剩余强度（精选6篇）
剩余强度 篇1
管道作为一种常见的工业产品大量应用于民用和工业生产中,截至2008年年底,我国已建油气管道的总长度约为6. 4万千米[1]。对于管道的一些特殊使用场合,如炼油、化工、能源等企业,管道中往往输送着高温、高压、剧毒、腐蚀性化学介质,这就要求管道在役过程中要保证安全运行,不能发生安全事故。但近年来多次重大恶性管道事故的发生,时刻提醒着人们对于管道安全运行的重视。本文通过分析三种常用的腐蚀管道剩余强度评定标准,通过比较各种标准对同一腐蚀管道的评价,希望为以后腐蚀管道的评定提供指导。
1 ASME B31G - 1984
ASME B31G - 1984标准是ASME ( 美国机械 工程师协会)[2]在1984年颁布的基于断裂力学NG - 18表面缺陷计算公式[3],此标准对采用缺陷的两个参数来评定腐蚀管道的剩余强度,即管道腐蚀裂纹的深度d和长度l。ASME B31G - 1984标准对腐蚀管道剩余强度的评价主要针对管道上孤立的缺陷,如果管道上有若干相距很近且相互影响的缺陷,则在评定时要将这些缺陷合并为一个缺陷评定,该评定方法的主要步骤为[4]:
1当 z≤20 时:
2当 z > 20 时
对于最大安全压力Ps以及爆破失效压力Pburst的计算公式为:
1当 z≤20 时:
2当 z > 20 时:
式中: z = L2/ Dt
Sflow= 1. 1 × SMYS
L———腐蚀缺陷长度
SF———失效应力
d———腐蚀缺陷深度
Sflow———流变应力
t———管子壁厚
SMYS———材料最小屈服极限
M———膨胀系数
2 ASME B31G - 2009
ASME在1991年对B31G准则进行了一次修订即ASMEB31G - 1991,最近一次ASME对B31G准则的修订是2009年,即为后来的ASME B31G - 2009准则,该准则将腐蚀管道剩余强度的评定分为四个等级,评定方法由易到难,相应的评定精度也由低到高。ASME B31G - 2009的适用条件如下[5]:
该准则用于有外壁腐蚀或内壁腐蚀的位于地下、地上以及海洋中有壁厚金属损失的管道; 用于去除机械损伤、裂纹、埋弧焊、制造缺陷以及其他缺陷的管道; 适用于有弯头、弯管金属损失的管道; 当腐蚀深度超过80% 的实际壁厚时,还应考虑测量精度和管道腐蚀速率; 当有金属损失的管道工作环境温度高于标准所规定的温度时,还应考虑此温度下的材料强度特性。
其四级评价依次如下:
( 1) 零级评价———Level 0 Evaluation
在2009版的ASME B31G准则中,零级评价即为我们通常所用的查表法。ASME标准委员会已经将管道的直径、厚度、腐蚀深度通过评价公式,计算出了管道允许的最大腐蚀长度,工程人员只要将腐蚀管道的相应测量数据与所给的表格进行比对就行。零级评价的方法最为简单,但是其精度较低,评价最为保守。
( 2) 一级评价———Level 1 Evaluation
2009版的ASME B31G准则中的一级评价, 即为ASMEB31G - 1984中的评价方法,只是对相关参数进行了修订,将z的临界值由20变为50,还修正了膨胀系数M以及表征缺陷面积的数值,具体如下:
1当 z≤50 时:
2当 z > 50 时:
SF的计算公式为:
对于最大安全压力Ps以及爆破失效压力Pburst的计算公式为:
其中: z = L2/ Dt,Sflow= 1. 1×SMYS,其他参数与前述参数相同。
( 3) 二级评价———Level 2 Evaluation
二级评价被人们称之为有效面积法,二级评价方法与一级评价方法步骤相类似,只是在表示缺陷面积时更为精确,其具体表达式为:
有效面积法适用于所有可能的相互影响的腐蚀区域的金属损失。A为腐蚀区域的金属损失横截面积,A0为原始管壁横截面积。这种方法需要评估人员对腐蚀缺陷进行大量的数据测量,以尽可能的精确计算,评估工作的测量量及计算量比较庞大,可以考虑使用计算机程序进行。
( 4) 三级评价———Level 3 Evaluation
三级评价为精确计算分析,如使用有限元数值计算方法进行分析,对腐蚀管道的载荷、约束、外力、变形、边界条件等因素综合考虑。选取失效准则要考虑到材料的应变特性,以便精确确定管道的剩余强度,对管道的寿命进行预测。
3 RSTRENG准则
该准则为先进的腐蚀管道剩余强度评价方法,是美国运输部 ( US Department of Transportation) 对ASME B31G评定准则的进一步修订[6]。该准则最初于1989年提出,其宣称提供了比B31G更精确的腐蚀管道剩余强度计算方法,结果的保守性小于B31G准则,RSTRENG在提供了完整而安全的管道评估的同时,降低了管道的维护成本,这对长输管道企业是非常重要的。
RSTRENG准则分为RSTRENG 0. 85dl法和RSTRENG有效面积法,其分别对应于ASME B31G - 2009准则的一级评价和二级评价,只是RSTRENG准则将流变应力Sflow进行了修正,其z的临界取值与ASME B31G - 2009准则的一级评价一致。其具体方法如下[7]:
( 1) RSTRENG0. 85dl 法
1当 z≤50 时:
2当 z > 50 时:
SF的计算公式统一为:
相应的对于最大安全压力Ps以及爆破失效压力Pburst的计算公式为:
其中: z = L2/ Dt,Sflow= SMYS + 68. 95 MPa,其他参数与前述参数相同。
( 2) RSTRENG有效面积法
其中: Sflow= SMYS + 68. 95 MPa
有效面积计算方法与ASME B31G - 2009准则二级评价一致,只是流变应力变为Sflow= SMYS + 68. 95 MPa。读者可以参照SME B31G - 2009准则二级评价,这里不再赘述。
4三种评价准则计算对比分析
用以上三种方法对如下腐蚀管道进行计算比较: 管道尺寸为φ426×7的X52钢管,设计压力P为6. 4 MPa,表面腐蚀缺陷尺寸为46 mm×18 mm×1. 9 mm ( 长×宽× 深) 。通过分析取缺陷参数为: d = 1. 9 mm,D = 426 mm,L = 46 mm,t = 7mm,P = 6. 4 MPa,经过查表X52钢管的SMYS = 359 MPa。将以上数据代入三种评定准则公式,计算结果如表1。
ASME B31G - 1984准则计算该腐蚀 管道的失 效应力为378. 08 MPa,最大安全 压力为6. 74 MPa, 爆破失效 压力为12. 43 MPa; ASME B31G - 2009准则一级评价计算该腐蚀管道的失效应力为375. 99 MPa,最大安全压力为6. 7 MPa,爆破失效压力为12. 36 MPa,RSTRENG 0. 85dl准则计算该腐蚀管道的失效应力为407. 46 MPa,最大安全压力为7. 26 MPa,爆破失效压力为13. 39 MPa。
以上结果ASME B31G - 1984准则与ASME B31G - 2009准则一级评价计算结果较为接近,ASME B31G - 2009准则一级评价的计算结果最为保守,而RSTRENG 0. 85dl的失效应力计算结果与其他两个标准有较大差别,其计算的最大安全压力和爆破失效压力的数值保守性也低于其他两个标准。分析其原因为这三种标准对一些参数的修正上存在差异,例如ASME B31G 1984准则与ASME B31G - 2009准则在流变应力上的取值为Sflow=1. 1×SMYS + 68. 95 MPa,而RSTRENG准则为Sflow= SMYS +68. 95 MPa; 另外在对于金属损失面积的描述上,ASME B31G- 1984准则为,而ASME B31G - 2009准则与RSTRENG准则为; 对与膨胀系数的取值,这三种准则的规定也不尽相同,以上几点正是它们对评定结果产生差异的所在,希望评估人员根据要评估管道的实际情况进行选取。
5结论
本文介绍了腐蚀管道剩余强度评价的三种准则ASME B31G 1984准则、ASME B31G - 2009准则以及RSTRENG准则,它们在现实的管道评定中大量应用,其主体思想基本是相同的,不同之处在于三种标准对一些参数的修正上的差异。通过计算结果可以看出,ASME B31G - 2009准则的一级评价结果与ASMEB31G - 1984准则结果很接近,但ASME B31G - 2009准则一级评价的结果更为保守,而RSTRENG准则的计算结果在三种评价标准中保守性最低。
综上所述,ASME B31G - 1984准则与ASME B31G - 2009准则一级评价的保守性较高,评价较为安全; ASME B31G 2009准则将评定标准分为四级,评价的准确性逐级精确、复杂程度逐级提高,但保守性逐步降低,其一级评价的保守性与ASME B31G - 1984准则的保守性相似,使用时根据具体情况进行选取; RSTRENG准则的评价方法与ASME B31G - 2009准则的一级评价和二级评价相类似,但RSTRENG准则对流变应力的取值进行了修正,其宣称准确性更高,保守性进一步降低。评估人员在进行腐蚀管道剩余强度评估时,要充分考虑实际情况,以便采取适合的评估准则,做出更符合自身实际环境的评估结果。
摘要：为了分析对比三种腐蚀管道剩余强度计算准则,通过对ASME B31G-1984准则、ASME B31G-2009准则以及RSTRENG准则进行介绍,对比其计算管道剩余强度的异同点,并对一组腐蚀管道数据进行计算,对比计算结果。得出ASME B31G-2009准则一级评价最为保守,ASME B31G-1984准则保守性次之,RSTRENG准则保守性最低。
关键词：腐蚀管道,强度评定,剩余强度
参考文献
[1]蒲明.中国油气管道发展现状及展望[J].国际石油经济,2009(3):40.
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[3]帅健,张春娥,陈福来.基于爆破试验数据对腐蚀管道剩余强度评定方法的验证[J].压力容器,2006,23:10.
[4]ANSI/ASME B31G-1984.Manual for determining the remaining strength of corroded pipelines[S].New York:1984.
[5]ASME B31G-2009.Manual for determining the remaining strength of corroded pipelines[S].American Society of Mechanical Enginees,2009.
[6]王禹钦,王维斌,冯庆善.腐蚀管道的剩余强度评价[J].腐蚀与防护,2008,29(1):28.
[7]马彬,帅健,李晓魁,等.新版ASME B31G-2009管道剩余强度评价标准先进性分析[J].天然气工业,2011,31(8):112-113.
剩余强度 篇2
1 几种常用管道剩余强度评估方法
20世纪60年代末70年代初,美国Battelle研究所根据断裂力学理论分析和爆破实验结果提出了半理论半经验计算公式NG-18,后由美国煤气协会(AGA)作为标准颁布,这是最早用来计算管道极限内压载荷的公式,具体计算公式如式(1):
式中PC—腐蚀管道的极限内压载荷,MPa;
σf—管道材料的流变应力强度,MPa;
t—管道厚度,mm;
D—管道外径,mm;
A—腐蚀长度为基准的腐蚀面积,mm2;
A0—以腐蚀长度为基准的原始壁厚面积,mm2;
Mf—Folias膨胀系数。
20世纪90年代初,Kiefner在NG-18公式的基础上对其进行了修正,美国机械工程师协会(ASME)以此修正公式为基础颁布了腐蚀管道的安全评估规范ASME B31G[2],这是最早、也是目前使用最为广泛的腐蚀管道评估规范。
当L>姨20Dt时:
式中σy—管道材料的屈服强度,MPa;
d—腐蚀缺陷深度,mm;
L—腐蚀缺陷长度,mm。
其他符号含义见式(1)。
O’Grady等针对ASME B31G规范的保守性,对流变应力、Folias膨胀系数和腐蚀面积作出了相应修正,提高了公式计算的精度,称之为改进的ASME B31G方法,改进的ASME B31G方法中腐蚀管道极限内压载荷计算公式见式(4):
式中符号含义同式(1)～(3)。
21世纪初,挪威船级社(DNV)联合英国天然气公司(BG)基于全尺寸实验和有限元分析,并考虑弯曲载荷和轴向力对腐蚀管道极限内压载荷的影响,建立了全新的腐蚀管道安全评价体系,形成了DNV RP-F101规范[3]。
式中σu—管道材料的极限抗拉强度,MPa;
其他符号含义见式(1)～(3)。
2 各种评估方法适用性评价
以上几种油气管道剩余强度计算方法都是通过对腐蚀管道破坏理论以及试验研究后由行业权威机构颁布的标准/规范,是目前最具代表性的腐蚀缺陷管道安全评价的标准[4,5,6]。但是每种评估标准都具有一定的局限性和优缺点,对输气管道内腐蚀缺陷剩余强度评估的适用性有待研究。
为进一步分析几种标准/规范在评估天然气管道剩余强度时的适用性情况,以某天然气公司的输气管道为研究背景,对各种标准/规范在评估输气管道腐蚀缺陷时的适用性情况进行评价与讨论。天然气管道直径为168.3mm,壁厚为9.5mm,管道钢材为API 5L X52,各标准/规范的管道极限内压载荷计算结果如图1所示。
从图1计算结果可以看出,对于目前这4种常用的体积型缺陷评估标准,在评估输气管道极限内压载荷时,DNV RP-F101、NG-18、改进的ASME B31G、ASME B31G的保守性依次增加。考虑输气管道极限内压载荷计算结果的保守性情况,选用DNV RP-F101《Recommended practice for corroded pipelines》标准对输气管道剩余强度进行评估校核。
3 输气管道剩余强度计算程序
由于参照DNV RP-F101标准在计算输气管道剩余强度时需涉及到大量的参数和复杂的计算公式,计算过程中不仅要求对DNV RP-F101标准有熟悉的了解和掌握,还要进行大量繁琐的判断与计算,任何一步计算的失误都会给评估结果造成严重的影响,因此以DNV RP-F101标准为依托,Visual Basic 6.0为平台,编制了输气管道内腐蚀缺陷剩余强度计算程序(图2)。
该计算程序提供了分项安全系数法和许用应力法,可分别采取这2种方法对输气管道的剩余强度进行计算评估。该程序最终得到的结果信息为:对于分项安全系数法,在保证一定安全等级的情况下可以得出评估腐蚀管段的最大许用压力值;对于许用应力法,也可以得到该腐蚀管段的最大许用压力值。使用者可以根据需要自由选择以上2种计算方法对输气管道单一腐蚀缺陷和交互腐蚀缺陷管段的许用压力值进行计算,进而对天然气管道的安全性进行评定。
4 计算程序的应用与分析
为了分析所编制的程序———《输气管道内腐蚀缺陷剩余强度计算程序》在计算输气管道剩余强度时的实用性与有效性,举一个工程实例,便于分析比较缺陷各参数(主要是腐蚀缺陷深度、缺陷长度)对输气管道剩余强度的影响。利用这些计算结果作出了缺陷程度与管道许用压力值的关系曲线,分别如图3和图4所示,其中L表示腐蚀缺陷长度,d表示腐蚀缺陷深度,t表示管道厚度。
从图3可知:(1)对于腐蚀缺陷长度等于10倍缺陷深度(L=10d)的输气管道来说,管道许用压力值随腐蚀缺陷程度加深总体变化规律是先平缓后急速下降;(2)当腐蚀缺陷深度很小(腐蚀缺陷深度小于管道壁厚的40%)时,计算得到的管道许用压力值随着腐蚀缺陷程度加深而缓缓减小,但是减小的趋势并不明显;(3)当缺陷深度超过管道壁厚的40%时,输气管道许用压力值随着缺陷程度加深而迅速降低,而且管径越小、壁厚越大的输气管道,下降的斜率就会越大。
从图4可知:(1)对于腐蚀缺陷长度等于100倍缺陷深度(L=100d)的输气管道来说,只要管道有内腐蚀缺陷存在,随着腐蚀缺陷程度加深,管道许用压力值变化比较大,而且下降的也相当快;(2)当输气管道的管径越小、壁厚越大时,许用压力值下降的斜率也会越大;(3)对于输气管道中存在的长腐蚀缺陷(如腐蚀缺陷长度达到缺陷深度的100倍时)要引起足够的重视,因为长腐蚀缺陷的输气管道许用压力值下降很快,具体的数值可以采用编制的计算程序进行相应的计算评估。
5 结论
(1)对比研究了各种常用油气管道缺陷剩余强度计算标准/规范对于输气管道内腐蚀缺陷评估的适用性问题,发现DNV RP-F101、NG-18、改进的ASME B31G、ASME B31G的保守性依次增加,所以采用挪威船级社颁布的NDV RP-F101《Recommended practice for corroded pipelines》标准对输气管道剩余强度进行评估。
(2)基于NDV RP-F101标准中的剩余强度计算方法,分析归纳评估步骤,并以DNV RP-F101标准为依托,Visual Basic 6.0为平台,编制了《输气管道内腐蚀缺陷剩余强度计算程序》。
(3)工程实例证明运用所编程序可以有效地对输气管道内腐蚀缺陷剩余强度进行评估,而且此程序操作简单,界面友好。
参考文献
[1]方华灿.油气长输管线的安全可靠性分析[M].北京:石油工业出版社,2002.
[2]ASME B31G-1991.Manual for determining the remaining strength ofcorroded pipelines[S].
[3]DNV RP-F101-2004.Recommended practice for corroded pipelines[S].
[4]郭淑娟,陈保东,韦丽娃,等.几种含体积型腐蚀缺陷管道剩余强度评价方法的特点及适用性[J].腐蚀科学与防护技术,2008,20(5):364-366.
[5]王春兰,张鹏,陈利琼,等.腐蚀管道剩余强度评价的基本方法[J].四川大学学报:工程科学版,2003,35(5):50-54.
剩余强度 篇3
汽车零部件疲劳试验结果表明,为了准确预测服役载荷下零部件的剩余强度和剩余寿命,必须考虑服役载荷下强度的强化和材料的损伤[1]。材料或零件的剩余强度指零件在使用一段时间后还具有的抵抗外载荷的能力。材料或零件的剩余强度模型是剩余寿命预测和评价的核心内容。剩余强度模型可以直接、清楚地度量材料或结构的损伤和失效程度,因此受到很多学者的重视,如Talreja等[2]提出的单一裂纹形式下的剩余强度模型、谢里阳等[3]发现的剩余强度退化规律、Kececioglu[4]提出的剩余强度可靠性分析方法、熊峻江等[5]提出的二维动态应力一强度干涉模型、吕海波等[6]提出的元件疲劳可靠性的剩余强度模型等。
但现有的剩余强度模型不能对汽车零部件的剩余强度和剩余寿命进行准确的预测和评价,其主要原因是:①过多地考虑了疲劳裂纹扩展,而大多数汽车结构件(如轴、齿轮等)在抗疲劳设计时只考虑疲劳裂纹萌生;②过多地强调载荷对结构或材料造成的损伤,不考虑载荷的强化。
近几年,随着国内外学者对疲劳极限以下小载荷强化的研究不断深入和扩大[7,8,9,10],研究成果已经初步应用到汽车结构轻量化设计、具有强化效果的磨合规范制定等方面[11,12]。研究强化和损伤过程中材料或零部件剩余强度的变化规律,可为建立完善的基于强化和损伤的疲劳累积损伤理论、报废汽车及其他机械的零部件再使用、汽车及其他机械服役过程中的零部件剩余强度和剩余寿命的预测和评估提供帮助和支持。
本文以某轿车传动轴材料标准试样的扭转疲劳为研究对象,在低载强化的试验前提和基础上,对强化和损伤过程中材料的剩余静强度变化规律进行了试验研究。
1 材料和方法
标准材料试样根据GB 12443-90金属扭应力疲劳试验方法进行选择和加工,材料为40Cr(正火态棒料),抗拉强度大于650MPa,试验的材料试样如图1所示。材料试样的热处理为中频淬火加回火,热处理后表面硬度为52～58HRC,心部硬度不大于30HRC,试样硬化层深度最小为1.9mm(最小直径为12 mm)。
整个试验包括原始静强度试验、强化和损伤的疲劳试验和剩余强度试验。原始静强度试验主要测定材料的最大静扭转强度,剩余强度试验是疲劳试验以及验证强度和损伤试验结束后的静强度试验。
强化和损伤疲劳试验指在包括规定的强化或损伤载荷下,试验到规定次数后停止疲劳试验,进行下一步的剩余强度试验。试验包括疲劳极限以上大载荷损伤试验、估算的最佳强化载荷强化后大载荷验证试验和多级强化小载荷强化后的大载荷验证试验。其中,估算的最佳强化载荷幅值为45N·m,验证载荷幅值为135N·m,验证载荷的平均寿命为239 000次;多级强化小载荷谱循环强化的加载谱如图2所示,强化15万次后,用验证载荷做疲劳试验。
整个试验在文献[13]的低载强化试验基础上进行,虽然没有对剩余强度试验的可靠性进行分析,但它真实地反映了强化和损伤不同时刻的剩余强度。因此,强化和损伤过程中材料剩余强度的可靠度仅为50%。
疲劳试验在国家拖拉机质量监督检验中心洛阳西苑车辆与动力检验所有限公司的Saginomiya电液伺服扭转疲劳试验机上进行,试验频率为2Hz,循环比r=0.1。剩余强度试验主要在机械工业汽车底盘机械零部件强度与可靠性重点实验室的MTS NZ-1000扭转试验机上进行。试验现场如图3所示。
2 试验结果与分析
2.1 原始静强度
原始材料试样的静扭试验结果如表1所示。从扭转静强度试验结果可以看出,三个试样的静扭转强度绝对变化量仅为5N·m,相对平均值的变化率仅为0.6%。
原始静强度试验结果表明,材料试样经过热处理强化后,材料的断裂强度得到很大的提高,而且静扭转强度分布相当稳定,约1540MPa。对应的载荷为100N·m,相当于295MPa。
2.2 强化和损伤疲劳试验
根据文献[13]的试验结果,通过试验数据处理后,可得到该材料试样的最佳强化载荷幅值约为45N·m,最佳强化次数为200 000次,具有强化效果的载荷幅值范围约为39～51N·m,强化次数范围约为10 000～400 000次,根据疲劳试验的数据可以得到,强化后材料的疲劳寿命和疲劳强度的最大提高比率分别超过120%和12%。通过试验数据分析和插值处理可以得到不同强化载荷和次数下疲劳强度变化趋势,如图4所示。
损伤载荷的剩余强度测定试验情况如表2所示。不同强化载荷和不同强化次数强化后,验证载荷的剩余强度测定情况如表3所示。多级程序强化后,验证载荷的剩余强度测定情况如表4所示。其中,表2和表3中的循环比是指试样未断裂的试验载荷循环次数与试验载荷在不同条件下的平均试验寿命的百分比。表2中的平均寿命是平均试验寿命,表3中的平均验证寿命是指经过不同的强化次数强化后的验证载荷平均试验寿命。表3中的强化估算寿命是根据文献[13]中的有效试验结果体积分析得到的。
由于多级强化试验周期长,成本高,试验没有获得不同强化载荷下的验证平均疲劳寿命,也没有对多级强化载荷下的强化效果进行估算,因此,表4中没有验证载荷的循环比。
2.3 剩余强度试验
强化和损伤疲劳试验结束后,进行剩余静强度试验,除了330号、433号和541号试样的剩余静强度在疲劳试验机上测定外,其余试样都在MTS JZ-1000扭转试验机上进行测定。剩余静强度试验结果如表5所示。
表5中的330*号试样和330号试样是同一个试样,330*号静强度试验在Saginomiya电液伺服扭转疲劳试验机上进行,但由于转角过大超过试验机测量的范围,没有静断裂。330号静强度试验是该试样数据在MTS NZ-1000扭转试验机上静扭断数据。
2.4 试验结果分析
从试验结果中可以看出,无论是文献[13]中的低载强化试验,还是本文的疲劳试验和静强度试验,经过热处理强化后的标准材料试样,其离散性都较大。因此,在没有足够的试验样本条件下,本文没有对剩余强度的变化规律进行归纳和总结,而只给出了剩余静强度在强化和损伤过程中的变化。
从强化、损伤以及剩余静强度的试验结果中可以看出,损伤试验过程中,103号试样的载荷循环数基本接近该损伤载荷下的疲劳寿命,占全寿命的90%以上,剩余静强度为293N·m。剩余静强度小于疲劳试验的最大载荷366N·m,而试样没有断裂,其主要原因是该试样在寿命的最后阶段出现了宏观裂纹,试验停止时最大疲劳载荷没有加上去。损伤试验中,105号试样的载荷循环数占全寿命的80%,而静强度已经下降到338N·m。剩下的20%寿命将使试样的剩余静强度下降到301N·m,使试样失效断裂。在损伤过程中,材料试样剩余静强度的变化和疲劳强度的变化趋势相一致。
强化试验过程中,在最佳强化次数20万次下,215号和216号试样经过最佳强化载荷强化后,验证试验循环次数分别占平均寿命约60%和40%时停止,然后进行剩余静强度试验。此时,剩余静强度还稍微高于原始静强度,可以初步断定这两件试样的静强度被强化后,随着验证载荷次数的增加,试样处于损伤通道中。其中,216号试样的验证载荷次数大于215号试样的验证载荷次数,而剩余静强度的结果却相反,即215号试样的剩余静强度略大于216号试验的剩余静强度,其主要原因除了试样本身的强度偏差较大外,疲劳试验本身的偏差也很大。224号和219号试样的循环寿命超过强化试验平均寿命,剩余静强度小于疲劳试验中的最大载荷,试样没有完全断裂的原因和试样103号的一样。经过最佳强化次数和强化载荷强化后,试样的剩余静强度变化规律和疲劳强度变化规律基本一致,离散性不大。
强化试验过程中,在强化次数1万、5万和40万次作用下的330号、433号、541号试样,验证循环次数都超过了平均试验寿命,剩余静强度虽然开始下降,但还相当高,是原始静强度的90%以上。显然,这三件试样的剩余强度的变化趋势和小载荷的强化趋势偏差较大。其原因可能是:第一,热处理后试样的离散性较大;第二,在强化次数较小的强化条件下,虽然有强化效果,但强化潜能并没有完全发挥,验证载荷作用初期试样继续被强化。
在多级强化和验证试验中,646号和647号试样的加载方式类似于coaxing effect的加载形式[14],强化15万次后,验证寿命远远超过验证载荷的原始平均疲劳寿命239 000次。由于没有图2所示载荷谱下的平均试验寿命,即没有多级载荷强化试验的强化效果,加上试样经过热处理强化后疲劳试验离散性较大,因此,很难判断多级载荷强化下的剩余静强度变化规律。646号试样的剩余静强度大于原始静强度,而647号试样的静强度开始衰退,可以初步得出646号试样的强化顺序好于647号,当然646号试样的强化顺序是渐增应力循环——应力逐渐增大循环,也是其强化效果好的原因之一。646号和647号试样的强化效果虽然和其他试样差别较大,但其强化效果都在文献[14]给出的范围内——合适的小载荷强化或渐增应力强化的最佳效果可以使疲劳极限增加30%,寿命增加230倍。
结合材料试样的低载强化试验结果和表5中剩余静强度的试验结果,初步可以看出:经过热处理强化后的标准材料试样,疲劳强度强化和静强度强化试验的离散性都比较大;疲劳强度强化过程中剩余静强度也被强化,损伤过程剩余静强度被消耗;疲劳强度的强化趋势和剩余静强度的变化趋势基本一致;同样强化条件下,静强度的强化效果要好于疲劳强度的强化效果;剩余静强度的变化能够反映出材料试样的强化和损伤程度。
试验结果表明,经过表面热处理强化后的材料试样,强度的强化和损伤特性、疲劳寿命等离散性较大,为了得到完善的强化和损伤特性,不但需要增加试验样本,还需要从可靠性方面进行分析。
3 结论
(1)试验结果表明,强化和损伤过程中的剩余静强度随着强化和损伤的程度不同而不同,原始静强度在强化过程中被强化,在损伤过程中被逐步削弱。
(2)剩余静强度随着强化效果的增加而增大,也随着强化离散性的增大而增大。在强化和损伤过程中,剩余静强度的变化与疲劳强度的变化趋势基本一致。
(3)最佳强化载荷和最佳强化次数下,剩余静强度的变化稳定性、规律性强。偏离最佳强化次数时,剩余静强度变化的规律性较差。
(4)从剩余静强度的变化可以推断,多级程序强化载荷的强化效果要好于单级强化载荷的强化效果,特别是渐增强化载荷下的强化效果最好,这一结论为载荷谱中小载荷强化的实际应用提供了方向和试验数据。
剩余强度 篇4
国内外很多学者对其老化性能展开了深入的研究,取得了很多新的研究成果[1,2,3]。俄罗斯全俄航空材料研究院г.м.古尼耶夫等[4]通过对无负载情况下聚合物基复合材料的自然老化寿命研究,提出了中值老化寿命预测经验公式。叶宏军等[5]采用此公式预测了碳纤维增强酚醛基复合材料在湿热环境中的强度变化,计算结果与实测值一致性较好。肇研等[6]基于中值老化公式,采用最小二乘法,提出了具有高可靠度、高置信度的复合材料老化公式。徐风和等[7]提出采用年积温度和年积温度当量、年积湿度和年积湿度当量、年紫外光总辐射量和年紫外光当量等表述1个地区1年中的气候条件,用于不同地区大气老化或使用老化的比较和计算,其研究对与老化等效方法的研究具有重要意义。
本研究主要基于г.м.古尼耶夫提出的中值老化公式,根据实验过程中具体的实验环境,修正中值老化公式中未考虑的问题,提出新的修正公式,并通过大量的实验数据对其进行验证。
1 问题的提出
俄罗斯全俄航空材料研究院г.м.古尼耶夫等[4]通过研究无负载情况下聚合物基复合材料的自然老化寿命,认为聚合物基复合材料老化过程中存在可逆与不可逆的性能变化,同时环境中的因素对材料性能有正面影响(增强过程),也有负面影响(损伤过程)。在无负荷条件下暴露于环境中的热固性复合材料,假设增强过程和损伤过程是相互独立的,那么性能的不可逆变化所造成的复合材料强度变化可用式(1)描述:
S=S0+η(1-e-λ t)-βln(1+θ t) (1)
式中:S为材料老化时间后的强度,S0为初始强度值,η为材料的固化参数,β为材料抗裂纹扩展参数(对于一定的材料为常数);λ、θ为材料及影响状态参数,根据实际老化环境的不同有所变化。
通过对式(1)的分析研究,认为其存在两点改进的建议:①从式(1)可以看出,г.м.古尼耶夫等考虑了后固化作用对材料性能的增强作用,但在材料的实际工作环境中,材料的后固化增强过程与服役时间相比可忽略不计,因此可以通过拟合的方法添加1个材料性能的增强项ΔS来替代η(1-e-λt);②式(1)只采用1个宏观的参数θ来表示环境中各种老化因素对材料性能的影响,但是单一的宏观参数θ一方面不能够反应实际老化环境各种因素变化,另一方面没有考虑到材料实际服役环境中各个主要因素的影响,使得式(1)在不同老化环境中的等效计算和适用性不强,特别是在自然老化和加速老化等效研究方面指导性不强。
2 修正公式的内容
2.1 基本假设
影响聚合物基复合材料老化的外界因素很多,如阳光、温度、酸、碱、盐等。在兼顾材料服役环境各主要影响因素的情况下,根据以上对中值老化剩余强度公式的分析,提出两点假设:①相同材料在相同影响因素下老化机理相同,老化衰减速率只与影响因素强弱有关;②老化过程中各因素对材料性能的影响是相互独立的。
2.2 修正公式
基于以上分析,提出与老化因素相关的聚合物基复合材料老化剩余寿命(强度)估算公式:
S=S1-∑Ailn[1+BiT(xi)](i=1,2,……) (2)
式中:S为材料老化时间后的强度;S1=S0+ΔS,S0为初始强度值,ΔS为材料后固化增强项;xi为环境老化因素;Ai为在一定环境老化谱下老化因素xi对材料某一性能影响的显著性参数,随需要测定的材料性能参数变化而变化;Bi为材料对老化因素xi的抗老化能力参数,与材料组分及工艺类型有关,对于特定的材料为一定值,随环境老化谱的变化而变化;T(xi)为老化因素xi的等效当量老化时间,表示式为:
undefined
3 修正公式的实验验证
在湖北武汉和海南三亚分别进行手糊工艺玻纤/环氧复合材料和T300/环氧复合材料为期350天的自然老化试验,老化试验谱为海水浸泡-阳光曝晒循环老化,1个循环周期包括海水浸泡7天、阳光曝晒7天。分别在老化时间为0天、70天、140天、 210天、280天、350天时取样试验,干燥处理后依据GB 1447-83试验方法,采用Letry数字万能材料试验机进行轴向拉伸强度试验和偏轴法面内剪切强度试验。同时记录老化试验期间2010年6月7日至2011年5月21日武汉和三亚的平均气温和平均紫外线强度指数(如图1、图2所示)。
由于在环境自然循环老化试验过程中主要的老化因素为温度和太阳光照,因此式(2)具体化为:
S=S1-A1ln[1+B1T(x)]-A2ln[1+B2T(y)](4)
式中:T(x)为温度当量时间,定义为:
undefined(天) (5)
T(y)为紫外线当量时间,定义为:
undefined(天) (6)
表1和表2为各批次老化试验值及根据式(5)和式(6)计算的温度当量T(x)、紫外线当量T(y)及各个批次试验结果。
令:
Q=∑(S1-A1ln[1+B1T(x)]-A2ln[1+B2T(y)]-Si)2 (7)
代入70天、140天和210天武汉和三亚两地等效当量值及强度试验数据。
令:
undefined
undefined
undefined
undefined
undefined
由于材料后固化的缘故,S1比老化时间为0时的初始值大,因此采用多元非线性函数牛顿下山搜索法在约束A1>0、A2>0、B1>0、B2>0时,采用Matal软件进行数值计算,找出数组[S0、S1、S2、S3、S4]与数组[0 0 0 0 0]最近距离的值,从而求出S1、A1、A2、B1、B2的数值解,然后带入式(4)计算280天和350天老化武汉和三亚两地的剩余强度,并与试验值进行对比(如表3所示,正值表示计算值大于试验值,负值表示计算值小于试验值)。
从以上分析和数值计算与试验结果的对比可以看出,改进老化公式的数值计算结果与试验结果一致性较好。
4 结论
基于г.м.古尼耶夫等提出的中值老化公式,考虑了各种老化因素在实际工程中对复合材料的影响,提出了老化时间-老化因素强度等效方法,建立了改进的聚合物基复合材料老化剩余强度估算方程。并结合试验数据,采用最小二乘法拟合出玻璃纤维/环氧与T300/环氧手糊工艺复合材料在海水浸泡-阳光曝晒循环老化下的老化公式,计算结果表明,改进公式能够反映老化因素对材料性能的影响,与试验结果一致性好。
参考文献
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[6]Zhao Yan(肇研),Liang Zhaohu(梁朝虎).The estimatingmethod of atmospheric aging age on polymer matrix compo-site(聚合物基复合材料加速老化规律的研究)[J].J Aero-nut Mater(航空材料学报),2001,21(2):55
剩余强度 篇5
1 疲劳中复合材料层合板材料力学性能退化模型
从Yang J N等人的无缺口试样剩余刚度退化公式[6]出发,推导建立疲劳中复合材料层合板剩余刚度退化模型,并进而建立了剩余强度退化模型。
Yang J N等人提出的剩余刚度退化公式为
式( 1) 中n为载荷加载循环次数; E( 0) 为初始刚度; Q和v是随机变量,其值取决于施加的应力水平σ、加载频率 ω、应力比R以及环境,Q是v的线性函数,而v的值则是由大量的试验数据,根据置信度,由概率统计得到。因为E( n) 是减函数,由式( 1) 可以看出: Qv > 0。
从n1到n2对式( 1) 进行积分,当n1= 0,n2= n时:
当n = N时,N为疲劳寿命,将式( 2) 转变为
由式( 3) 可以得到变量Q表达式:
由式( 4) 可以看出,变量Q必大于0,因此,可得知v也必大于0。将式( 4) 代入式( 3) ,可得:
引入Lee在层合板疲劳研究中建立的剩余刚度与强度关系式:
式( 6) 中 σU为结构静强度; c1及c2为试验常数。将式( 6) 转化为
将式( 7) 代入式( 5) ,得到疲劳加载过程剩余刚度退化模型为
应用Yang研究中经疲劳试验分析得出的: v是所施加应力水平的线性函数,其表达式为
式( 9) 中a1和b1为试验参数。
对于剩余强度退化方法,将式( 8) 左边分子分母同时乘以应变,同时为确保循环次数n达到最终疲劳寿命N时,左右式相等,不考虑c1及c2。可得疲劳加载过程剩余强度退化模型为
对于式( 10) 中w,本文假设其同样可以表示为所施加应力水平 σ 的函数:
式( 11) 中a2和b2为试验参数。
2 复合材料层合板单钉连接件疲劳后剩余强度公式
2. 1 疲劳载荷下单钉连接件细观机理分析
在拉-拉疲劳载荷作用下,复合材料层合板单钉连接件因为传力路线的不连续而发生应力集中现象; 并在缺口根部发生各类相应损伤形式;但疲劳载荷是循环载荷,不随加载次数增加而单调增加,因而在寿命前期内,缺口根部塑性区的基体内不会形成大的裂纹,而是产生众多的微小裂纹,且直至密度达到饱和后才发生大的裂纹[9]。因众多微小裂纹的产生,导致缺口根部塑性区内的裂纹形状发生变化,原本尖锐的裂纹因众多微小裂纹相互作用而趋向于平滑,裂纹尖端曲率变小,整个根部区域内的裂纹被钝化,此时塑性区内的应力集中程度被缓和,应力最大值以及应力梯度均较变化前降低了; 但塑性区外的层合板几乎无损伤,其承载能力没有改变,故而寿命前期内层合板单钉连接件整体上的应力集中程度随加载次数增加而下降,宏观上表现为承载能力增加,即其剩余强度大于静强度。当剩余强度增加至最大值后,随加载次数增加,层合板单钉连接件所有区域内均产生大量损伤,较多纤维发生断裂,层合板力学性能退化,其承载能力下降,此时层合板单钉连接件剩余强度随加载次数增加而下降,至其降至最大外加载荷时层合板单钉连接件断裂失效。故而,在复合材料单钉连接件的整个疲劳寿命区域内,其剩余强度随加载次数的变化规律是先单调增加,当增至最大值后再单调递减,降至最大外加载荷时单钉连接件断裂失效。
2. 2 疲劳载荷后单钉连接件剩余强度公式
基于上述分析,到达试验中确定的疲劳循环次数( 106) 时,基体内裂纹密度达到饱和状态后,材料内部失效形式以界面脱胶、分层,以及少量纤维断裂等形式为主; 此时产生失效所需的能量较之基体开裂所需的能量要大得多,而外载在单个循环内对材料所做功近似相等,因此相应的在疲劳载荷作用下其强度衰减速率也变小,因此本文建立模型时主要考虑以反映少量的纤维断裂为主。
复合材料单钉连接拉-拉疲劳过程中,诸多因素会影响着其剩余挤压强度变化规律; 而且还需要大量试验做支持,不同因素造成的交叉影响也极为复杂。因此,要描述所有因素造成的影响难以实现。鉴于此,本文分析复合材料单钉连接疲劳后剩余强度随加载次数增加而变化的规律,考虑了包括最大疲劳应力水平、单钉连接件静强度、疲劳寿命、单钉连接件的宽度、端径、厚度、孔径等主要因素,提出一个宏观唯象模型,表达式如下。
式( 12) 中 σ( n) 是疲劳加载n次后复合材料单钉连接件的剩余强度; σmax是复合材料单钉连接件最大疲劳应力水平; σult是复合材料单钉连接件静强度; N是最大疲劳应力水平 σmax下单钉连接件所对应的疲劳寿命; n是加载次数; W是单钉连接件的宽度; E是单钉连接件的端距; d是单钉连接件的孔径; k是与各铺层角度所占比例有关,通过计算获得。其中,a和b为试验参数,通过试验获得。
式( 12) 满足如下边界条件。
(1)静态断裂时,n=1,σ(n)=σult。
(2)疲劳断裂时,n=N,σ(n)=σmax。
3 试验研究
为获得复合材料单钉连接件拉-拉疲劳剩余强度规律,以40% 极限破坏载荷作为疲劳载荷峰值,应力比R = 0. 1,开展了CCF300 /BA9916-ⅡS复合材料单钉连接疲劳试验,所有试样均在室温条件下进行疲劳试验,到达确定的疲劳循环次数106时,对该试样进行静力拉伸试验,因此得到试样在单一疲劳条件后的P-δ 曲线,见图1。
4 结果对比
由最小二乘法得到的剩余强度退化系数为:a = 0. 39,b = 5. 68 × 10-6; A铺层的k为: 0. 405,B铺层的k为: 0. 394,C铺层的k为: 0. 387。在对该复合材料机械连接件纵向拉-拉疲劳剩余强度退化曲线拟合时,增加初始条件:
最终绘成复合材料单钉连接件纵向拉-拉疲劳后正则化剩余强度退化曲线如图2。
复合材料单剪单钉连接件试验值与本文公式预测值比较结果见表1。表1 中每组试样编号为5件,试验结果为同一组中5 个有效试样挤压强度的平均值,图3 给出了单剪单钉连接件试验值与公式预测值比较图。从表1 和图3 可以看出,本文公式预测值与试验值比较吻合,误差都小于3. 68 % ,满足工程精度要求。
5 结论
以刚度退化模型为基础,推导出复合材料层合板剩余强度退化模型,并结合复合材料疲劳损伤机理和疲劳试验结果统计分析研究剩余强度退化,推导建立出复合材料单钉连接剩余强度预测公式。通过与试验结果进行对比分析,可以得到以下结论。
( 1) 本预测公式结果与试验结果吻合极好,最大误差在3. 68 % 以内,满足工程精度要求。
( 2) 应用该公式估算复合材料单钉连接疲劳后剩余强度时,能考虑到影响疲劳剩余强度的主要因素,而且通用性强,能较好的预测出疲劳强度,适合于工程应用。
参考文献
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剩余强度 篇6
关键词：往复运动,缺口截面积,抗拉力,数据分析
1 引言
塑料拉杆是铁路车辆上的JWX-1000/7型无极继电器最为关键的受力结构件, 材料为通用级工程塑料聚碳酸酯 (牌号为PC-2805) , 采用注塑加工成型制件。塑料拉杆被固定在动接点与拉轴之间, 在工作状态时, 拉杆在很短的时间内快速往复动作, 承受的力是抗拉力。
在过去几年里曾经发生过塑料拉杆裂纹, 直接影响铁路车辆行车安全, 引起各级领导高度重视, 责令专门认真研究分析。为确保拉杆更加可靠, 本文从两方面来认真研究分析解决: (1) 制造工艺控制保证, 购买国内最先进的全电动式VE900注塑机, 并配备温模机, 实现连续模温恒温控制手段, 实现原料的连续性干燥保温和监控措施保证, 使拉杆保持了稳定的生产加工。 (2) 缺口处截面积适当增加, 塑料拉杆的受力截面积大小对缺口变化影响很大, 对拉杆的抗拉强度大小有直接的关系。因此, 研究提高塑料拉杆的抗拉强度, 对改变其性能影响进行研究分析。
2 塑料拉杆缺口研究分析
2.1 拉杆缺口受力与截面积分析
图1 (a) 中, 拉杆剩余截面积尺寸为4mm×2.5mm, 截面积尺寸小, 缺口实际相当于放大, 拉杆在往复动作中强度不足容易引起疲劳应力裂纹或断开。
图1 (b) 中, 拉杆剩余截面积尺寸为7mm×2.5mm, 截面积尺寸增大, 缺口相当于缩小, 拉杆在往复动作中, 使抗拉强度增大和抗疲劳应力同时增强了, 裂纹或断开概率必然会减小。
2.2 测试数据分析
通过对比塑料拉杆改进前后的力学测试实验结果, 分批进行了全面的数据验证分析。塑料拉杆改进前后抗拉强度测试结果如表1所示 (试验机型:WDT-10;试验温度:20℃) 。
通过测试指标数据充分证明了改进之前力学平均值为212.53N, 塑料拉杆的力学指标已接近规定的最小值 (200N) , 安全系数较小, 存在一定的安全隐患。
改进后力学平均值为405.78N, 拉杆的力学安全系数远远大于规定指标, 安全性、可靠性更高。
上述塑料拉杆的测试情况:每次按工艺要求加工完成拉杆之后, 再对每批次的拉杆进行抽检20件测试, 并且连续持续了近6个月时间测试观察。分别重新加工6次, 分别又进行了6次测试, 均有每次的试验测试报告数据指标, 平均值在400N以上, 而且力学指标非常稳定。
3 结语
在不改变PC-2805 (聚碳酸酯) 原料的基础上, 提高了拉杆的制造工艺水平, 实现了稳定生产, 通过改进拉杆截面形状和尺寸, 进一步提高了塑料拉杆的抗拉强度, 并进行了力学试验分析和必要的强度测试和数据分析, 验证了拉杆强度, 为铁路运输提供了更安全可靠的基础工艺保证。
参考文献