xué)未來(lái)城市設(shè)計(jì)高精尖創(chuàng)新中心，北京 100044；3. 煙臺(tái)大學(xué)土木工程學(xué)院，煙臺(tái) 264005；4. 山東艾科福建筑科技有限公司，煙臺(tái) 264005)

剪力墻結(jié)構(gòu)的主要破壞形態(tài)有彎曲破壞、彎剪破壞、剪切破壞、剪切滑移破壞、平面外失穩(wěn)破壞等[1]，其中彎曲破壞是延性破壞，為抗震設(shè)計(jì)的目標(biāo)破壞形態(tài)。章紅梅等[2]研究結(jié)果表明，隨著軸壓比的提高，墻體受彎承載力提高，但根部混凝土壓潰區(qū)域增加，變形能力減弱。張?jiān)品?、李宏男等[3-4]研究結(jié)果表明，剪力墻發(fā)生彎曲破壞時(shí)具有較好的延性，但峰值荷載后根部混凝土壓潰區(qū)域突然增加，墻體喪失承載力。

裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)作為建筑工業(yè)化的重要結(jié)構(gòu)形式，得到廣泛應(yīng)用[5-8]。劉繼良等[9]對(duì)空心模剪力墻受力性能的研究表明，提高軸壓比墻體的受彎承載力提高，根部混凝土壓潰區(qū)域有所增加，耗能能力減弱；朱張峰等[10]對(duì)混合裝配式剪力墻進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，隨著軸壓比的提高，墻體裂縫分布更加密集，峰值荷載時(shí)承載力突然喪失，滯回曲線無(wú)下降段；張錫治等[11]研究了復(fù)合齒槽U 型鋼筋搭接連接裝配式剪力墻的抗震性能，表明隨著軸壓比的提高，墻體斜裂縫數(shù)量增多，根部混凝土剝落面積增大。綜上，軸壓比對(duì)墻體受力性能影響顯著，軸壓比較大時(shí)，易于造成墻體在峰值荷載時(shí)根部混凝土壓潰區(qū)域突然增大，承載力喪失。

榫卯接縫裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)(以下簡(jiǎn)稱榫卯剪力墻)是一種新型裝配整體式剪力墻[12]，其以榫卯板為基本裝配單元，榫卯板側(cè)邊設(shè)置榫卯構(gòu)造，通過(guò)在榫卯構(gòu)造的橫向凹槽內(nèi)設(shè)置連接鋼筋，然后沿縱向孔洞穿插縱向鋼筋，后澆筑混凝土實(shí)現(xiàn)不同裝配單元的連接。軸壓比對(duì)榫卯剪力墻受力性能的影響尚未開展研究。為明晰軸壓比對(duì)榫卯剪力墻受力性能的影響，設(shè)計(jì)了4 個(gè)不同軸壓比的榫卯剪力墻試件，進(jìn)行恒定軸力作用下的擬靜力試驗(yàn)，得到不同軸向荷載下墻體的破壞形態(tài)；研究軸壓比對(duì)滯回性能、承載力、變形能力以及連接接縫受力性能的影響，以期為后期工程應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)了4 個(gè)現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件的榫卯剪力墻試件，分別為試件PSW2、PSW3、PSW4 和PSW5；截面尺寸及配筋狀況如圖1 所示。試件由上部加載梁、中部墻體和下部地梁3 部分組成，其中上部加載梁截面尺寸為290 mm×300 mm；下部地梁截面尺寸為550 mm×600 mm。中部墻體截面為矩形，尺寸為200 mm×1400 mm，包括中間榫卯板和兩側(cè)現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件，其中現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件長(zhǎng)度為400 mm。墻體高度為2800 mm，剪跨比為2.0。

圖1 試件幾何尺寸及配筋圖Fig. 1 Dimension and reinforcement layout of specimens

榫卯板尺寸及配筋狀況如圖2 所示。墻板外緣截面尺寸為840 mm×2630 mm，縱向側(cè)邊為榫卯構(gòu)造，由間隔設(shè)置的橫向凹槽及靠近墻板側(cè)邊的縱向孔洞組成。根據(jù)接縫鋼筋構(gòu)造要求，方便預(yù)制構(gòu)件制作和安裝，橫向凹槽間距為400 mm，從板面方向看為直角梯形，凹槽深度120 mm，外側(cè)邊長(zhǎng)200 mm，內(nèi)側(cè)邊長(zhǎng)168 mm；墻板靠近縱向側(cè)邊設(shè)置100 mm×120 mm 矩形縱向孔洞，孔洞內(nèi)側(cè)邊與橫向凹槽底面在同一豎向截面內(nèi)。墻板中線設(shè)置直徑100 mm 縱向圓形孔洞，用于布置豎向插筋。墻板下部設(shè)置70 mm×120 mm通長(zhǎng)水平凹槽。

圖2 預(yù)制墻板截面尺寸及配筋圖Fig. 2 Dimension and reinforcement layout of precast concrete slabs

試件按照強(qiáng)剪弱彎的原則設(shè)計(jì)，邊緣構(gòu)件縱向鋼筋為6 14，其中2 根設(shè)置于預(yù)制墻板縱向孔洞內(nèi)；橫向凹槽內(nèi)設(shè)置2 8 箍筋與縱向鋼筋綁扎在一起。墻體水平分布鋼筋和豎向分布鋼筋配置于預(yù)制墻板內(nèi)，分別為 8@170/230 和 8@200，豎向分布鋼筋在墻板上端伸出長(zhǎng)度280 mm，伸入加載梁內(nèi)。

試件的變化參數(shù)為軸壓比，試件PSW2、PSW3、PSW4、PSW5 的試驗(yàn)軸壓比分別為0.10、0.15、0.25、0.30，對(duì)應(yīng)的設(shè)計(jì)軸壓比分別為0.18、0.27、0.45、0.54[13]，相應(yīng)的軸向荷載分別為701 kN、1057 kN、1692 kN 和1814 kN。

1.2 材料強(qiáng)度

1.2.1 鋼筋

鋼筋實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度平均值fy、抗拉強(qiáng)度平均值fu及斷后伸長(zhǎng)率δ，如表1 所示。

表1 鋼筋基本力學(xué)性能Table 1 Tested strength of reinforcements

1.2.2 混凝土

榫卯板和后澆混凝土的強(qiáng)度設(shè)計(jì)等級(jí)均為C30。制作試件時(shí)預(yù)留150 mm×150 mm×150 mm 的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，試驗(yàn)當(dāng)天測(cè)得其抗壓強(qiáng)度，如表2所示。

表2 混凝土基本力學(xué)性能Table 2 Test compressive strength of concrete

1.3 加載和測(cè)量方案

1.3.1 加載裝置和加載制度

試驗(yàn)為恒定軸力作用下的擬靜力試驗(yàn)，軸向荷載和水平荷載分別通過(guò)3000 kN 和1500 kN 千斤頂施加。試驗(yàn)時(shí)，首先施加50%的軸向荷載進(jìn)行預(yù)壓，5 min 后卸載至0，然后施加100%的軸向荷載，在試驗(yàn)中保持穩(wěn)定。

水平荷載采用荷載-位移混合控制，初始階段采用荷載控制，加載級(jí)差為150 kN，每一控制荷載循環(huán)1 次；待最外側(cè)邊緣構(gòu)件縱向鋼筋達(dá)到受拉屈服應(yīng)變后，采用該級(jí)荷載對(duì)應(yīng)的位移為屈服位移，進(jìn)行位移控制加載，以屈服位移的整數(shù)倍為控制位移，每一控制位移循環(huán)2 次，直至加載結(jié)束。

1.3.2 測(cè)量方案

試件的位移和應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置如圖3 所示。位移計(jì)測(cè)點(diǎn)MD1 設(shè)置于加載梁高度中間位置，用于測(cè)量墻體加載點(diǎn)水平位移；測(cè)點(diǎn)HD3～HD6 處布置水平張開相對(duì)變形測(cè)量裝置，其中測(cè)點(diǎn)HD3、HD4 分別設(shè)置于墻體東、西兩側(cè)距墻底500 mm高度位置處的橫向凹槽底部，用于測(cè)量橫向凹槽底部新舊混凝土結(jié)合面的水平張開相對(duì)變形；測(cè)點(diǎn)HD5～HD6 分別設(shè)置于墻體東、西兩側(cè)距墻底300 mm 高度位置處的橫向凸起端部，用于測(cè)量橫向凸起端部新舊混凝土結(jié)合面的水平張開相對(duì)變形。

圖3 位移和應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置圖Fig. 3 Layout of measurement points of specimens

布置了11 個(gè)電阻應(yīng)變片用于測(cè)量不同位置處鋼筋應(yīng)變，其中測(cè)點(diǎn)ES1、ES2 和測(cè)點(diǎn)WS1、WS2 分別測(cè)量東、西兩側(cè)邊緣構(gòu)件縱向鋼筋應(yīng)變；測(cè)點(diǎn)EV1、WV1 測(cè)量豎向分布鋼筋應(yīng)變；測(cè)點(diǎn)MS1 測(cè)量豎向插筋應(yīng)變；測(cè)點(diǎn)EH2、WH2 測(cè)量水平分布鋼筋端部應(yīng)變；測(cè)點(diǎn)EH02、WH02 測(cè)量箍筋應(yīng)變。測(cè)點(diǎn)ES1、ES2、EV1、MS1、WV1、WS1、WS1 在同一橫截面內(nèi)，距墻底高度200 mm，用于研究不同狀態(tài)下，同一截面高度位置處的應(yīng)變分布情況；測(cè)點(diǎn)EH2、EH02 以及WH2、WH02分別在相同豎向平面內(nèi)，用于研究水平鋼筋的應(yīng)變傳遞狀況。

試驗(yàn)數(shù)據(jù)采用靜態(tài)應(yīng)變采集系統(tǒng)DH3816N 采集，通過(guò)計(jì)算機(jī)實(shí)時(shí)記錄。

2 試件破壞過(guò)程和破壞狀態(tài)

試件發(fā)生彎曲破壞，峰值荷載時(shí)邊緣構(gòu)件縱向鋼筋受拉屈服；破壞時(shí)根部混凝土輕微剝落，未出現(xiàn)較大面積的根部混凝土壓潰現(xiàn)象。隨著軸壓比的提高，墻體根部混凝土受壓破壞區(qū)域沒(méi)有增加。

2.1 試件PSW3

試件PSW3 的試驗(yàn)軸壓比為0.15，軸向荷載為1057 kN。試件破壞過(guò)程見(jiàn)圖4。

圖4 試件PSW3 裂縫開展?fàn)顩r及墻體破壞過(guò)程Fig. 4 Crack development and failure process of specimen PSW3

水平荷載達(dá)到2+295 kN、3-308 kN(試驗(yàn)先推后拉，“推”為“+”；“拉”為“-”；“2”表示循環(huán))時(shí)，墻體兩側(cè)根部出現(xiàn)細(xì)微水平裂縫；水平荷載3-298 kN、3+315 kN 時(shí)，兩側(cè)邊緣構(gòu)件出現(xiàn)水平裂縫；水平荷載4-440 kN、4+486 kN，位移角1/373、1/354 時(shí)，橫向凹槽底部新舊混凝土結(jié)合面開裂；水平荷載4-475 kN、4+433 kN 時(shí)，邊緣構(gòu)件水平裂縫延伸形成斜裂縫；水平荷載達(dá)到4+496 kN、4-485 kN 時(shí)，墻體兩側(cè)榫卯接縫多處橫向凸起根部位置出現(xiàn)短細(xì)斜裂縫；水平荷載4-516 kN、4+486 kN 時(shí)，榫卯板中間豎向孔洞位置出現(xiàn)兩方向相交的短細(xì)斜裂縫；水平荷載達(dá)到4-524 kN、4+542 kN 時(shí)，位移角1/217、1/262，最外側(cè)邊緣構(gòu)件縱向鋼筋受拉屈服。邊緣縱筋屈服前，榫卯剪力墻表現(xiàn)出與鋼筋混凝土剪力墻相似的裂縫開展特征[11]。

位移角達(dá)到1/115 時(shí)，榫卯接縫所有橫向凸起根部均出現(xiàn)短細(xì)斜裂縫，橫向凹槽底部新舊混凝土結(jié)合面開裂，但裂縫上下并未連通，墻體出現(xiàn)沿橫向凹槽底部截面的宏觀豎向裂縫，此時(shí)墻體根部混凝土出現(xiàn)細(xì)微豎向裂縫。位移角達(dá)到1/77 時(shí)，橫向凸起根部和橫向凹槽底部裂縫開展位置開始出現(xiàn)起皮、掉渣現(xiàn)象，此時(shí)水平荷載達(dá)到峰值荷載5-567 kN、5+635 kN，根部水平裂縫寬度約為2.25 mm，墻體兩側(cè)根部出現(xiàn)多條豎向裂縫。

峰值荷載后，橫向凸起根部和橫向凹槽底部混凝土剝落現(xiàn)象逐漸增多，加載點(diǎn)水平位移角達(dá)到1/58 時(shí)，混凝土剝落區(qū)域基本連通，形成沿橫向凹槽底部截面的豎向裂縫，墻體兩側(cè)混凝土輕微剝落，水平荷載下降至峰值荷載的85%左右；隨著墻體變形繼續(xù)增加，沿宏觀豎向裂縫的混凝土剝落區(qū)域逐漸增大；位移角達(dá)到1/46 時(shí)，邊緣構(gòu)件根部縱向鋼筋壓曲，保護(hù)層混凝土剝落，水平荷載下降至峰值荷載的73%，試驗(yàn)結(jié)束。

2.2 軸壓比變化試件

圖5 為各試件在峰值荷載、破壞狀態(tài)時(shí)裂縫開展?fàn)顩r。試件PSW2、PSW4、PSW5 的破壞過(guò)程與試件PSW3 基本相似，均出現(xiàn)了根部水平裂縫、邊緣構(gòu)件水平裂縫、斜裂縫、橫向凹槽底部豎向裂縫以及橫向凸起根部斜裂縫等典型裂縫，但在裂縫出現(xiàn)荷載、裂縫出現(xiàn)順序、局部破壞特征等方面差異性顯著。

圖5 各試件不同狀態(tài)時(shí)裂縫開展?fàn)顩rFig. 5 Crack development of specimens in different states

1)裂縫出現(xiàn)荷載：隨著軸壓比的提高，邊緣構(gòu)件水平裂縫、斜裂縫、橫向凹槽底部豎向裂縫以及橫向凸起根部斜裂縫的出現(xiàn)荷載顯著提高。

2)裂縫出現(xiàn)順序：各試件橫向凸起根部短細(xì)斜裂縫均不早于橫向凹槽底部豎向裂縫出現(xiàn)，且隨著軸壓比的提高，兩種裂縫出現(xiàn)間隔逐漸縮短。

3)局部破壞特征：隨著軸壓比的提高，橫向凸起根部短細(xì)斜裂縫與水平軸夾角逐漸減??；當(dāng)位移角為1/100 左右時(shí)，橫向凸起根部斜裂縫與橫向凹槽底部豎向裂縫形成宏觀豎向裂縫，且局部混凝土出現(xiàn)起皮、掉渣現(xiàn)象；隨后橫向凸起根部預(yù)制混凝土剝落；提高軸壓比使預(yù)制混凝土的剝落現(xiàn)象加重，剝落區(qū)域加大(如圖6 所示)，較早形成豎向裂縫。

圖6 榫卯接縫位置混凝土剝落對(duì)比(θ=1/100)Fig. 6 Comparison of concrete spalling at mortise-tenon joints (θ=1/100)

4)根部混凝土壓潰：豎向裂縫的形成減弱了根部混凝土壓潰區(qū)域，增強(qiáng)了墻體的變形能力；隨著軸壓比的提高，根部混凝土壓潰區(qū)域沒(méi)有擴(kuò)大，且沒(méi)有出現(xiàn)由于混凝土壓潰導(dǎo)致墻體承載力喪失的現(xiàn)象，即使試驗(yàn)軸壓比達(dá)到0.30，墻體依然具有良好的變形能力。軸壓力對(duì)榫卯剪力墻與鋼筋混凝土剪力墻呈現(xiàn)不同的影響規(guī)律[2]。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 水平荷載-位移關(guān)系曲線

圖7、圖8 分別為水平荷載-水平位移滯回曲線和骨架曲線。通過(guò)曲線對(duì)比可以看出：

圖7 各試件水平荷載-水平位移滯回曲線Fig. 7 Top lateral force-horizontal displacement hysteretic curves of specimens

圖8 各試件水平荷載-水平位移骨架曲線Fig. 8 Skeleton curve of horizontal load-horizontal displacement

1)滯回曲線較為飽滿，墻體表現(xiàn)出良好的耗能能力；與鋼筋混凝土剪力墻不同[2]，榫卯剪力墻的水平荷載-水平位移骨架曲線具有明顯下降段。

2)軸壓比對(duì)滯回曲線和骨架曲線影響顯著，隨著軸壓比的提高，受彎承載力逐漸提高，峰值荷載前剛度顯著增加，但峰值荷載后承載力下降加快。

3)試件PSW4、PSW5 的滯回曲線和骨架曲線基本重合，表明當(dāng)軸壓比超過(guò)0.25 時(shí)，其對(duì)承載力、剛度和變形能力的影響有減弱跡象。

3.2 承載力及變形能力

各試件主要試驗(yàn)結(jié)果詳見(jiàn)表3。屈服點(diǎn)采用能量法確定[14]；破壞點(diǎn)為骨架曲線上水平荷載下降至峰值荷載85%時(shí)對(duì)應(yīng)的狀態(tài)點(diǎn)；位移延性系數(shù)μ為破壞點(diǎn)位移與屈服位移的比值。通過(guò)對(duì)比可以看出：

表3 各試件主要試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Test result of specimens

1)隨著軸壓比的提高，位移延性系數(shù)有所降低，但均大于6.5，延性良好[14]。

2)破壞點(diǎn)位移角為1/47～1/61，顯著大于《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011-2011)[15]規(guī)定的罕遇地震下剪力墻的彈塑性層間位移角1/120 的限值，榫卯剪力墻具有良好的變形能力。

3)與試件PSW2 相比，試件PSW3、PSW4、PSW5 的峰值荷載分別提高了19.3%、38.4%、38.9%，表明提高軸壓比可提高受彎承載力，但試驗(yàn)軸壓比大于0.25 時(shí)，增幅減小。

3.3 剛度分析

圖9 為各試件剛度退化曲線，通過(guò)對(duì)比可以看出：

圖9 剛度退化曲線Fig. 9 Stiffness degradation curve

1)位移角小于1/85 時(shí)，提高軸壓比有助于提高墻體剛度，這是由于軸壓比的提高限制了裂縫開展，對(duì)提高墻體剛度產(chǎn)生有利作用。

2)隨著加載點(diǎn)位移增加，試件剛度逐漸降低，但提高軸壓比加快了剛度退化速率。

3)試件PSW4、PSW5 剛度退化曲線基本重合，表明當(dāng)軸壓比達(dá)到一定限值后，提高軸壓比對(duì)墻體剛度影響不明顯。

3.4 軸壓比對(duì)榫卯接縫連接性能的影響

榫卯接縫位置處存在新舊混凝土結(jié)合面，在橫向凹槽底部和橫向凸起端部新舊混凝土結(jié)合面位置分別設(shè)置測(cè)點(diǎn)HD4、HD6，用于測(cè)量新舊混凝土結(jié)合面兩側(cè)墻體水平張開相對(duì)變形，測(cè)點(diǎn)布置詳見(jiàn)圖3，測(cè)量結(jié)果如圖10 所示。榫卯接縫內(nèi)還設(shè)置鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)EH02、EH2、WH02、WH2，用于測(cè)量水平鋼筋和箍筋應(yīng)變，測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖3，測(cè)量結(jié)果如圖11 所示。通過(guò)對(duì)比可以看出：

圖10 水平位移角-水平張開相對(duì)變形關(guān)系曲線Fig. 10 Relation curves of horizontal displacement anglehorizontal relative deformation

圖11 水平鋼筋應(yīng)變測(cè)量結(jié)果Fig. 11 Strain of horizontal reinforcement

1)位移角為1/1000 時(shí)，測(cè)點(diǎn)HD4、HD6 的水平張開相對(duì)變形為0，而測(cè)點(diǎn)WH02、WH2 的鋼筋應(yīng)變均小于100 με，在正常使用階段榫卯接縫保持整體性；位移角為1/780～1/560 時(shí)，測(cè)點(diǎn)HD4、HD6 處水平張開相對(duì)變形為0.10 mm，測(cè)點(diǎn)WH02、WH2 的鋼筋應(yīng)變均小于200 με，榫卯接縫仍保持整體性。

2)峰值荷載前，測(cè)點(diǎn)EH02 與EH2、測(cè)點(diǎn)WH2與WH02 的水平鋼筋應(yīng)變測(cè)量結(jié)果基本重合，表明榫卯接縫能夠有效傳遞鋼筋應(yīng)力。

3)加載點(diǎn)位移角小于1/100 時(shí)，軸壓比對(duì)測(cè)點(diǎn)HD4 處水平張開相對(duì)變形無(wú)顯著影響規(guī)律；但對(duì)測(cè)點(diǎn)WH2 處水平鋼筋應(yīng)變影響規(guī)律明顯，隨著軸壓比的提高，鋼筋應(yīng)變有所增加。

4)加載點(diǎn)位移角大于1/100 時(shí)，隨著軸壓比的提高，測(cè)點(diǎn)HD4 處水平張開相對(duì)變形以及水平鋼筋應(yīng)變逐漸增加，與墻體破壞現(xiàn)象一致。

5)與橫向凹槽底部所在豎向界面相比，橫向凸起端部新舊混凝土結(jié)合面位置處的破壞現(xiàn)象明顯減弱，測(cè)點(diǎn)HD6 處的水平張開相對(duì)變形明顯小于測(cè)點(diǎn)HD4，而軸壓比對(duì)這一位置處水平張開相對(duì)變形影響規(guī)律并不顯著。

6)試件PSW4 在測(cè)點(diǎn)HD4 處水平張開相對(duì)變形和水平鋼筋應(yīng)變的測(cè)量結(jié)果與試件PSW5 基本相當(dāng)，表明軸壓比達(dá)到一定值后，對(duì)榫卯接縫受力性能影響較小。

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)4 個(gè)不同軸壓比的榫卯剪力墻試件開展恒定軸向荷載下的擬靜力試驗(yàn)，研究了軸壓比對(duì)墻體破壞形態(tài)和接縫連接性能的影響，主要結(jié)論如下：

(1)榫卯剪力墻均發(fā)生彎曲破壞，破壞時(shí)榫卯板橫向凸起根部預(yù)制混凝土剝落；墻體未發(fā)生因根部混凝土壓潰區(qū)域突然增加而喪失承載力的破壞現(xiàn)象。

(2)提高軸壓比可提高墻體受彎承載力和剛度，但位移延性系數(shù)有所降低，剛度退化速率有所增加；當(dāng)試驗(yàn)軸壓比由0.25 增至0.30 時(shí)，影響減弱。

(3)榫卯接縫整體性良好。位移角為1/1000 時(shí)，接縫處鋼筋拉應(yīng)變小于100 με；位移角1/780～1/560時(shí)，榫卯接縫未見(jiàn)裂縫，兩側(cè)墻體水平張開相對(duì)變形小于0.10 mm，鋼筋應(yīng)變均小于200 με。

(4)試驗(yàn)軸壓比由0.10 提高到0.30，榫卯剪力墻根部混凝土壓潰區(qū)域并未增大，榫卯接縫處的預(yù)制混凝土剝落區(qū)域增加。

(5)位移角大于1/100 時(shí)，隨著軸壓比的提高，榫卯接縫兩側(cè)墻體水平張開相對(duì)變形逐漸增加，鋼筋應(yīng)變逐漸增大，但軸壓比超過(guò)一定限值后，這一現(xiàn)象明顯減弱。