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    高壓繞絲筒體預(yù)緊系數(shù)及繞絲截面研究*

    2021-01-27 02:22:46王建明藏志剛
    關(guān)鍵詞:內(nèi)筒周向外徑

    汪 言,王建明,藏志剛

    (山東大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院CAD/CAM研究所,濟(jì)南 250061)

    0 引言

    隨著科學(xué)技術(shù)的不斷進(jìn)步,人民生活水平的不斷提高,消費(fèi)者對食品、飲用水等的要求也越來越高[1]。而傳統(tǒng)的熱力滅菌技術(shù)因其容易破壞食品中的生物活性物質(zhì)、營養(yǎng)成分等,已慢慢滿足不了食品加工的需求[2]。為了最大限度地保留食品的色、香、味等品質(zhì)并保持其營養(yǎng)價(jià)值,食品超高壓滅菌技術(shù)(ultra-high pressure technology,UHP)得以應(yīng)運(yùn)而生[3]。

    UHP食品加工是指對食品原料施加100 MPa~1 000 MPa左右的超高靜水壓力,導(dǎo)致食品原料在常壓下達(dá)到的化學(xué)反應(yīng)以及分子結(jié)構(gòu)等的平衡因高壓的作用而發(fā)生新的變化,從而達(dá)到殺滅食品中微生物的目的[4]。在超高壓處理過程中,超高壓筒體要承受最高630 MPa的靜水壓力,過高的工作壓力一方面會(huì)增加筒體的設(shè)計(jì)難度,也增加筒體尺寸;另一方面,由于超高壓筒體在工作狀態(tài)下存儲(chǔ)的能量巨大,發(fā)生破壞后造成的危害極大[5]。故對于此類危險(xiǎn)性較高的設(shè)備,研究其強(qiáng)度、疲勞以及安全性能是非常有必要的[6]。

    目前,國內(nèi)外主要使用的超高壓容器有整體鍛造筒體、多層厚壁筒體、纏繞式筒體、剖分塊式筒體等筒體結(jié)構(gòu)型式。其中繞絲式筒體因具有兩大特點(diǎn):①能夠通過控制纏繞張力來控制鋼絲層的預(yù)應(yīng)力,從而影響筒體的應(yīng)力分布;②某一鋼絲層的斷裂不會(huì)導(dǎo)致整個(gè)鋼絲層的失效,使得整個(gè)超高壓筒體的安全性得到保障等優(yōu)勢逐漸成為了UHP技術(shù)的主要筒體形式[7]。

    在繞絲式筒體的研究方面,國外學(xué)者自Zander K等提出超高壓繞絲容器后便對其進(jìn)行深入研究,其中學(xué)者Shen F C介紹了適用于高壓儲(chǔ)存罐纏繞技術(shù)的概況,包括設(shè)計(jì)考慮、纏繞模式、檢測方法等[8];Sedighi M介紹了一種基于直接法的新型繞線方法[9]。國內(nèi)方面,黃燕茹針對250MPa等靜壓筒體進(jìn)行了應(yīng)力分布的計(jì)算[10];戴劍等用ANSYS軟件對預(yù)應(yīng)力鋼絲纏繞厚壁筒進(jìn)行應(yīng)力分析[11]。上述學(xué)者的研究成果從不同側(cè)面對超高壓繞絲容器的設(shè)計(jì)和應(yīng)用奠定了堅(jiān)實(shí)的理論基礎(chǔ),但也存在某些不足之處:①在超高壓筒體的尺寸設(shè)計(jì)時(shí),選用較大的預(yù)緊系數(shù),大幅度增加筒體的尺寸;②在研究繞絲筒體疲勞性能時(shí),沒有考慮纏繞截面的形狀、尺寸的影響,認(rèn)為繞絲層內(nèi)的應(yīng)力是連續(xù)變化的[12-13]。

    本文針對上述問題,選取了5組預(yù)緊系數(shù)下三種鋼絲截面模型進(jìn)行對照研究,評價(jià)了不同預(yù)緊系數(shù)與鋼絲截面對超高壓筒體強(qiáng)度與疲勞的影響。

    1 繞絲筒體參數(shù)計(jì)算

    1.1 繞絲筒體結(jié)構(gòu)

    超高壓繞絲筒體可以認(rèn)為是由內(nèi)筒與纏繞在其外壁上的多個(gè)繞絲層組合得到的結(jié)構(gòu),故只需要確定內(nèi)筒內(nèi)徑、外徑、繞絲層外徑與筒體軸向長度就可以確定整個(gè)繞絲筒體。本文中所有模型的內(nèi)筒內(nèi)徑與軸向長度均給定為125 mm與1 000 mm。

    1.2 等效應(yīng)力最小預(yù)緊系數(shù)

    預(yù)緊系數(shù)的定義為:內(nèi)筒內(nèi)壁預(yù)緊周向應(yīng)力與工作載荷所引起的周向應(yīng)力的比值。顯然當(dāng)預(yù)緊系數(shù)大于1時(shí),工作狀態(tài)下內(nèi)筒內(nèi)壁上存在殘余壓應(yīng)力,由斷裂力學(xué)理論可以認(rèn)為內(nèi)筒內(nèi)壁上的微裂紋無法擴(kuò)展,內(nèi)筒疲勞壽命較高。但這種設(shè)計(jì)會(huì)增加超高壓筒體的尺寸以及預(yù)緊鋼絲上的初應(yīng)力,造成筒體材料和工藝難度增加,甚至?xí)箖?nèi)筒材料發(fā)生塑性變形;反之,當(dāng)預(yù)緊系數(shù)小于1時(shí),工作狀態(tài)下內(nèi)筒內(nèi)壁上會(huì)出現(xiàn)拉應(yīng)力,將導(dǎo)致內(nèi)筒疲勞壽命下降。

    首先基于第三強(qiáng)度理論計(jì)算筒體等效應(yīng)力最小預(yù)緊系數(shù)。超高壓筒體在使用過程中,主要存在兩種狀態(tài),即未施加工作應(yīng)力時(shí)僅受鋼絲纏繞層作用的預(yù)緊狀態(tài),以及工作時(shí)受預(yù)緊與工作應(yīng)力同時(shí)作用的工作狀態(tài)。為判斷筒體是否發(fā)生強(qiáng)度破壞,需分別推導(dǎo)出兩種狀態(tài)下內(nèi)筒內(nèi)壁處的等效應(yīng)力情況。

    其中工作狀態(tài)下內(nèi)筒內(nèi)壁的周向應(yīng)力是由內(nèi)壓引起的周向應(yīng)力與纏繞層引起的周向應(yīng)力疊加而得的,即:

    σti=(1-η)σpti

    (1)

    式中,σti為內(nèi)筒內(nèi)壁合成周向;η為預(yù)緊系數(shù);σpti為由工作內(nèi)壓產(chǎn)生的周向應(yīng)力。其中σpti可由拉美公式計(jì)算得出:

    (2)

    式中,pi為工作載荷;K為繞絲外徑與內(nèi)筒內(nèi)徑的比值。

    K=r0/ri

    (3)

    式中,r0為繞絲層外徑;ri為內(nèi)筒內(nèi)徑。徑向應(yīng)力為:

    σri=-pi

    (4)

    式中,σri為內(nèi)筒內(nèi)壁合成徑向應(yīng)力。

    由于超高壓筒體普遍采用性能較好的高強(qiáng)度鋼,故可按照第三強(qiáng)度理論進(jìn)行強(qiáng)度分析,其內(nèi)筒內(nèi)壁工作狀態(tài)當(dāng)量應(yīng)力為:

    σeq=σti-σri

    (5)

    式中,σeq為合成當(dāng)量應(yīng)力。

    將式(1)~式(3)帶入式(4)中可以求出內(nèi)筒內(nèi)壁當(dāng)量應(yīng)力為:

    (6)

    預(yù)緊狀態(tài)下,內(nèi)筒內(nèi)壁處僅受鋼絲層引起的周向應(yīng)力的作用,而受鋼絲層引起的周向應(yīng)力其值為σpti的η倍,故等效應(yīng)力為:

    (7)

    觀察式(6)、式(7)可以發(fā)現(xiàn):在工作應(yīng)力pi與徑比K為定值時(shí),σeq1隨預(yù)緊系數(shù)增大而減小,σeq2隨預(yù)緊系數(shù)的增大而增大。顯然當(dāng)工作狀態(tài)的等效應(yīng)力等于預(yù)緊狀態(tài)的等效應(yīng)力時(shí),內(nèi)筒內(nèi)壁上的最大等效應(yīng)力值(σeq1與σeq2之間的最大值)最小,此時(shí)繞絲容器具有最大承載能力,對應(yīng)的預(yù)緊系數(shù)即為等效應(yīng)力最小預(yù)緊系數(shù)。

    此時(shí):

    (8)

    將式(8)帶入式(7)中,同時(shí)令:

    σeqmax=[σ]

    (9)

    式中,[σ]為內(nèi)筒材料許用應(yīng)力。

    可求出等效應(yīng)力最小預(yù)緊系數(shù):

    (10)

    選取筒體材料為0Cr17Ni4Cu4Nb,其σ0.2為1 180 MPa,定義安全系數(shù)為1.3,故材料許用應(yīng)力為908 MPa;工作載荷為600 MPa,經(jīng)計(jì)算得出等效應(yīng)力最小預(yù)緊系數(shù)為0.747。得到的最小預(yù)緊系數(shù)為后續(xù)選取模型的預(yù)計(jì)系數(shù)提供了理論依據(jù),可以認(rèn)為后續(xù)計(jì)算中選取的筒體最危險(xiǎn)狀態(tài)為預(yù)緊狀態(tài)。

    1.3 不同預(yù)緊系數(shù)下的筒體尺寸

    參照等效應(yīng)力最小預(yù)緊系數(shù)0.747,分別選取0.75,0.85,0.95,1.05,1.15五種預(yù)緊系數(shù),計(jì)算相應(yīng)的筒體尺寸。令σeqmax小于內(nèi)筒材料許用應(yīng)力,即:

    (11)

    由式(11)可計(jì)算出徑比K,帶入式(3)中,得繞絲層外徑:

    (12)

    將5種預(yù)計(jì)系數(shù)對應(yīng)的繞絲層外徑計(jì)算結(jié)果列于表1。

    表1 不同預(yù)緊系數(shù)下的繞絲層外徑

    確定繞絲層外徑后,根據(jù)鋼絲的纏繞方式可以進(jìn)一步計(jì)算出內(nèi)筒內(nèi)徑。其中鋼絲纏繞主要有3種形式,即等周向力纏繞、等剪應(yīng)力纏繞、等張力纏繞。本文選用等剪應(yīng)力纏繞方法,通過對內(nèi)筒建立應(yīng)力平衡方程得到內(nèi)筒外徑參數(shù)方程為:

    (13)

    式中,rj為內(nèi)筒外徑;A、B為無量綱參量,分別為:

    (14)

    (15)

    式中,[σ]′為纏繞鋼絲許用應(yīng)力。

    本文繞絲材料選取為特種鋼材1K201,其抗拉強(qiáng)度為1 800 MPa,設(shè)預(yù)緊系數(shù)為1.3,相應(yīng)的[σ]′為1 380 MPa。

    利用試算法計(jì)算出各預(yù)計(jì)系數(shù)下的內(nèi)筒外徑列于表2。由表1、表2可以看出,繞絲層外徑和內(nèi)筒外徑均隨預(yù)緊系數(shù)的增加而增大。

    表2 不同預(yù)緊預(yù)計(jì)系數(shù)下的內(nèi)筒外徑

    將繞絲筒體壁厚隨預(yù)緊系數(shù)的變化結(jié)果匯總?cè)鐖D1所示。

    圖1 不同預(yù)緊系數(shù)下壁厚變化

    由圖1中可以看出,隨預(yù)緊系數(shù)的增加,內(nèi)筒壁厚與繞絲層厚度均有上升,且內(nèi)筒壁厚的增加速率要高于繞絲層壁厚的增加速率。

    2 有限元建模與仿真結(jié)果

    2.1 有限元建模

    根據(jù)表1與表2中的數(shù)據(jù)對繞絲筒體進(jìn)行三維建模。扁帶形鋼絲截面參考實(shí)際工程用絲,選取(3×10) mm型號(hào)。

    圖2 扁帶形繞絲筒體 三維模型

    在保證圓形與菱形鋼絲截面與扁帶形鋼絲截面面積相同的原則下,分別選取特征尺寸為6 mm與8 mm的鋼絲截面。三維模型建模完成后,使用ANSYS Workbench軟件對繞絲筒體結(jié)構(gòu)進(jìn)行三維有限元建模及數(shù)值仿真分析??紤]結(jié)構(gòu)及載荷的對稱性,建立1/4結(jié)構(gòu)模型,分析3種繞絲截面,鋼絲纏繞方式簡化為水平纏繞,圖2所示為扁帶形繞絲筒體三維模型。

    繞絲筒體坐標(biāo)系設(shè)置為柱坐標(biāo)系,使X、Y、Z軸分別對應(yīng)徑向、周向和軸向。

    鋼絲的纏繞預(yù)緊力的施加使用等效溫度應(yīng)力法模擬,即將繞絲材料設(shè)為各向異性熱膨脹材質(zhì),僅在Y方向定義熱膨脹系數(shù),熱膨脹系數(shù)定義為繞絲材料在預(yù)緊力作用下的應(yīng)變值,以預(yù)緊系數(shù)0.75的扁帶形鋼絲為例,其各層Y向熱膨脹系數(shù)計(jì)算結(jié)果如表3所示。在1/4對稱截面上施加對稱邊界條件,即約束面上所有節(jié)點(diǎn)的Y向位移,通過施加-1°溫差使繞絲層產(chǎn)生周向初應(yīng)力。

    表3 各纏繞層Y向熱膨脹系數(shù)

    在內(nèi)筒外壁與各繞絲層之間添加接觸,將接觸類型設(shè)置為frictional,即法向不分離,切向有摩擦,其摩擦因數(shù)設(shè)為0.2。

    采用三維六面體八節(jié)點(diǎn)單元Solid185進(jìn)行網(wǎng)格劃分,內(nèi)筒體單元典型尺寸為10 mm,繞絲層單元典型尺寸為3 mm。筒體底端面施加無摩擦支承約束條件,在兩1/4對稱面上施加對稱約束條件。

    載荷施加過程分為兩步,第一載荷步為向鋼絲層添加等效溫度應(yīng)力,分析繞絲預(yù)緊工況;第二載荷步為在施加第一載荷步的基礎(chǔ)上,向內(nèi)筒內(nèi)壁進(jìn)一步施加工作載荷600 MPa,分析內(nèi)壓與繞絲預(yù)緊力共同作用下的工作工況。網(wǎng)格劃分、邊界條件及載荷定義分別如圖3、圖4所示。

    圖3 扁帶形繞絲筒體網(wǎng)格 圖4 扁帶形繞絲筒體邊界條件

    2.2 有限元仿真結(jié)果

    為更直觀對比理論分析與有限元仿真結(jié)果,在繞絲筒體斷面中部沿壁厚方向定義Path路徑。

    提取Path路徑上的周向應(yīng)力與徑向應(yīng)力。其中預(yù)緊狀態(tài)下的應(yīng)力結(jié)果如圖5所示??梢钥闯鲱A(yù)緊狀態(tài)下內(nèi)筒上最大徑向應(yīng)力出現(xiàn)在內(nèi)筒外壁上,其數(shù)值為-147.8 MPa;最大周向應(yīng)力出現(xiàn)在內(nèi)筒內(nèi)壁上,其數(shù)值為-901.3 MPa。

    工作狀態(tài)下的應(yīng)力結(jié)果如圖6所示??梢钥闯龉ぷ鳡顟B(tài)下內(nèi)筒上最大徑向應(yīng)力出現(xiàn)在內(nèi)筒內(nèi)壁上,其數(shù)值為-565.04 MPa;最大周向應(yīng)力出現(xiàn)在內(nèi)筒內(nèi)壁上,其數(shù)值為263.82 MPa。

    圖5 預(yù)緊狀態(tài)應(yīng)力狀態(tài) 圖6 工作狀態(tài)徑向應(yīng)力

    2.3 內(nèi)筒內(nèi)壁應(yīng)力分布理論計(jì)算與仿真結(jié)果對比

    圖5、圖6展示了有限元仿真結(jié)果,為驗(yàn)證其準(zhǔn)確性,故對繞絲筒體應(yīng)力分布進(jìn)行理論研究。

    繞絲式容器的應(yīng)力主要為由內(nèi)壓引起的周向應(yīng)力和徑向應(yīng)力以及由鋼絲預(yù)緊引起的應(yīng)力的疊加,即:

    σt=σgt+σpt

    (16)

    式中,σt為合成周向應(yīng)力;σgt為由鋼絲預(yù)緊產(chǎn)生的周向應(yīng)力;σpt為由工作載荷產(chǎn)生的周向應(yīng)力。

    預(yù)緊狀態(tài)下,內(nèi)筒任意點(diǎn)由纏繞鋼絲產(chǎn)生的周向應(yīng)力為:

    (17)

    式中,η為預(yù)緊系數(shù)??紤]到鋼絲上的預(yù)緊力是分層施加的,故需對其進(jìn)行修正。

    工作狀態(tài)下,內(nèi)筒任意點(diǎn)的由工作載荷引起周向應(yīng)力為:

    (18)

    分別按式(16)~式(18)理論計(jì)算內(nèi)筒各位置的周向應(yīng)力,將理論周向應(yīng)力結(jié)果列于表4。

    表4 內(nèi)筒理論周向應(yīng)力

    結(jié)合仿真結(jié)構(gòu)與理論計(jì)算結(jié)果,將內(nèi)筒周向應(yīng)力結(jié)果匯總,如圖7所示??梢钥闯?,理論和仿真所得周向應(yīng)力變化趨勢相同,數(shù)值也基本相等,其中預(yù)緊狀態(tài)下兩者最大偏差小于2.3%。驗(yàn)證了所建有限元模型及仿真結(jié)果的正確性和有效性。

    圖7 內(nèi)筒周向應(yīng)力理論與仿真結(jié)果對比

    分析上述理論計(jì)算和仿真結(jié)果在數(shù)值上存在一定差異的原因,一是理論計(jì)算時(shí)內(nèi)筒按無限長考慮,未考慮其端部的影響;二是理論計(jì)算時(shí)未考慮鋼絲截面形狀和層間摩擦的影響,將繞絲層整體視為連續(xù)體。由此可知仿真模型應(yīng)更符合實(shí)際工況,所得到的仿真結(jié)果較理論結(jié)果更為準(zhǔn)確和合理。

    按照上述相同的建模方法,依次針對5種預(yù)緊系數(shù)和3種截面類型分別建立15個(gè)模型并進(jìn)行仿真計(jì)算,將其仿真結(jié)果列于圖8~圖10。

    圖8~圖10分別為扁帶形繞絲截面、圓形繞絲截面、菱形繞絲截面時(shí)內(nèi)筒周向應(yīng)力結(jié)果。可以發(fā)現(xiàn)3種繞絲截面下周向應(yīng)力趨勢均相同。即在相同預(yù)計(jì)系數(shù)的情況下,內(nèi)筒上周向應(yīng)力隨壁厚增加而下降;在相同壁厚處,內(nèi)筒上周向應(yīng)力隨預(yù)緊系數(shù)增加而下降;當(dāng)預(yù)緊系數(shù)為1.05及以上時(shí),3個(gè)模型內(nèi)筒上均不會(huì)出現(xiàn)拉應(yīng)力;3個(gè)模型內(nèi)筒上最大拉應(yīng)力均出現(xiàn)在預(yù)緊系數(shù)為0.75時(shí)內(nèi)筒內(nèi)壁上,其中扁帶形繞絲截面最大拉應(yīng)力為268.3 MPa;圓形繞絲截面最大拉應(yīng)力為329.2 MPa;菱形繞絲截面最大拉應(yīng)力為247.1 MPa。

    圖8 扁帶形繞絲截面內(nèi)筒周向應(yīng)力結(jié)果 圖9 圓形繞絲截面內(nèi)筒周向應(yīng)力結(jié)果

    圖10 菱形繞絲截面內(nèi)筒周向應(yīng)力結(jié)果

    3 基于筒體仿真結(jié)果的疲勞壽命分析

    3.1 裂紋擴(kuò)展理論

    高壓繞絲容器的疲勞壽命可以根據(jù)裂紋擴(kuò)展理論進(jìn)行研究,裂紋擴(kuò)展一般包括3個(gè)階段:緩慢擴(kuò)展階段、穩(wěn)定擴(kuò)展階段和急速斷裂階段。第一階段當(dāng)應(yīng)力強(qiáng)度因子△K小于△Kth(疲勞裂紋擴(kuò)展閥值),裂紋可認(rèn)為不發(fā)生擴(kuò)展;第二階段為裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū),裂紋擴(kuò)展速度遵循冪指數(shù)法則,可用Paris公式進(jìn)行定量計(jì)算,如式(19),式中裂紋長度a隨循環(huán)次數(shù)N的變化率反映裂紋擴(kuò)展的快慢,裂紋擴(kuò)展速率的控制參量是應(yīng)力強(qiáng)度因子幅度△K;第三階段為失穩(wěn)斷裂區(qū),裂紋迅速擴(kuò)展導(dǎo)致失效,對壽命影響較小,這階段通常不予考慮。

    (19)

    據(jù)應(yīng)力強(qiáng)度因子手冊,承受內(nèi)壓的厚壁圓筒內(nèi)壁裂紋前緣點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度因子為:

    (20)

    式中,K1為Ⅰ型裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子;F為參數(shù);σi為所受應(yīng)力;a為裂紋尺寸。

    當(dāng)裂紋很淺時(shí),K1可以近似為:

    (21)

    因?yàn)閴嚎s載荷不會(huì)使裂紋擴(kuò)展,故計(jì)算有效應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值△Keq時(shí),需要按照應(yīng)力比R分別計(jì)算。

    即,當(dāng)R>0時(shí):

    △Keq=Kmax-Kmin

    (22)

    當(dāng)R<0時(shí):

    △Keq=Kmax

    (23)

    將有效應(yīng)力強(qiáng)度因子幅度代入Paris公式并通過積分即可估計(jì)疲勞裂紋擴(kuò)展壽命。由于壓應(yīng)力不會(huì)導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展,故可認(rèn)為在裂紋長度一定時(shí),式(22)、式(23)中的Kmax、Kmin分別對應(yīng)最大、最小拉應(yīng)力值。

    3.2 不同繞絲截面疲勞壽命分析

    Paris公式(19)中C與m為材料參數(shù),本文中各個(gè)模型的C與m均相同,且m的值大于1,故疲勞壽命僅由△Keq決定,而在裂紋長度一定時(shí),△Keq的值與最大拉應(yīng)力正相關(guān)。而對于內(nèi)筒而言內(nèi)壁處為最危險(xiǎn)的位置,故取圖8~圖10中內(nèi)筒內(nèi)壁處的周向應(yīng)力,結(jié)果如圖11所示。

    圖11 工作狀態(tài)內(nèi)筒內(nèi)壁處的周向應(yīng)力

    分析圖11中數(shù)據(jù)可以看出,相同工況條件下,菱形繞絲截面對應(yīng)的周向拉應(yīng)力最低,可認(rèn)為其疲勞壽命最高,扁帶形繞絲截面其次,圓形繞絲截面最差。

    當(dāng)C與m的取值為1.3×10-11與2.8,初裂紋a取值為0.1 mm,內(nèi)筒內(nèi)壁應(yīng)力值取300 MPa時(shí)。經(jīng)計(jì)算發(fā)現(xiàn)內(nèi)筒仍能保證有1×105以上的疲勞壽命。由此可見對于超高壓滅菌繞絲筒體結(jié)構(gòu),在保證內(nèi)筒強(qiáng)度與疲勞性能的前提下,適當(dāng)降低預(yù)緊系數(shù)有助于減小筒體的體積,節(jié)約成本。

    4 總結(jié)

    通過本文對繞絲筒體結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的理論分析和仿真研究,得到如下分析結(jié)論:

    (1)從抗疲勞性能考量,菱形繞絲截面的疲勞壽命最高,扁帶形截面次之,圓形截面最差。但實(shí)際工程上由于工藝與成本的要求,菱形截面較難實(shí)現(xiàn),故而難以推廣,而扁帶形截面因其較好的抗疲勞性能與工藝性,更適合大規(guī)模推廣使用。

    (2)采用較大的預(yù)緊系數(shù)會(huì)大大增加整個(gè)筒體的體積,對于超高壓滅菌繞絲容器這類低周疲勞結(jié)構(gòu),適當(dāng)降低預(yù)緊系數(shù)既能有效減少筒體整體體積,也能保證筒體的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及抗疲勞性能。

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