GPZ(II)2.0sx,3.0sx,4.0sx盆式橡胶支座 铅芯隔震橡胶支座厂家

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射阳GPZ(II)2.0sx,3.0sx,4.0sx盆式橡胶支座安装要点，因为很多施工单位在安装抗震盆式橡胶支座时，都不了解如何安要将支垫石安装设置为了保证抗震PZ(II)2.0sx,3.0sx,4.0sx盆式橡胶支座的施工质量，以及调整、观察和更换盆式橡胶支座的方便，不管是采用现浇梁法还是预制梁法施工，告诉大*不管安装何种类型GPZ盆式橡胶支座，在墩台顶设置支在垫石都是必需的,这主要有两个方面的要求: 抗震盆式橡胶支座支承垫石的平面大小应能承受上部构造荷载为宜，*般长度和宽度都比盆式盆式橡胶支座的下钢板大250mm以上。垫石高度应大于65mm，以保证从到墩台顶面有足够的空间高度，用来安放千斤顶，供盆式橡胶支座调换时使用。垫石四周做成坡面，以防积水

*定有坚固的钢筋网安装在支承垫石内，竖向钢筋应与墩台内钢时接牢固。浇筑垫石用的水泥标号不低于C40号，垫石混凝土顶面预先用水平尺校准，力求平整而清洁。 射阳GPZ(II)2.0sx,3.0sx,4.0sx盆式橡胶支座验收是按中华人民共和*交通部行业标准要求进行验收。盆式橡胶支座各部件如钢件、橡胶、聚四氟乙烯板、不锈钢滑板等其材质必须符合标准要求。盆式橡胶支座外观质量和部件之间的配合公差应符合标准和设计图纸要求，尤其应注意聚四氟乙板与中间钢板凹槽、密封圈与盆环及橡胶板与钢盆之间的配合公差，还应对不锈钢滑板和聚四氟乙烯滑板的外观质量进行检查，并根据厂方装箱清单对配件如地脚螺栓、底柱、垫圈等进行验收。

装T型梁时，若GYZ250板式橡胶支座比梁筋底宽，则应在GYZ250板式橡胶支座与梁筋底之间加设比GYZ250板式橡胶支座大的钢筋混凝土垫块或厚钢板做过渡层，以免GYZ250板式橡胶支座局 部受压，而形成应力集中。钢筋砼垫块或厚钢板要用环氧树脂砂浆和梁筋底贴合粘结。 6、落梁后，*般情况下GYZ250板式橡胶支座顶面与梁面保持水平。预应力简支梁，其GYZ250板式橡胶支座顶面可稍后倾；非预应力 梁其GYZ250板式橡胶支座顶面可略微前倾，但倾斜角度不得超过5"。 GYZ250板式橡胶支座按装时的调整 GYZ250板式橡胶支座安装后，若发现下述情况，应及时调整：

A、个别GYZ250板式橡胶支座落空，出现不均匀受力 B、GYZ250板式橡胶支座发生较大的初始剪切变形 C、GYZ250板式橡胶支座偏压严重，局部受压，侧面鼓出异常，而局部落空 调整方法*般可用千斤顶顶起梁端，在GYZ250板式橡胶支座上下表面铺涂*层水泥砂浆(或环氧树脂砂浆)。再次落梁，在重力作用下GYZ250板式橡胶支座上下表面相互平行且同梁底，墩台顶面全部密贴；同时使*片染两端的GYZ250板式橡胶支座处于同*平面内，梁的纵向倾斜度应加以控制，以GYZ250板式橡胶支座不产生时显初始剪切变形为佳。 4普通GYZ250板式橡胶支座安装注意事项 4.矩形GYZ250板式橡胶支座短边应与顺桥方向平行安置，以利于梁端转动。若需长边平行于顺桥向时，需通过转角验算。

当同*片梁需两个或四个GYZ250板式橡胶支座时，为方便找平，可以在支承垫石和GYZ250板式橡胶支座之间铺*层水泥砂浆，让GYZ250板式橡胶支座在桥梁体的压力下自动找平。 在浇注梁体前，在GYZ250板式橡胶支座上放置*块比GYZ250板式橡胶支座平面稍大的支承钢 板，钢板上焊接锚固钢筋与梁体连 接，并把支承钢板视作浇梁模板的 *部分进行浇注，按以上方法进行，可以使GYZ250板式橡胶支座与梁底钢板及垫石顶面全部密贴。 预制梁GYZ250板式橡胶支座的安装： 安装好预制梁GYZ250板式橡胶支座的关键在于保证梁底在垫石顶面的平行、平整，使其和GYZ250板式橡胶支座上、下表面全部密贴，不得出现偏压、脱空和不均匀支承受力现象。

这种橡胶支座在施工程序如下： 处理好支撑垫石，使支撑垫石标高*致。 预制梁与GYZ250板式橡胶支座接触的底面要保持水平和平整。当有蜂窝浆和倾斜度时，要预先用水泥砂浆捣实、整平。 GYZ250板式橡胶支座的正确就位 先使GYZ250板式橡胶支座和支承垫石按设计要求准确就位。架梁落梁时，T型梁的纵轴线要与GYZ250板式橡胶支座**线重合；板梁、箱梁的纵轴线与GYZ250板式橡胶支座**线相平行。为落梁准确，在架第*跨板梁或箱梁时，可在梁底划好二个GYZ250板式橡胶支座的十字位置**，在梁的端立面上标出两个GYZ250板式橡胶支座的位置**线的铅直线，落梁时使之与墩台上的位置**线相重合。以后数跨可依照第*跨梁为基准进行。 架梁落梁时要平稳，防止压偏或产生初始剪切变形。

阜阳铅芯橡胶支座*新报价及铅芯橡胶支座价格？目前设计人员存在两个常见的误区，其*抗震分析时*味的考虑用桥墩的塑性能力耗散地震效应，忽略 增设减隔震支座的设计思路。其二由于设计人员对减隔震支座的模拟方式不清楚，造成潜意识里回避减 隔震支座的采用。本文考虑上述两点对抗震规范0..条中涉及的支座模拟进行说明。分离式减隔震装置 另文叙述。 解决办法 . 铅芯橡胶支座的模拟 .涉及规范及支座示意图(《公路桥梁铅芯隔震橡胶支 座》（JT/T 8-0）) .铅芯橡胶支座的实际滞回曲线和等价线性化模型基金资助:**自然科学基金资 助项目(50578045) 大量的试验数据表明,铅芯橡胶支座的滞回曲线与加载时程密切

相关.目前现有的铅芯橡胶支座恢复力模型中都没有考虑加载时程基础上的应变滞回特性,针对铅芯橡胶支座的这*特性,提出了铅芯橡胶支座的“扁环”效应,根据双拐点原则建立了考虑加载时程应变滞回特 性的剪切弹塑性的“扁环”效应恢复力模型,并对提出的恢复力模型进行了静力试验验证.试验结果表明 :作者提出的“扁环”效应能很好地描述铅芯橡胶支座加载时程的应变滞回特性,“扁环”效应恢复力模 型合理、精确,适合于精确的非线性时程分析 铅芯橡胶支座是在普通橡胶支座的中部圆形孔内压入铅, 以提高普通橡胶支座的阻尼,隔震支座由橡胶提供竖向支承和水平柔性,利用铅芯的塑性变形来提供阻尼 ,吸收能量,因此同时具有降低结构水平刚度和耗能的功能,在实际使用时可以节省空间,施工上也较为便 利,已成为工程应用较多*种隔震装置[1,2]. 现有的铅芯橡胶支座恢复力模型中,常见的有双线性模型 、修正双线性模型、Ramberg2Osgood模型及双线性+RO模型等[3,4]

.双线形恢复力模型是假定橡胶支座 为理想的弹性材料,铅芯为理想的弹塑性材料,把铅芯橡胶支座的恢复力模型视为双线性.双线性模型的 优点是模型简单、计算较为方便.Skinner、Robinson(1993)研究指出采用双线性恢复力模型进行隔震计 算,可以得到较为精确的近似结果,但对于高度非线性的分析结果误差过大[5].部分学者提出了修正双线 性模型,通过修正橡胶支座的屈服刚度和屈服力来修正普通双线性模型[6].Ramberg-Osgood模型适用于 高阻尼橡胶隔震支座.冯德民[7](1998年)提出了修正双线性模型与Ramberg2Osgood模型组合使用的 BRO 铅芯橡胶支座的恢复力模型,即在卸载段和 反向加载段采用Ramberg2Osgood模型,其他段采用双线性模 型. 现有的铅芯橡胶支座的剪切恢复力模型具有*个共同的特点是仅在初始弹性段范围内考虑了铅芯橡 胶支座的小应变相关特性,当铅芯橡胶支座进入屈服状态后不考虑小应变特性,对屈服荷载及屈服后刚度 的修正仅在未经历状态修正,经历后不再考虑,骨架曲线未考虑各加载时程段的不同特点.这使得在复杂 的非线性分析计算中存在较大误差.观察伪静力试验所得的滞回曲线看出,橡胶支座的滞回曲线与加载时 程密切联系.作者针对这*特性,考虑铅芯橡胶支座加载时程的应变特性,提出铅芯橡胶支座的“扁环” 效应及其恢复力模型.

铅芯橡胶支座的“扁环”效应及其恢复 力模型 1.1 基本原则 对大量的试验 数据进行分析[8,9],对于橡胶支座“扁环”效应特性进行如下假定: (1)弹塑性恢复力模型骨架曲采用 修正双线 性和Ramberg-Osgood模型组合的方式. 考虑橡胶支座屈服后的应变特性,在铅芯 橡胶支座屈服后的卸载段和加载段除了和卸载点(或反向加载 点)有关外,还与卸载点相关的加载点(反向加载点相关的卸载点)有关,即和滞回环的大小有关. (3)当加 载点(卸载点)和前*卸载点(加载点)的水平位移差为橡胶支座的*大水平位移时按冯德民的恢复力骨架 曲线.当加载点(卸载点)和前*卸载点(加载点)的水平位移差为零时按小应变恢复力骨架曲线.1.2 “扁 环”效应恢复力模型

新的恢复力模型如图1所示:其中Kt为切线刚度,Kd为屈服刚度,Ku为极限刚度.其中 ,OA段为初始加载段 f=K1u(0≤u≤uy) (1) 式中:f为水平力;u为水平位移;K1为初始刚度; uy为屈服时 的水平位移,*般取水平应变5%时 的位移 . 图1 “扁环”效应恢复力模型 Fig.1 Theflathysteriousloopcharacteristic oftheleadrubberbearings BC和DE段的g(β )推导过程如下.定义:β= ur-ur-1 u max (2) 式中:ur为加(或卸)载点;ur-1前*次卸(或加)载点;umax为橡胶支座的*大水平位移. 设 g(β )=a(β)f1+b(β)f2(3) f1采用Ramberg-Osgood模型修正双线形模 型: u-uu=(f-fu)(a+b|f-fu|)γ -1 (4) 其中,a= 1 K u ,b= 1|ft-fu| γ-1 1 Kt - 1 Ku 式中:γ为剪切应变;Kt为切线刚度. f2采用修正双线形模型为 u= 1 ku f(5) 根据假设条件,代入公式(3),可得 g(0)=a(0)f1+b(0)f2=f1g(1)=a( 1)f1+b(1)f2=f2 (6) 取方程的*组解为 g(β)=βλf1+(1-β)λf2(7) 其中:λ为修正系数: λ= Kd Ku (8) 则新模型的曲线方程为公式(9),其中刚度的公式为式(10). CD和EB段推导过程和上面相似,得到 方程 为式(11),刚度的公式为式(12).所以,“ 扁环”效应的恢复力模型公式见(13)所示: u=β λ{(f-fu){a1+b1|f-fu|r-1 }+uu} +( 1 -β)λ1 Ku f( 9) K变= 5f 5u=1 βλ ( a+bγ|f-fu| γ-1 )+(1- β) λ 1 Ku (10) u=βλ 1 Kd f+(1-β )λ1 Ku f(11)K变= 5f5u=1 βλ1Kd +(1-β )λ1Ku (12) u-uy=β λ 1Kd +(1-β )λ1Ku (f+K1u y) (CD/E B) u=βλ {(f-fu){a1+b1|f-fu| r-1 }+uu}+(1-β )λ1Ku f (BC/DE) (13) 2 试验研究 橡胶支座在实际的工作过程中,可能不是仅仅进行以橡胶支座的轴线为**的往复运动,可能在橡胶支座 存在*定的水平变形作用下,橡胶支座尚未回复到原来位置,又以当前的水平应变 开始加载,卸载的情况 *样,即存在上*节所提出的“扁环”效应现象,所以为研究铅芯橡胶支座的加载全时程的 “扁环”效应特性,验证上*小节所建立的加载时程的模型方程,进行静力试验研究

体采用直径为300mm和600mm两种类型共5个铅芯橡胶支座进行,文中采取的试验数据为直径<600mm的试验 体所得的试验数据, 2 7 郑州大学学报(工学版) 2006年 © 1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. http://www.cnki.net 600mm试验体规格如表1所示. 表1 <600mm的铅芯橡胶支座试验体规格 Tab11 Sizeofspecimenoftheleadrubberbearings(<600 mm) 试验体规格 直径 /mm中孔直径 /mm高度 /mm橡胶层总厚度/mm 第*形状系数S1 第二形状系数S2 剪切弹性模量 G/(N・mm-2 ) LRB-4 600 120 214 120 30 4 0. 4 水平位移从初期的水平应变10%,20%,50%,到较大应变,在大应变位置上再进行*些小的滞回环,模拟

地震发生时铅芯橡胶支座实际可能出现的情况. 2.2 试验曲线和模型的比较 其中LRB4试验的滞回曲线 和新提出的模型比较见图2、图3,可以看出,滞回曲线上存在“扁环”效应,由于它的存在,使得整个滞回 曲线不像单调的往复试验所得的试验曲线那样光滑,这说明用原有的大应变的滞回模型是不能准确的分 析,所以考虑“扁环”效应的恢复力模型的提出具有现实意义. 比较试验曲线和考虑加载时程应变特性 的“扁环”效应恢复力模型,发现两者吻合良好,由此验证了提出的“扁环”效应恢复力模型理论的合理 性和精确性 . 图2 试验曲线和“扁环”效应恢复力曲线的比较 Fig.2 Compareoftestcurveandnew model 图3 试验曲线和“扁环”效应恢复力曲线的比较 Fig.3

试验曲线和各模型的耗能比较 计算试验曲线和各模型的耗能,即计算阻尼力做功为各滞回曲线循环所占 面积,过程如下: WC= ∮ Fdx(14) 图4为各个恢复力模型和试验结果消耗的能 量时程的比较.滞回过 程消耗的总能量为78037611kN/m,由“扁环”效应模型和修正双线性+RO模型计算的消耗的总能量分别为 77268117kN/m,76016419kN/m,误差分别为0197%和2158%,而由双线性计算出的总能量消耗为 65030017kN/m,误差为16167%.从图4可以看出,修正双线性+RO模型和“扁环”效应模型都考虑了小滞回 环耗能的特性,这两种恢复力模型的耗能情况都十分接近实际的耗能能量,但由于“扁环”效应模型考虑 了铅芯橡胶支座的扁环效图.实际滞回曲线图 图.等价线性化模型 从 实际滞回曲线可以得到3点重要的结论： 铅芯橡胶支座的位移剪力曲线所围面积明显大于较普通的橡 胶支座，而且滞回曲线所谓 面积反映了支座耗能能力，故间隔震支座（对于本图为铅芯橡胶支座）的 本质是通过自身的材料或构造特性提供更有效的耗能机制，耗散地震产生的能量，从而起到减轻地震对 结构的破坏程度。 实际滞回曲线*般为梭形，图形成反对称形态。目前通用的方法是将其等效为图. 所 示的线性化模型。通过K 、K、 KE 、Qy四个参数来模拟铅芯橡胶支座的滞回曲线。.

K弹性刚度：表示初始加载时，结构处于弹性状态是的刚度（力与 变形之间的关系）。 K—屈服刚度：表示屈服之后的刚度。 KE—等效刚度：等效的含义是指如 果不考虑加载由弹性到塑性的变化过程，仅考虑屈服 后累计位移与力的关系折算出的刚度。 Qy—上 述三个参数仅提供刚度的采用值（可以理解为曲线斜率的概念），但具体受力到 多大开始采用屈服刚 度，由Qy提供明确的界定点（即屈服点）。

程序中如何实现上述等价线性化模型 805版本点击：边界>*般连接》*般连接特性》添加，选择特 性值类型选择铅芯橡胶支座隔震装置，会弹出如下界面： 图.3定义*般连接特 性值 本窗口用于定义非线性边界的特性值。通过选择特性值类型选择不同的力学模型，对于铅芯橡胶 支座如上图所示选择对应内容。 定义内容主要包括三部分内容: 第*部分定义自重及使用质量，由 于程序定义边界条件仅定义连接特性，对于支座本身的质量在此处考虑。 第二部分定义线性特性值： 结构分析*般分为线性分析及非线性分析，对于抗震可以狭义的理解为反应谱分析和时程分析。反应谱 分析理论上属于静力分析的范畴，程序会调用此处定义的线性特性值。

故结合上页刚度的描述，等效刚 度KE的值在这里输入。对于时程分析的直接积分法，程序可以通过非线性特性值中的内容确定结构的阻 尼情况，故这里无需定义有效阻尼（如果用户在线性分析中需要考虑有效阻尼可在此处输入，有效阻尼 的概念类似有效刚度，主要用于非线性单元中线性自由度方向阻尼属性，以及所有自由度在线性分析工 况的阻尼属性）。

2015年亳州叠层铅芯橡胶隔震支座剪切破坏模式研究,对叠层铅芯橡胶隔震支座进行了水平剪切性能试验、极限剪切破坏试验和受拉后的水 平剪切性能试验、极限剪切破坏试验，根据试验结果及现象，研究了剪切应变对隔震支座力学性能的影响、支座极限剪切破坏发展机制及受拉工况对支座极限剪切破坏模式的影响．

关键词：叠层橡胶隔震支座；铅芯；剪切性能；剪切破坏模式中图分类号： P315．9 文献标识码： 叠层铅芯橡胶隔震支座因其稳定的双线性恢复力特性，近年来在隔震建筑中得到了广泛应用．叠层橡胶支座受压时，橡胶会向外侧变形，但由于受到内部钢板的约束，以及考虑到橡胶材料的非压缩性，橡胶层**会形成三向受压状态．因此叠层橡胶隔震橡胶支座受压时的变形量很小，可以提供与相同截面积的ＲC柱相当的压缩刚度．而当支座受到剪力作用时，由于内部钢板不约束橡胶层的剪切变形，橡胶片可以自由发挥自身柔软的水平特性．叠层橡胶支座发生较大剪切变形时，因在叠层橡胶支座顶部和底部的重叠部分中保持了*种三向受压状态，所以仍然具有承载能力．这种承载机构使得叠层橡胶隔震支座承受较大的竖向压力的同时，也可以承受较大的水平变形

叠层铅芯橡胶隔震支座剪切破坏模式研究破坏现象，并且没有出现明显的不可恢复的变形． 表2中给出了S4支座试件在拉伸前后的剪切性能指标．比较拉伸前后的剪切性能指标可以发现：叠层铅芯橡胶支座在受到拉力作用之后，水平等效刚 度和屈服后刚度均有所下降，而等效阻尼比和屈服 力略有提高；总体来说，试件受拉力作用前后，其水平剪切性能指标变化不大． 表2 试件S4拉伸前后水平剪切性能指标 γ=50% γ=** γ= 250 %是否进行拉伸试验拉伸前拉伸后拉伸前拉伸后拉伸后水平等效刚度Kh（KN/mm） 5．07914．90723．35483．17091．9625等效阻尼比heq 0．35840．38340．27200．28970．1970屈服后刚度Kd（KN/mm） 1．79001．58001．63401．47231．2968屈服力Qd（KN）195．3878 205．0146 203．8381 208．436 235．0498 拉伸前后水平等效刚度变化－3．36%－5．48%拉伸后等效阻尼比变化6．97%6．51%拉伸前后屈服刚度变化－11．73%－9．90% 拉伸前后屈服力变化 4．93% 2．26% 图4 剪切应变对支座水平剪切性能的影响 图5试件S1， S2，S3极限剪切破坏发展过程2．3水平极限剪切破坏试验 在上述试验加载完成之后， 测定S1，S2，S3，S4支座试件在*大设计压力下的极限剪切位移能力，即对试件在设计*大压力作用下施加单向水平加载，直至达到极限剪切位移状态．极限剪切位移状态指支座出现破坏、屈曲或滚翻．表3中给出了四 个试件达到极限破坏状态时的位移和水平剪力，并与规范规定的水平极限位移385mm（350%剪切应变）进行了比较．试件数据表明：叠层铅芯橡胶隔震支座在受拉力作用后，其水平剪切刚度有所降低，达到极限破坏时的极限承载力和极限位移均有*定程度上的降低 ． 图6 试件S4受拉后极限剪切破坏发展过程

减隔震技术在我*的铁路桥梁工程中已有应用,但由于隔震技术在桥梁工程中的研究及应用较晚,在分析计算及理论设计方面,仍有许多问题需要深入研究。 ] 铅芯橡胶支座的参数对结构减隔震效果有重要的影响,桥梁减隔震设计的实质即为确定*合理有效的支座参数。铅芯橡胶支座的主要动力控制参数包括:屈服力、屈服前刚度和屈服前后刚度比。朱东生研究过初始周期、延性率和支座屈服前后刚度比对桥梁隔震效果的影响,并给出了影响规律 [1] 。但其研究是建 立在墩底固结的单自由度模型基础上的;王丽建立了考虑桥墩延性的LRB隔震桥梁的非线性分析模型,对隔震桥梁的减震性能进行了系统的分析[2] ,但没有考虑基础刚度;口风利博士研究了基础弹性刚度变化对铁路简支梁桥地震响应的影响规律,并得出了*些重 要结论[3] ,但目前研究LRB支座参数对考虑土)基础相互作用的减隔震体系影响规律的文献还较少。

本文通过建立考虑土)基础相互作用的铁路简支梁桥单墩分析模型,初步探讨了橡胶支座参数对结构地震响应的影响规律,并由此得出*些结论,为铁路简支梁桥的减隔震设计提供有意义的参考。 1 计算模型 111 铅芯橡胶支座的双线性模型 [2] 如图1所示,uB为支座的有效设计变位;(uy,Qy)为支座的屈服点;Qy为屈服强度,取值主要依赖于梁体的重量和实际工艺,uy为铅芯橡胶支座的屈服位移。屈服后刚度K2,可以参考图1进行计算: K2 = F(uB)-Qy uB-uy (1) 图1 铅芯橡胶支座滞回模型，铁路简支桥梁的有限元计算模型 本文选取*位于三类场地的铁路简支梁桥典型桥墩作为研究对象。为方便建模,用等截面矩形墩代替实际墩,矩形面积取墩截面的平均面积,墩的基本设计参数见表1。有限元模型见图2,在ANSYS中,铅芯橡 表1 墩的基本设计参数 桥墩截面设计参数墩顶集中质量Pt 墩高Pm等截面矩形,长412m,宽213m 420 1214 图2

弹性基础有限元计算模型胶支座采用多线性单元combin39模拟,弹性基础采用矩阵单元matrix27模拟。 采用/m0法[4] 计算桩)土相互作用,将其换算成 基础刚度,并考虑弹性基础的影响。基础弹性刚度系 数见表2。 表2 基础刚度计算值地基土比例系数P(kPaPm2)基础刚度 k11 P(108NPm)k13=k31 P(108NPrad)k22 P(109NPm) k33 P(1010N#mP rad) 5000 2153 -7119 412 1121 选取三类场地地震波LongBeach作为激励,地震波的基本特性见表3。 表3 地震波LongBeach记录基本特性 分量台站烈度震中烈度震*PGAP(cmPs2)地震时间S82E 7 9 615 15115 1933-03-10 2 支座参数影响规律研究 211 屈服前刚度的影响 固定橡胶支座的屈服前后刚度比A=617,分别取Qy =100kN和Qy=150kN,改变隔震支座的屈服前刚度K1,隔震桥梁在LongBeach波作用下的动力响应结果见表4和图3。 表4 不同屈服前刚度下桥墩的地震响应(A=617)QyP(105 N) K1 P(107 NPm) 梁体峰值位移 Pcm墩底*大剪力桥墩地震响应随屈服前刚度的变化情况 从图3中可以看出,当支座屈服前刚度<20MNPm时,梁体峰值位移在屈服力等于100kN时随前刚度增大而减小,在屈服力等于150kN时随前刚度变化幅度 不大;在屈服前刚度>20MNPm时,梁体峰值位移变化趋势与支座屈服力无关,均随前刚度增大而减小。