(1. 天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072；2. 中鐵十八局集團(tuán)有限公司，天津 300222；3.太原理工大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院，太原 030024)

鑄鋼節(jié)點(diǎn)為整體鑄造而成，在保證節(jié)點(diǎn)質(zhì)量的基礎(chǔ)上，可避免節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的焊接，降低桿件交匯處的應(yīng)力集中，并具有較自由的外形和尺寸設(shè)計(jì)，近年來(lái)已被廣泛應(yīng)用于大跨度空間結(jié)構(gòu)[1]、高速公路和鐵路橋梁、高聳結(jié)構(gòu)和海洋平臺(tái)。在這些結(jié)構(gòu)中，鑄鋼節(jié)點(diǎn)往往承受往復(fù)荷載作用(如：風(fēng)和車(chē)輛荷載、波浪和地震作用等)，且可能在海水等腐蝕環(huán)境下服役，因此，疲勞問(wèn)題顯著。鑄鋼節(jié)點(diǎn)常與熱軋鋼管通過(guò)焊縫連接，焊接處由于不等壁厚和不同金屬的融合，成為鑄鋼節(jié)點(diǎn)的疲勞敏感部位，是疲勞控制的關(guān)鍵。

目前，關(guān)于鑄鋼節(jié)點(diǎn)對(duì)接焊縫的疲勞試驗(yàn)十分有限。Nussbaumer等[2]通過(guò)焊接板、焊接管的拉伸疲勞試驗(yàn)和大尺寸構(gòu)件的彎曲疲勞試驗(yàn)，確定了疲勞發(fā)生的部位為受拉桿件的對(duì)接焊縫處；Veselcic等[3]對(duì)比了鑄鋼節(jié)點(diǎn)有無(wú)墊板等6種焊接細(xì)節(jié)對(duì)疲勞強(qiáng)度的影響；Jin等[4]、靳慧等[5]對(duì)波浪荷載進(jìn)行處理后，用有限元軟件分析了波浪荷載作用下鑄鋼節(jié)點(diǎn)焊縫的疲勞強(qiáng)度；Han等[6-7]通過(guò)試驗(yàn)得到了鑄鋼材料的疲勞參數(shù)和應(yīng)變比對(duì)疲勞性能的影響；鄒會(huì)[8]、董亮等[9]分別對(duì)鑄鋼節(jié)點(diǎn)不同形式帶墊板的V形坡口單面焊的小試件進(jìn)行了疲勞試驗(yàn)，得到其在不同荷載下的S-N曲線(xiàn)和疲勞破壞模式；陳海洲等[10]以杭州灣跨海大橋海中平臺(tái)觀光塔鑄鋼節(jié)點(diǎn)為例，對(duì)鑄鋼節(jié)點(diǎn)焊縫的疲勞可靠性進(jìn)行了分析。已有研究多集中于試驗(yàn)研究，試件數(shù)量有限，無(wú)法形成有統(tǒng)計(jì)意義的規(guī)律性結(jié)論。此外，不同試驗(yàn)采用的接頭形式不同，而焊接細(xì)節(jié)對(duì)疲勞性能有較大影響，其試驗(yàn)結(jié)果缺乏可比性。實(shí)際工程中接頭形式繁多，焊接細(xì)節(jié)多變，考慮到疲勞試驗(yàn)成本，無(wú)法對(duì)所有接頭形式進(jìn)行試驗(yàn)研究。因此，有必要將數(shù)值分析和疲勞破壞理論相結(jié)合，發(fā)展精細(xì)可靠的疲勞計(jì)算方法。Marulo等[11]采用最大缺口應(yīng)力、危險(xiǎn)點(diǎn)應(yīng)力和平均應(yīng)力3種方法對(duì)比分析了中高強(qiáng)鋼薄壁焊接接頭的疲勞性能；Wang等[12]通過(guò)有限元與斷裂力學(xué)結(jié)合，模擬了鑄鋼節(jié)點(diǎn)對(duì)接焊縫裂紋的發(fā)展，對(duì)有限元模型中初始裂紋的選取提出了建議；Han等[13-14]采用熱點(diǎn)應(yīng)力法參數(shù)化分析了不同構(gòu)造對(duì)鑄鋼節(jié)點(diǎn)焊縫疲勞性能的影響。這些方法使用的局限性較大，且可靠性有待驗(yàn)證，仍缺乏具有可操作性的通用分析方法。

筆者通過(guò)一種常用鑄鋼節(jié)點(diǎn)焊接接頭小試件的疲勞試驗(yàn)，對(duì)疲勞過(guò)程中剛度、位移和疲勞斷面進(jìn)行研究，提出了鑄鋼節(jié)點(diǎn)對(duì)接焊縫的疲勞失效機(jī)理。結(jié)合有限元分析，用有效缺口應(yīng)力法分析試件的疲勞壽命，并在此基礎(chǔ)上考慮殘余應(yīng)力和平均應(yīng)力的影響，對(duì)有效缺口應(yīng)力法進(jìn)行改進(jìn)。

1 疲勞試驗(yàn)

采用工程中常用的鑄鋼G20Mn5QT和熱軋鋼Q345B焊接，規(guī)格分別為Φ219×32和Φ219×16，鑄鋼鋼管內(nèi)徑坡度為1:5，墊板長(zhǎng)度30 mm，厚度5 mm，焊縫中部間隙4 mm，鑄鋼和熱軋鋼坡口角度均為22.5°，構(gòu)件寬度20 mm。焊絲為直徑1.2 mm型號(hào)ER50-6的實(shí)心焊絲，焊接方式為CO2氣體保護(hù)焊，5層焊縫施焊，分別記錄每層施焊所用時(shí)間，5層焊接分別用時(shí)78、116、75、69、80 s。焊接后用石棉布包裹保溫，使其逐漸冷卻，探傷后確定為一級(jí)焊縫[15]。由于疲勞試驗(yàn)機(jī)噸位的限制，可將焊接后的鑄鋼鋼管加工成小試件來(lái)模擬完整鋼管的性能。根據(jù)文獻(xiàn)[8-9]的建議，試驗(yàn)采用的試件首先對(duì)焊接后的鋼管沿長(zhǎng)度方向線(xiàn)切割(切割時(shí)以圓心為中心，按15°切成弧形板試件)，然后對(duì)弧形板試件用銑床將兩側(cè)磨平而成，制成的小試件稱(chēng)之為A類(lèi)試件，如圖1所示，試驗(yàn)時(shí)夾具夾持在試件的側(cè)面，如圖2所示。

圖1 A類(lèi)試件構(gòu)造圖Fig.1 Test specimen for type A welding detail

圖2 疲勞試驗(yàn)過(guò)程

疲勞試驗(yàn)采用長(zhǎng)春機(jī)械科學(xué)研究院生產(chǎn)的電液伺服疲勞試驗(yàn)機(jī)，加載頻率為2.5 Hz，荷載比Pmin/Pmax=0.1，Pmin和Pmax分別為最小和最大荷載。試驗(yàn)過(guò)程中截面面積不變，可認(rèn)為應(yīng)力比R=σmin/σmax=0.1。在疲勞試驗(yàn)正式開(kāi)始前進(jìn)行1～2次預(yù)加載，在靜力加卸載過(guò)程中，采用分級(jí)加載的方式，逐級(jí)加載至疲勞荷載上限Pmax，以消除松動(dòng)。經(jīng)過(guò)預(yù)加載確認(rèn)試驗(yàn)可正常進(jìn)行后，開(kāi)始正式加載。首先采用靜力加載速率加載至荷載下限Pmin，隨后在疲勞試驗(yàn)機(jī)中設(shè)定荷載幅值與平均荷載，使得作動(dòng)器施加幅度為Pmin～Pmax，頻率為2.5 Hz的循環(huán)荷載。

進(jìn)行了A1～A9共9個(gè)試件的疲勞試驗(yàn)，控制的名義應(yīng)力的應(yīng)力范圍Δσn(Δσn=σn,max-σn,min)分別為：226、216、201、194、174、167、147、138、126 MPa[15]。其中，名義應(yīng)力指熱軋鋼一側(cè)在焊接接頭熱影響區(qū)以外的應(yīng)力。如果試驗(yàn)至2×106次時(shí)仍未疲勞，則認(rèn)為此試件在該應(yīng)力下不會(huì)疲勞。通過(guò)觀察疲勞試驗(yàn)的過(guò)程，發(fā)現(xiàn)各組試件疲勞斷裂的過(guò)程基本一致。試驗(yàn)過(guò)程中，在裂紋下方其用記號(hào)筆平行地畫(huà)出其發(fā)展的長(zhǎng)度、方向和出現(xiàn)時(shí)的疲勞荷載周期數(shù)，試件裂紋發(fā)展和斷裂的情況如圖3(a)、(b)所示。不同于一般焊接試件由焊趾處萌生疲勞裂紋，此類(lèi)試件首先在焊根處形成疲勞微裂紋(由于微裂紋產(chǎn)生后表面的不平整，在同一個(gè)強(qiáng)光束的照射下，可根據(jù)反光率的細(xì)微差異判定微裂紋的發(fā)展情況)，此階段持續(xù)的時(shí)間較長(zhǎng)(如圖3(a)，加載5.3萬(wàn)次)，之后微裂紋逐漸累積形成可較短的宏觀裂紋，并沿厚度方向發(fā)展。隨著宏觀裂紋的發(fā)展，試件的有效截面面積逐漸減小，應(yīng)力逐漸增大，最終(如圖3(b)，加載8.26萬(wàn)次后)斷裂于焊縫中心或焊趾處，斷裂時(shí)會(huì)出現(xiàn)明顯的頸縮現(xiàn)象。試件的橫斷面如圖3(c)所示，可將其橫斷面分為裂紋萌生區(qū)Ⅰ、裂紋擴(kuò)展區(qū)Ⅱ和瞬斷區(qū)Ⅲ。結(jié)合圖3可知，對(duì)于此類(lèi)焊接接頭，焊根處缺口效應(yīng)要遠(yuǎn)大于焊趾處幾何突變引起的應(yīng)力集中，疲勞性能最差的部位為熱軋鋼一側(cè)的焊根處。

圖3 試件的疲勞斷面Fig.3 The surface images of fatigue

2 試驗(yàn)分析

2.1 剛度的變化

圖4 試件A3的荷載位移關(guān)系Fig.4 Relationship between load and displacement

圖5 不同試件的剛度百分比壽命關(guān)系Fig.5 Relationship between stiffness ratio and fatigue life of different

2.2 位移的變化

為了研究試件位移在不同壽命階段的變化規(guī)律，提取不同階段的最大值和最小值，如圖6所示。由圖6可將位移的變化分為2個(gè)階段：穩(wěn)定階段和斷裂階段。穩(wěn)定階段占整個(gè)壽命階段的比例約大于80%，在這一階段，疲勞損傷不斷累積和增加，位移的變化并不明顯。損傷累積到一定階段時(shí)，進(jìn)入斷裂階段，此階段占總壽命的比例約小于20%，這一階段內(nèi)，位移迅速增長(zhǎng)，在經(jīng)歷較短周期后即發(fā)生破壞。

圖6 不同試件的位移壽命關(guān)系Fig.6 Relationship between displacement and fatigue life

疲勞裂紋的發(fā)展階段可根據(jù)疲勞斷面的Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ區(qū)分為裂紋萌生階段、裂紋擴(kuò)展階段和瞬斷階段。在試驗(yàn)中，穩(wěn)定階段對(duì)應(yīng)裂紋萌生階段和裂紋擴(kuò)展階段，斷裂階段對(duì)應(yīng)瞬斷階段。在穩(wěn)定階段，裂紋的長(zhǎng)度和寬度較小，對(duì)接焊縫試件的有效截面面積依然很大，名義應(yīng)力并未產(chǎn)生很大變化，而且對(duì)接焊縫試件本身有一定長(zhǎng)度，荷載作用下會(huì)產(chǎn)生較大的變形，由裂紋擴(kuò)展產(chǎn)生的變形相對(duì)于試件自身的變形小很多，因此,他在實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)中的體現(xiàn)不明顯，不易觀察到裂紋萌生階段和裂紋擴(kuò)展階段明顯的分界點(diǎn)。在斷裂階段，由于裂紋的長(zhǎng)度和寬度已經(jīng)發(fā)展較大，很大程度地減小了有效截面面積，導(dǎo)致應(yīng)力、變形較大，當(dāng)裂紋擴(kuò)展使有效截面的應(yīng)力超過(guò)極限強(qiáng)度后，試件被拉斷，所以，在這一階段會(huì)產(chǎn)生較大的變形。

2.3 疲勞斷面

為了分析試件疲勞斷裂的原因，將試件的疲勞斷面試樣用電子顯微鏡掃描(Scanning Electron Microscope，簡(jiǎn)稱(chēng)SEM)，如圖7所示。圖7(a)中可發(fā)現(xiàn)疲勞斷面中部有較多的氣孔缺陷，雖然氣孔處會(huì)產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中，但疲勞源并沒(méi)有形成于此，而是形成于焊根附近的焊接缺陷，如圖7(b)所示，圖中可以觀察到多個(gè)單獨(dú)的球狀顆粒，沒(méi)有完全與母材熔合，疲勞裂紋在此處萌生。

圖7 試件A2的SEM圖Fig.7 SEM images of A2

此類(lèi)試件由于構(gòu)造原因在焊根處存在缺口，導(dǎo)致焊根處存在較大的缺口應(yīng)力，會(huì)使附近的局部應(yīng)力水平增大，微裂紋尖端出現(xiàn)塑性區(qū)，損傷逐漸累積形成宏觀的疲勞裂紋。若焊根附近存在焊接或鑄造缺陷，則會(huì)進(jìn)一步增大該區(qū)域的局部應(yīng)力，加速宏觀裂紋的形成。

2.4 疲勞失效機(jī)理

鑄鋼節(jié)點(diǎn)與熱軋鋼管對(duì)接焊接時(shí)，鑄鋼與熱軋鋼的壁厚通常不相等，為了保證焊接質(zhì)量通常采用外加墊板或?qū)㈣T鋼加工出墊板，并保證墊板有一定的長(zhǎng)度。熱軋鋼與墊板之間只在焊縫處熔合，未熔合部分就形成了“先天”的缺口，相當(dāng)于一個(gè)帶缺口的光滑試件，這個(gè)缺口是焊接接頭由構(gòu)造產(chǎn)生的縫隙，其方向垂直于構(gòu)件的厚度。

在往復(fù)荷載的作用下，縫隙的尖端會(huì)產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中，使該區(qū)域產(chǎn)生不均勻塑性應(yīng)變，并導(dǎo)致局部塑性變形在此處集中，逐漸形成微裂紋。若此處存在焊接或鑄造缺陷，則會(huì)加快微裂紋的累積，加速宏觀裂紋的形成。與文獻(xiàn)[6]中的焊接光滑試件相比，“先天”的缺口大大縮短了裂紋萌生階段的壽命，從而縮短了整個(gè)疲勞過(guò)程。

3 疲勞壽命評(píng)估

3.1 有效缺口應(yīng)力法

中國(guó)規(guī)范目前關(guān)于疲勞壽命評(píng)估方法采用傳統(tǒng)的名義應(yīng)力法，即對(duì)于不同的焊接接頭類(lèi)型給出其對(duì)應(yīng)的S-N曲線(xiàn)。除此之外，常用的疲勞壽命評(píng)估方法還包括挪威船級(jí)社(Det Norske Veritas，簡(jiǎn)稱(chēng)DNV)[16]和國(guó)際焊接學(xué)會(huì)(International Institute of Welding，簡(jiǎn)稱(chēng)IIW)[17]共同推薦的熱點(diǎn)應(yīng)力法、IIW推薦的有效缺口應(yīng)力法。相較于名義應(yīng)力法和熱點(diǎn)應(yīng)力法，有效缺口應(yīng)力法不僅顧及了結(jié)構(gòu)整體的幾何效應(yīng)，還考慮了焊接細(xì)節(jié)的幾何效應(yīng)。針對(duì)鑄鋼節(jié)點(diǎn)對(duì)接焊縫形式，名義應(yīng)力法沒(méi)有給出對(duì)應(yīng)的接頭類(lèi)型，熱點(diǎn)應(yīng)力法也不適用于焊根處破壞的情況。因此，嘗試采用有效缺口應(yīng)力法對(duì)鑄鋼節(jié)點(diǎn)對(duì)接焊縫進(jìn)行分析。

lgNf=13.585-3lg Δσe

(1)

Δσe=SCFeΔσn

(2)

式中：Δσe為有效缺口應(yīng)力范圍；SCFe為有效缺口應(yīng)力集中系數(shù)；Δσn為名義應(yīng)力范圍。

為了驗(yàn)證該方法的普遍適用性，在分析A類(lèi)試件的同時(shí)，可對(duì)比分析文獻(xiàn)[8]中的兩種坡口形式，將其稱(chēng)之為B類(lèi)和C類(lèi)試件，如圖8所示。文獻(xiàn)[8]采用的母材為G20Mn5和Q345，焊接類(lèi)型與本文相同，也均為R=0.1的應(yīng)力控制下的疲勞試驗(yàn)，因此，其疲勞數(shù)據(jù)可直接與本文的疲勞壽命對(duì)比。

圖8 試件的坡口形式

根據(jù)文獻(xiàn)[16]的建議，有限元建模時(shí)采用二次單元，并在敏感部位建立半徑為1 mm的缺口模型，網(wǎng)格尺寸取0.25 mm；其余部分網(wǎng)格尺寸取1 mm。分析結(jié)果和試驗(yàn)破壞現(xiàn)象如圖9所示?？梢钥闯?，3類(lèi)試件在右側(cè)熱軋鋼側(cè)的缺口應(yīng)力均大于鑄鋼側(cè)，即熱軋鋼側(cè)焊根處先發(fā)生破壞，與試驗(yàn)現(xiàn)象吻合。

圖9 試件的受力情況和破壞模式Fig.9 Stress states and failure modes of

SCFe是準(zhǔn)確獲取焊縫局部缺口應(yīng)力的關(guān)鍵參數(shù)，其數(shù)值等于缺口處應(yīng)力的最大值。提取圖9有限元模型中缺口應(yīng)力最大處的第一主應(yīng)力，可得到A、B、C類(lèi)試件的SCFe分別為2.557、3.841和3.856，其中A類(lèi)試件的SCFe比B類(lèi)和C類(lèi)的約小33%。結(jié)合式(1)、式(2)可計(jì)算出其疲勞壽命，將其與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比，如圖10所示。從圖10可看出，由于采用S-N曲線(xiàn)的斜率相同，3類(lèi)試件的S-N曲線(xiàn)相互平行。在相同的名義應(yīng)力范圍下，A類(lèi)試件的疲勞壽命高于B類(lèi)和C類(lèi)試件，這可能是因?yàn)锳類(lèi)試件較平滑的坡口角度和較小的應(yīng)力集中系數(shù)。由于B類(lèi)和C類(lèi)試件SCFe的數(shù)值比較接近，因此，由ENSM得到的這2類(lèi)試件的S-N曲線(xiàn)也比較接近，幾乎重合。

圖10 3類(lèi)試件ENSM與實(shí)測(cè)壽命對(duì)比圖Fig.10 Comparison of ENSM and test data of

ENSM能在一定程度上反映這幾類(lèi)試件的疲勞壽命，但在高應(yīng)力范圍時(shí)，會(huì)出現(xiàn)預(yù)測(cè)壽命大于實(shí)測(cè)壽命的情況(圖10中橢圓圈所示)，文獻(xiàn)[18-19]也發(fā)現(xiàn)了薄板焊接試件類(lèi)似的性質(zhì)。IIW提供的關(guān)于有效缺口應(yīng)力法S-N曲線(xiàn)應(yīng)力的存活率大于97.7%，應(yīng)為一條偏保守的曲線(xiàn)，但圖10中每類(lèi)試件位于ENSM曲線(xiàn)左側(cè)點(diǎn)的數(shù)量占數(shù)據(jù)總量的比例均大于10%，因此，若直接使用該方法預(yù)測(cè)疲勞壽命，會(huì)導(dǎo)致分析結(jié)果較危險(xiǎn)，可能引起安全事故。這是因?yàn)榇朔椒](méi)有考慮平均應(yīng)力和焊根處焊接殘余應(yīng)力的影響。焊根處的殘余應(yīng)力一般不容易被消除，對(duì)于壁厚較小的焊接結(jié)構(gòu)，焊接殘余應(yīng)力相對(duì)較小，但對(duì)于壁厚較大且為不等壁厚焊接的情況，忽略焊接殘余應(yīng)力和平均應(yīng)力的影響會(huì)對(duì)計(jì)算結(jié)果的安全性產(chǎn)生一定的影響。因此，有必要對(duì)有效缺口應(yīng)力法進(jìn)行改進(jìn)。

3.2 改進(jìn)的有效缺口應(yīng)力法

為了考慮平均應(yīng)力的影響，可采用Basquin公式[20]對(duì)有效缺口應(yīng)力法的式(1)進(jìn)行修正，Basquin公式如式(3)所示。

(3)

將式(3)取對(duì)數(shù)后可轉(zhuǎn)化為式(4)。

(4)

在考慮了平均應(yīng)力和殘余應(yīng)力的條件下，將式(4)應(yīng)用于缺口處，可得式(5)。

(5)

(6)

由于σm,q可根據(jù)試驗(yàn)求得，若缺口處的焊接殘余應(yīng)力σr,q已知，則可由式(6)計(jì)算出疲勞壽命，將這種考慮平均應(yīng)力和殘余應(yīng)力影響的有效缺口應(yīng)力法稱(chēng)之為改進(jìn)的有效缺口應(yīng)力法(Improved Effective Notch Stress Method，簡(jiǎn)稱(chēng)IENSM)。

焊根處的殘余應(yīng)力不易測(cè)量，為了得到較安全的疲勞壽命，可對(duì)鑄鋼節(jié)點(diǎn)環(huán)形對(duì)接焊縫建立有限元模型，采用內(nèi)生熱源法將實(shí)測(cè)表面殘余應(yīng)力與有限元結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證此方法和模型可靠后，即可用此方法得到焊根處的殘余應(yīng)力。A類(lèi)試件殘余應(yīng)力的測(cè)量和焊根處的殘余應(yīng)力分析分別如文獻(xiàn)[21]和[22]所述，提取其分析結(jié)果可偏安全地提取焊根處的最大殘余應(yīng)力為101 MPa，同樣的方法得到B類(lèi)和C類(lèi)焊根處的最大殘余應(yīng)力分別為239和63 MPa。因此，可根據(jù)式(5)分別求出3類(lèi)試件的疲勞壽命，將其與有效缺口應(yīng)力法的結(jié)果和實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比，如圖11所示。可以看出，對(duì)于相同的試件類(lèi)型，ENSM的曲線(xiàn)均位于IENSM之上，且實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)均在曲線(xiàn)IENSM的右側(cè)，相較于有效缺口應(yīng)力法，改進(jìn)的有效缺口應(yīng)力法更保守。也就是說(shuō)，改進(jìn)的有效缺口應(yīng)力法能為實(shí)際工程提供更安全的疲勞壽命預(yù)測(cè)。

圖11 3類(lèi)試件IENSM與實(shí)測(cè)壽命對(duì)比圖Fig.11 Comparison of IENSM and test data of

4 結(jié)論

1)根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象可將鑄鋼節(jié)點(diǎn)對(duì)接焊縫的疲勞過(guò)程分為兩階段：穩(wěn)定階段和斷裂階段。在穩(wěn)定階段，試件的位移和應(yīng)力應(yīng)變保持穩(wěn)定，占總壽命的比例不小于80%；在斷裂階段，位移和應(yīng)變迅速增大，占總壽命的比例不大于20%。

2)結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象和斷面的SEM，提出鑄鋼節(jié)點(diǎn)對(duì)接焊縫的疲勞失效機(jī)理：對(duì)接焊縫的焊根處因構(gòu)造形成了缺口，缺口附近產(chǎn)生了較大的應(yīng)力集中，使疲勞裂紋在此萌生。之后，裂紋沿厚度方向擴(kuò)展，直至破壞。

3)發(fā)現(xiàn)有效缺口應(yīng)力法能預(yù)測(cè)鑄鋼節(jié)點(diǎn)對(duì)接焊縫的疲勞壽命變化趨勢(shì)，但預(yù)測(cè)結(jié)果偏危險(xiǎn)。

4)結(jié)合殘余應(yīng)力和平均應(yīng)力對(duì)有效缺口應(yīng)力法進(jìn)行改進(jìn)，提出了新的疲勞壽命評(píng)估方法，并驗(yàn)證了該方法的適用性和安全性。

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