D0I:10.13374/1.issnl00103.2007.07.011 第29卷第7期 北京科技大学学报 Vol.29 No.7 2007年7月 Journal of University of Science and Technology Beijing Ju.2007 不同应力比交替作用下单参数疲劳寿命预测方法 阮景红路民旭陈迎锋 北京科技大学腐蚀与防护中心，北京100083 摘要为了准确预测管道在不同应力比交替作用下的剩余寿命，在疲劳裂纹扩展速率实验的基础上，建立了一种新的含缺 陷管道剩余寿命预测方法，即不同应力比交替作用下单参数疲劳寿命预测方法，该方法全面考虑了管线运行过程中不同应力 比交替作用引起的破坏.以X52管线钢为例，通过模拟天然气实际运行情况(R=0.1和R=0.6交替作用)预测了其剩余 寿命。 关键词管线钢：金属疲劳：疲劳裂纹扩展速率；剩余寿命；寿命预测 分类号TG111.8:0179.8 我国现役油气输送管线中，有许多管道由于制 -C(△K) (1) 管质量和现场焊接质量不佳，存在焊接缺陷（如未熔 合、未焊透等)，在波动的输送压力作用下，焊接缺陷 式中，a为裂纹长度；N为交变应力循环次数；△K 会造成管道疲劳破坏， 为应力强度因子变化幅度（△K=Kmas一Kmim);C 在已颁布的适用性评价标准中，对于管道疲劳 和为与材料有关的常数，材料的微观组织结构，循 寿命预测，目前的标准如BS7910山、CEGBR62]、 环加载的频率和波形、环境、温度及载荷比R对C PD6493[3]、API579[是利用弹塑性断裂力学方法， 和n都有影响，R的定义为： 裂纹的扩展由裂纹尖端应力强度因子控制，很多文 _Smin-Amin 献中已经对管线钢的疲劳特性以及基于疲劳特性的 R=- Gmax Kmax (2) 剩余寿命预测作了阐述，但是还没有结合输气管线 李泽震等用16Mn钢板作试件，在不同的拉、弯 的实际情况从疲劳特性来预测管线钢的剩余寿命， 应力比下进行了表面裂纹疲劳扩展规律的实验研 文献中计算只考虑了停输及管线失效（泄漏或爆裂） 究[8]，得到如下结果： 等情况下的压力波动（即应力比R=0.1)对管线疲 劳寿命的影响)，或者仅考虑了管线中频繁发生的 CK) (3) 小的压力波动(R0.6)对管线疲劳寿命的影响[]， 而没同时考虑两者共同作用时，压力波动对管线疲 =c0.9ak) (4) 劳寿命的影响， 本文通过X52管线钢母材的疲劳裂纹扩展实 式中，△K。和△K。分别是表面裂纹最深处及表面处 验，研究了X52管线钢不同压力比下的扩展速率和 的应力强度因子幅，c是裂缝表面处长度.文献[9] 管线钢表面裂纹的疲劳剩余寿命，并探讨服役条件 的结论说明了表面裂纹主要是在深度方向扩展，在 对管线寿命的影响，以期给出一种更符合实际情况 长度方向的扩展量很少，因此，本文主要假设表面 的基于疲劳裂纹扩展的不同应力比交替作用下的剩 裂纹仅在深度方向上有扩展，而长度方向的尺寸保 余寿命预测方法 持不变 深度方向上的应力强度因子△K。的计算采用 1疲劳寿命预测原理 New man Raju在1979年发表的表面裂纹应力强度 Paris,Gom和Anderson指出门，疲劳裂纹扩 计算式10 展速率da/dN与应力强度因子范围成幂律关系： K=F 9 gπa c t w E(k) (5) 收稿日期：2006-03-18修回日期：2006-12-18 作者简介：阮景红(1980-)，女，硕士研究生：路民旭(1954一)，男， 式中，F,为几何修正函数.考虑到裂纹形状比a/c, 教授，博士生导师 有限厚度a/t,有限宽度a/D及裂纹角P等量纲1
不同应力比交替作用下单参数疲劳寿命预测方法 阮景红 路民旭 陈迎锋 北京科技大学腐蚀与防护中心北京100083 摘 要 为了准确预测管道在不同应力比交替作用下的剩余寿命在疲劳裂纹扩展速率实验的基础上建立了一种新的含缺 陷管道剩余寿命预测方法即不同应力比交替作用下单参数疲劳寿命预测方法．该方法全面考虑了管线运行过程中不同应力 比交替作用引起的破坏．以 X52管线钢为例通过模拟天然气实际运行情况（ R＝0∙1和 R＝0∙6交替作用）预测了其剩余 寿命． 关键词 管线钢；金属疲劳；疲劳裂纹扩展速率；剩余寿命；寿命预测 分类号 TG111∙8；U179∙8 收稿日期：2006-03-18 修回日期：2006-12-18 作者简介：阮景红（1980—）女硕士研究生；路民旭（1954—）男 教授博士生导师 我国现役油气输送管线中有许多管道由于制 管质量和现场焊接质量不佳存在焊接缺陷（如未熔 合、未焊透等）在波动的输送压力作用下焊接缺陷 会造成管道疲劳破坏． 在已颁布的适用性评价标准中对于管道疲劳 寿命预测目前的标准如 BS7910［1］、CEGBR6［2］、 PD6493［3］、API579［4］是利用弹塑性断裂力学方法 裂纹的扩展由裂纹尖端应力强度因子控制．很多文 献中已经对管线钢的疲劳特性以及基于疲劳特性的 剩余寿命预测作了阐述但是还没有结合输气管线 的实际情况从疲劳特性来预测管线钢的剩余寿命． 文献中计算只考虑了停输及管线失效（泄漏或爆裂） 等情况下的压力波动（即应力比 R＝0∙1）对管线疲 劳寿命的影响［5］或者仅考虑了管线中频繁发生的 小的压力波动（ R≈0∙6）对管线疲劳寿命的影响［6］ 而没同时考虑两者共同作用时压力波动对管线疲 劳寿命的影响． 本文通过 X52管线钢母材的疲劳裂纹扩展实 验研究了 X52管线钢不同压力比下的扩展速率和 管线钢表面裂纹的疲劳剩余寿命并探讨服役条件 对管线寿命的影响以期给出一种更符合实际情况 的基于疲劳裂纹扩展的不同应力比交替作用下的剩 余寿命预测方法． 1 疲劳寿命预测原理 ParisGomez 和 Anderson 指出［7］疲劳裂纹扩 展速率 d a／d N 与应力强度因子范围成幂律关系： d a d N ＝C（ΔK） n （1） 式中a 为裂纹长度；N 为交变应力循环次数；ΔK 为应力强度因子变化幅度（ΔK ＝ Kmax — Kmin）；C 和 n 为与材料有关的常数材料的微观组织结构循 环加载的频率和波形、环境、温度及载荷比 R 对 C 和 n 都有影响．R 的定义为： R＝ σmin σmax ＝ Kmin Kmax （2） 李泽震等用16Mn 钢板作试件在不同的拉、弯 应力比下进行了表面裂纹疲劳扩展规律的实验研 究［8］得到如下结果： d a d N ＝C（ΔKa） n （3） d c d N ＝C（0∙9ΔKc） n （4） 式中ΔKa 和ΔKc 分别是表面裂纹最深处及表面处 的应力强度因子幅c 是裂缝表面处长度．文献［9］ 的结论说明了表面裂纹主要是在深度方向扩展在 长度方向的扩展量很少．因此本文主要假设表面 裂纹仅在深度方向上有扩展而长度方向的尺寸保 持不变． 深度方向上的应力强度因子ΔKa 的计算采用 Newman—Raju 在1979年发表的表面裂纹应力强度 计算式［10］： K＝Fs a c a t c w φ σt πa E（ k） （5） 式中Fs 为几何修正函数．考虑到裂纹形状比 a／c 有限厚度 a／t有限宽度 a／w 及裂纹角φ等量纲1 第29卷 第7期 2007年 7月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．29No．7 Jul．2007 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2007．07．011
.700 北京科技大学学报 第29卷 的几何参数的影响，F,可进一步写为： 算应力强度因子幅，从穿透型疲劳裂纹实验(CT试 样)得到的疲劳裂纹扩展速率与表面裂纹的深度方 向一致，但是应力强度因子幅的计算方法不一样，因 式中，M1=1.13-0.09(a/c),M2=-0.54+ 此本文采用穿透型疲劳裂纹实验(CT试样)得到疲 0.89 劳裂纹扩展速率，然后将得到的结果应用于表面裂 0.24a1oMs=0.5-0.65+(a0+141- 纹的计算，最后应用式(10)计算得到单参数疲劳预 g=1计o.1+0(a011-ay= 测寿命 1/2 I(ale)coin4fsea 2疲劳裂纹扩展速率实验 E=[1+1.464(a/c).6]V2. 2.1实验装置 实验采用德国AMSLER公司生产的AMSLER 因为本文仅考虑深度方向上的扩展，而假定长 100HFP500型高频疲劳试验机，最大载荷100kN, 度方向上没有扩展，所以本文只需要研究表面裂纹 最大静载荷100kN,最大动载荷50kN,频率范围 最深处(P=π/2)的应力强度因子，在实际裂纹中， 60~300,用U形夹具加载，并用15J(JGC)型测 D>c,故有： 量显微镜（土5m)直读记录 g1=1+[0.1+0.35(a/t)](1-sin9)2=1 2.2试样制备 f=[(a/c)cos29+sin2]14-1 材料的疲劳裂纹扩展速率与裂纹面取向和裂纹 (7) f. =1 扩展方向有关，并与材料的厚度有一定关系·由于 管道壁厚很薄，不可能按CR方向切取试样，因此只 将上述参数带入式(5)有： 能按CL取向（这里的L表示裂纹扩展方向）在管材 上取试样.在母材上截取试样6件，应力比R=0.1 k1B-0+-+o22a[ 2+ 和0.6各3件，见图1. 0.5-o.5+(a+141-8. 焊缝 焊缝试样(CL取向) gπa [1+1.464(a/c)-6]2 (8) 目前，主要解决的问题是在交变循环载荷下裂 母材试样(CL取向) 纹的疲劳剩余寿命，因此可以将实际运行情况简化 为：载荷块谱由A1个R=0.1的载荷循环和A2个 R=0.6的载荷循环组成，忽略高低载荷之间的交 互作用，则相对于块数为N的疲劳循环，裂纹扩展 图1da/dN试样位置取向图 速率由下式计算： FigI Position orientation graph of a da/dN test sample 4N- da 十A2 da 上述弧形试样取下后，直接加工出平板结构，且 n2 为含穿透裂纹的标准紧凑拉伸试样(CT试样)·试 A1C1△K+A2C2△K2 (9) 样管道w=50mm,厚度b=10mm;在试样的机械 切口出，用钼丝切割出12.5mm的裂纹源，试样结 将式(9)进行变换后积分，可得下式： 构见图2. N= da (10) 2.3实验参数 JA1C1△K+A2C2△K2 采用国产X52无缝钢管，规格为355mm× 式中，a0为初始裂纹长度，a。为裂纹扩展的临界 18mm,钢管母材为o,=399MPa,=505MPa·实 长度 验载荷范围6~15kN,载荷比R=0.1和0.6；采用 将有关参数代入(10)式，经运算后，可得管道疲 移动式读数显微镜测量裂纹长度，测量精度达到 劳寿命 0.01mm;加载波形为正弦波.实验在室温，空气环 含缺陷压力管道寿命预测过程中最重要的是计 境中进行
的几何参数的影响Fs 可进一步写为： Fs＝ M1＋ M2 a t 2 ＋ M3 a t 4 g1fφf w （6） 式中M1＝1∙13—0∙09（ a／c）M2＝ —0∙54＋ 0∙89 0∙2＋（ a／c） M3＝0∙5— 1 0∙65＋（ a／c） ＋14 1— a 24 c g1＝1＋［0∙1＋0∙35（ a／t） 2］（1—sinφ） 2fφ＝ ［（ a／c） 2cos 2φ＋sin 2φ］ 1／4f w ＝sec πc 2w a／t 1／2 Ek＝［1＋1∙464（ a／c） 1∙65］ 1／2． 因为本文仅考虑深度方向上的扩展而假定长 度方向上没有扩展所以本文只需要研究表面裂纹 最深处（φ＝π／2）的应力强度因子．在实际裂纹中 w≫c故有： g1＝1＋［0∙1＋0∙35（ a／t） 2］（1—sinφ） 2＝1 fφ＝［（ a／c） 2cos 2φ＋sin 2φ］ 1／4＝1 f w＝sec πc 2w a／t 1／2 ＝1 （7） 将上述参数带入式（5）有： K＝ 1∙13— 0∙09a c ＋ —0∙54＋ 0∙89 0∙2＋（ a／c） a t 2 ＋ 0∙5— 1 0∙65＋（ a／c） ＋141— a c 24 · a t 4 σt πa ［1＋1∙464（ a／c） 1∙65］ 1／2 （8） 目前主要解决的问题是在交变循环载荷下裂 纹的疲劳剩余寿命因此可以将实际运行情况简化 为：载荷块谱由 A1 个 R＝0∙1的载荷循环和 A2 个 R＝0∙6的载荷循环组成．忽略高低载荷之间的交 互作用则相对于块数为 N 的疲劳循环裂纹扩展 速率由下式计算： d a d N ＝ A1 d a d n 1 ＋ A2 d a d n 2 ＝ A1C1ΔK n11 ＋ A2C2ΔK n22 （9） 将式（9）进行变换后积分可得下式： Nf＝∫ a c a0 d a A1C1ΔK n11 ＋ A2C2ΔK n22 （10） 式中a0 为初始裂纹长度ac 为裂纹扩展的临界 长度． 将有关参数代入（10）式经运算后可得管道疲 劳寿命． 含缺陷压力管道寿命预测过程中最重要的是计 算应力强度因子幅．从穿透型疲劳裂纹实验（CT 试 样）得到的疲劳裂纹扩展速率与表面裂纹的深度方 向一致但是应力强度因子幅的计算方法不一样因 此本文采用穿透型疲劳裂纹实验（CT 试样）得到疲 劳裂纹扩展速率然后将得到的结果应用于表面裂 纹的计算最后应用式（10）计算得到单参数疲劳预 测寿命． 2 疲劳裂纹扩展速率实验 2∙1 实验装置 实验采用德国 AMSLER 公司生产的 AMSLER 100HFP500型高频疲劳试验机最大载荷100kN 最大静载荷100kN最大动载荷50kN频率范围 60～300Hz用 U 形夹具加载并用15J（JGC）型测 量显微镜（±5μm）直读记录． 2∙2 试样制备 材料的疲劳裂纹扩展速率与裂纹面取向和裂纹 扩展方向有关并与材料的厚度有一定关系．由于 管道壁厚很薄不可能按 CR 方向切取试样因此只 能按 CL 取向（这里的 L 表示裂纹扩展方向）在管材 上取试样．在母材上截取试样6件应力比 R＝0∙1 和0∙6各3件见图1． 图1 d a／d N 试样位置取向图 Fig．1 Position orientation graph of a d a／d N test sample 上述弧形试样取下后直接加工出平板结构且 为含穿透裂纹的标准紧凑拉伸试样（CT 试样）．试 样管道 w＝50mm厚度 b＝10mm；在试样的机械 切口出用钼丝切割出12∙5mm 的裂纹源试样结 构见图2． 2∙3 实验参数 采用国产 X52无缝钢管规格为●355mm × 18mm钢管母材为 σs＝399MPaσb＝505MPa．实 验载荷范围6～15kN载荷比 R＝0∙1和0∙6；采用 移动式读数显微镜测量裂纹长度测量精度达到 0∙01mm；加载波形为正弦波．实验在室温空气环 境中进行． ·700· 北 京 科 技 大 学 学 报 第29卷
第7期 阮景红等：不同应力比交替作用下单参数疲劳寿命预测方法 .701. 2-12.595 ■■0.1A /0.1c I0.1A 8200 53.0F95.t1 6.8 10 LO.1A 12.5 L0.1A 50t0.25 W0.1a- 62.5±0.5 图2da/dW试样结构 Fig-2 Structure of a da/d N test sample 2.4实验步骤 关系曲线，对式(1)两边取对数，得： (1)预制疲劳裂纹，直接在该装置上预制疲劳 g报=gc+△K (11) 裂纹，预制出的疲劳裂纹长度约1.0~1.5mm, (2)疲劳裂纹扩展速率实验.在上述实验参数 在双对数标纸上，绘出与△K数据，用作图法就 下，保持载荷比R=Pmin/Pmax不变，即保证了载荷 变化幅度△P恒定，记录实验中某一裂纹扩展长度 能确定材料常数C和，或者对g和g△K数据 a与对应的循环次数N的数据，即记录下一系列 进行线性回归，也能得出材料常数C和，确定了 （a,N)(=0,1,2,3,…)数据，直至实验载荷出现 C和n,也就确定了该材料的疲劳裂纹扩展规律 急剧下降时，实验结束，根据实验数据，能得到裂纹 实验得出的应力比R=0.1和0.6的da/dN一△K 扩展量与循环次数的关系曲线即α一N曲线如图3 曲线见图4， (1号试样，R=0.1)· 10 R0.1,0.6 R=0.6R=0.1 % f-100 Hz 室温 10 262422 R-0.69201 4202 a203 10- 0 R-0.14101 4102 。103 6 14 10 10 20 30 405060 250300350400450500550600650 △KMPa-m 循环周次，NW103 图4X52管线钢的疲劳裂纹扩展速率 图3X52管线钢的a一N曲线 Fig.4 Fatique crack growth rate of X52 pipeline steel Fig-3 a-N curve of X52 pipeline steel 2.5结果分析 经过对实验数据的分析处理，得到回归方程 对a一N曲线上的各点求斜率，即可得出各裂 如下： 纹长度a:的裂纹扩展速率(da/dN),同时由a也 a=2.023X10-9(△K)2-238,R=0.1(12) 可求出对应的△K:,从而得出材料的da/dN与△K dN
图2 d a／d N 试样结构 Fig．2 Structure of a d a／d N test sample 2∙4 实验步骤 （1） 预制疲劳裂纹．直接在该装置上预制疲劳 裂纹预制出的疲劳裂纹长度约1∙0～1∙5mm． （2） 疲劳裂纹扩展速率实验．在上述实验参数 下保持载荷比 R＝ Pmin／Pmax不变即保证了载荷 变化幅度ΔP 恒定．记录实验中某一裂纹扩展长度 a 与对应的循环次数 N 的数据即记录下一系列 （ aiNi）（ i＝0123…）数据直至实验载荷出现 急剧下降时实验结束．根据实验数据能得到裂纹 扩展量与循环次数的关系曲线即 a—N 曲线如图3 （1号试样R＝0∙1）． 图3 X52管线钢的 a－N 曲线 Fig．3 a－N curve of X52pipeline steel 2∙5 结果分析 对 a—N 曲线上的各点求斜率即可得出各裂 纹长度 ai 的裂纹扩展速率（d a／d N）i同时由 ai 也 可求出对应的ΔKi从而得出材料的 d a／d N 与ΔK 关系曲线．对式（1）两边取对数得： lg d a d N ＝lg C＋ nlgΔK （11） 在双对数标纸上绘出 d a d N 与ΔK 数据用作图法就 能确定材料常数 C 和 n或者对 lg d a d N 和 lgΔK 数据 进行线性回归也能得出材料常数 C 和 n．确定了 C 和 n也就确定了该材料的疲劳裂纹扩展规律． 实验得出的应力比 R＝0∙1和0∙6的 d a／d N—ΔK 曲线见图4． 图4 X52管线钢的疲劳裂纹扩展速率 Fig．4 Fatigue crack growth rate of X52pipeline steel 经过对实验数据的分析处理得到回归方程 如下： d a d N ＝2∙023×10—9（ΔK） 2∙238R＝0∙1 （12） 第7期 阮景红等： 不同应力比交替作用下单参数疲劳寿命预测方法 ·701·
.702 北京科技大学学报 第29卷 其中，取C=2.203×10-9,n=2.238 式中，△K1和△K2由式(8)计算得（轴向外表面裂 d=3.921X10-9(△K)3.148,R=0.6(13) 纹)： dN △K1.13 0.09a+-0.54+0.2+(a/c 0.89 其中，取C=3.921×10-9,n=3.148. +0.5-0.5+a0+141-g1 1 3X52钢的疲劳寿命预测 假设在X52无缝钢管355mm×18mm管道外 a 1πa 表面存在一裂纹，a=2mm,2c=10mm,运行压力 t [1+1.464(a/c)6]2, 为0.4MPa·以该管线的疲劳寿命预测为例，介绍疲 劳寿命预测的具体方法和步骤如下， △K21.13 0.09a+[-0.54+0.2+(a1o 0.89 21 (1)压力按照每天波动一次计算，对应应力比 R=0.6,停输按照每月三次估算，对应应力比R= +[0.5-0.5+ao+141-日 0.1.即此载荷块谱由1个R=0.1的载荷循环和 g2πa 10个R=0.6的载荷循环组成. t) [1+1.464(a/c).6]V2 (2)测试出R=0.1和R=0.6疲劳裂纹扩展 (7)将有关参数代入式(16)，经运算后，可得管 曲线，结果见式(12)和式(13). 道疲劳寿命为57a.计算中只考虑了停输及管线失 (③)根据断裂力学理论，确定管线钢的极限缺 效（泄漏或爆裂）等情况下的压力波动（即应力比 陷尺寸ae R=0.1)对管线疲劳寿命的影响和管线中频繁发生 在进行疲劳寿命估算时，还应确定疲劳失效的 的小的压力波动(R≈≈0.6)对管线疲劳寿命的影响， 临界条件，以得出最终的疲劳寿命，而这个临界条件 而没有对钢管残余应力、环境温度以及腐蚀等各种 不一定是管线中某个裂纹达到疲劳穿透（管道裂纹 情况的影响进行分析，因此，实际管线的疲劳寿命 到达一定深度后会自动引发撕裂穿透)：准确地说， 应保留一定的裕度，取安全系数为2，即钢管的安全 当被考察的压力管线各裂纹扩展到一定深度后，如 运行年限为28.5a. 果整体压力管线的可靠性评定结果为不安全可靠， 则此时压力管线达到了疲劳失效的临界状态，实际 4结论 管道的最大壁厚t=l8mm,而据安全临界尺寸为最 (1)模拟管线的实际运行情况，考虑在正常运 大壁厚1/2的关系，则取a。=9mm, 行和停输维修不同循环载荷的交替作用，可以建立 (4)根据缺陷检测结果，取最大缺陷尺寸为初 一种不同应力比交替作用下的单参数疲劳剩余寿命 始裂纹深度a0· 预测方法， a0=2 (2)模拟实际循环载荷运行情况（正常运行 (5)设载荷块谱由A1个R=0.1的载荷循环 R=0.1和停输维修R=0.6),X52管线钢在应力比 和A2个R=0.6的载荷循环组成(A1=1,A2=10, 每个块有11个载荷循环)，忽略高低载荷之间的交 R=0.1时裂纹扩展速率=2.023×109 dN 互作用，则相对于块数为N的疲劳循环，裂纹扩展 (△K2,R=0.6时裂纹扩展速率=3.921× 速率由下式计算： 10-9(△K)3.148. da da ,+10da dn dn 1 =C1△K+10C2△K2 (3)以X52管线钢为例，模拟实际运行情况进 (14) 行了剩余寿命预测，预测结果为57a;综合考虑土 (6)将式(14)进行变换后积分，可得下式： 壤、环境的情况，假设安全系数为2，则安全运行年 限为28.5a. N= da (15) mC1△K1+10C2△K2 参考文献 将实验数据代入得： [1]British Standards Institute.BS 7910:1999 Guide on Methods for N= Assessing the Acceptability of Flaws in Fusion Welded Structures. 9.5 da London:British Standards Institution,2000:1 J22.023X10-9△K728+11X3.921X109△K径1s [2]Milne,Ainsworth R A.Dowling A R.et al.Assessment of the (16) integrity of structures containing defects,central electricity gener-
其中取 C＝2∙203×10—9n＝2∙238． d a d N ＝3∙921×10—9（ΔK） 3∙148R＝0∙6 （13） 其中取 C＝3∙921×10—9n＝3∙148． 3 X52钢的疲劳寿命预测 假设在 X52无缝钢管●355mm×18mm 管道外 表面存在一裂纹a＝2mm2c＝10mm运行压力 为0∙4MPa．以该管线的疲劳寿命预测为例介绍疲 劳寿命预测的具体方法和步骤如下． （1） 压力按照每天波动一次计算对应应力比 R＝0∙6停输按照每月三次估算对应应力比 R＝ 0∙1．即此载荷块谱由1个 R＝0∙1的载荷循环和 10个 R＝0∙6的载荷循环组成． （2） 测试出 R＝0∙1和 R＝0∙6疲劳裂纹扩展 曲线结果见式（12）和式（13）． （3） 根据断裂力学理论确定管线钢的极限缺 陷尺寸 ac． 在进行疲劳寿命估算时还应确定疲劳失效的 临界条件以得出最终的疲劳寿命而这个临界条件 不一定是管线中某个裂纹达到疲劳穿透（管道裂纹 到达一定深度后会自动引发撕裂穿透）；准确地说 当被考察的压力管线各裂纹扩展到一定深度后如 果整体压力管线的可靠性评定结果为不安全可靠 则此时压力管线达到了疲劳失效的临界状态．实际 管道的最大壁厚 t＝18mm而据安全临界尺寸为最 大壁厚1／2的关系则取 ac＝9mm． （4） 根据缺陷检测结果取最大缺陷尺寸为初 始裂纹深度 a0． a0＝2 （5） 设载荷块谱由 A1 个 R＝0∙1的载荷循环 和 A2 个 R＝0∙6的载荷循环组成（ A1＝1A2＝10 每个块有11个载荷循环）忽略高低载荷之间的交 互作用则相对于块数为 N 的疲劳循环裂纹扩展 速率由下式计算： d a d N ＝ d a d n 1 ＋10 d a d n 2 ＝C1ΔK n11 ＋10C2ΔK n22 （14） （6）将式（14）进行变换后积分可得下式： Nf＝∫ a c a0 d a C1ΔK n11 ＋10C2ΔK n22 （15） 将实验数据代入得： Nf＝ ∫ 9∙5 2 d a 2∙023×10—9ΔK 2∙238 1 ＋11×3∙921×10—9ΔK 3∙148 2 （16） 式中ΔK1 和ΔK2 由式（8）计算得（轴向外表面裂 纹）： ΔK1＝ 1∙13— 0∙09a c ＋ —0∙54＋ 0∙89 0∙2＋（ a／c） · a t 2 ＋ 0∙5— 1 0∙65＋（ a／c） ＋141— a c 24 · a t 4 σt1 πa ［1＋1∙464（ a／c） 1∙65 ］ 1／2 ΔK2＝ 1∙13— 0∙09a c ＋ —0∙54＋ 0∙89 0∙2＋（ a／c） · a t 2 ＋ 0∙5— 1 0∙65＋（ a／c） ＋141— a c 24 · a t 4 σt2 πa ［1＋1∙464（ a／c） 1∙65］ 1／2． （7）将有关参数代入式（16）经运算后可得管 道疲劳寿命为57a．计算中只考虑了停输及管线失 效（泄漏或爆裂）等情况下的压力波动（即应力比 R＝0∙1）对管线疲劳寿命的影响和管线中频繁发生 的小的压力波动（ R≈0∙6）对管线疲劳寿命的影响 而没有对钢管残余应力、环境温度以及腐蚀等各种 情况的影响进行分析．因此实际管线的疲劳寿命 应保留一定的裕度取安全系数为2即钢管的安全 运行年限为28∙5a． 4 结论 （1） 模拟管线的实际运行情况考虑在正常运 行和停输维修不同循环载荷的交替作用可以建立 一种不同应力比交替作用下的单参数疲劳剩余寿命 预测方法． （2） 模拟实际循环载荷运行情况（正常运行 R＝0∙1和停输维修 R＝0∙6）X52管线钢在应力比 R ＝0∙1 时 裂 纹 扩 展 速 率 d a d N ＝2∙023×10—9 （ΔK） 2∙238R＝0∙6时裂纹扩展速率 d a d N ＝3∙921× 10—9（ΔK） 3∙148． （3） 以 X52管线钢为例模拟实际运行情况进 行了剩余寿命预测预测结果为57a；综合考虑土 壤、环境的情况假设安全系数为2则安全运行年 限为28∙5a． 参 考 文 献 ［1］ British Standards Institute．BS 7910：1999Guide on Methods for Assessing the Acceptability of Flaws in Fusion Welded Structures． London：British Standards Institution2000：1 ［2］ MilneAinsworth R ADowling A Ret al．Assessment of the integrity of structures containing defectscentral electricity gener- ·702· 北 京 科 技 大 学 学 报 第29卷
第7期 阮景红等：不同应力比交替作用下单参数疲劳寿命预测方法 .703. ating board report R/H/R6-RW3.Int J Pressure Vessels Pip- [6]帅健.X52管线钢的低循环频率瘦劳裂纹扩展实验.焊管， ing,1998,32:2 2000,23(6):20 [3]British Standards Institute.BSI PD6493 Guidelines On Method [7]Surenh S.材料的疲芳.王中光，译.北京：国防工业出版社， for Assessment of the Acceptability of Flaws in Fusion Welding 1993 Structures.London:British Standards institute,1991:1 [8】黄小平，崔宏斌，石德新，等.压弯组合应力下高强钢表面裂纹 [4]American Petroleum Institute.API RP579 Recommended Prac- 形貌变化规律实验研究.哈尔滨工程大学学报。2001(3)：22 tice for fitness-for-Service.Washington DC:American Petroleum [9]冯西桥，何树延.管道中表面裂纹的疲劳扩展研究清华大学学 Institute.2000:1 报：自然科学版，1998,38(7)：35 [5]蒋云，吕英民X52管材的疲芳裂纹扩展速率实验研究油气储 [10]陈传尧疲劳与断裂武汉：华中科技大学出版社，2002 运，1999,18(8)：52 One parameter fatigue life prediction method at different stress ratios RUA N Jinghong,LU Minxu,CHEN Yingfeng Corrosion and Protection Center.University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083.China ABSTRACI In order to accurately predict the remaining life of a gas pipeline which runs at different stress ra- tios,a new method of predicting the remaining life of flaw pipeline steels,namely,one parameter fatigue life prediction method,at different stress ratios was proposed based on fatigue crack growth rate tests.The method considered the destruction effect created by different stress ratios during the running.The remaining life of X52 steel as an example was predicted under the condition of simulating the nature gas running (R=0.1 and R= 0.6 by turns). KEY WORDS pipeline steel;metal fatigue;fatigue crack growth rate;remaining life;life prediction
ating board report R／H／R6—RW3．Int J Pressure Vessels Piping199832：2 ［3］ British Standards Institute．BSI PD6493 Guidelines On Method for Assessment of the Acceptability of Flaws in Fusion Welding Structures．London：British Standards institute1991：1 ［4］ American Petroleum Institute．API RP579 Recommended Practice for fitness-for-Service．Washington D C：American Petroleum Institute2000：1 ［5］ 蒋云吕英民．X52管材的疲劳裂纹扩展速率实验研究．油气储 运199918（8）：52 ［6］ 帅健．X52管线钢的低循环频率疲劳裂纹扩展实验．焊管 200023（6）：20 ［7］ Surenh S．材料的疲劳．王中光译．北京：国防工业出版社 1993 ［8］ 黄小平崔宏斌石德新等．压弯组合应力下高强钢表面裂纹 形貌变化规律实验研究．哈尔滨工程大学学报2001（3）：22 ［9］ 冯西桥何树延．管道中表面裂纹的疲劳扩展研究．清华大学学 报：自然科学版199838（7）：35 ［10］ 陈传尧．疲劳与断裂．武汉：华中科技大学出版社2002 One-parameter fatigue life prediction method at different stress ratios RUA N JinghongLU MinxuCHEN Y ingfeng Corrosion and Protection CenterUniversity of Science and Technology BeijingBeijing100083China ABSTRACT In order to accurately predict the remaining life of a gas pipeline which runs at different stress ratiosa new method of predicting the remaining life of flaw pipeline steelsnamelyone-parameter fatigue life prediction methodat different stress ratios was proposed based on fatigue crack growth rate tests．The method considered the destruction effect created by different stress ratios during the running．The remaining life of X52 steel as an example was predicted under the condition of simulating the nature gas running （ R＝0∙1and R＝ 0∙6by turns）． KEY WORDS pipeline steel；metal fatigue；fatigue crack growth rate；remaining life；life prediction 第7期 阮景红等： 不同应力比交替作用下单参数疲劳寿命预测方法 ·703·