Experimental Study of Steel Frame-bent Structure With Energy Dissipation Braces of Thermal Power Plant Under Cyclic Loading
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摘要:
为研究钢框排架-消能支撑结构的抗震性能，以某钢结构火电厂主厂房为原型并采用防屈曲支撑作为消能装置，设计了1榀5层的钢框排架-消能支撑结构试件.通过低周往复加载试验，分析其破坏机制、滞回性能、刚度退化规律、层间变形及防屈曲支撑耗能能力.试验结果表明：钢框排架-消能支撑结构具有较高的抗侧刚度及承载能力.模型试件滞回曲线呈饱满的梭形，等效黏滞阻尼系数达0.262，位移延性系数超过3.53，表现出良好的耗能及延性性能.试验过程中，防屈曲支撑可在较小加载位移时先于主体梁柱进入屈服且塑性耗能特征明显，增加了结构阻尼且耗能稳定，有效提高了结构抗震性能.
Abstract:To investigate the seismic behavior of steel frame-bent structure with energy dissipation braces, single specimen of five-story steel structure with BRB (buckling restrained brace, BRB) selected from a thermal power plant main building was designed. Failure mechanism, hysteretic capacity, stiffness degradation law, inter-story displacement and energy dissipation capacity of BRBs were analyzed through low cyclic loading tests. The results show that steel frame-bent structure with energy dissipation braces has good lateral stiffness and bearing capacity. The specimen shows good ductility and energy dissipation capacity, being of plump spindle hysteretic loops, and the equivalent viscous damping coefficient reaches 0.262, and the coefficient of displacement ductility exceeds 3.53. The BRB starts to yield at smaller loading displacement before beam-column yields and the energy dissipation characteristic is obvious, so the viscous damping of structure is increased, resulting in an improved seismic performance.
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大型火力发电厂主厂房框排架-支撑结构是重要的生命线工程，结构平面通常为汽机房-除氧间-煤仓间-锅炉房顺列布置，由于特殊生产工艺的要求，常存在体系复杂、荷载及刚度分布不均等特点.随着我国工业化程度的不断发展，电厂单机容量不断提高，对主厂房结构的抗震性能需求也随之提高[1].已有研究结果表明，钢筋混凝土主厂房耗能效果较差，不建议在高烈度抗震设防地区采用[2-3].钢结构主厂房整体抗震性能较优，由于自重轻、强度高等特点使其成为我国高烈度区大容量机组火电厂主厂房的首选结构形式[4].但普通钢支撑在地震作用下易屈服产生较大塑性变形，耗能能力较差，结构局部破坏特征明显[5-6]，震后性态劣化严重，难以达到抗震规范的要求.相较于普通支撑，防屈曲支撑(buckling restrained brace，BRB)在拉压状态下均可屈服而不屈曲，具有良好的塑性性能[7-8].
考虑防屈曲支撑的耗能能力较优，可用其替换普通支撑以提高整体结构的抗震性能.文献[9]对设置普通支撑和防屈曲支撑的钢框架进行足尺振动台试验研究，结果表明防屈曲支撑框架在同等加载等级下变形仅为普通支撑框架的一半，防屈曲支撑耗能能力较强且没有退化痕迹.文献[10-13]通过拟静力试验对设置BRB的混凝土框架子结构进行了试验研究，研究表明BRB对结构抗震性能提高效果显著，力-位移曲线稳定饱满.文献[14]设计了圆筒式铅挤压消能支撑替代普通支撑的框架子结构模型并进行拟静力试验，试验结果表明消能支撑框架体系的抗震性能优于一般框架，但圆筒式铅挤压消能支撑的构造不甚合理，易失稳，建议采取改进措施.
上述研究表明，防屈曲支撑可有效提高框架结构的耗能能力，但尚未有其应用于框排架-支撑结构的相关试验研究.本文以某单机容量1 000 MW的某大型火电厂钢框排架-支撑结构主厂房为原型，设计并制作1榀5层钢框排架-消能支撑子结构模型，通过低周往复加载试验，分析钢框排架-消能支撑结构破坏机制、滞回特性、耗能能力、刚度退化、层间变形等.为防屈曲支撑在钢框排架-支撑结构中的推广应用提供试验参考.
1. 试验概况
1.1 试件设计
采用防屈曲支撑对某火电厂钢框排架-支撑结构进行减震设计，具体设计方案见文献[15]，平面布置如图 1所示.
考虑到主厂房原型结构尺寸过大，若对整体结构进行缩尺试验，模型试件施工及试验难度较高，故根据结构布置特点，选取含有汽机跨、除氧间、煤仓间的横向一榀结构进行空间模型试验.模型试件线长度相似比为1/10，其他相似关系见表 1，缩尺后的试件为3跨5层的钢框排架结构，最高处标高4.511 m.试件尺寸及构件编号如图 2所示，梁柱构件及基础梁参数见表 2.
表 1 结构相似系数Table 1. Similitude coefficient项目 弹性模量 面积 应力 质量 位移 量纲 ML-1FL－2 L2 ML-1FL－2 M L 相似比 1 1/102 1 1/102 1/10 表 2 模型构件参数Table 2. Main parameters of specimens构件 编号 截面尺寸/mm 构件 编号 截面尺寸 Z1 H150×50×4×6 L1、L5 H80×40×4×6 Z2 H60×40×4×6 L2、L4 H45×40×4×6 柱 Z3 H70×70×4×6 L3 H180×70×4×6 Z4 H150×70×4×6 梁 L6、L7、L8 H110×50×4×6 Z5 □120×100×4 L9 H150×50×4×6 Z6 □100×80×4 L10、L11、L13、L14 H70×30×4×6 基础梁 H400×400×30×40 L12、L15 H200×50×4×6 试件基础为大刚度钢梁，柱脚与基础梁采用栓焊混合连接，模型试件其余各构件间均为满焊连接.为满足《钢结构设计规范》对节点域的相关要求，在部分节点区域正反面分别焊接4 mm厚的加劲肋，如图 3所示.竖向荷载采用配重砝码施加，故在梁上布置50 mm厚的C50混凝土承重楼板，楼板与柱子间留有空隙，其仅作为承重构件而不参与抗侧力工作.全部模型试件于工厂加工制作，现场焊接拼装.
防屈曲支撑布置于煤仓间结构，其布置形式、放置倾角、工作段截面面积、工作段屈服位移等设计构造参数见表 3.防屈曲支撑工作段钢芯、约束外套管均采用Q235钢，钢管内填水泥砂浆，基础梁及梁柱构件采用Q345钢材制作.根据GB/T228.1—2010《金属材料拉伸试验：第1部分：室温试验方法》有关规定进行性能测试，钢材材性试验结果见表 4.
表 3 防屈曲支撑构造参数Table 3. Dimension parameters of BRBs支撑
编号形式 倾角θ/
(°)工作段
面积/mm2屈服位移/
mmB1~B2 人字形 56 115 0.69 B3~B4 V字形 30 115 0.35 B5~B6 人字形 42 160 0.46 B7~B8 V字形 51 160 0.60 B9 单斜式 71 252 1.08 表 4 钢材的力学性能Table 4. Material properties of steel钢材 厚度/
mm屈服强度/
MPa抗拉强度/
MPa弹性
模量/GPa伸长
率/%Q345 4 427 533 204 29.8 6 415 510 201 27.3 Q235 3 311 438 196 32.1 4 309 430 207 31.3 6 297 419 203 30.9 1.2 试验装置
试件加载装置如图 4所示，水平荷载通过500 kN的液压作动器施加，试件结构质量视为集中于标高1.731、3.125、4.471 m处，可通过二级荷载分配梁实现三点加载，根据结构质量和刚度分布情况，三点加载比例从上到下为0.2:1:0.36；煤斗梁L3处的竖向荷载较大，通过3组钢绞线及配重吊篮在梁上实现四分点均布加载.
由于结构水平承载能力较高，为防止结构在加载过程中产生过大平面外变形进而导致配重砝码掉落，于模型3.522 m标高处的承重楼板两侧增设滚动支座以提供侧向支承并在基础梁两端设置2组压梁用于承担加载过程中产生的倾覆力矩.
1.3 加载制度及量测方案
如采用先荷载控制后按屈服位移倍数逐级增加的混合控制加载方式，需在试验过程中确定试件屈服特征点，但由于模型试件为多层结构，难以精确判断其屈服状态，因此，采用位移控制加载方式.首先进行预加载以确认试验装置及测量仪表工作正常，然后卸载水平荷载至零，紧固千斤顶及锚栓后正式加载，加载速度符合《建筑抗震试验方法规程》等技术标准的要求.加载时顶点位移为主控项，同时兼顾防屈曲支撑的屈服位移；每级加载位移循环2次，为防止试件变形过大引起配重块掉落，试验预期加载至H/50(H为试验模型总高度4.511 m)时停止，具体加载制度见表 5.
表 5 试验加载制度Table 5. Cyclic loading program加载级别 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 控制位移/
mm3.61
(H/1 250)4.51
(H/1 000)5.64
(H/800)8.1
(H/550)12.9
(H/350)18
(H/250)22.6
(H/200)30.1
(H/150)45.1
(H/100)56.4
(H/80)90
(H/50)在试件梁构件的下翼缘、柱脚、框架柱及防屈曲支撑钢芯处布置应变测点，并在连接节点区粘贴应变花，测量试件在加载过程中的应变变化及分布情况；在基础梁端部设置百分表，量测其水平位移以判断试件加载过程中是否产生滑移；于试件各层非加载侧梁端中心线处设置水平位移计并在防屈曲支撑轴向布置百分表，量测试件层间位移及防屈曲支撑轴向变形.试验过程中的位移、应变、荷载值采用IMP数据采集系统进行实时记录.测点布置示意图如图 5所示.
2. 试验现象
为便于描述试验现象，定义作动器加载过程中推为正向，拉为负向.试验初期加载水平荷载至10~15 kN，确定力-位移曲线为线性变化后，改为位移控制加载方式.
在水平侧移加载幅值为±H/1 250~±H/800循环工况时，试件无明显变形，记录的力-位移曲线呈线性变化，表明结构处于弹性工作状态.水平侧移加载至±H/550时，沿防屈曲支撑轴向布置的百分表数据及端部应变值表明B7、B9支撑已进入屈服状态并开始耗能，试件各焊缝未见开裂.
当水平位移加载至±H/250循环工况时，支撑B7的内核钢芯与外套管间出现明显相对位移，表明防屈曲支撑进一步耗能，支撑表面无明显变形；当水平位移加载至±H/150时，支撑B8、B9的钢芯与外套管间出现明显相对位移，侧向支承处的滚动支座产生转动现象.当水平位移加载至±H/100时，B7支撑内核钢芯与外套管相对位移达10 mm，见图 6(a)，且下部连接段产生屈曲变形，B9支撑上部连接段出现屈曲变形，梁L1中部连接节点同时产生平面外变形.
水平侧移加载至±H/80循环工况时，B7支撑下部连接段及B9上部连接段屈曲变形进一步变大且两者间的支撑节点平面外变形加剧，梁L1左端、L6右端与柱Z5连接焊缝开裂.在位移幅值±H/50的加载工况中，柱Z5底部产生屈曲变形，加载平面内柱体外凸，见图 6(b)；梁L1左端、L6右端与柱Z5连接焊缝进一步开裂，梁L11与Z4亦出现焊缝开裂现象；支撑B5内核钢芯与外套管产生明显相对位移，支撑B7下部连接段及梁L1中部连接节点在受压时变形较大；柱Z1呈整体弯扭变形，柱Z2发生扭转偏移且承重楼板倾斜，见图 6(c)，配重砝码存在掉落风险，故停止加载.将B7防屈曲支撑的外套筒切开发现其内核钢芯出现明显高阶屈曲变形现象，见图 6(d).
3. 试验结果及分析
3.1 试件破坏模式
试件在面内整体呈压弯破坏模式，其中框架柱柱脚存在较大的压弯变形，排架柱面外弯扭变形较大.防屈曲支撑核心工作段在加载过程中产生明显塑性变形，在耗能的同时支撑整体未出现类似普通支撑的屈曲变形现象；在加载后期底层防屈曲支撑由于连接段出现弯曲变形而破坏，分析其原因主要为连接段处焊接了固定百分表所用的端头导致该处产生应力集中现象；此外，为方便配重吊篮的加载而去除楼板也可能导致该连接节点的刚度不足.试件破坏顺序为：防屈曲支撑屈服耗能—底层梁端开裂—框架柱柱脚屈曲—排架柱整体弯扭.
3.2 滞回曲线与耗能能力
荷载(P)-位移(Δ)滞回曲线能够反映结构承载、变形及耗能能力，钢框排架-消能支撑试件的整体滞回曲线见图 7.由图可见：在试件弹性受力阶段，曲线斜率基本无变化，滞回环所包围的面积较小，卸载后试件无残余变形；进入弹塑性受力阶段后，防屈曲支撑开始屈服耗能，曲线滞回环面积不断增大，表明试件耗散能量逐步增多，且防屈曲支撑在耗能的同时仍能提供稳定的抗侧刚度，故试件整体刚度退化速度较慢；加载后期，曲线斜率随加载幅值的增大而逐渐减小，说明卸载后试件的残余变形在相应增大，同时也体现了结构刚度的不断退化，最终滞回曲线呈饱满的梭形，表明钢框排架-消能支撑结构具备良好的耗能能力.
试件的耗能能力是评价其抗震性能的重要指标，常采用等效黏滞阻尼系数ζe及能量耗散系数E进行衡量. 图 8为等效黏滞阻尼系数ζe的计算示意图，其表达式为
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图 8 等效黏滞阻尼系数计算示意图Figure 8. Calculation diagram of equivalent viscous damping coefficient$${{\zeta }_{\text{e}}}=\frac{1}{2\pi }\frac{{{S}_{\overset\frown{\text{AEDF}}}}}{{{S}_{\Delta \text{ABO}}}+{{S}_{\Delta \text{DCO}}}}$$ (1) 式中： ${{S}_{\overset\frown{\rm{AEDF}}}}$ 、SΔABO、SΔDCO分别为滞回环 $\overset\frown{\rm{AEDF}}$ 、ΔABO、ΔDCO所包络的面积.能量耗散系数δ表示试件在一圈滞回环所耗散总能量与试件弹性能的比值，即
$$\delta \text{=}\frac{{{S}_{\overset\frown{\text{AEDF}}}}}{{{S}_{\Delta \text{ABO}}}+{{S}_{\Delta \text{DCO}}}}\text{=}2\text{ }\!\!\pi\!\!\text{ }{{\zeta }_{\text{e}}}$$ (2) 试件对应于各级位移加载幅值的滞回耗能能力参数见表 6，其中A、ASUM分别表示在该级加载工况下试件的耗能值及累积耗能值.由表可以看出，随着加载幅值的增大，各级工况所耗散的能量及等效黏滞阻尼系数ζe亦不断增加.在加载位移幅值在H/550之前时，试件耗能值增幅较小，等效黏滞阻尼系数ζe基本无变化；加载至H/550时，试件整体仍处于弹性阶段，但由于部分防屈曲支撑已进入屈服耗能，试件耗能值及ζe值明显增大.在试件整体进入屈服时，ζe值超过0.065，较常规钢结构显著提高，最终试件最大等效黏滞阻尼系数达0.262，说明试件具有良好的耗能能力.
表 6 试件滞回耗能能力Table 6. Hysteretic energy dissipation capacity of specimen加载级 A/
(kN·m)ASUM/
(kN·m)ζe δ H/1 250 0.048 0.048 0.025 0.157 H/1 000 0.056 0.104 0.025 0.157 H/800 0.072 0.176 0.028 0.176 H/550 0.143 0.319 0.035 0.212 H/350 0.570 0.889 0.045 0.283 H/250 1.231 2.120 0.054 0.339 H/200 2.224 4.344 0.065 0.408 H/150 4.751 9.095 0.085 0.534 H/100 12.595 21.690 0.140 0.879 H/80 18.726 40.416 0.151 0.948 H/50 47.862 88.278 0.262 1.645 3.3 骨架曲线及延性
由上述滞回曲线可以得到试件的骨架曲线如图 9所示，可以看出：钢框排架-消能支撑试件具有较高的抗侧刚度及承载力，曲线无明显下降段，表明试件尚未达到完全破坏阶段.传统框排架-支撑结构由于普通支撑受压屈曲，结构存在拉压承载性能不对称现象，而试验所得试件正、负向最大承载力分别为177.30、176.30 kN，相差极小，表明试件结构拉压承载性能基本一致.通过能量等效面积法确定试件在正负向的屈服荷载Py均值为128.65 kN，对应的屈服位移Δy均值为25.7 mm.位移延性系数μ定义为试件破坏位移Δu与屈服位移Δy之比，试验结束时，为防止配重块掉落导致试件未加载至极限破坏状态，故实际位移延性系数μ应大于3.53.
3.4 刚度退化
试件刚度退化规律可反映其结构性能衰减及累积损伤情况，常采用刚度退化系数e进行分析，其定义为试件各级割线刚度Ki与初始刚度K0之比.根据《建筑抗震试验方法规程》中的规定，刚度退化系数e计算公式为
$$e = \frac{{{K_i}}}{{{K_0}}}$$ (3) $${K_i} = \frac{{\left| { + {P_i}} \right| + \left| { - {P_i}} \right|}}{{\left| { + {\Delta _i}} \right| + \left| { - {\Delta _i}} \right|}}$$ (4) 式中：+Pi、-Pi分别为第i级加载工况的正向、负向峰值荷载；+Δi、-Δi分别为与+Pi、-Pi所对应的顶点位移.试件初始刚度K0为7.8 kN/mm, 据此计算各级加载工况第1循环所得刚度退化系数发展曲线见图 10.由图可见，试件结构刚度整体随加载位移的增大而逐步减小，试件残余刚度为初始刚度的24.7%.加载后期刚度退化速率趋于稳定而缓慢，说明结构呈延性破坏趋势.
3.5 层间位移
试验主要阶段的各层位移见表 7，表中Δ、Δd分别为试件各层的柱顶位移及各层层间位移，图 11为对应工况的各层层间位移角分布图.可以看出，试件在加载过程中的正、负向层间位移变化情况基本一致.在H/350加载工况时，试件各层柱顶位移沿高度呈线性比例分布，表明此时试件整体尚处于弹性工作状态；在H/200加载工况后，试件进入弹塑性阶段，底层及二层层间位移在整体位移中的占比逐渐增大，加载至H/50位移循环时，试件底层及二层层间位移均值分别为28.90、31.99 mm，层间位移角分别为1/32、1/26，表明试件具备较好的抗倒塌性能；上部结构塑性变形发展缓慢，试验中最大层间位移角仅为1/200.
表 7 试件层间位移Table 7. Inter-story displacement of specimen楼层 加载方向 H/350 H/200 H/100 H/50 Δ/mm Δd/mm Δ/mm Δd/mm Δ/mm Δd/mm Δ/mm Δd/mm 5 正向 13.03 1.44 22.64 1.94 45.18 2.35 90.36 4.95 负向 -13.03 1.65 -22.78 2.16 -45.26 2.5 -91.32 4.07 4 正向 11.59 1.20 20.70 2.69 42.83 4.66 85.41 10.23 负向 -11.38 1.17 -20.62 1.78 -42.76 3.13 -87.25 10.66 3 正向 10.39 1.86 18.01 3.55 38.17 8.39 75.18 14.47 负向 -10.21 2.09 -18.84 4.54 -39.63 10.94 -76.59 15.54 2 正向 8.53 3.78 14.46 7.66 29.78 16.25 60.71 30.89 负向 -8.12 4.82 -14.30 8.80 -28.69 17.19 -61.05 33.08 1 正向 4.75 4.75 6.80 6.80 13.53 13.53 29.82 29.82 负向 -3.30 3.30 -5.50 5.50 -11.50 11.50 -27.97 27.97 3.6 支撑荷载-位移曲线
图 12为B7防屈曲支撑的水平荷载-轴向变形曲线.由图可知，支撑在加载幅值为1/550时出现明显塑性耗能现象，随着加载工况的持续，滞回环面积随之变大，轴向最大变形超过13Dy(Dy为支撑屈服位移).曲线整体呈梭形，其较普通防屈曲支撑滞回曲线饱满度偏低[16-18]，分析其原因为支撑连接段固定端头处留有焊接残余应力，往复加载时在该处形成应力集中区域，进而导致整体支撑刚度下降速度超出设计预期[19-20]，后期试验中需避免.
4. 结论
1) 在低周往复水平荷载作用下，钢框排架-消能支撑结构试件面内整体呈压弯破坏模式，防屈曲支撑在加载中塑性耗能特征明显.试验结果表明：结构具有较高的抗侧刚度及承载性能，是良好的抗震结构体系.
2) 与文献[6]中的普通钢框排架-支撑结构相比，钢框排架-消能支撑结构的滞回曲线呈饱满的梭形，最大等效黏滞阻尼系数达0.262，且结构拉压承载性能基本一致，位移延性系数超过3.53，表现出良好的耗能能力及延性性能.
3) 加载位移较小时，试件各层柱顶位移沿高度呈比例分布.由于底层及二层结构为单斜撑布置，刚度较小，试件屈服后，底部结构塑性变形占比逐渐增大，最大层间位移角出现在二层.
4) 加载幅值为H/550时，防屈曲支撑已先于主体梁柱达到屈服状态，有效耗散能量并改善结构性态.支撑连接段留有的焊接残余应力是导致其滞回曲线不够饱满的主要原因，需加以避免以保证防屈曲支撑发挥更佳的耗能减震效果.
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图 8 等效黏滞阻尼系数计算示意图
Figure 8. Calculation diagram of equivalent viscous damping coefficient
表 1 结构相似系数
Table 1 Similitude coefficient
项目 弹性模量 面积 应力 质量 位移 量纲 ML-1FL－2 L2 ML-1FL－2 M L 相似比 1 1/102 1 1/102 1/10 
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表 2 模型构件参数
Table 2 Main parameters of specimens
构件 编号 截面尺寸/mm 构件 编号 截面尺寸 Z1 H150×50×4×6 L1、L5 H80×40×4×6 Z2 H60×40×4×6 L2、L4 H45×40×4×6 柱 Z3 H70×70×4×6 L3 H180×70×4×6 Z4 H150×70×4×6 梁 L6、L7、L8 H110×50×4×6 Z5 □120×100×4 L9 H150×50×4×6 Z6 □100×80×4 L10、L11、L13、L14 H70×30×4×6 基础梁 H400×400×30×40 L12、L15 H200×50×4×6
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表 3 防屈曲支撑构造参数
Table 3 Dimension parameters of BRBs
支撑
编号形式 倾角θ/
(°)工作段
面积/mm2屈服位移/
mmB1~B2 人字形 56 115 0.69 B3~B4 V字形 30 115 0.35 B5~B6 人字形 42 160 0.46 B7~B8 V字形 51 160 0.60 B9 单斜式 71 252 1.08
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表 4 钢材的力学性能
Table 4 Material properties of steel
钢材 厚度/
mm屈服强度/
MPa抗拉强度/
MPa弹性
模量/GPa伸长
率/%Q345 4 427 533 204 29.8 6 415 510 201 27.3 Q235 3 311 438 196 32.1 4 309 430 207 31.3 6 297 419 203 30.9
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表 5 试验加载制度
Table 5 Cyclic loading program
加载级别 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 控制位移/
mm3.61
(H/1 250)4.51
(H/1 000)5.64
(H/800)8.1
(H/550)12.9
(H/350)18
(H/250)22.6
(H/200)30.1
(H/150)45.1
(H/100)56.4
(H/80)90
(H/50)
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表 6 试件滞回耗能能力
Table 6 Hysteretic energy dissipation capacity of specimen
加载级 A/
(kN·m)ASUM/
(kN·m)ζe δ H/1 250 0.048 0.048 0.025 0.157 H/1 000 0.056 0.104 0.025 0.157 H/800 0.072 0.176 0.028 0.176 H/550 0.143 0.319 0.035 0.212 H/350 0.570 0.889 0.045 0.283 H/250 1.231 2.120 0.054 0.339 H/200 2.224 4.344 0.065 0.408 H/150 4.751 9.095 0.085 0.534 H/100 12.595 21.690 0.140 0.879 H/80 18.726 40.416 0.151 0.948 H/50 47.862 88.278 0.262 1.645
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表 7 试件层间位移
Table 7 Inter-story displacement of specimen
楼层 加载方向 H/350 H/200 H/100 H/50 Δ/mm Δd/mm Δ/mm Δd/mm Δ/mm Δd/mm Δ/mm Δd/mm 5 正向 13.03 1.44 22.64 1.94 45.18 2.35 90.36 4.95 负向 -13.03 1.65 -22.78 2.16 -45.26 2.5 -91.32 4.07 4 正向 11.59 1.20 20.70 2.69 42.83 4.66 85.41 10.23 负向 -11.38 1.17 -20.62 1.78 -42.76 3.13 -87.25 10.66 3 正向 10.39 1.86 18.01 3.55 38.17 8.39 75.18 14.47 负向 -10.21 2.09 -18.84 4.54 -39.63 10.94 -76.59 15.54 2 正向 8.53 3.78 14.46 7.66 29.78 16.25 60.71 30.89 负向 -8.12 4.82 -14.30 8.80 -28.69 17.19 -61.05 33.08 1 正向 4.75 4.75 6.80 6.80 13.53 13.53 29.82 29.82 负向 -3.30 3.30 -5.50 5.50 -11.50 11.50 -27.97 27.97
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