袁慶華 鄭春曉 謝 浩 高潤(rùn)坤

(1.宜昌市住房和城鄉(xiāng)建設(shè)局, 湖北宜昌 443000; 2.中交第二航務(wù)工程局有限公司, 武漢 430040; 3.中建三局城市投資運(yùn)營(yíng)有限公司, 湖北宜昌 443000; 4.宜昌市城市橋梁建設(shè)投資有限公司, 湖北宜昌 443000)

0 引 言

正交異性鋼橋面板具有輕質(zhì)高強(qiáng)、施工便捷等優(yōu)點(diǎn),目前在鋼結(jié)構(gòu)橋梁領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用。正交異性鋼橋面板在縱向和橫向分別設(shè)置了縱肋和橫隔板,且頂板、縱肋和橫隔板之間通過(guò)焊接連接,使得正交異性鋼橋面板的立體交叉焊縫眾多,疲勞開(kāi)裂問(wèn)題突出[1-5]。在正交異性鋼橋面板疲勞開(kāi)裂案例中,縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)發(fā)生疲勞開(kāi)裂問(wèn)題的比例最高[1],是正交異性鋼橋面板的關(guān)鍵構(gòu)造細(xì)節(jié)。

縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞性能研究結(jié)果表明[3-7]:由于橫隔板開(kāi)孔位置幾何不連續(xù),在荷載作用下縱肋的扭轉(zhuǎn)變形和面外變形受到不均勻約束,在橫隔板開(kāi)孔位置產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中,導(dǎo)致其疲勞開(kāi)裂問(wèn)題突出。目前改善縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞性能的方法主要有優(yōu)化橫隔板開(kāi)孔形狀、調(diào)整合理的橫隔板間距與橫隔板厚度等方式[3-12]。通過(guò)優(yōu)化橫隔板開(kāi)孔形狀,對(duì)于提升縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞性能有一定幫助,但是該方法沒(méi)有改變縱肋在橫隔板位置的傳力路徑,縱肋扭轉(zhuǎn)引發(fā)的應(yīng)力集中問(wèn)題仍然突出[4]。雖然減小橫隔板之間的間距、增大橫隔板厚度可有效降低縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力集中程度[2],但是該方法將大幅增加正交異性鋼橋面的自重和焊縫數(shù)目,不利于輕質(zhì)高強(qiáng)、經(jīng)濟(jì)適用目標(biāo)的實(shí)現(xiàn)。

為了改善縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)的受力,大幅提升其疲勞性能,將縱肋底板與橫隔板在一定區(qū)域內(nèi)通過(guò)焊接連接,發(fā)展了縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)。該新型構(gòu)造細(xì)節(jié)可增強(qiáng)縱肋與橫隔板之間的協(xié)同受力,有效約束縱肋的扭轉(zhuǎn)變形,大幅降低橫隔板開(kāi)孔位置的應(yīng)力集中程度,從而有效提升其疲勞性能。為了深入研究縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞性能,建立典型正交異性鋼橋面板有限元模型,對(duì)縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)各疲勞開(kāi)裂模式進(jìn)行理論分析,研究結(jié)果可為縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)的抗疲勞設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1 研究對(duì)象

1.1 縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)的提出

縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞失效機(jī)理研究結(jié)果表明[4,13-14]:在縱肋扭矩和豎向彎矩共同作用下,使得縱肋產(chǎn)生較大的扭轉(zhuǎn)變形和相對(duì)于橫隔板平面的面外變形,而橫隔板開(kāi)孔位置的幾何不連續(xù)引起的約束剛度突變使縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力集中問(wèn)題突出,最終導(dǎo)致其疲勞開(kāi)裂問(wèn)題頻發(fā)。針對(duì)縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞開(kāi)裂問(wèn)題,在縱肋底板和橫隔板之間引入栓接角鋼的加固方法(圖1),可改善其受力,使縱肋與橫隔板傳統(tǒng)構(gòu)造細(xì)節(jié)與加固構(gòu)件形成協(xié)同受力體系,有效提升其疲勞性能[4]。

圖1 縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)加固示意Fig. 1 Strengthening method for rib-to-diaphragm detail

基于上述研究結(jié)果,將縱肋底板與橫隔板在一定區(qū)域通過(guò)焊接連接引入了縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié),可望增強(qiáng)縱肋與橫隔板之間的協(xié)同受力,降低其應(yīng)力集中程度,進(jìn)而有效提升其疲勞性能。縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)的設(shè)計(jì)如圖2a和圖2b所示。

a—新型構(gòu)造細(xì)節(jié)1; b—新型構(gòu)造細(xì)節(jié)2; c—橫隔板全焊構(gòu)造細(xì)節(jié); d—橫隔板普通開(kāi)孔構(gòu)造細(xì)節(jié)。圖2 縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)設(shè)計(jì) mmFig. 2 Design diagrams of novel rib-to-diaphragm joints

以圖2所示兩類(lèi)縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)為研究對(duì)象,對(duì)其疲勞性能開(kāi)展系統(tǒng)研究,并將縱肋與橫隔板全焊構(gòu)造細(xì)節(jié)和橫隔板普通開(kāi)孔構(gòu)造細(xì)節(jié)作為對(duì)比參照。此外,在進(jìn)行理論分析時(shí),各模型的板厚、縱肋間距和橫隔板間距等參數(shù)取值均相同。

1.2 縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞開(kāi)裂模式

縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)存在多種疲勞開(kāi)裂模式。其中:1)縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)1和新型構(gòu)造細(xì)節(jié)2的疲勞開(kāi)裂模式類(lèi)似,主要包括縱肋腹板圍焊焊趾起裂并分別沿縱肋腹板和橫隔板擴(kuò)展,以及縱肋底板圍焊焊趾起裂并分別沿縱肋底板和橫隔板擴(kuò)展四種疲勞開(kāi)裂模式,如圖3a和圖3b所示;2)縱肋與橫隔板全焊構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞開(kāi)裂模式主要包括縱肋冷彎區(qū)域焊趾起裂并沿著縱肋擴(kuò)展和橫隔板焊趾起裂并沿著橫隔板擴(kuò)展兩種疲勞開(kāi)裂模式,如圖3c所示;3)縱肋與橫隔板普通開(kāi)孔構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞開(kāi)裂模式主要包括縱肋腹板圍焊焊趾起裂并分別沿縱肋腹板和橫隔板擴(kuò)展,以及從橫隔板開(kāi)孔自由邊應(yīng)力集中位置起裂并沿橫隔板擴(kuò)展的三種典型疲勞開(kāi)裂模式,如圖3d所示。

a—新型構(gòu)造細(xì)節(jié)1; b—新型構(gòu)造細(xì)節(jié)2; c—橫隔板全焊構(gòu)造細(xì)節(jié); d—橫隔板普通開(kāi)孔構(gòu)造細(xì)節(jié)。圖3 縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞開(kāi)裂模式Fig. 3 The crack pattern of rib-to-diaphragm joints

2 疲勞性能評(píng)估方法與有限元模型的建立

2.1 疲勞性能評(píng)估方法

本文采用國(guó)際焊接協(xié)會(huì)(ⅡW)推薦的熱點(diǎn)應(yīng)力法對(duì)縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞性能進(jìn)行評(píng)估。對(duì)于a類(lèi)熱點(diǎn),選取距離焊趾0.5倍板厚和1.5倍板厚處的應(yīng)力進(jìn)行外推計(jì)算;對(duì)于b類(lèi)熱點(diǎn),選取距離焊趾5 mm和15 mm處的應(yīng)力進(jìn)行外推計(jì)算?？v肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)各疲勞開(kāi)裂模式的熱點(diǎn)應(yīng)力外推點(diǎn)選取如圖4所示。

圖4 熱點(diǎn)應(yīng)力外推圖示Fig. 4 Extrapolation diagram of hot spot stress

a類(lèi)熱點(diǎn):

σhs=1.50σ0.5t-0.50σ1.5t

(1a)

b類(lèi)熱點(diǎn):

σhs=1.50σ5mm-0.50σ15mm

(1b)

式中:σhs為熱點(diǎn)應(yīng)力;t為板厚;σ0.5t和σ1.5t分別為距離焊趾0.5t和1.5t處外推參考點(diǎn)的應(yīng)力;σ5 mm和σ15 mm分別為距離焊趾5 mm和15 mm處外推參考點(diǎn)的應(yīng)力。

2.2 有限元模型的建立

采用有限元軟件ANSYS建立了典型鋼橋面板足尺節(jié)段有限元模型,如圖5所示。縱肋、頂板和橫隔板等構(gòu)件均采用實(shí)體單元Solid 45進(jìn)行模擬,針對(duì)縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié),采用映射方式對(duì)其局部網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化,以保證網(wǎng)格質(zhì)量和計(jì)算結(jié)果的精度。模型包含7個(gè)縱肋、5個(gè)橫隔板,共4跨,縱橋向布置為0.3 m+4×3.0 m+0.3 m=12.6 m。模型的構(gòu)造及其設(shè)計(jì)參數(shù)如圖2所示,鋼材彈性模量取值為206 GPa,泊松比為0.3。為準(zhǔn)確模擬縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)的受力特征,有限元模型的邊界條件選取如下:1)在橫橋向兩端約束橫隔板和頂板兩側(cè)結(jié)點(diǎn)x方向的平動(dòng)自由度;2)在縱橋向兩端約束頂板和縱肋兩端結(jié)點(diǎn)z方向的平動(dòng)自由度;3)在豎向約束橫隔板底端結(jié)點(diǎn)y方向的平動(dòng)自由度。

D1～D5為橫隔板的編號(hào)。圖5 有限元模型 mmFig. 5 Finite element model mm

選取標(biāo)準(zhǔn)疲勞車(chē)[15]作為疲勞荷載。為了獲取縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)各疲勞開(kāi)裂模式的影響面,選取標(biāo)準(zhǔn)疲勞車(chē)的一個(gè)輪載(60 kN)作為單位荷載,在不同橫向位置進(jìn)行縱向移動(dòng)加載,如圖6所示。分析時(shí)選取4號(hào)縱肋左側(cè)與D4橫隔板之間的構(gòu)造細(xì)節(jié)作為研究對(duì)象,針對(duì)圖3中各構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞開(kāi)裂模式開(kāi)展深入的對(duì)比研究。

a—橫向加載; b—縱向加載。圖6 加載示意 mmFig. 6 Loading condition

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)1

縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)1各疲勞開(kāi)裂模式的熱點(diǎn)應(yīng)力影響面如圖7所示。研究表明:1)縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)1的縱向影響線范圍主要在關(guān)注構(gòu)造細(xì)節(jié)相鄰兩跨范圍內(nèi),橫向影響線范圍主要在關(guān)注構(gòu)造細(xì)節(jié)相鄰兩個(gè)縱肋(單側(cè))范圍內(nèi);2)當(dāng)輪載的縱向加載位置距離橫隔板約0.4 m時(shí),疲勞開(kāi)裂模式Ⅰ～Ⅳ均處于較高應(yīng)力水平,隨著輪載往跨中方向移動(dòng),其應(yīng)力值逐漸降低;3)當(dāng)移動(dòng)車(chē)輛輪載橫向位于x軸負(fù)方向時(shí),疲勞開(kāi)裂模式Ⅰ～Ⅳ主要承受壓-壓循環(huán)應(yīng)力,4種疲勞開(kāi)裂模式的最大應(yīng)力幅分別為17.4,23.3,45.3,30.8 MPa;當(dāng)荷載橫向位于x軸正方向時(shí),疲勞開(kāi)裂模式Ⅰ～Ⅳ主要承受拉-拉循環(huán)應(yīng)力,四種疲勞開(kāi)裂模式的最大應(yīng)力幅分別為24.5,4.5,18.5,16.1 MPa;4)相比于縱肋與橫隔板普通開(kāi)孔構(gòu)造細(xì)節(jié),新型構(gòu)造細(xì)節(jié)1在移動(dòng)輪載作用下的應(yīng)力幅顯著降低,且由承受拉-拉循環(huán)應(yīng)力為主轉(zhuǎn)變?yōu)槌惺軌?壓循環(huán)應(yīng)力為主。

a—疲勞開(kāi)裂模式Ⅰ; b—疲勞開(kāi)裂模式Ⅱ; c—疲勞開(kāi)裂模式Ⅲ; d—疲勞開(kāi)裂模式Ⅳ。圖7 縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)1應(yīng)力影響面Fig. 7 Stress influence surface of novel rib-to-diaphragm joint 1

3.2 縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)2

縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)2與新型構(gòu)造細(xì)節(jié)1的受力狀態(tài)相似,由于疲勞開(kāi)裂模式Ⅲ和Ⅳ的應(yīng)力幅值較大,因此僅選取這兩個(gè)疲勞開(kāi)裂模式進(jìn)行分析,其熱點(diǎn)應(yīng)力影響面如圖8所示。研究表明:當(dāng)移動(dòng)車(chē)輛輪載橫向位于x軸負(fù)方向時(shí),疲勞開(kāi)裂模式Ⅲ和Ⅳ主要承受壓-壓循環(huán)應(yīng)力,其最大應(yīng)力幅分別為50.7 MPa和33.5 MPa;當(dāng)荷載橫向位于x軸正方向時(shí),疲勞開(kāi)裂模式Ⅲ和Ⅳ主要承受拉-拉循環(huán)應(yīng)力,其最大應(yīng)力幅分別為30.4,23.1 MPa。

a—疲勞開(kāi)裂模式Ⅲ應(yīng)力影響面; b—疲勞開(kāi)裂模式Ⅳ應(yīng)力影響面。圖8 縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)2應(yīng)力影響面Fig. 8 Stress influence surface of novel rib-to-diaphragm joint 2

3.3 縱肋與橫隔板全焊構(gòu)造細(xì)節(jié)

縱肋與橫隔板全焊構(gòu)造細(xì)節(jié)各疲勞開(kāi)裂模式的熱點(diǎn)應(yīng)力影響面如圖9所示。研究表明:1)當(dāng)輪載的縱向加載位置距離橫隔板約0.6 m時(shí),疲勞開(kāi)裂模式Ⅰ和Ⅱ均處于較高應(yīng)力水平,隨著輪載往跨中方向移動(dòng),其應(yīng)力值逐漸降低,表明疲勞開(kāi)裂模式Ⅰ和Ⅱ以承受面內(nèi)和面外共同作用為主;2)當(dāng)移動(dòng)車(chē)輛輪載作用于疲勞裂紋萌生一側(cè)時(shí),疲勞開(kāi)裂模式Ⅰ和Ⅱ均以承受壓-壓循環(huán)應(yīng)力為主,疲勞開(kāi)裂模式Ⅰ和Ⅱ的最大應(yīng)力幅值分別為51.1,31.7 MPa。

a—疲勞開(kāi)裂模式Ⅰ應(yīng)力影響面; b—疲勞開(kāi)裂模式Ⅱ應(yīng)力影響面。圖9 縱肋與橫隔板全焊構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力影響面Fig. 9 Stress influence surface of joint welded all around

3.4 縱肋與橫隔板普通開(kāi)孔構(gòu)造細(xì)節(jié)

縱肋與橫隔板普通開(kāi)孔構(gòu)造細(xì)節(jié)各疲勞開(kāi)裂模式的熱點(diǎn)應(yīng)力影響面如圖10所示。研究表明:1)各疲勞開(kāi)裂模式的縱向影響線范圍主要在關(guān)注構(gòu)造細(xì)節(jié)相鄰兩跨范圍內(nèi),橫向影響線范圍主要在關(guān)注構(gòu)造細(xì)節(jié)相鄰兩個(gè)縱肋(單側(cè))范圍內(nèi);2)當(dāng)輪載縱向位于跨中附近區(qū)域時(shí),疲勞開(kāi)裂模式Ⅰ和Ⅱ的應(yīng)力值均達(dá)到最大,隨著輪載往橫隔板方向移動(dòng),其應(yīng)力值逐漸降低,表明疲勞開(kāi)裂模式Ⅰ和Ⅱ以承受面內(nèi)和面外共同作用為主;3)當(dāng)移動(dòng)車(chē)輛輪載橫向位于x軸負(fù)方向時(shí),疲勞開(kāi)裂模式Ⅰ和Ⅱ主要承受拉-拉循環(huán)應(yīng)力,兩疲勞開(kāi)裂模式的最大應(yīng)力幅分別為51.7 MPa(e=-300 mm)和23.1 MPa(e=-300 mm);當(dāng)荷載橫向位于x軸正方向時(shí),疲勞開(kāi)裂模式Ⅰ和Ⅱ主要承受壓-壓循環(huán)應(yīng)力,兩疲勞開(kāi)裂模式的最大應(yīng)力幅分別為35.6 MPa(e=300 mm)和27.6 MPa(e=300 mm);4)對(duì)于疲勞開(kāi)裂模式Ⅲ,當(dāng)荷載橫向位于x軸正方向時(shí),主要承受拉-拉循環(huán)應(yīng)力,最大應(yīng)力幅為11.0 MPa(e=300 mm),當(dāng)車(chē)輛輪載橫向位于x軸負(fù)方向時(shí),主要承受壓-壓循環(huán)應(yīng)力,最大應(yīng)力幅為22.1 MPa(e=-300 mm)。

a—疲勞開(kāi)裂模式Ⅰ應(yīng)力影響面; b—疲勞開(kāi)裂模式Ⅱ應(yīng)力影響面; c—疲勞開(kāi)裂模式Ⅲ應(yīng)力影響面。圖10 縱肋與橫隔板普通開(kāi)孔構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力影響面Fig. 10 Stress influence surface of traditional rib-to-diaphrage joint

4 對(duì)比分析

兩種縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)和兩種縱肋與橫隔板普通構(gòu)造細(xì)節(jié)各疲勞開(kāi)裂模式的最大應(yīng)力幅值匯總?cè)绫?所示?？芍?1)在4種構(gòu)造細(xì)節(jié)中縱肋與橫隔板普通開(kāi)孔構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力幅值最大,為51.7 MPa,在相同的疲勞荷載作用下,該構(gòu)造出現(xiàn)疲勞裂紋的可能性最大,其主導(dǎo)疲勞開(kāi)裂模式為疲勞裂紋萌生于縱肋與橫隔板圍焊焊趾并沿縱肋腹板方向擴(kuò)展。2)新型構(gòu)造細(xì)節(jié)1和新型構(gòu)造細(xì)節(jié)2可有效加強(qiáng)縱肋與橫隔板之間的可靠連接,顯著降低縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力幅值。以新型構(gòu)造細(xì)節(jié)1的引入為例,疲勞開(kāi)裂模式Ⅰ的應(yīng)力幅由51.7 MPa降低到24.5 MPa,降幅為52.6%;疲勞開(kāi)裂模式Ⅱ的應(yīng)力幅由27.6 MPa降低到23.3 MPa,降幅為15.6%。3)從各構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力幅值分析可知,新型構(gòu)造細(xì)節(jié)1的應(yīng)力幅值最小,為45.3 MPa,其主導(dǎo)疲勞開(kāi)裂模式為縱肋底板與橫隔板圍焊焊趾開(kāi)裂并沿縱肋底板擴(kuò)展(疲勞開(kāi)裂模式Ⅲ),相較于縱肋與橫隔板普通開(kāi)孔構(gòu)造細(xì)節(jié)其最大應(yīng)力幅值降低了12.4%,其疲勞性能最優(yōu)。4)新型構(gòu)造細(xì)節(jié)2和橫隔板全焊構(gòu)造細(xì)節(jié)的最大應(yīng)力幅值相當(dāng),分別為50.7,51.1 MPa,均以承受壓-壓循環(huán)應(yīng)力為主;雖然新型構(gòu)造細(xì)節(jié)2和橫隔板全焊構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力幅值較大,但是相比于橫隔板普通開(kāi)孔構(gòu)造細(xì)節(jié)的拉-拉循環(huán)應(yīng)力控制,其疲勞性能將有所改善。

表1 各構(gòu)造細(xì)節(jié)的最大應(yīng)力幅

5 結(jié) 論

1)縱肋與橫隔板構(gòu)造細(xì)節(jié)各疲勞開(kāi)裂模式的縱向影響線范圍主要在關(guān)注構(gòu)造細(xì)節(jié)相鄰兩跨區(qū)域內(nèi),橫向影響線范圍主要在關(guān)注構(gòu)造細(xì)節(jié)相鄰兩個(gè)縱肋(單側(cè))區(qū)域內(nèi)。

2)縱肋與橫隔板普通開(kāi)孔構(gòu)造細(xì)節(jié)為4種構(gòu)造細(xì)節(jié)中疲勞開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)最大的構(gòu)造細(xì)節(jié),其主導(dǎo)疲勞開(kāi)裂模式為疲勞裂紋萌生于圍焊焊趾端部并沿縱肋腹板擴(kuò)展(疲勞開(kāi)裂模式Ⅰ),且該疲勞開(kāi)裂模式以承受拉-拉循環(huán)應(yīng)力為主。

3)縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)1通過(guò)加強(qiáng)縱肋與橫隔板之間的協(xié)同受力,大幅降低了應(yīng)力集中程度,其主導(dǎo)疲勞開(kāi)裂模式為縱肋底板與橫隔板圍焊焊趾端部起裂并沿著縱肋底板擴(kuò)展(疲勞開(kāi)裂模式Ⅲ),且該疲勞開(kāi)裂模式以承受壓-壓循環(huán)應(yīng)力為主,相較于縱肋與橫隔板普通開(kāi)孔構(gòu)造細(xì)節(jié),縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)1的最大應(yīng)力幅值降低約12.4%。

4)縱肋與橫隔板新型構(gòu)造細(xì)節(jié)2和縱肋與橫隔板全焊構(gòu)造細(xì)節(jié)均以承受壓-壓循環(huán)應(yīng)力為主,其最大應(yīng)力幅值與橫隔板普通開(kāi)孔構(gòu)造細(xì)節(jié)相當(dāng),但是相較于橫隔板普通開(kāi)孔構(gòu)造細(xì)節(jié)的拉-拉循環(huán)應(yīng)力控制,其疲勞性能將有所改善。