礦用防沖折紋筒屈曲吸能特性影響研究

郝志勇, 王率領, 潘一山

(1.遼寧工程技術大學 機械工程學院，遼寧 阜新 123000；2. 遼寧工程技術大學 力學與工程學院，遼寧 阜新 123000)

沖擊地壓作為煤礦開采過程中的重大動力災害之一，發(fā)生時破壞性極強，對井下支護設備影響嚴重，會造成支護設施嚴重損壞而失去支護功能，導致煤巖和支護體系失穩(wěn)[1-3]，進而影響礦井安全開采。液壓立柱是支架的關鍵部件，沖擊地壓發(fā)生時，如果液壓支架安全閥未能及時快速打開，會導致立柱彎曲、爆缸等。因此，研制抗沖擊性能高的液壓立柱是亟待解決的工程問題。

唐治等[4]較早提出并研制防沖吸能構件，將其與現(xiàn)有支架立柱結合使用形成新的支護設備，大幅度提高支護體系強度，當支護體系受到外界沖擊載荷作用時可通過自身抗壓強度與結構讓位，吸收部分沖擊能量。劉軍等[5]提出剛柔一體化吸能支護方法，能有效吸收能量和釋放應力，提高了人員安全性與支護穩(wěn)定性。

在吸能構件加工工藝與材質選擇方面，先是出現(xiàn)泡沫鋁、鎂等泡沫金屬材料，隨后出現(xiàn)了吸能效果較好的泡沫陶瓷、泡沫混凝土等高分子材料[6]。張濤等[7]對比分析泡沫鋁填充薄壁結構中單帽、雙帽、圓形和正六邊形截面吸能模型，從截面形式、沖擊速度、薄殼材料等方面研究吸能影響因素。桂良進等[8]對泡沫材料填充圓管進行了軸向壓縮吸能特性研究，測試分析幾何參數(shù)、材料參數(shù)對薄壁圓管吸能特性的影響，近年來，礦用吸能構件的研究與使用開始出現(xiàn)，潘一山等[9-10]設計折棱管、方形折紋薄壁裝置等吸能構件，利用數(shù)值模擬軟件對構件進行分析，并通過實驗得到準確的承載力與能量吸收數(shù)據(jù)。

為改善構件吸能效果，在材料選擇時，不僅要考慮材料自身硬度與脆性，而且要合理確定加工工藝。采用冷壓加工可消減淬火殘余應力，改善材料組織性能、減少原材料消耗[11-12]。熱壓加工可通過設定熱壓溫度、熱壓時間與熱壓壓力控制加工時材料纖維方向，提升材料性能[13-14]。本文選用Q760與HG70D兩種材料，分別采用冷壓加工與熱壓+熱處理加工方法制成折紋筒結構，通過分析折紋筒在不同實驗條件下的力-位移-能量曲線以及兩組實驗數(shù)據(jù)，研究折紋筒屈曲吸能特性。并利用吸能指標對構件吸能效果與穩(wěn)定性進行評價，同時針對第一組實驗中試件出現(xiàn)的破裂、斷口等現(xiàn)象，對第二組實驗進行改進，從而提高折紋筒吸能效果與穩(wěn)定性，進一步提升整套支護體系緩沖吸能能力。

1 折紋筒屈曲吸能特性模擬研究

1.1 折紋筒吸能評價指標

折紋筒所受外界載荷超過其初始承載力時，會發(fā)生不同程度塑性變形，載荷持續(xù)增大會使其處于壓潰狀態(tài)，折紋筒在壓縮過程中的吸能性能，可通過以下幾個指標進行評價[15]：①最大承載力Fmax，平均承載力Fav；②吸能量Em、單位體積能量吸收量Wi和吸能效率η；③載荷波動系數(shù)Δ；④比吸能SEA；⑤比值系數(shù)χ。

(1) 承載力計算

Fmax表示了構折紋筒最大承載力，即反映了初始過載或最大過載情況，其數(shù)值可通過折紋筒的力-位移曲線得到。平均承載力Fav由折紋筒壓縮變形位移s時所受載荷F(s)積分除以有效變形讓位行程δs得到。

(2) 吸能計算

折紋筒吸能構件壓縮過程中，外界載荷主要作用在其頂部與底部兩個平面區(qū)域，逐漸向折紋筒中心傳遞，隨著載荷的加大會發(fā)生屈曲變形，由于構件自身材料結構影響，外界對其輸入能量會以摩擦、變形發(fā)熱等形式損失，故用Em、Wi、η等對構件吸能能力進行評價。其中η計算公式用式(1)表示

(1)

式中：ε為應變最大值；σ(s)為壓縮應力；σmax為達到ε前的最大壓縮應力。

(3) 載荷波動系數(shù)計算

載荷波動系數(shù)表征了壓力施加過程中折紋筒緩沖吸能的平穩(wěn)性，越趨近于1吸能效果越好，用式(2)表示

(2)

(4) 比吸能計算

比吸能SEA是指折紋筒吸能構件在壓縮δs距離內單位質量所吸收的能量。

(5) 比值系數(shù)計算

比值系數(shù)χ表示在準靜態(tài)壓縮實驗時構件設定值與實驗結果比值，反映了構件本身吸能能力相對于設定值的接近程度，數(shù)值越接近1，則吸能效果越好，用式(3)表示

(3)

式中：Χi為各參量設定值，包括：承載力、平均承載力、吸能量、壓縮量、載荷波動系數(shù)、比吸能等；avi為各參量實驗結果平均值。

1.2 折紋筒屈曲特性分析

本文設計一種正四邊形端口折紋筒，如圖1所示，實線表示塑性鉸線，圓點表示塑性鉸點。該折紋筒在受到外界軸向沖擊載荷時會按照預設折紋來引導整體屈曲變形，使變形形態(tài)穩(wěn)定、可控，實現(xiàn)預期緩沖吸能功能，此過程為塑性變形階段，在后續(xù)載荷作用下，塑性鉸線在梯形板塊平面上掃過，并推動塑性鉸點沿凸折紋(虛線)移動，從而實現(xiàn)折紋筒整體大幅度屈曲變形，使材料能量吸收率增高。其中，折紋筒每一節(jié)中上下相鄰兩個等腰三角形板塊形成為圓管鉆石模式，上下相鄰的梯形板塊形成方管對稱漸進折疊模式，因此，一節(jié)折紋筒即構成了四個超級折疊單元。通過設定折紋筒端口邊數(shù)、板塊傾角、壁厚、邊長等幾何參數(shù)，同時選定不同屈服強度、極限強度以及延伸率等力學性能的板材，能夠確定折紋筒承載力(屈服臨界值)、屈曲變形形態(tài)、穩(wěn)定性和吸能能力。

圖1 雙節(jié)正四邊形端口折紋筒

1.3 折紋筒屈曲吸能數(shù)值模擬

基于Abaqus有限元數(shù)值分析軟件，對雙節(jié)正四邊形端口折紋筒在軸向沖擊作用下的屈曲變形過程進行模擬分析，求得全程反作用力變化和能量吸收情況。如圖2所示，建模參數(shù)設置如下：①折紋筒規(guī)格：高度h=352 mm，壁厚t=8 mm，質量m=15.2 kg；②材料力學性能：E=210 GPa，ν=0.35，σs=720 MPa，σb=795 MPa，δ=18%；③單元類型：shell；④邊界條件：下端完全固定，上端在x、y方向實施約束；⑤加載條件：采用剛性板以v=5 m/s的速度向下沖壓(未考慮材料應變率)；⑥壓縮量：Δh=200 mm。

圖2 雙節(jié)折紋筒模擬結果

圖2為折紋筒屈曲變形的五個代表性階段，依次為：(a)彈性變形階段、(b)上下節(jié)同步屈服階段、(c)上節(jié)屈曲變形階段、(d)下節(jié)屈曲變形階段、(e)上下節(jié)壓密階段。圖3為折紋筒屈曲全程載荷比變化曲線與比吸能曲線，該曲線大致可以分為四個階段。下面結合圖2，對折紋筒載荷比變化和比吸能曲線的四個階段進行分析。

(1) 第一階段為線性上升階段。折紋筒完全處于彈性變形階段，如圖2(a)所示，折紋筒中較高應力主要集中于折線部位。此時，折紋筒反作用力幾乎呈線性上升態(tài)勢。在圖3中，這個階段的反力曲線斜率達8.5×108N/m，至壓縮位移2.99 mm時反力第一次達到峰值，分析計算可得出屈服臨界值2 540 kN，此時折紋筒大部分折線部位應力達到屈服值，折紋筒結構即將進入塑性變形階段。

(2) 第二階段為指數(shù)式下降階段。折紋筒上下節(jié)開始同步屈服變形，如圖2(b)所示，折紋筒斜折線附近普遍進入塑性階段，上下節(jié)應力云圖也呈對稱形式。此時，折紋筒反作用力越過峰值后開始快速下降，如圖3所示，下降趨勢呈現(xiàn)指數(shù)曲線型，但此過程也比較短暫，至壓縮位移2.60 mm時反作用力降至最低并轉而出現(xiàn)一個短暫的小回升過程。這個階段中，折紋筒斜折線表現(xiàn)出引導整體屈曲變形的趨勢，使每一對相鄰三角形板塊構成一個明顯的鉆石模式變形區(qū)域。

(3) 第三階段為拋物線式下降階段。如圖2(c)所示，折紋筒上節(jié)應力普遍較高，下節(jié)應力普遍較低，上節(jié)斜折線附近普遍進入塑性階段，由三角形板塊構成的鉆石模式變形區(qū)域在外力推動下進行大幅度屈曲變形。如圖3所示，此過程中，折紋筒反力呈現(xiàn)出拋物線式下降過程，直至壓縮比為109.05 mm時，反力降至低谷，為峰值的49.04%。此時，折紋筒上節(jié)已完全壓潰，反力繼而快速攀升。

(4) 第四階段為起伏回升階段。如圖2(d)所示，折紋筒上節(jié)逐漸壓緊，高應力區(qū)域開始向下節(jié)轉移。此時，折紋筒反力曲線開始快速攀升，至上節(jié)堆積緊密不再變形，下節(jié)斜折線附近也進入塑性階段，再次形成四個鉆石模式的變形區(qū)域。但由于上節(jié)堆積部分的影響，下節(jié)屈曲變形受到一定約束作用，故使折紋筒反力呈現(xiàn)不順暢起伏攀升態(tài)勢，直至反力再次接近屈服臨界值，折紋筒上下節(jié)屈曲都堆積緊密，壓縮位移達193.60 mm。如圖2(e)所示，若繼續(xù)壓縮，則折紋筒薄壁繼續(xù)被壓緊，反力將不再下降而趨于穩(wěn)定狀態(tài)，如圖3中的最后一個階段。

圖3 折紋筒力-位移、吸能量曲線

折紋筒壓縮過程中，外來沖擊動能轉化為折紋筒塑性變形能和極少部分的彈性變形能，依據(jù)折紋筒屈曲全程反力-位移曲線積分可求得吸收的能量。如圖3中，比吸能曲線即由吸能量曲線與折紋筒質量之比所得。可見，隨著壓縮比增大，比吸能也穩(wěn)步上升，至壓縮比為193.60 mm時，吸能量達387.6 kJ，比吸能達25.5 J/g。從數(shù)值模擬結果來看，折紋筒在壓縮變形過程中能夠按照預折紋的引導來進行屈曲變形，鉆石模式變形區(qū)域實現(xiàn)效果非常理想，變形對稱且穩(wěn)定。反力曲線有明顯的屈服臨界值，雖然全程反作用力曲線未實現(xiàn)恒定狀態(tài)，但總體變化趨勢較為理想，外界沖擊動能絕大部分都轉化為折紋筒不可恢復的變形能，比吸能較高。

2 吸能構件準靜態(tài)壓縮實驗

2.1 實驗介紹

為檢測雙節(jié)吸能構件承載力、吸能量，和準靜態(tài)壓縮過程中反力變化與屈曲變形情況，相比于預期值進行性能分析與評價，并以此判斷構件總體吸能能否滿足現(xiàn)場支護需求，研制并設計了一種工作額定值5 000 kN、行程1 000 mm的液壓實驗機及其配套加載系統(tǒng)、荷載-位移記錄系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，圖4為系統(tǒng)壓縮簡圖。本次實驗重點研究試件在不同加工工藝下的穩(wěn)定性以及對構件承載力的影響，圖5為雙節(jié)吸能構件模型圖，并設定參數(shù)：

第一組(1)試件規(guī)格：高度h=352 mm，上下端為正方形開口(邊長L=180 mm)，板塊傾角12°(與軸線方向夾角)；

(2)鋼材型號：Q760(σs=760 MPa，δ≥14%)，厚度t=8 mm；

(3)設定指標：最大承載力Fmax=2 500 kN，吸能量405 kJ，平均承載力Fav=2 000 kN，壓縮變形量Δd=200 mm，載荷波動系數(shù)Δ=1.5，比吸能SEA=20 kJ/kg。

第二組(1)試件規(guī)格與第一組相同。

(2)鋼材型號：HG70D(σs=700 MPa，δ≥14%)，厚度t=8 mm；

(3)設定指標與第一組相同。

圖4 系統(tǒng)壓縮簡圖

(a) 主視圖(b) 俯視圖(c) 三維效果圖

圖5 雙節(jié)吸能構件圖示

Fig.5 Illustration of double energy absorbing component

本次實驗所采用兩組試件分別為冷壓處理與熱壓熱處理，吸能構件見表1，試件編號見圖6。

2.2 實驗步驟

(1) 將吸能構件試件按規(guī)格、型號做好標志，并根據(jù)表1中數(shù)據(jù)進行記錄。

表1 吸能構件列表

(a) 四個冷壓處理的雙節(jié)吸能構件

(b) 四個熱壓熱處理的雙節(jié)吸能構件

(2) 啟動并調試實驗設備，確保系統(tǒng)中各儀器設備正常運行，準靜態(tài)壓縮過程中壓縮速率沒有具體要求但需保持恒定，并且同種型號試件的壓縮速率應保持一致。

首先，用替代試件模擬操作整個實驗過程，也同時檢驗儀器設備包括加載系統(tǒng)、荷載-位移記錄系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)運行無誤。其次，按表1中的標號順序依次進行準靜態(tài)壓縮實驗，觀測、記錄吸能構件壓潰過程中的屈曲形態(tài)和荷載-變形全程曲線。

(3) 實驗過程中，荷載-位移記錄系統(tǒng)與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)跟蹤記錄。

3 實驗結果分析

3.1 冷壓處理實驗結果分析

(1) Q760-L-1(最大承載力2 591 kN；吸能量419 456 J；變形量200 mm),見圖7和8。

圖7 Q760-L-1的力-位移、吸能量曲線

Fig.7 Force displacement and energy absorption curve of Q760-L-1

圖8 Q760-L-1壓縮形態(tài)三視圖

(2) Q760-L-2(最大承載力2 773 kN；吸能量281 149 J；變形量137 mm),見圖9和10。

圖9 Q760-L-2的力-位移、吸能量曲線

Fig.9 Force displacement and energy absorption curve of Q760-L-2

圖10 Q760-L-2壓縮形態(tài)三視圖

(3) Q760-L-3(最大承載力2 579 kN；吸能量246 355 J；變形量136.4 mm)，見圖11和12。

(4) Q760-L-4(最大承載力2 709 kN；吸能量360 899 J；變形量184 mm),見圖13和14。

將上述實驗結果進行統(tǒng)計分析，見表2。

圖11 Q760-L-3的力-位移、吸能量曲線

圖12 Q760-L-3壓縮形態(tài)三視圖

圖13 Q760-L-4的力-位移、吸能量曲線

Fig.13 Force displacement and energy absorption curve of Q760-L-4

圖14 Q760-L-4壓縮形態(tài)三視圖

由表2可知，吸能構件Q760-L系列試件中，最大承載力2 773 kN，最小承載力2 579 kN，平均值2 663kN，高于承載力設定值6.52%，四組數(shù)據(jù)的標準差為162.7 kN；壓縮量平均值為164 mm；其中，吸能量最大值為419.5 kJ，最小值為246.4 kJ，總體平均值為327.0 kJ，比預期計算結果低77 kJ，標準差為67.7 kJ，載荷波動系數(shù)平均值為1.67。吸能比值系數(shù)χ標準差為0.17，比吸能均值為21.1 kJ/kg。由于2、3、4號吸能構件在壓縮量超過100 mm后出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，導致反力曲線攀升趨勢不明顯甚至持續(xù)降低，吸能量遠低于預期計算值，故不滿足雙節(jié)吸能構件性能設計要求。

表2吸能構件承載力與吸能量統(tǒng)計

Tab.2Bearingcapacityandenergyabsorptionstatisticsofenergyabsorbingcomponents

編號最大承載力/kN吸能量/kJ平均承載力/kN壓縮量/mm載荷波動系數(shù)比吸能/(kJ·kg-1)L-12 591419.52 0762001.6427.3L-22 773281.12 0521371.6418.5L-32 579246.41 8061361.6216.2L-42 709360.91 9591841.7723.7平均值2 663327.01 9731641.6721.1標準差162.767.7105.956.60.063.20χ0.941.231.011.220.900.95

觀察上述實驗中Q760四個試件的曲線數(shù)據(jù)與壓縮形態(tài)三視圖發(fā)現(xiàn)：試件L-2、L-3、L-4并未完全按照折紋筒理想狀態(tài)下四個階段變形，均缺少指數(shù)式下降階段，即未完全按照預設引導整體屈曲變形，起伏回升階段不明顯對折紋筒壓縮后的形態(tài)造成影響，呈現(xiàn)出非緊密堆積狀態(tài)，會使得試件出現(xiàn)壓裂、斷口以及不同程度的板塊開裂現(xiàn)象，如圖15所示。通過分析可知，試件開裂的內部原因是由于鋼板力學性能較差或均質性不好，而這一點取決于折紋筒鋼板選材和加工工藝；直接原因是不平整壓力板對試件產生非均布初始荷載作用以及不理想的邊界條件。

圖15 實驗中開裂的折紋筒試件

具體分析結果為：折紋筒是一種對邊界條件和外載非常敏感的結構，非均布的初始荷載導致折紋筒試件內部應力分布不均衡，預設折紋以及鉆石模式變形區(qū)域無法實現(xiàn)正常的同步屈曲變形，使試件產生不對稱變形趨勢，從而反饋于壓力機壓頭以及加載梁上，若加載梁或壓頭剛度較小，則被引導著逐漸偏離軸線方向而對試件進一步實施壓縮，則出現(xiàn)試件偏歪屈曲變形的結果；若加載梁和壓頭剛度極大，則試件無法實現(xiàn)偏歪屈曲變形，致使試件內部出現(xiàn)應力集中且非對稱分布的形式，加之鋼板延展性與均質性不滿足要求，在進一步壓縮下發(fā)生撕裂，即出現(xiàn)試件局部開裂的結果。

3.2 改進措施

針對冷壓處理實驗中折紋筒試件出現(xiàn)的嚴重開裂問題，通過改進折紋筒加工工藝，進而改善折紋筒材質均質性與力學性能，避免折紋筒因內部問題而影響整體結構屈曲穩(wěn)定性。改進折紋筒加工工藝如下：

(1) 鋼板裁切。根據(jù)折紋筒幾何參數(shù)確定其半殼所需矩形鋼板尺寸，包括凈尺寸和邊緣銑削的預留量。然后，采用水刀或線切割進行鋼板裁切。

(2) 半殼折壓。折紋筒半殼采用一組模具及配套壓力機折壓而成。折壓前鋼板需先進行均勻預熱，預熱溫度控制于800±50 ℃，并保持5分鐘，然后再置于模具上折壓成型。保壓十分鐘后取下。

(3) 邊界修整。折紋筒半殼冷卻后置于銑床上，將上下端和左右邊銑削平整，預留量全部銑去。

(4) 焊接成型。將兩個半殼對合，采用高強度焊條進行焊接，制成一個完整折紋筒。

(5) 熱處理。最后一步，將成型折紋筒試件進行熱處理，熱處理方式為600～650 ℃低溫回火調質，其目的是消除折紋筒內部與焊縫處殘余應力。

3.3 改進加工工藝后實驗結果分析

(1) HG70D-R-1(最大承載力2 374 kN；吸能量340 061 J；變形量171.8 mm),見圖16和17。

圖16 R-1的力-位移、吸能量曲線

圖17 R-1試件壓縮后形態(tài)視圖

(2) HG70D-R-2(最大承載力2 489 kN；吸能量369 193 J；變形量184.3 mm),見圖18和19。

圖18 R-2的力-位移、吸能量曲線

圖19 R-2試件壓縮后形態(tài)視圖

(3) HG70D-R-3(最大承載力1 878 kN；吸能量252 780 J；變形量150 mm)，見圖20和21。

圖20 R-3的力-位移、吸能量曲線

圖21 R-3試件壓縮后形態(tài)視圖

(4) HG70D-R-4(最大承載力2 591 kN；吸能量384 618 J；變形量189.1 mm),見圖22和23。

將上述實驗結果進行統(tǒng)計分析，見表3。

圖22 R-4的力-位移、吸能量曲線

圖23 R-4試件壓縮后形態(tài)視圖

Tab.3Bearingcapacityandenergyabsorptionstatisticsofenergyabsorbingcomponents

編號承載力/kN吸能量/kJ平均承載力/kN壓縮量/mm載荷波動系數(shù)比吸能/(kJ·kg-1)R-12 3743401 6351721.6418.6R-22 4893691 8431841.5322.5R-31 9782531 1951501.6111.9R-42 6913851 9151891.5823.9平均值2 3333371 6471741.5919.2標準差273.750.9277.130.10.084.64χ1.071.011.211.150.941.04

在表3中，吸能構件HG70D-R系列試件中，最大承載力為2 591 kN，最小承載力為1 878 kN，平均值為2 333 kN，低于承載力設定值6.68%，四組數(shù)據(jù)標準差為273.7 kN；試件壓縮量平均值為174 mm，較Q760-L系列增加了10mm，緩存作用距離增長；吸能量最大值為385 kJ，最小值為253 kJ，平均值為337 kJ，比預期計算結果僅低32 kJ，較改進前提高了50 kJ；載荷波動系數(shù)平均值為1.57，比改進前減少了0.1，故屈曲變形吸能過程更加穩(wěn)定。吸能比值系數(shù)χ標準差為0.11；比吸能均值為24.6 kJ/kg，較改進前增大了3.5 kJ/kg。

通過改進前后結果的對比發(fā)現(xiàn)，改進后加工工藝制作的HG系列折紋筒試件屈曲變形情況明顯好于Q760-L系列，兩個系列試件都能夠按照折紋設計來引導整體結構變形，實現(xiàn)預期屈曲變形效果，但Q760-L系列的四個試件中有三個發(fā)生了不同程度地開裂，Q760-L-4號試件甚至發(fā)生了偏離軸向的變形趨勢，而HG系列試件未發(fā)生任何鋼板開裂情況，且四個試件皆為軸向屈曲變形，即使HG-2、HG-4號試件存在形態(tài)不對稱情況，也未有失穩(wěn)變形的趨勢。故可以斷定，新加工工藝對于改善折紋筒鋼板均質性以及消除內部殘余應力有積極作用，并對提高折紋筒屈曲穩(wěn)定性有極大幫助。

4 結 論

本文對折紋筒結構進行模擬研究，得到其壓縮變形的五個代表性階段，以及載荷比曲線與比吸能曲線，通過實驗對比研究不同材質與加工工藝對吸能效果的影響。利用承載力、吸能量、平均承載力、載荷波動系數(shù)、比吸能等評價指標對結構吸能特性進行分析。得到以下結論：

(1) 從數(shù)值模擬結果可看出,折紋筒在持續(xù)的外界載荷作用下，能夠按照預折紋的引導進行屈曲變形，各階段變形效果比較理想，可吸收大部分外界沖擊能量，吸能效果較好。

(2) 折紋筒反力變化情況與屈曲變形形態(tài)有關，變形異態(tài)和局部開裂都將影響折紋筒的反力，但不會影響折紋筒的屈服臨界值，同時，局部開裂現(xiàn)象與屈曲異形也有一定的關系。

(3) 新工藝制作的折紋筒試件比普通方式加工的折紋筒試件屈曲穩(wěn)定性更強，其預熱操作和熱處理在一定程度上降低了鋼板強度，但同時增大了鋼板延展性，對于改善折紋筒板材的力學性能和消除預應力有積極作用，故試件在準靜態(tài)壓縮下均未發(fā)生偏歪或局部開裂的異常情況，且試件全程載荷比曲線與比吸能曲線非常理想，與預期的數(shù)值模擬結果極為相近。改進工藝吸能量平均值增加了10 kJ，載荷波動系數(shù)降低了0.1，壓縮量增大10 mm，較改進前有很大改善。