王 偉，孫國華,2，劉 撼

（1.蘇州科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 蘇州 215011；2.蘇州科技大學(xué) 江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 蘇州 215011）

近年數(shù)次強(qiáng)烈地震造成的人員傷亡雖已下降，經(jīng)抗震設(shè)計的結(jié)構(gòu)己實(shí)現(xiàn)大震不倒的目標(biāo)，但結(jié)構(gòu)過大的塑性殘余變形不僅導(dǎo)致震后建筑使用功能喪失，還給震后修復(fù)工作帶來巨大困難，產(chǎn)生高額修復(fù)費(fèi)用。因此，開發(fā)震后殘余變形小、具有自復(fù)位功能的新型抗震結(jié)構(gòu)體系對降低震害的經(jīng)濟(jì)損失有重要意義。目前，國內(nèi)外關(guān)于自位復(fù)結(jié)構(gòu)的相關(guān)研究取得了一系列成果。

美國學(xué)者M(jìn)cCormick等[1]基于OpenSEES建立了3-6層設(shè)置超彈性形狀記憶合金（SMA）的自復(fù)位中心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)，對其進(jìn)行了動力彈塑性時程分析，并與傳統(tǒng)鋼支撐結(jié)構(gòu)的抗震分析結(jié)果進(jìn)行了對比。分析結(jié)果表明，自復(fù)位中心支撐在一定程度上能夠有效地減小結(jié)構(gòu)震后的樓層位移和殘余位移角。Kim與Christopoulos[2]設(shè)計了具有自復(fù)位功能的預(yù)應(yīng)力抗彎鋼框架，并對其及焊接抗彎鋼框架進(jìn)行了動力彈塑性時程分析。結(jié)果表明預(yù)應(yīng)力抗彎鋼框架的最大層間位移角和最大樓層加速度與焊接抗彎鋼框架結(jié)構(gòu)相似，但預(yù)應(yīng)力抗彎鋼框架的殘余位移幾乎為零。劉文淵等[3-4]通過將Y型偏心支撐中耗能梁段、K型偏心支撐中耗能梁段替換為形狀記憶合金材料，采用ANSYS程序分析了具有自復(fù)位能力的新型Y型偏心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)、K型偏心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震性能。研究結(jié)果表明新型自復(fù)位Y型偏心支撐結(jié)構(gòu)具有良好的自復(fù)位功能與延性性能，其初始抗側(cè)剛度及剛度退化與傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)接近，耗能能力一般。K型偏心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)具有震后殘余變形較小，自復(fù)位能力優(yōu)良，但其抗側(cè)剛度與耗能能力較傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)弱。此外，部分學(xué)者對傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)在彈塑性狀態(tài)下的層剪力進(jìn)行了研究。孫國華等[5]等考慮了結(jié)構(gòu)層數(shù)、近場地震的速度脈沖效應(yīng)及遠(yuǎn)場地震加速度累積循環(huán)效應(yīng)等因素影響，采用彈塑性時程分析方法獲得了鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)在兩類地震作用下層剪力分布的平均值，提出了鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)在彈塑性狀態(tài)的層剪力分布模式，并同已有的層剪力分布模式進(jìn)行了對比。李慎等[6]結(jié)合孫國華等提出的鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)彈塑性狀態(tài)的層剪力分布公式，考慮了近場地震速度脈沖效應(yīng)和遠(yuǎn)場地震加速度循環(huán)累計效應(yīng)影響，提出了高強(qiáng)鋼組合K形偏心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)的彈塑性層剪力分布模式。連鳴等[7]設(shè)計了4個不同層數(shù)的Y形高強(qiáng)鋼組合偏心支撐框架結(jié)構(gòu)，考慮了結(jié)構(gòu)層數(shù)、近場地震的速度脈沖效應(yīng)及遠(yuǎn)場地震加速度累積循環(huán)效應(yīng)的影響，通過非線性時程分析獲得了此類結(jié)構(gòu)在罕遇地震水準(zhǔn)下對應(yīng)于近場及遠(yuǎn)場地震的層剪力分布模式。

SC-CBF結(jié)構(gòu)中支撐主要由矩形薄鋼板與FeMnAlNi合金SMA線材并聯(lián)形成，SMA主要用于實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)的復(fù)位功能，矩形延性薄板提供軸向承載力、軸向剛度及耗能。SC-CBF結(jié)構(gòu)具有變形能力強(qiáng)、水平承載力高、抗側(cè)剛度大、震后易修復(fù)等多重優(yōu)點(diǎn)。為評估支撐類型對新型SC-CBF結(jié)構(gòu)層剪力與累積滯回耗能的影響，根據(jù)《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》（GB 50011-2010）[8]的相關(guān)要求對SC-CBF結(jié)構(gòu)進(jìn)行了合理設(shè)計，并按水平承載力相等原則設(shè)計了BRBF支撐。最后，利用有限元軟件分析兩種支撐類型對結(jié)構(gòu)的層剪力與層累積滯回耗能分布的影響。

1 算例設(shè)計

1.1 設(shè)計概況

設(shè)計了10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)與BRBF結(jié)構(gòu)的算例，建造地點(diǎn)為Ⅱ類場地，地震分組為第1組。結(jié)構(gòu)算例的層高為3 600 mm，跨度為6 000 mm。兩類結(jié)構(gòu)算例均采用同一平面及立面布置，見圖1和圖2。結(jié)構(gòu)算例構(gòu)件所用鋼材為Q345B。支撐兩端鉸接、中間跨鋼梁兩端鉸接、邊跨鋼梁剛接，其目的是考慮未設(shè)置支撐跨框架僅承擔(dān)豎向荷載作用，支撐作為主要抗側(cè)力構(gòu)件承擔(dān)絕大部分水平荷載。

圖1 結(jié)構(gòu)的平面布置

圖2 結(jié)構(gòu)計算榀的立面布置

1.2 截面設(shè)計

1.2.1 梁柱截面

假定支撐部分承擔(dān)總水平地震力的100%，在支撐失效后，鋼框架部分仍具有承擔(dān)25%的殘余承載力的能力。通過與恒載、活載組合后，確定了鋼框架的構(gòu)件截面。梁、柱采用焊接型鋼或箱形截面，支撐采用箱形截面。按照我國相關(guān)規(guī)范進(jìn)行了設(shè)計，在滿足承載力和變形的相關(guān)要求下，進(jìn)行了迭代設(shè)計。所確定的10層8度SC-CBF與BRBF結(jié)構(gòu)主要構(gòu)件的最終截面見表1所列。

表1 10層8度SC-CBF與BRBF結(jié)構(gòu)算例的框架梁、柱截面

1.2.2 SC-CB支撐與BRBF支撐的截面設(shè)計

（1）SC-CB支撐的截面設(shè)計。在確定了SC-CBF結(jié)構(gòu)支撐軸力后，需合理設(shè)計自復(fù)位鋼支撐。其中，自復(fù)位鋼支撐的芯材主要由矩形鋼板與SMA合金并聯(lián)組成。本文算例的自復(fù)位鋼支撐采用FeMnAlNi合金SMA材料，選用Omori&Ando建議的本構(gòu)模型[9]，見圖3（a）；所用鋼板的本構(gòu)模型見圖3（b）。在圖3中，σMS為SMA材料的屈服應(yīng)力；σMf為SMA材料馬氏體相變結(jié)束應(yīng)力；σAS為SMA材料的奧氏體相變開始應(yīng)力；σAf為SMA材料的恢復(fù)應(yīng)力。

圖3 SMA材料與鋼材本構(gòu)模型

Eatherton等[10]系統(tǒng)研究了自復(fù)位結(jié)構(gòu)中復(fù)位部件與耗能部件所承擔(dān)的水平剪力分擔(dān)比例，以確保自復(fù)位結(jié)構(gòu)仍具有良好的復(fù)位效果。隨后，提出了自復(fù)位系數(shù)β=2Ved/Vy用于確定兩種材料的配比。其中，Vy為結(jié)構(gòu)復(fù)位部件的水平屈服力；Ved為周邊框架所承擔(dān)的水平屈服承載力。通過對10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)的迭代設(shè)計，確保其復(fù)位能力最佳且經(jīng)濟(jì)合理。自復(fù)位中心鋼支撐可按公式（1）計算。

式中，fy,sma為SMA材料的屈服力；fy,steel為鋼材的屈服力；γ為分項(xiàng)系數(shù)，取1.1；Asma為自復(fù)位鋼支撐中SMA的截面面積；Asteel為自復(fù)位鋼支撐中鋼板截面面積。

以10層SC-CBF結(jié)構(gòu)第4層自復(fù)位中心鋼支撐為例，單根支撐設(shè)計軸力為1 539/（cos31°×2）=898 kN。經(jīng)設(shè)計該層自復(fù)位鋼支撐所采用SMA截面Asma=1 881 mm2；所采用鋼板截面Asteel=805 mm2。其他樓層自復(fù)位中心鋼支撐的截面組成如表2所列。通過矩形鋼板與SMA線材用量反復(fù)試算，得出了該算例支撐的鋼材與SMA線材用量之比為3:7時，結(jié)構(gòu)復(fù)位能力最佳且較為經(jīng)濟(jì)。

表2 10層8度自復(fù)位鋼支撐各部分組成的截面 mm2

采用有限元程序Seismostruct對新型SC-CBF結(jié)構(gòu)的滯回性能及動力性能進(jìn)行了數(shù)值分析。其中，SeismoStruct是一款能夠在靜態(tài)或動態(tài)載荷下同時考慮幾何非線性和材料非線性的通用有限元程序，可采用形狀記憶合金Se_sma材料模擬自復(fù)位鋼支撐。Seismostruct程序自帶的SMA金屬材料本構(gòu)見圖3（a）。為簡化分析，將自復(fù)位鋼支撐等效為同一材料芯材，其等效的力學(xué)性能如表3所列。

圖4給出了有限元程序Seismostruct對10層8度SCCBF結(jié)構(gòu)中第4層自復(fù)位鋼支撐基于循環(huán)Pushover分析獲得的滯回曲線。

表3 等效SMA支撐芯材的力學(xué)性能

圖4 SC-CBF結(jié)構(gòu)第4層自復(fù)位鋼支撐的滯回曲線

（2）BRBF支撐的截面設(shè)計。每層BRBF支撐的設(shè)計軸力與SC-CBF結(jié)構(gòu)自復(fù)位鋼支撐設(shè)計軸力相同，最終設(shè)計的單根BRBF支撐截面如表4所列。

表4 10層8度BRBF結(jié)構(gòu)支撐截面面積（mm2）

1.3 SC-CBF結(jié)構(gòu)與BRBF結(jié)構(gòu)的滯回性能

為評估新型10層SC-CBF結(jié)構(gòu)與BRBF結(jié)構(gòu)在循環(huán)荷載作用下的滯回性能，建立了兩個算例的宏觀有限元模型。其中，周邊鋼框架的鋼柱、鋼梁采用Seismostruct程序自帶的Bilinear steel model（Stl_bl）模型模擬其力學(xué)性能，單元類型選用Inelastic force-based plastic hinge frame element（infrmFBPH）單元，并考慮其幾何與材料非線性。在兩個結(jié)構(gòu)中，邊跨鋼框架梁柱采用剛接節(jié)點(diǎn)，中間跨鋼框架梁柱采用鉸接節(jié)點(diǎn)。

為確保本文所設(shè)計的BRBF結(jié)構(gòu)同10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)具有相同的抗側(cè)能力，圖5-6給出了采用循環(huán)Pushover方法確定了兩個算例結(jié)構(gòu)在倒三角水平荷載分布模式作用下的骨架曲線及滯回曲線。由圖5-6可知，10層8度BRBF結(jié)構(gòu)的骨架曲線與10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)的骨架曲線相差很小，兩者抗側(cè)能力基本相同。10層8度BRBF結(jié)構(gòu)的滯回曲線具有飽滿的滯回特征，體現(xiàn)了防屈曲支撐的特征，具有良好的耗能能力。10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)的滯回曲線中部捏縮明顯，呈旗幟型。因此，通過對兩個算例采用動力彈塑性時程分析其層間剪力、層間累積滯回耗能，可獲得一些有益的結(jié)論。

在對10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)進(jìn)行循環(huán)pushover分析時，發(fā)現(xiàn)第4層的最大層間位移角首先達(dá)到2%。圖7給出10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)第4層的層間位移滯回曲線。

圖5 骨架曲線

圖6 滯回曲線

圖7 SC-CBF結(jié)構(gòu)第4層滯回曲線

由圖7可知，實(shí)線為層間位移角達(dá)到2%時的滯回曲線，此時水平承載力卸載至零時的正、負(fù)向殘余層間位移角分別為-0.154%、0.411%，滿足最大殘余層間位移角0.5%的要求。10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)第4層出現(xiàn)最大層間位移角，其他樓層的位移角均小于第4層。在最大層間位移角達(dá)到2%時卸載至力為零時的殘余層間位移角均小于0.5%，其他樓層均滿足此要求。

2 抗震變形驗(yàn)算

2.1 多遇地震作用下的彈性變形驗(yàn)算

我國抗震設(shè)計規(guī)范明確規(guī)定，在多遇地震下所設(shè)計結(jié)構(gòu)除滿足承載力要求外，還需滿足變形要求。通常采用底部剪力法或振型分解反應(yīng)譜方法量化其在多遇地震水平下的層間位移。本文基于Seismostruct程序采用振型分解反應(yīng)譜方法計算了10層8度新型SC-CBF結(jié)構(gòu)與BRBF結(jié)構(gòu)在多遇地震水平下的層間位移角。圖8-9給出了10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)與BRBF結(jié)構(gòu)算例在多遇地震作用下的層間位移角。

由圖8-9可知，在多遇地震下，10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)與BRBF結(jié)構(gòu)的最大層間位移角分別為0.308%、0.314%，滿足我國抗震規(guī)范規(guī)定的1/250要求。

2.2 罕遇地震作用下的彈塑性變形驗(yàn)算

期望在罕遇地震作用下兩類型支撐結(jié)構(gòu)出現(xiàn)以下理想破壞模式：（1）支撐先進(jìn)入彈塑性，形成塑性鉸；（2）框架梁端部形成塑性鉸；（3）鋼柱根部出現(xiàn)塑性鉸。為確保兩類型支撐結(jié)構(gòu)算例在罕遇地震作用下的最大層間變形滿足1/50的限值要求，從美國PEER網(wǎng)站下載部分地震波，依據(jù)我國抗震設(shè)計規(guī)范要求合理選擇9條地震波?；谏鲜鏊x擇的9條地震波調(diào)幅至罕遇地震水平，并對兩類支撐結(jié)構(gòu)進(jìn)行了的彈塑性時程分析。圖10-11所示分別為10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)與BRBF結(jié)構(gòu)在罕遇地震水平下的層間位移角。

由圖10-11可知，在罕遇地震作用下，10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)與BRBF結(jié)構(gòu)最大層間位移角分別為1.53%、1.358%，滿足我國抗震規(guī)范規(guī)定的1/50要求。

圖8 多遇地震下SC-CBF

圖9 多遇地震下BRBF

圖10 罕遇地震下SC-CBF

圖11 罕遇地震下BRBF

3 地震波的選取

選用FEMA-695報告[11]建議的14條近場不帶速度脈沖地震波、14條近場帶速度脈沖地震波、22條遠(yuǎn)場地震波。圖12給出了各組地震波的β譜及平均β譜。

圖12 近、遠(yuǎn)場地震波的β譜

4 結(jié)果分析

通過對上述兩個10層8度SC-CBF及BRBF結(jié)構(gòu)進(jìn)行罕遇地震水平下的彈塑性時程分析，獲得兩類結(jié)構(gòu)在三組地震波作用下的層間位移角、層間殘余位移角、層剪力及層間滯回耗能分布，并進(jìn)行對比研究。

4.1 層間位移角

圖13-14給出了罕遇地震水平10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)與BRBF結(jié)構(gòu)在三組地震波作用下的層間位移角IDR。

圖13 SC-CBF結(jié)構(gòu)的層間位移角

圖14 BRBF結(jié)構(gòu)的層間位移角

由圖13-14可知，在罕遇地震水平，10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)所獲得的層間位移角比BRBF結(jié)構(gòu)分析結(jié)果略大。其中，在近場帶速度脈沖地震波作用下，SC-CBF結(jié)構(gòu)的最大層間位移角為2.66%，BRBF結(jié)構(gòu)的最大層間位移角為2.31%，兩者相差在15%左右。在近場不帶脈沖地震波作用下，SC-CBF結(jié)構(gòu)的最大層間位移角為1.38%，BRBF結(jié)構(gòu)的最大層間位移角為1.21%，兩者相差在14%；遠(yuǎn)場地震波作用下，SC-CBF結(jié)構(gòu)的最大層間位移角為1.43%，BRBF結(jié)構(gòu)的最大層間位移角為1.283%，兩者相差為11%?？傮w上，支撐類型對SC-CBF結(jié)構(gòu)及BRBF結(jié)構(gòu)的層間位移角影響較小。

4.2 層間殘余位移角

圖15-16給出了罕遇地震水平10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)與BRBF結(jié)構(gòu)在三組地震波作用下的層間殘余位移角RIDR。

圖15 SC-CBF的層間殘余位移角

圖16 BRBF結(jié)構(gòu)的層間殘余位移角

由圖15-16可知，在罕遇地震水準(zhǔn)下，10層SC-CBF結(jié)構(gòu)及BRBF結(jié)構(gòu)在三組地震波作用下的層間殘余位移角差異巨大。特別是近場帶速度脈沖地震波，10層8度BRBF結(jié)構(gòu)的最大殘余層間位移角為0.599%，SC-CBF結(jié)構(gòu)的最大殘余層間位移角僅為0.168%。這充分說明通過設(shè)置自復(fù)位中心鋼支撐可顯著減小此類結(jié)構(gòu)震后殘余位移。

4.3 層剪力分布

圖17-18分別給出了罕遇地震水平10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)與BRBF結(jié)構(gòu)在三組地震波作用下的層剪力分布。

圖17 SC-CBF結(jié)構(gòu)的層剪力

圖18 BRBF結(jié)構(gòu)的層剪力

由圖17-18可知，在罕遇地震作用下，近場帶速度脈沖地震波導(dǎo)致SC-CBF結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的最大基底剪力為4 619.4 kN，對BRBF結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的最大基底剪力為4 644.6 kN。針對近場不帶速度脈沖地震波作用下，對SCCBF結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的最大基底剪力3 859.5 kN，對BRBF結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的最大基底剪力為3 824.8 kN。對于遠(yuǎn)場地震波作用下，對SC-CBF結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的最大基底剪力3 748.8 kN，對BRBF結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的最大基底剪力為3 756.3 kN。由此可見，地震波類型對兩類結(jié)構(gòu)所產(chǎn)生的底層剪力具有一定的影響。

4.4 層累積滯回耗能分布

圖19-20分別給出了罕遇地震水平10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)與BRBF結(jié)構(gòu)在三組地震波作用下的層間累積滯回耗能EH分布。

由圖19-20可知，兩類支撐結(jié)構(gòu)的耗能主要區(qū)域集中在結(jié)構(gòu)的中下部，且從底向上兩類結(jié)構(gòu)的層間累積滯回耗能趨于減小。總體上，兩類支撐結(jié)構(gòu)算例的最大層間累積滯回耗能發(fā)生在結(jié)構(gòu)總高度的1/3處左右，近場帶速度脈沖波作用下兩種支撐結(jié)構(gòu)的最大層間累積滯回耗能遠(yuǎn)大于近場不帶速度脈沖和遠(yuǎn)場地震波分析的層間累積滯回耗能。

圖19 SC-CBF結(jié)構(gòu)的層累積滯回耗能分布

圖20 BRBF算例的層累積滯回耗能分布

5 支撐類型對結(jié)構(gòu)層剪力與層累積滯回耗能的影響

5.1 支撐類型對結(jié)構(gòu)層剪力的影響

圖21-22給出了罕遇地震水平10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)與BRBF結(jié)構(gòu)在三組地震波作用下的層剪力及層剪力分布系數(shù)βi的對比。

圖21 支撐類型對結(jié)構(gòu)層剪力分布的影響

圖22 支撐類型對結(jié)構(gòu)層剪力分布系數(shù)的影響

由圖21-22可知，在罕遇地震水平下，10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)及BRBF結(jié)構(gòu)在三組地震波的作用下層間剪力分布及層間剪力分布系數(shù)曲線基本重合。這充分說明支撐類型對結(jié)構(gòu)的彈塑性層剪力分布模式影響略小。

5.2 支撐類型對層累積滯回耗能的影響

圖23-24給出了罕遇地震水平10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)與BRBF結(jié)構(gòu)在三組地震波作用下的層累積滯回耗能EH分布及層累積滯回耗能分布系數(shù)βEH。

由圖23-24可知，在罕遇地震水平下，10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)的層間累積滯回耗能同BRBF結(jié)構(gòu)的累積滯回耗能存在一定差異。近場帶速度脈沖地震波導(dǎo)致兩類結(jié)構(gòu)的差異最大，遠(yuǎn)場地震波導(dǎo)致兩類結(jié)構(gòu)的差異最小。當(dāng)對其累積滯回耗能進(jìn)行無量綱化后，發(fā)現(xiàn)支撐類型對10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)及BRBF結(jié)構(gòu)的層間累積滯回耗能分布系數(shù)影響較小。

圖23 支撐類型對結(jié)構(gòu)層累積滯回耗能分布的影響

圖24 支撐類型對結(jié)構(gòu)層累積滯回耗能分布系數(shù)的影響

6 結(jié)論

通過對10層8度SC-CBF結(jié)構(gòu)和BRBF結(jié)構(gòu)在近場帶速度脈沖、近場不帶速度脈沖及遠(yuǎn)場地震波作用下的彈塑性時程分析，研究了支撐類型對其層間位移角、層間殘余位移角、層剪力與層累積滯回耗能的影響，主要得出以下結(jié)論：

（1）地震動特性對10層SC-CBF結(jié)構(gòu)及BRBF結(jié)構(gòu)的層間位移角、層間殘余位移角、層剪力與層累積滯回耗能影響顯著。其中，近場帶速度脈沖地震波作用下的地震響應(yīng)最大，近場不帶速度脈沖和遠(yuǎn)場地震波作用下的響應(yīng)結(jié)果接近，且略小。

（2）支撐類型對10層SC-CBF結(jié)構(gòu)及BRBF結(jié)構(gòu)的層間位移角有一定影響，兩者之間的相差在11%～15%之間。

（3）支撐類型對10層SC-CBF結(jié)構(gòu)及BRBF結(jié)構(gòu)層間殘余位移角影響顯著，自復(fù)位支撐導(dǎo)致結(jié)構(gòu)震后殘余層間位移角不超過0.2%，BRBF結(jié)構(gòu)震后殘余位移角已大于0.5%。

（4）支撐類型對10層SC-CBF結(jié)構(gòu)及BRBF結(jié)構(gòu)在彈塑性狀態(tài)下的層剪力影響可忽略，對其層間累積滯回耗能分布影響較小。