摘 要：

針對彈簧操動機構(gòu)分閘扣板在工作過程中失效的問題，提出了一種適用于受強沖擊載荷的疲勞壽命計算方法。運用RecurDyn對整體彈簧操動機構(gòu)進行運動學(xué)分析，得到合閘速度、行程與彈簧力?；谶\動學(xué)模型利用Lsdyna進行沖擊動力學(xué)仿真，得到合閘過程中分閘扣板應(yīng)力集中處的時間應(yīng)力曲線。針對其失效特點，采用局部應(yīng)力應(yīng)變法加沖擊損傷修正方法進行壽命估算，得到的結(jié)果為9 216次，與實際測試次數(shù)10 000次相比，誤差為7.8%，符合工程要求。

關(guān)鍵詞：

彈簧操動機構(gòu); 沖擊疲勞壽命; 局部應(yīng)力應(yīng)變法; 沖擊損傷修正

中圖分類號： TM561

文獻標(biāo)志碼： A

文章編號： 2095-8188（2024）01-0031-07

DOI：

10.16628/j.cnki.2095-8188.2024.01.006

Estimation of Impact Fatigue Life of" Spring Operating Mechanism’s Opening" Gusset Plate

WANG Bin1， ZHAO Dayong1， LI Qian2

（1.Instrument and Electric Operation and Maintenance Center，China Petroleum Dalian Petrochemical Company， Dalian 116031， China;

2.School of Mechanical Engineering，Dalian Jiaotong University， Dalian 116028， China）

Abstract：

A fatigue life calculation method suitable for strong impact loads is proposed to address the failure problem encountered by the opening gusset plate of the spring operating mechanism during operation.The kinematic analysis on the overall spring operating mechanism using RecurDyn is performed to obtain the closing speed，stroke，and spring force.Based on the kinematic model and using Lsdyna for impact dynamics simulation，the time stress curve at the stress concentration point of the opening gusset plate during the closing process is obtained.Based on its failure characteristics，the local stress-strain method combined with impact damage correction method is used for the life estimation，and the result obtained is 9 216 times.Compared with the actual testing frequency of 10 000 times，the error is 7.8%，which can meet the engineering requirements.

Key words：

spring operating mechanism; impact fatigue life; local stress-strain method; impact damage correction

0 引 言

彈簧操動機構(gòu)作為斷路器中一個至關(guān)重要的組成部分。其作用是利用彈簧力來為斷路器合分閘提供動力。由于其結(jié)構(gòu)簡單、可靠性高，即使在停電下依然可以完成斷路器的合分閘動作，在變電站與發(fā)電所中起到了廣泛應(yīng)用［1］。彈簧操動機構(gòu)的零部件較小、結(jié)構(gòu)緊湊且運動時間極短（通常只有幾十毫秒），因此對于關(guān)鍵零部件造成的沖擊力是巨大的。為防止因為零部件疲勞失效導(dǎo)致人們生活財產(chǎn)造成損壞，因此有必要提出一種適用于斷路器零部件沖擊疲勞壽命的計算方法。

目前國內(nèi)外學(xué)者對于彈簧操動機構(gòu)的關(guān)鍵零部件的研究主要集中在運動性能與疲勞強度上，針對沖擊疲勞壽命估算的研究較少，仍處于起步階段。石飛等［2］提出了適用于斷路器的機械可靠性計算模型，并對鎖扣機構(gòu)進行了可靠性分析。周勇等［3］通過Ansys軟件仿真得到了拉伸彈簧在沖擊載荷作用下的應(yīng)力應(yīng)變分布情況。朱琦琦［4］通過UG-Motion對斷路器觸頭的運動情況進行了運動學(xué)與動力學(xué)仿真，并對其可用性進行了對比分析。趙偉濤等［5］通過nCode DesignLife對彈簧操動機構(gòu)緩沖器剛體進行了疲勞壽命分析，得到了剛體的疲勞壽命云圖。蘇毅等［6］建立了關(guān)于12 kV真空斷路器合閘彈簧的疲勞壽命模型，可以有效地實現(xiàn)彈簧的壽命預(yù)測。張遙輝分析了材料在沖擊載荷下的失效機制，提出了沖擊疲勞壽命修正模型。文獻［7］分析了在重復(fù)沖擊載荷下彈簧驅(qū)動連桿機構(gòu)的連桿的應(yīng)力應(yīng)變情況，在疲勞試驗的基礎(chǔ)上，提出了適用于連桿的疲勞壽命方程。文獻［8］基于推導(dǎo)出的材料動態(tài)特性分析了電極的動態(tài)特性，并用顯式有限元法進行了沖擊分析。為了通過沖擊分析預(yù)測軸向真空滅弧室的機械安全壽命，通過疲勞試驗獲得了材料的S-N曲線。文獻［9］研究了斷路器彈簧操動機構(gòu)閉合凸輪的接觸表面疲勞壽命。近些年來，國內(nèi)外學(xué)者對斷路器彈簧操動機構(gòu)的研究重心主要集中在分析關(guān)鍵零部件在合分閘過程中的運動特性與結(jié)構(gòu)優(yōu)化上，針對某一具體零部件的失效壽命的研究較少。

本文針對一款中壓40.5 kV斷路器的彈簧操動機構(gòu)的關(guān)鍵零部件在合閘過程中的疲勞失效問題進行了沖擊動力學(xué)仿真，估算了分閘扣板的沖擊疲勞壽命［10-11］。

1 彈簧操動機構(gòu)關(guān)鍵部件運動學(xué)仿真分析

1.1 彈簧操動機構(gòu)模型前處理

根據(jù)廠家提供的二維圖紙，利用creo對該類型中壓斷路器各部分零部件進行建模，并嚴(yán)格按照實體位置與角度進行裝配。鎖扣機構(gòu)疲勞失效主要是由于合閘過程中短時間內(nèi)受到極大沖擊力造成的，對彈簧操動機構(gòu)的合閘過程進行運動學(xué)分析。彈簧操動機構(gòu)的整體結(jié)構(gòu)如圖1所示。

由于彈簧操動機構(gòu)結(jié)構(gòu)緊湊、零部件眾多且運動較為復(fù)雜。為清楚地了解機構(gòu)中每一部件的運動參數(shù)，需要對其進行運動學(xué)分析［12］。本文選用RecurDyn來仿真彈簧操動機構(gòu)關(guān)鍵零部件在合閘過程中的運動特性。與其他的運動學(xué)軟件相比，RecurDyn 的建模界面相對較為簡潔，讓用戶更加容易掌握建模技巧，同時提高建模效率，添加運動副、驅(qū)動較為方便。其次RecurDyn 的求解器利用并行計算技術(shù)，能夠大幅度提升仿真求解速度，適用于處理大型和復(fù)雜的系統(tǒng)。

1.2 彈簧操動機構(gòu)運動學(xué)仿真參數(shù)設(shè)置

各個零部件之間約束與接觸的正確設(shè)置是保證運動學(xué)仿真真實可靠的先決條件［13］。在運動學(xué)仿真之前首先對不參與合分閘的零部件如螺釘螺母與軸套等零件進行合理省略。簡化后的彈簧操動機構(gòu)運動學(xué)模型如圖2所示;運動學(xué)零件約束表如表1所示。

彈簧操動機構(gòu)的驅(qū)動力設(shè)置是進行運動學(xué)仿真的重中之重，直接決定運動過程的準(zhǔn)確與否。在動力學(xué)軟件中可以通過定義彈簧的剛度系數(shù)、阻尼系數(shù)、初始位置預(yù)載荷、彈簧自由長度、線圈直徑、線圈數(shù)等關(guān)鍵參數(shù)來進行彈簧力驅(qū)動設(shè)置。為保證運動的準(zhǔn)確性，嚴(yán)格按照廠家提供的出廠實驗數(shù)據(jù)進行設(shè)置。運動學(xué)彈簧參數(shù)設(shè)置如表2所示。

1.3 數(shù)值計算結(jié)果分析

根據(jù)企業(yè)技術(shù)要求，斷路器合閘速度為0.6±1 m/s，觸頭開距為19±1 mm，超程為4±1 mm，合閘動作完成時間為50±3 ms。根據(jù)運動學(xué)仿真結(jié)果，動觸頭質(zhì)心點的位移距離為25 mm，動觸頭的平均速度為0.514 m/s。

合閘動態(tài)特性曲線如圖3所示。

根據(jù)以上的動態(tài)特性結(jié)果可以得到，仿真得到的運動學(xué)結(jié)果，滿足真實的技術(shù)要求。其運動學(xué)模型可以近似模擬彈簧操動機構(gòu)零部件之間的運動規(guī)律與約束關(guān)系，為分閘扣板的受力分析以及疲勞壽命計算提供了依據(jù)。

2 沖擊動力學(xué)仿真分析

2.1 動力學(xué)仿真參數(shù)設(shè)置

廠家將機械壽命進行到10 000次時，彈簧操動機構(gòu)額定電壓下分閘時間為19.6 ms，高電壓下分閘時間為18.5 ms，低于技術(shù)要求分閘時間的20 ms。分析原因：一是機構(gòu)壽命過程中，各處磨合狀態(tài)較好，減小了傳動時間。二是由于分閘扣板與脫扣半軸磨損，并且運動過程中在沖擊的作用下分閘扣板與脫扣半軸扣接節(jié)點發(fā)生了位置偏移，導(dǎo)致扣接不足，降低了分閘時間;然后，機械壽命進行到10 050次時，開關(guān)誤動，觀察發(fā)現(xiàn)為合閘后直接分閘。三是因為彈簧操動機構(gòu)的合閘時間極短，在其幾十毫秒時間內(nèi)，分閘扣板與脫扣半軸接觸區(qū)域有峰值較大的應(yīng)力集中導(dǎo)致分閘扣板發(fā)生了疲勞失效。本文選取顯示動力學(xué)軟件Lsdyna對其合閘過程進行動力學(xué)分析。零件材料參數(shù)如表3所示。

Lsdyna里施加的彈簧接觸需要設(shè)置的參數(shù)主要包括剛度系數(shù)，阻尼系數(shù)與預(yù)載荷。這里用的參數(shù)是第一章運動學(xué)仿真得到的數(shù)據(jù)，在這里不再進行贅述。最后，零件之間運動副的設(shè)置，用固定支撐與遠(yuǎn)程位移來代替固定副、旋轉(zhuǎn)副與移動副。Lsdyna前處理設(shè)置如圖4所示。

2.2 動力學(xué)結(jié)果分析

選取分閘扣板與脫扣半軸接觸位置中5個shell單元的時間應(yīng)力應(yīng)變曲線來進行結(jié)果分析［13］。合閘過程中分閘扣板關(guān)鍵區(qū)域時間等效應(yīng)力曲線如圖5所示。

由圖5可見，在合閘過程第0.012 s時，合閘保持拐臂滾子與分閘扣板上的合閘保持掣子相接觸，導(dǎo)致扣板與半軸第一次碰撞。分閘扣板承受0.024 s的變幅載荷過程，受分閘簧與觸頭彈簧的反作用，又從0到達頂峰的184 MPa，然后逐漸下降到0，緊接著經(jīng)歷一次幅值為147 MPa的載荷后，合閘過程結(jié)束。在斷路器合閘運動中，作用于零件表面的沖擊力時間極短，僅有33 ms，同時受到的載荷幅值較大，且為變幅載荷，這是導(dǎo)致斷路器零件發(fā)生失效的主要原因［14］。不同時刻關(guān)鍵零部件等效應(yīng)力云圖如圖6所示。

由以上的彈簧操動機構(gòu)的運動學(xué)與沖擊動力學(xué)仿真可以得到，斷路器的彈簧操動機構(gòu)結(jié)構(gòu)緊湊，零件繁多且運動變化多樣。在短短幾十毫秒的時間內(nèi)，往往會經(jīng)歷幅值較大的變幅載荷，并且零件的失效往往會對人民的財產(chǎn)安全構(gòu)成極大的威脅。因此迫切需要一種適用于斷路器零部件受沖擊載荷的疲勞壽命計算方法［15］。

3 關(guān)鍵零部件局部應(yīng)力應(yīng)變計算

斷路器的零部件在合分閘或儲能過程中會遭受重復(fù)的沖擊載荷。循環(huán)沖擊載荷引起損傷累積，使零部件由剛開始的塑性變形到裂紋萌生再到裂紋擴展直到一定程度或者是完全斷裂。這樣的過程叫零件的沖擊疲勞失效。針對失效不同階段，有不同的疲勞壽命計算方法，本文針對裂紋萌生階段提出了適用于斷路器的沖擊疲勞計算方法［16］。

所謂的疲勞是指循環(huán)往復(fù)的應(yīng)力與應(yīng)變的作用下，金屬材料發(fā)生的性能退化，最終導(dǎo)致金屬開裂或者破壞的過程。按照載荷加載的循環(huán)次數(shù)進行分類：將100～1 000次循環(huán)發(fā)生疲勞破壞的稱為超低周疲勞;對于循環(huán)次數(shù)104～105發(fā)生疲勞破壞仍稱為低周疲勞;循環(huán)次數(shù)大于105～106次的稱為高周疲勞;大于106次發(fā)生疲勞疲勞破壞的屬于無限壽命區(qū)，稱為超高周疲勞。低周疲勞與高周疲勞的不同在于低周疲勞的應(yīng)力水平較高、壽命較短。對于應(yīng)力水平較低、壽命長的情況，用應(yīng)力壽命曲線（S-N曲線）描述材料/零件的疲勞特性是恰當(dāng)?shù)?。而對于一些延性材料，屈服后?yīng)變的變化大，應(yīng)力的變化小，這時候用應(yīng)力表示零件的材料性能是不恰當(dāng)?shù)?，與實際中的真實應(yīng)力有著一點小誤差對計算結(jié)果的影響也是巨大的。因此用應(yīng)變作為低周疲勞性能的控制參量比應(yīng)力更好［17］。

對于常規(guī)的低周疲勞計算方法來說，由于決定零件疲勞強度和壽命的是應(yīng)變集中處的最大局部應(yīng)變。因此，只要最大局部應(yīng)力應(yīng)變相同，疲勞壽命就相同。故應(yīng)力集中零件的疲勞壽命可以認(rèn)為與局部應(yīng)力應(yīng)變值相等的光滑試樣的疲勞壽命相同。但在沖擊疲勞壽命估算時，與常規(guī)疲勞壽命估算有所不同。主要體現(xiàn)在沖擊載荷的加載方式不同：首先，作用有效時間很短，加載速率很高;其次在循環(huán)沖擊載荷下材料內(nèi)部應(yīng)力以波的形式高速傳播，在遇到界面或截面尺寸改變時將發(fā)生反射、疊加等現(xiàn)象形成復(fù)雜的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，對壽命產(chǎn)生重大影響。目前適用于彈簧操動機構(gòu)的沖擊疲勞壽命估算方法主要包括應(yīng)力法、損傷力學(xué)法與Manson-coffin損傷模型修正法。由于應(yīng)力法與損傷力學(xué)法需要進行沖擊動力學(xué)實驗來獲得實驗參數(shù)，且實驗的計算結(jié)果受到尺寸、材料、溫度和熱處理方式的影響，目前還處于理論階段［18］。

選擇Manson-coffin損傷模型修正法來進行計算。沖擊疲勞壽命估算基本流程如圖7所示。

本文針對彈簧操動機構(gòu)的鎖扣裝置中分閘扣板的關(guān)鍵區(qū)域進行壽命計算。由于在儲能過程，分閘過程中分閘扣板不受力，所以只考慮其合閘過程中的載荷歷程。其關(guān)鍵區(qū)域的時間應(yīng)力曲線由沖擊動力學(xué)仿真獲得，但是在仿真過程中僅考慮了材料的密度、泊松比和彈性模量等彈性變形參數(shù)，并在壽命測試中零件進行了表面硬化處理，難免會造成有限元結(jié)果與實際情況有所偏差。因此，需要用諾伯法將理論應(yīng)力轉(zhuǎn)換為實際應(yīng)力與實際應(yīng)變。

諾伯法表示的理論應(yīng)力kt與實際應(yīng)力、應(yīng)變之間關(guān)系，即

對于復(fù)雜的載荷曲線需要用雨流記數(shù)法進行統(tǒng)計處理，但由于彈簧操動機構(gòu)合閘過程時間短，載荷歷程比較單一，因此可以聯(lián)立諾伯公式、循環(huán)應(yīng)力應(yīng)變曲線與遲滯回歸線方程直接進行計算，得到真實局部應(yīng)力應(yīng)變。其次根據(jù)每個載荷譜塊的應(yīng)變幅值通過Manson-coffin與道林公式進行計算。計算結(jié)果如表5所示。

4 沖擊疲勞壽命的預(yù)測

對于給定名義應(yīng)力的常幅載荷，每次運行中各種循環(huán)次數(shù)都一致，因此可簡化得到每個載荷塊的累積損傷和每個載荷塊的總壽命。目前對于疲勞累積損傷的計算，按照疲勞累積損傷規(guī)律主要分為線性疲勞累積損傷理論、修正的疲勞累積損傷理論和非線性疲勞累積損傷理論［19］。

其中Miner損傷累積理論認(rèn)為疲勞的累計損傷是線性疊加的，由于形式簡單，故使用工程中最廣泛的計算疲勞壽命的方法，即每個載荷塊的總損傷D為

式中： s1——本次循環(huán)載荷之前載荷系列中最大一級的載荷;

si——第i級載荷;

ni——第i級載荷的循環(huán)次數(shù);

N1——對應(yīng)s1疲勞壽命;

d——由二級載荷試驗確定的材料常數(shù)。

以上用到的疲勞參數(shù)都是由普通的循環(huán)加載疲勞實驗得到的，與斷路器合分閘遇到的沖擊疲勞相比，力的加載方式，加載速率有所不同，用傳統(tǒng)的低周疲勞模型得到的結(jié)果往往偏差較大。平均損傷率修正模型考慮了沖擊對疲勞損傷的影響，對Manson-coffin計算結(jié)果進行修正。

Dˇ=mDn1（16）

式中： Dˇ——沖擊修正損傷;

m，n——材料常數(shù)。

其中，m=189.919 9，n=1.565 63。最終計算結(jié)果如表6所示。

Miner線性損傷累積方法認(rèn)為每個載荷譜塊互不影響，且對機構(gòu)的損傷是線性疊加的。用其對Manson-coffin與道林計算的結(jié)果得到的疲勞壽命分別為7 822次與6 879次。Carten-Dolan考慮了載荷大小對計算結(jié)果的影響，得到的疲勞壽命結(jié)果分別為9 719次與7 623次。沖擊疲勞損傷模型根據(jù)沖擊疲勞實驗結(jié)果對Manson-coffin計算結(jié)果進行了修正，得到的結(jié)果為9 216次。與樣機試驗數(shù)據(jù)10 000次相比，平均損傷率與Carten-Dolan計算得到的結(jié)果誤差在8%以內(nèi)，更符合實際結(jié)果［22］。

5 結(jié) 語

本文針對一種新型的40.5 kV斷路器彈簧操動機構(gòu)的疲勞失效問題進行了仿真分析，得到了鎖扣機構(gòu)關(guān)鍵區(qū)域和分閘過程中在沖擊載荷下的時間應(yīng)力曲線，分析計算了適用于斷路器零部件沖擊疲勞壽命估算的計算模型。

對不參與合分閘運動的零部件進行簡化，建立了彈簧操動機構(gòu)的運動學(xué)模型。根據(jù)合閘彈簧的彈簧力參數(shù)設(shè)置得到了整體結(jié)構(gòu)的運動特性。將仿真分析得到的運動學(xué)參數(shù)與實際測量得到的參數(shù)相對比，誤差在5%以內(nèi)，為機構(gòu)沖擊動力學(xué)仿真打下了基礎(chǔ)。

利用Lsdyna對彈簧操動機構(gòu)的合閘過程進行沖擊動力學(xué)仿真，得到了合閘鎖扣機構(gòu)分閘扣板關(guān)鍵區(qū)域的受力情況，提取了關(guān)鍵點處的時間應(yīng)力曲線。

針對實際發(fā)生塑性變形的情況，選擇了局部應(yīng)力應(yīng)變法加沖擊損傷修正的壽命預(yù)測方法計算得到疲勞壽命為9 216次，與實際測試壽命10 000次的誤差為7.8%。進一步驗證了工作的準(zhǔn)確性與可行性。

【參 考 文 獻】

［1］ 李鵬飛， 周文俊， 曾國， 等.高壓斷路器合閘彈簧動態(tài)特性及儲能狀態(tài)檢測方法［J］.電工技術(shù)學(xué)報，2016，31（3）：104-112.

［2］ 石飛， 林莘， 徐建源， 等.真空斷路器中關(guān)鍵零件機械可靠性計算與分析［J］.高壓電器，2005，41（1）：32-35.

［3］ 周勇， 周北岳， 李小松.基于ANSYS的斷路器保持彈簧沖擊響應(yīng)分析［J］.高壓電器，2009，45（3）：15-17，22.

［4］ 朱琦琦.高壓開關(guān)傳動系統(tǒng)的運動學(xué)與動力學(xué)仿真［J］.高壓電器，2013，49（12）：104-109.

［5］ 趙偉濤， 黨德旺， 弟澤龍， 等.彈簧機構(gòu)用緩沖器優(yōu)化設(shè)計與疲勞壽命分析［J］.高壓電器，2017，53（8）：55-60.

［6］ 蘇毅， 謝植飚， 王佳琳， 等.12 kV真空斷路器合閘彈簧疲勞特性試驗及壽命預(yù)測［J］.高壓電器，2022，58（4）：165-171.

［7］ PARK S H， AHN K Y， LEE B Y.Dynamic analysis and structural design of links in an air circuit breaker to enhance fatigue life［J］.Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers，Part C：Journal of Mechanical Engineering Science，2005，219（1）：11-18.

［8］ 蘇斌， 何育斌， 任萬濱， 等.蹺板開關(guān)機械特性的仿真分析與實驗驗證［J］.電器與能效管理技術(shù)，2023（6）：39-43.

［9］ KWONA S M.Surface fatigue life of close cam for gas circuit breaker［J］.Journal of the Korean Society of Manufacturing Technology Engineers，2019，28（5）：274-279.

［10］ 董華軍， 李東恒， 鐘建英， 等.12 kV真空滅弧室觸頭合閘沖擊下疲勞壽命研究［J］.電工技術(shù)學(xué)報，2022，37（15）：3981-3988.

［11］ 周學(xué)， 李東暉， 金玥， 等.考慮空間形位偏差的萬能式斷路器關(guān)鍵零件斷裂失效研究［J］.電工技術(shù)學(xué)報，2022，37（6）：1595-1605.

［12］ 曹辰， 孫曉宇， 胡大政， 等.CT26彈簧操動機構(gòu)合閘保持結(jié)構(gòu)的改進［J］.高壓電器，2022，58（3）：203-209.

［13］ 李曉華.基于IPSO-LIESN網(wǎng)絡(luò)的鋰電池剩余使用壽命預(yù)測［J］.電器與能效管理技術(shù)，2023（5）：51-58.

［14］ 蘇君濱， 李汶航， 曹倩， 等.傳動桿變形狀態(tài)下CT14型斷路器彈簧操動機構(gòu)應(yīng)力分布研究［J］.廣東電力，2021，34（12）：111-120.

［15］ 陶長志.罐式斷路器絕緣拉桿的受力分析及強度校核［J］.電氣工程學(xué)報，2019，14（3）：108-114.

［16］ 劉榮海， 楊迎春， 成立峰， 等.基于LS-DYNA的CT14高壓斷路器彈簧操動機構(gòu)仿真與應(yīng)力分析［J］.高壓電器，2017，53（10）：29-35.

［17］ 孟凡剛， 巫世晶， 賈俊峰， 等.考慮間隙的彈塑性斷路器彈簧操動機構(gòu)動力學(xué)特性研究［J］.西安交通大學(xué)學(xué)報，2016，50（7）：75-82.

［18］ 李金儒， 李靜， 劉樹鑫， 等.SF6/N2混合氣體斷路器弧后擊穿特性研究［J］.電器與能效管理技術(shù)，2023（4）：8-14.

［19］ 熊晗懿， 鄭云， 侯兆新.基于局部應(yīng)力應(yīng)變法的鋼結(jié)構(gòu)疲勞裂紋形成壽命預(yù)測［J］.鋼結(jié)構(gòu)（中英文），2019，34（6）：25-28，35.

［20］ 張遙輝.結(jié)構(gòu)沖擊疲勞壽命估算方法的研究［D］.南京：南京航空航天大學(xué)，2020.

［21］ 馬龍濤， 戴銘磊.塑殼斷路器操作機構(gòu)疲勞壽命仿真研究［J］.電器與能效管理技術(shù)，2020（3）：8-13.

［22］ 張遙輝.鋼鐵材料沖擊疲勞行為綜述［J］.中國設(shè)備工程，2020（6）：211-216.

收稿日期： 20230815