寿命预测范文-盘古文库

寿命预测范文

来源：莲生三十二

作者：开心麻花

2025-09-19

寿命预测范文（精选12篇）

寿命预测第1篇

一、寿命预测的详细概况

寿命预测也可以称作剩余寿命预测, 也就是指机械重大设备可以使用的寿命, 设备在规定下正常运行, 能够延长设备的剩余寿命。早期预测寿命是通过计算确定设备的剩余寿命;中期预测寿命是通过设备在运行的过程中避免发生意外以及对设备的实时监控确定设备的剩余寿命, 由于涉及寿命较保守, 设备寿命无法得到充分利用就认定设备已经到达使用寿命而造成浪费;中晚期设备预测寿命主要通过分析设备的历史运行情况, 用相应的检验方式对设备鉴定损伤程度以及其它寿命预算方式评估设备的剩余安全运行时间。寿命预算是建立在大量累积寿命预测经验的基础上和适合的理论基础上, 寿命预测与失效存在一定程度上的区别[1]。从总体来看, 寿命预测的发展分为以下几个过程:

1) 技术开创期。1845年, 德国采用旋转疲劳对设备进行系统的研究并提出S-N疲劳寿命及疲劳机械的理论, 从此之后, 人们逐渐深入寿命预测研究, 形成了工程中常用的疲劳强度理论。

2) 技术发展期。20世纪初, 采用金相显微镜可以观察金属结构, 从这样的观察可以发现, 设备的破坏过程分为:疲劳裂纹扩展、疲劳裂纹形成和疲劳裂纹失效三个阶段。伺候, 人们将裂纹扩展规律作为重点关注焦点。1921年, 英国某专家提出裂纹扩展理论, 50年代后, 断裂力学诞生了。1964年, 英国专家利用断裂力学方法对裂纹扩展进行研究, 并提出Paris公式, 在此公式的基础上, 诸多研究人员针对各种不同的研究结果对此公式进行完善和修改。Paris公式的诞生奠定了寿命预算的“头一炮”, 此公式为裂纹扩展的研究提供了新办法, 在此基础上, 产生了损伤容限技术, 成为了新世纪中疲劳强度设计发展的方向。与此同时, 1978年美国科学家提出设备裂纹萌生过程中设备损伤力学。损伤力学通过设备损伤进行研究损伤变化规律进行预测疲劳寿命, 从连续损伤到微观损伤以及维象损伤的理论上看, 损伤力学对寿命预测起到了重要的发展意义, 作为断裂疲劳破的补充, 损伤力学成为了疲劳破坏对寿命预测的重要力学手段[2]。

3) 技术完善期。通过科研人员对疲劳断裂的研究以及对疲劳断裂不断发展的新技术的研究, 寿命预测理论在20世纪后获得了巨大的发展。研究人员通过不断地研究疲劳断裂并对其加以补充与完善, 提出了连续损伤模型、金属寿命模型以及寿命预测方法。由于考虑到环境因素包括温度和腐蚀, 这两种因素对寿命预测有着严重的影响。如果气温过高, 设备寿命将难以预测准确;如果设备遇到腐蚀, 也很难对其做到准确的寿命预算。另外, 由于各种复杂的形式对寿命预测存在不同程度的影响, 科员人员需要不断地研究新模式来跟上时代的脚步对寿命预算做到准确无误的分析。磨损失效除了断裂失效以外, 也是机械重大设备失效的另一种状态, 相关磨损寿命的预测研究也在逐步开展[3]。

二、寿命预测的研究对象概论

(一) 机械重大设备寿命预测研究对象与研究方法

1) 发电设备。研究对象:汽轮机转子、汽轮机叶片、发电设备、蒸汽轮机转子、蒸汽机叶片。研究手段与方法:Neuber准则和雨流计算法、状态监测数据与可靠性方法、工程方法[4]。

2) 航空航天。研究对象:涡轮叶片、航空发动机、卫星推力器、飞机、航空发动机涡轮盘和叶片、航空航天关键结构件。研究手段与方法:ANSYS、可靠性分析方法、模糊理论。

3) 石油化工。研究对象:钻柱、转化炉炉管、蒸汽发生器炉管、油气管道。研究手段与方法:Paris公式、Forman模型、损伤力学方法 (K-R理论) 和Larson-Miller方法、可靠性理论、ANSYS。

4) 汽车。研究对象:汽车零部件、运货车厢的端梁、运货车厢、汽车车轮、汽车发动机、汽车齿轮。研究手段与方法:时域波形再现技术、雨流计算法、ANSYS、名义应力法和局部应力-应变法、神经网络、灰色系统。

5) 铁路运输。研究对象:重在列车E级钢钩舌、铁道火车、提速火车、曲轴、快速列车制动盘、铁路钢桥、铁路钢轨、铁路圆锥棍子轴承。研究手段与方法:Paris公式、系统动力学模型、疲劳测试、动力学仿真和有限元分心、名义应力法、可靠性方法、工况负载因素法。

6) 数控加工。研究对象:刀具、端铣削刀具、切削刀具、冷锻刀具。研究手段与方法:刀具剩余磨损寿命预测公式、相应表面技术、统计方法、神经网络。

7) 治金工业。研究对象:铸轧辊套、轧机轴承。研究手段与方法:物理模型。

8) 武器装备。研究对象:火炮、履带式自行火炮扭力轴[5]。研究手段与方法:ADAMS与MSCFatigue软件分析、Paris公式。

9) 通用零部件。研究对象:齿轮、滚动轴承。研究手段与方法:时间序列分析、基于震动的状态评估方法。

10) 材料试件。研究对象:铝合金、钛合金、铁镍合金、镍基超耐热合金、铸造镍基高温合金、铬钼钢合金、复合钢、弹簧钢、不锈钢。研究手段与方法:声发射、有限元分析、物理模型与系统检测方法、物理模型方法、多变量方程、应力分析法、断裂力学法。从这些研究对象及手段中可以看出:寿命预测研究的对象虽然非常广泛, 但是大多数机械重大设备寿命预测研究还停留在材料和设备的零部件中。

三、结论

综上所述, 经过寿命预测的不断发展, 寿命预测已经从起步预测逐步走向深入预测, 并对科技技术和社会做出了巨大的贡献。在综上寿命预测的研究对象和研究手段与方法中, 机械重大设备在寿命预测的演变过程中取得了伟大的成就, 为今后寿命预算提供了稳定的技术和可借鉴的研究方法。

参考文献

[1]周志刚.随机风作用下风力发电机齿轮传动系统动力学及动态可靠性研究[D].重庆大学, 2012.

[2]朱明亮.汽轮机转子钢近门槛值区的裂纹扩展与超高周疲劳行为研究[D].华东理工大学, 2011.

[3]朱顺鹏.高温复杂结构的混合概率故障物理建模与疲劳寿命预测[D].电子科技大学, 2012.

[4]国家中长期科学和技术发展规划纲要 (2006—2020年) [J].中华人民共和国国务院公报, 2006.

低周疲劳下45钢的寿命预测第2篇

低周疲劳下45钢的寿命预测

选取带有V型缺口45钢试样,通过控制加载过程中的应变幅,研究缺口对试样疲劳寿命的影响.并应用低周疲劳寿命预测理论,提出了修正的Manson寿命预测模型,用来预测带有V型缺口中45钢的.低周疲劳寿命.模型的预测结果和试验结果吻合很好.

作者：张S 鲁春朋芮执元 ZHANG Yun LU Chun-peng RUI Zhi-yuan 作者单位：兰州理工大学机电工程学院,甘肃兰州,730050 刊名：机械工程材料 ISTIC PKU英文刊名：MATERIALS FOR MECHANICAL ENGINEERING 年，卷(期)： 31(6) 分类号：O346.2 关键词：低周疲劳缺口试样旋转弯曲寿命预测

走路速度预测老人寿命第3篇

史图登斯基博士对先前进行的9项研究做了分析，这些研究检视了34 500人的走路速度、性别、年龄、身体质量指数（BMI）、疾病等因素，预测他们在未来10年间的存活率。结果发现，能活到平均寿命的人，走路速度大约为每秒0.8公尺（约合每小时2.8千米）；每秒走1公尺（约合每小时3.6千米）以上的人，可以活得更久。在比较了已知影响人寿命的诸多因素后，发现走路速度在预测寿命上比年龄或性别还要精准，对于75岁以上的人尤其精准。研究人员说，这表示一个人移动的速度，能反映出他的活力与健康，对老人来说，走路速度是一种“生命征象”。

史图登斯基认为，我们的走路方式以及能走多快，取决于我们的活力、运动控制与协调性，需要多个身体系统适度的运作，包括心血管、神经与骨骼肌肉系统。他说：“想想看，生病的人步伐不会那么轻快。因此，走路速度能检视一个人的老化与健康状态，这并不让人惊讶。”

压力容器剩余寿命预测第4篇

1.1 单一疲劳长裂纹扩展

在役压力容器所含缺陷大多是以长裂纹的形式存在,对长裂纹扩展机理的深入研究有利于提高容器安全的可靠性。疲劳长裂纹的扩展阶段是一个稳定扩展的阶段,也称亚临界扩展阶段[1]。疲劳裂纹扩展由短裂纹进入到长裂纹以后,裂纹离开原来的滑移面沿着主应力垂直的方向扩展,扩展方向不再与晶面的滑移联系在一起。关于这一阶段裂纹扩展的机理模型有许多,其中较为成熟的是钝化模型[2]。对于在役含裂纹缺陷的压力容器来说,其寿命主要取决于这一阶段的裂纹扩展。在疲劳裂纹扩展速率计算上,比较著名的公式有:

(1) Zheng-Hirt公式

Zheng Xiulin和Hirt[3]设计了一个较为合理的裂纹扩展模型,以称为裂尖钝化开裂模型,进而在此模型基础上推导出了Zheng-Hirt公式。

$\frac{d a}{d Ν} = B (Δ Κ - Δ Κ_{t h})^{2} (1)$

式中:B为疲劳裂纹扩展系数。此式适合描述中部区和近门槛区,式中不含任何无明确物理意义的实验待定参量,形式简单,便于工程应用。

(2) Forman公式

Forman公式考虑平均应力对裂纹扩展速率的影响和应力强度因子△K趋近于临界值KIC时裂纹加速扩展的效应。Forman提出裂纹扩展速率又一表达式:

$\frac{d a}{d Ν} = \frac{C (Δ Κ)^{m}}{(1 - R) Κ_{Ι C} - Δ Κ} (2)$

此公式适合裂纹的亚临界裂纹扩展和快速失稳扩展,其中通过应力比R考虑了应力峰值的影响。

(3)Paris公式

1963年P. Paris和F. Erdogan对当时疲劳裂纹扩展的试验数据进行了分析处理,提出了一个著名的裂纹扩展公式[4]:

$\frac{d a}{d Ν} = C (Δ Κ)^{m} (3)$

式中:ΔK——应力强度因子范围

C、m——材料常数

此公式大体适用于各种材料亚临界裂纹扩展试验数据处理。我国《再用含缺陷压力容器安全评定》对裂纹的疲劳评定也采用此公式。

由于Paris公式是一个从试验中总结出来的公式,大量的学者试图从理论上对他进行解释,但是一直没有进展。1955年,K.Krausz和A.S.Krausz发表了他们关于Paris公式物理意义研究的文章。然而,他们所提出的理论公式不能很好的揭示Paris公式的物理本质。刘立名[5]等通过位错动力学理论、热激活能理论和速率过程理论严格、完整地推证了Paris裂纹扩展公式,其理论表达式为:

$\frac{d a}{d Ν} = b γ (m) (\frac{A}{4 f b G ε^{1 / 2}})^{\frac{(m + 1)}{(m + 2)}} Δ Κ^{\frac{(m + 1)}{(m + 2)}} \exp (- \frac{(m + 1)}{(m + 2)} \cdot \frac{U - α \ln Δ Κ}{k Τ}) (4)$

式中:b——Burgers矢量

f——加载频率

G——剪切模量

m——位错速度方程指数

γ(m)——关于m的无量纲量

A,U,α——材料常数

k——Boltzmann常数

T——绝对温度

上述表明,裂纹的扩展是内因和外因综合作用的结果,其中内因是材料内部微观结构参数的相互作用,外因是环境条件和载荷工况,而其本质是一定应力场下热激活能的作用使裂纹尖端位错运动而使裂纹向前扩展,式(4)从理论上表述了裂纹的扩展过程。

2 多裂纹压力容器剩余寿命预测

2.1 疲劳多裂纹的连通准则及破坏准则

为了确定在役含多裂纹压力容器的剩余寿命,大量学者对多裂纹之间的连通规则进行深入的研究,提出了许多连通计算公式,总的来说大致可以分为以下几种[6]:

(1) 韧带屈服准则

Swift认为,当两个尖端塑性区刚好发生接触时,原先的两条裂纹合并成一条裂纹;其通解为:

rp(a1)+rp(a2)=L (5)

式中:rp(a1)和rp(a2)——分别为裂纹和尖端塑性区尺寸

L——两裂纹尖端距离

Swift采用Irwin公式计算rp。

$r_{p} = \frac{Κ_{Ι}^{2}}{2 π σ_{S}^{2}} \cos^{2} \frac{θ}{2} (1 + 3 \sin^{2} \frac{θ}{2}) (6)$

(2)韧带平均位移准则

该准则由Jeong等人提出,此准则是基于韧带上平均位移的协调提出的,裂纹连通方程为:

$\int_{0}^{c} V_{1} (x) d x + \int_{a}^{b} V_{2} (x) d x = 0 (7)$

$V_{1} (x) = \frac{2 σ}{E} \sqrt{C^{2} - x^{2}} (8)$

$V_{2} (x) = - \frac{2 σ_{b}}{π E} [(b - x) c h^{- 1} \frac{c^{2} - b x}{c | x - b |} - (a - x) c h^{- 1}$

$\frac{c^{2} - a x}{c | x - a |} - (b + x) c h^{- 1} \frac{c^{2} + b x}{c | x - b |} - (a + x) c h^{- 1} \frac{c^{2} + a x}{c | x - a |}] (9)$

式中:E——弹性模量

C——半裂纹长度

当外载荷达到韧带上假象的裂纹表面不可能闭合时,则裂纹发生连通,但是从数学的角度来讲,只能从平均意义上说韧带上平均张开位移为零时,裂纹连通。

(3)韧带平均应力准则

韧带平均盈利准则认为,当韧带上的判据应力等于材料的破坏应力时,裂纹连通,如图1所示。

$\int_{a}^{b} σ_{y} (x, 0) d x = σ_{b} (b - a) (10)$

2.2 裂纹间作用机制探讨

为了探讨两个裂纹间的相互作用,假设一无限大薄板,含两个穿透裂纹,在裂纹表面处受到单位法向的张力,其产生的应力场可由图2的分解子问题的应力场迭加得到。同样,可得到在裂纹表面承受单位切向的剪切力时的应力场,如图3。

裂纹的表面力是非均匀分布的,在计算裂纹的相互作用时比较繁琐,套用Kachanov的简化方法,当裂纹不是很近时,应用平均的处理办法,误差不是很大,即把非均匀分布的面力分解成均匀部分和平均值为0的非均匀部分,在计算裂纹间的相互作用时,忽略均值为0的非均匀部分的影响。子问题中,当在无穷远处施加外力[σ11σ22τ21],1、2处法向应力与切向应力计算公式[7]:

${\begin{cases} p_{1} \\ q_{1} \\ p_{2} \\ q_{2} \end{cases}} = [\begin{array}{l} \sin^{2} θ \\ - \sin 2 θ / 2 \\ \sin^{2} (θ + ϕ) \\ - \sin 2 (θ + ϕ) / 2 \end{array} \begin{array}{l} \cos^{2} θ \\ \sin 2 θ / 2 \\ \cos^{2} (θ + ϕ) \\ \sin 2 (θ + ϕ) / 2 \end{array} \begin{array}{l} - \sin 2 θ \\ \cos θ \\ - \sin 2 (θ + ϕ) \\ \cos 2 (θ + ϕ) \end{array}] {\begin{cases} σ_{11} \\ σ_{22} \\ τ_{21} \end{cases}} (11)$

子问题中裂纹平均表面应力计算如下:

${\begin{cases} \bar{p_{1}} \\ \bar{q_{1}} \\ \bar{p_{2}} \\ \bar{q_{2}} \end{cases}} = {\begin{cases} p_{1} \\ q_{1} \\ p_{2} \\ q_{2} \end{cases}} + [\begin{array}{l} 0 \\ 0 \\ \bar{σ}_{a Ⅰ}^{1 - 2} \\ \bar{τ}_{a Ⅰ}^{1 - 2} \end{array} \begin{array}{l} 0 \\ 0 \\ \bar{σ}_{a Ⅱ}^{1 - 2} \\ \bar{τ}_{a Ⅱ}^{1 - 2} \end{array} \begin{array}{l} \bar{σ}_{a Ⅰ}^{1 - 2} \\ \bar{τ}_{a Ⅰ}^{1 - 2} \\ 0 \\ 0 \end{array} \begin{array}{l} \bar{σ}_{a Ⅱ}^{1 - 2} \\ \bar{τ}_{a Ⅱ}^{1 - 2} \\ 0 \\ 0 \end{array}] {\begin{cases} \bar{p_{1}} \\ \bar{q_{1}} \\ \bar{p_{2}} \\ \bar{q_{2}} \end{cases}} (12)$

互扰多裂纹所产生的效应可由下式计算:

${\begin{cases} p_{1} (x) = p_{1} + \bar{p_{2}} \cdot σ_{a Ⅰ}^{2 - 1} (x) + \bar{q_{2}} \cdot σ_{a Ⅱ}^{2 - 1} (x) \\ q_{1} (x^{'}) = p_{1} + \bar{p_{2}} \cdot τ_{a Ⅰ}^{2 - 1} (x) + \bar{q_{2}} \cdot τ_{a Ⅱ}^{2 - 1} (x) \\ p_{2} (x^{'}) = p_{2} + \bar{p_{1}} \cdot σ_{a Ⅰ}^{2 - 1} (x) + \bar{q_{1}} \cdot σ_{a Ⅱ}^{2 - 1} (x) \\ q_{2} (x) = q_{2} + \bar{p_{1}} \cdot τ_{a Ⅰ}^{2 - 1} (x) + \bar{q_{2}} \cdot τ_{a Ⅱ}^{2 - 1} (x) \end{cases} (13)$

2.3 疲劳多裂纹应力强度因子计算

疲劳多裂纹应力强度因子没有确切数学解,而是通过数值法,混合法或工程近似法求解。组合法[8]是求解复杂几何构形裂纹应力强度因子的一种十分有效的工程近似方法,虽然它不能得到给定的高精度解,但可以获得工程中可接受的良好近似。其原理是,将一个复杂几何构形问题分解成一系列有已知解的简单问题,这些简单的基本辅助构形通常只有一个边界与裂纹发生作用,然后采用组合方法得到含所有边界情况的组合应力强度因子Kr:

$Κ_{r} = Κ_{0} \prod_{a l l_x} f_{x} (14)$

式中K0板单裂纹的应力强度因子fx量纲化的应力强度因子,它是与基本辅助裂纹构形解相对应的几何修正系数。

多裂纹的扩展改变了局部应力场的分布,从而使裂纹尖端应力强度因子发生变化[9]。在互扰长裂纹组中,每条裂纹由于长度、位置的不同对压力容器的断裂贡献存在差异性。贡献最大的裂纹为主裂纹(一般裂纹较长,裂纹尖端前沿区内裂纹密度大的裂纹为主裂纹),其余的为副裂纹。主裂纹疲劳扩展应力强度因子为:

$Δ Κ = Δ Κ_{0} \prod_{a l l_x} f_{x} (15)$

2.4 疲劳多裂纹剩余寿命计算

与单裂纹相比,疲劳多裂纹将使压力容器整体安全疲劳寿命急剧降低,估算结容器寿命时如不考虑裂纹相互干扰将使设计偏于危险。首先确定压力容器含互扰多裂纹局部区域中的主裂纹,如果多个裂纹的扩展对其中某一裂纹产生增强效应,则该裂纹为主裂纹。一般认为裂纹尺寸越长,裂尖塑性区域内含一个或多个小裂纹且与长裂纹共线则认为该裂纹为主裂纹。然后,根据Paris公式,当裂纹发生扩展时,在第k循环载荷的作用下,主裂纹ai长量可表示为:

Δaik=A(ΔKik)mΔN (16)

式中,取ΔN=1。由式(15)得:

$Δ Κ_{i k} = Δ Κ_{i (k - 1)} \prod_{i = 1}^{Ν} β_{i (k - 1)} (17)$

将式(17)代入式(16)式得:

$Δ a_{i k} = A Δ Κ_{i (k - 1)}^{m} (\prod_{i = 1}^{Ν} β_{i (k - 1)})^{m} (18)$

Δaik=A(ΔK $_{i (k - 1)}^{m}$ )m (19)

由式(18)、(19)得:

$Δ a_{i k} = Δ a_{i (k - 1)} (\prod_{i = 1}^{Ν} β_{i (k - 1)})^{m} (20)$

裂纹经过次应力循环后,裂纹新增长度由式(20)可得:

$\begin{array}{l} Δ a_{i 0} + Δ a_{i 1} + \dots + Δ a_{i k} = Δ a_{i 0} + Δ a_{i 0} (\prod_{i}^{Ν} β_{i 0})^{m} \\ + Δ a_{i 1} (\prod_{i}^{Ν} β_{i 1})^{m} + \dots + Δ a_{i (k - 1)} (\prod_{i}^{Ν} β_{i (k - 1)})^{m} (21) \end{array}$

$f_{m a x} = Μ A X {(\prod_{i}^{Ν} β_{i 0})^{m}, (\prod_{i}^{Ν} β_{i 1})^{m}, \dots (\prod_{i}^{Ν} β_{i (k - 1)})^{m}} (22)$

在工程计算中,偏于保守的结果是被接受的;互扰裂纹组中的主裂纹的工程扩展长度可由下式计算:

Δai0+Δai1+…+Δaik

≤Δai0+fmaxΔai0+fmaxΔai1+…+fmaxΔai(k-1) (23)

$\begin{array}{l} Δ a_{i} = \sum_{k = 1}^{n} Δ a_{i (k - 1)} \\ \approx δ a_{i 0} + f_{m a x} Δ a_{i 0} + f_{m a x} Δ a_{i 1} + \dots + f_{m a x} Δ a_{i (k - 1)} (24) \end{array}$

由式(18)、(24)可得:

Δaic=Δai0(1+fmax+f $_{m a x}^{1}$ +f $_{m a x}^{2}$ +…+f $_{m a x}^{(k - 1)}$ ) (25)

令

$\frac{Δ a_{i c}}{Δ a_{i 0}} = Δ C (26)$

f(k)=f $_{m a x}^{(k - 1)}$ +f $_{m a x}^{(k - 2)}$ +…+f $_{m a x}^{1}$ +1-ΔC=0 (27)

由公式(26)、(27)得出容器的剩余疲劳寿命为:

$Ν = \frac{\ln [Δ C (f_{m a x} - 1) + 1]}{l n f_{m a x}} = \frac{\ln [\frac{Δ a_{i c} \times (f_{m a x} - 1)]}{Δ a_{i 0} + 1}}{l n f_{m a x}} (28)$

3 压力容器缺陷评定系统

结合推导的压力容器疲劳寿命计算公式,利用VB6.0和SQLServer2000,根据国家压力容器缺陷评定标准SAPV-95,可建立压力容器的缺陷评定系统[10]。缺陷评定的一般步骤如图4。

(1)罐体和缺陷的基本结构参数和材料性能参数的确定。

(2)应力分析与计算,包括一次薄膜应力与二薄膜次应力。

(3)评定结果。

评定结果显示界面如下:

4 结语

对在役含缺陷压力容器安全评判中,一般是对单一缺陷根据评定标准来判断容器是否安全;然而,压力容器整体安全与否并非取决于单一缺陷而是多个缺陷的相互作用的结果。论文在详细研究了疲劳多裂纹对压力容器疲劳寿命的影响基础上,提出了压力容器疲劳多裂纹扩展剩余寿命的计算方法。利用VB6.0和SQLServer2000建立了压力容器疲劳寿命计算模型。但由于压力容器的受力情况复杂,建立符合工程要求的疲劳多裂纹扩展模型还需要更深入的研究。

参考文献

[1]师小红.基于断裂力学的疲劳裂纹扩展速率公式研究[J].机械设计与制造,2007,1(10):11-13.

[2]洪友士.疲劳短裂纹萌生及发展的细观过程和理论[J].力学进展,1993,23(4):463-486.

[3]Zheng Xiulin,Hirt M.A.Fatigue Crack Propagation in Steels,Eng.Fract.Mech,1983,18(5):965-973.

[4]Paris P,Erdogan F.A critical analysis of crack propagation laws.ASMETransactons,Journal of Basic Engineering,series D,1963,85(4):528-534.

[5]刘立名.对裂纹扩展规律Paris公式物理本质的探讨[J].力学学报,2003,35(2):171-176.

[6]廖敏.含多裂纹连接结构损伤容限试验研究.航空学报,1998,19(1):103-106.

[7]夏晓舟.裂纹间作用机制探讨及微裂纹区对主裂纹的作用效应研究[J].应用数学和力学,2010,31(1):61-72.

[8]张建宇.疲劳多裂纹问题研究进展[J].力学与实践,2003,25(1):6-13.

[9]吉凤贤.多处损伤的疲劳裂纹扩展分析方法研究[J].机械强度,2003,25(3):264-266.

寿命预测第5篇

性能贮存可靠性评估及贮存寿命预测方法

在介绍贮存可靠性与条件贮存可靠性的基础上,针对一次性产品的性能贮存可靠性试验的`特点,提出了性能贮存可靠性评估及贮存寿命预测的基本思路和方法.通过算例说明了本文提出的评估和预测思路的可行性与合理性,同时也分析了这种贮存可靠性评估和寿命预测方法对于一次性产品的适用范围.

作者：刘军华劲松刘光祚作者单位：中国工程物理研究院流体物理研究所919-105信箱,绵阳,621900刊名：工程数学学报 ISTIC PKU英文刊名：JOURNAL OF ENGINEERING MATHEMATICS年，卷(期)：21(5)分类号：O213.2关键词：贮存可靠性条件贮存可靠性贮存寿命分布评估与预测

握力的大小可预测你的寿命第6篇

研究人员记录到志愿者的平均握力是300牛顿（30.6千克），每下降50牛顿，死亡可能性就上升16%，因疾病死亡的几率上升17%，心脏病发作率上升7%，中风几率上升9%。

不过，握力值并不完全是判断体质好坏的可靠因素。例如，Leong教授发现肺炎或是糖尿病跟握力大小没有联系。另外，肌无力很有可能也起到重要作用。由于这个研究更多的是观察性的而不是实验性的，要想知道肌无力是不是引起疾病的原因或是不是疾病的症状根本不可能。Leong教授的方法有一个好处是易于执行，测力计价格不贵，无需太多训练即可使用，获取握力值也比用高血压、体脂率或是血糖值等测试手段更加方便。

互惠互利的朋友？

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印度“硅谷”吸金潮

大财团的投资商正大批涌向印度，企图能在其正兴旺的互联网行业分一杯羹。根据初创企业投资分析平台Tracxn的数据显示，自去年年初，美国和其他国家的短期资本经营家已向印度26个科技电商创业公司投入38亿美元。

在这些投资印度新兴公司的企业中有美投资公司Falcon Edge Capital of New York，达拉斯的Maverick Capital，还有凯雷投资集团和Facebook的创始人Mark Zuckerberg。这批外资的受益者包括线上杂货商、分期付款服务商和婴儿服装的销售商和经销商。印度电商市场有望大幅度发展，因为国内75%在线购物消费者都在15到34的年龄段，只有19%的印度人不是互联网用户。

据去年创业的一旅游资讯收集者称，Bengaluru以前为外界所称班加罗尔，是印度的硅谷，如今在这个城市创业的企业正在等待只有将近9个月的新一轮融资，而不是像之前长达18到24个月。Ravi Gururaj说，他在班加罗尔20个创业公司持有股份。印度媒体对此问题也已展开讨论，互联网企业究竟是在制造经济泡沫还是实现实质性腾飞。

投资商是在为他们呈指数增长的期待值支付保险费，报告的主作者Gautam Chhaochharia说。“呈现出来的价值看似很高，但投资商并不是单纯地给公司扔钱。”Avendus Capital’的Bhinde说，“投入到印度的避险资金他们事先是做过严密细致的调查的。这不是一个不断洒钱再洒钱的方法。” Bhinde自称在印度电商市场上“牛股的东方不败”，总能看对股。“我们希望印度数码市场机遇可以在未来5年里增8到10倍。”他补充道。

设计大脑

一直以来人们都梦寐以求希望可以实现人类大脑的完全开发，坚信只要掌握科学的工具和方法，坚持端正的态度，人们就可以更好更聪明。神经系统学家和未来学家谈道：未来世界的开发标准是提高感知能力，目前科学家认为可行的方法有以下几种：

个性化定制药丸。利他林（一种中枢兴奋药）通常用于治疗ADHD（注意力缺陷障碍）和发作性嗜睡症，莫达非尼用于治疗嗜睡症和其他睡眠紊乱，多奈哌齐（益智药）常用来治疗阿尔茨海默病，以往治疗档案显示这一类的药物也能提高健康的人的非文字记忆与程序记忆。这类神奇的药丸作为一种保健品，可以激发我们的智商10个点。目前已有几个生物科技公司正在研发。

电流刺激。通过电休克治疗法来改变我们的大脑功能早已不新鲜，但近几年我们已经可以更好地控制电流的方向以及电量。tDCS（经颅直流刺激）是把较微弱的电流导去头皮，调节大脑活动。近日研究显示tDCS能提高注意力、问题解决能力和工作记忆力，效果可以在任何部位维持30分钟到2个小时。

混凝土铁路桥梁碳化寿命预测第7篇

关键词：保护层混凝土,碳化,寿命预测

前言:桥梁的设计使用年限一般为100年。在服役期间要受到荷载和环境因素的作用。我国早期建成的铁路桥梁, 其设计标准较低, 随着服役时间的延长, 结构逐渐出现劣化现象。混凝土保护层碳化后, 钢筋在环境水、氧等因素作用下锈蚀速度加快, 导致钢筋混凝土桥梁使用性能劣化。由于桥梁维修费用高昂且维修效果大多不理想, 因而控制混凝土保护层的碳化速度是保证桥梁的使用性能、延长结构使用寿命的重要措施之一。

本文通过对混凝土保护层碳化速度的影响因素分析, 结合文献和工程检测数据, 提出了一般大气环境下铁路桥梁保护层混凝土的碳化深度预测随机模型和保护层碳化寿命准则, 并通过实桥检测对模型进行验证。

1 混凝土保护层碳化影响因素

混凝土保护层的碳化现象常见于一些低强度等级的中、小跨度桥梁。混凝土碳化是环境中的二氧化碳向混凝土内部扩散, 并与混凝土中的碱性物质发生化学反应从而导致混凝土碱度降低现象。由于碳化后的混凝土导致钢筋脱钝, 诱发钢筋锈蚀, 因此, 碳化深度和保护层厚度是影响桥梁耐久性的重要因素。前苏联学者阿列克谢耶夫等人[1]基于Fick第一扩散定律给出如下形式的混凝土碳化深度预测数学模型:

从混凝土碳化机理来看, 混凝土的碳化速度主要取决于二氧化碳的扩散速度和混凝土本身的密实性。国内外的大量碳化试验与碳化调查结果均表明, 混凝土的碳化深度x与碳化时间t的平方根接近于成正比, 即

式中k为碳化系数, 是反映碳化速度的综合参数。

1.1 大气环境因素的影响

桥梁混凝土的碳化反应是一种缓慢的化学反应过程, 因野外环境下二氧化碳浓度变化不大, 混凝土碳化主要受到环境温度、湿度等环境条件的影响。在碳化过程中, 气体的扩散速度和碳化反应速度一般随环境温度的升高而加快。环境相对湿度的变化决定混凝土孔隙水饱和度的大小, 因而对碳化速度的影响也较为显著[2]。将环境温度影响系数与湿度影响系数综合为环境因子, 由下式计算:

Ke=2.56姨4T (1-RH) (式3)

式中:

T环境的年平均温度 (℃) ;

RH环境的年平均相对湿度 (%) 。

一般大气环境下, 混凝土碳化速度受气体扩散控制;桥上活载的长期反复作用和暴露环境为水和二氧化碳气体的加速扩散创造了条件。试验室应力状态下, 混凝土试件的加速碳化试验发现, 随着压应力的增加, 试件碳化深度仅达无应力状态78%;随着拉应力的增加, 混凝土碳化深度可增加到无应力状态的1.07倍[3]。在环境大气风压作用下, 保护层混凝土也有加速碳化的趋势。

1.2 混凝土材料性能的影响

混凝土抗压强度是反映混凝土性能的综合指标, 一般情况下, 强度高的混凝土抗碳化能力强。文献[4]收集了国内外长期暴露试验与实际工程调查的碳化数据64组, 通过回归分析, 提出了大气环境下混凝土抗压强度与碳化速度系数的关系表达式, 即

式中:

fcu, k混凝土立方体抗压强度标准值 (MPa) ;

kf混凝土强度控制的碳化速度系数。

2 混凝土碳化深度随机模型

试验和现场检测发现, 混凝土碳化深度的离散性较大, 其主要原因来自保护层混凝土本身的变异性和环境变化特征。根据影响混凝土碳化的主要因素分析, 提出碳化深度预测的多系数随机模式, 即

式中:

kws风压和工作应力影响系数

ke环境因子随机变量, 主要考虑环境温度与相对湿度对碳化的影响

kf混凝土质量影响系数, 主要考虑混凝土强度的影响

kmc计算模式不定性随机变量, 主要反映模型计算结果与实际测试结果之间的差异, 同时, 也包含计算模型中未能考虑的随机因素影响[4]。结合上述分析结果, 混凝土碳化系数的随机模型可以表示为

式中:

fcu混凝土立方体抗压强度 (MPa) , 是随机变量;

mc混凝土立方体抗压强度平均值与标准值之比值。

混凝土碳化深度不仅具有随机性, 而且还具有随机过程性。根据混凝土碳化深度随时间增大的特征, 宜用非平稳随机过程进行描述。碳化深度的一维概率密度函数可以表示为:

式中, 分别为混凝土碳化深度的平均值函数与标准差函数, 分别为:

式中:

μk碳化系数均值;

σk碳化系数均值;

t桥梁服役时间。

3 算例

例1西北地区某跨度60m的钢筋混凝土拱桥建于20世纪50年代, 主拱拱肋混凝土设计标号为300号, 检测时已使用45年。根据当地气象资料和现场采样分析, 大气二氧化碳体积浓度0.04%, 桥址处年均温度9.6℃, 年均相对湿度61%。对拱肋腹板进行的现场测试结果表明, 混凝土强度服从正态分布N (31.278MPa, 2.312MPa) , 推定强度28MPa。拱肋腹板箍筋保护层厚度和碳化深度均服从正态分布, 其中, 保护层厚度服从N (17.788mm, 3.987mm) ;碳化深度服从N (12.53mm, 4.08mm) 。利用式 (⑻⑼) 计算得到检测时刻的碳化深度均值为11.64mm, 标准差4.32mm, 与检测结果基本相符。

例2青藏线上某跨度7.2m铁路钢筋混凝土简支Π梁, 建于20世纪60年代, 检测时已投入使用42年。桥址处年均温度6.1℃, 年均相对湿度56%。现场测试结果表明, 混凝土强度服从正态分布N (23.6MPa, 2.435MPa) , 推定强度19.7MPa;梁体箍筋保护层厚度服从正态分布N (16.705mm, 3.514mm) ;碳化深度服从正态分布N (14.33mm, 3.15mm) 。利用式 (8) (9) 计算得到检测时刻的碳化深度均值为16.38mm, 标准差5.77mm。现场梁体钻孔检查发现, 干燥部位的箍筋表面已出现浮锈;受泄水孔排水影响的部位, 由于长期干湿交替作用影响, 保护层出现锈胀开裂, 梁底保护层部分脱落, 钢筋锈蚀严重。

从算例分析来看, 碳化深度预测模型与长龄期桥梁实测结果基本相符, 在缺少实际检测数据的情况下, 可用来预测钢筋混凝土桥梁保护层混凝土的碳化深度。从部分桥梁的检测数据来看, 按照施工质量要求建造的钢筋混凝土桥梁, 钢筋的保护层厚度基本满足设计要求;混凝土设计强度低于C28 (原300号) 的桥梁, 碳化速度较快, 在露天干湿交替环境的影响下, 钢筋锈蚀严重, 影响了桥梁的长期耐久性, 而且过早的维修也增加了运营成本。考虑保护层混凝土和内部混凝土的构造差异, 混凝土碳化速度的离散性较大的特点以及桥梁材料劣化后修复困难且费用昂贵, 今后在混凝土保护层厚度的取值上, 应留有一定的耐久性安全储备。北方干燥地区的桥梁混凝土的设计强度, 建议应在C30以上, 箍筋保护层混凝土的厚度应不小于18mm。

5 结束语

在混凝土碳化的主要影响因素分析的基础上, 结合国内外资料, 考虑现场耐久性检测较易获取的数据特点和检测数据的离散性特点, 提出了预测桥梁混凝土碳化深度的随机模型和碳化寿命准则。工程实例分析表明, 该模型基本能反映保护层混凝土的碳化规律, 模型所需数据易于采集, 简便实用。在综合考虑混凝土碳化特点的基础上, 结合长龄期桥梁的检测结果, 本文提出的混凝土的设计强度和保护层混凝土厚度的最低要求是可取的。

参考文献

[1]阿列克谢耶夫.钢筋混凝土结构中钢筋腐蚀与保护[M].黄可信, 吴兴祖, 等译.北京:中国建筑工业出版社, 1983

[2]蒋清野, 王洪深, 路新瀛.混凝土碳化数据库与混凝土碳化分析[R].攀登计划-钢筋锈蚀与混凝土冻融破坏的预测模型1997年度研究报告, 1997

[3]涂永明, 吕志涛.应力状态下混凝土的碳化试验研究[J].东南大学学报 (自然科学版) , 2003, 33 (5) :573-576

油气管道腐蚀检测及剩余寿命预测第8篇

1 油田管道腐蚀特征及防护

土壤属于苏打型盐碱化土壤, 地下水位高, 矿化度较高, 土壤的腐蚀性较强, 为埋地管道的电化学腐蚀创造了有利的条件, 通过测试:油田土壤的腐蚀速率平均为0.5mm/a, 最高达0.9mm/a, 是输送介质腐蚀速率的5~10倍, 因此, 外腐蚀成为油田埋地钢质管道腐蚀的主要因素。其外防腐蚀技术措施主要为管道外腐蚀层和阴极保护联合保护。阴极保护技术措施主要为强制电流阴极保护和牺牲阳极阴极保护。由于强制电流阴极保护系统具有输出电流连续可调、保护范围大、不受环境电阻率限制等优点, 目前, 在有电力供应条件的区块, 油田的外防腐技术措施采用强制电流阴极保护措施。

2 油田管道腐蚀的检测

油田集输系统管道腐蚀主要为外腐蚀, 其检测技术主要是对管道的外覆盖层以及阴极保护效果进行检测评价, 目前国内外管道外腐蚀检测技术主要分为两类, 一是对管道的外覆盖层保护效果进行检测, 主要有多频管中电流衰减法 (PCM) 、电流梯度检测法 (ACVG) 和直流电位梯度法 (DCVG) , 另一是对阴极保护效果的检测主要是密间距电位测量法 (CIPS) [1]。

3 油田腐蚀管道剩余寿命的预测

目前, 国内外对剩余寿命的预测进行了很多相关的研究并提出了现行的适用标准, 如果CEGB R6、PD6493以及最新发布的API 578草案中, 都给出了粗略的指导方法, 但在实际现场的应用中效果较差。油气管道腐蚀剩余寿命的预测起着决定性的是其腐蚀速率的确定。然而如采用传统意义上的概率统计学的方法, 由于存在没有足够多的数据样本的缺陷, 将会导致预测其腐蚀速率获得的结果精度不高。有关油气管道腐蚀速度的预测方法较多, 如灰色预测模型、人工神经网络模型和可靠度函数分析方法等。单纯的灰色理论虽可进行较好的预测, 但对于复杂非线性系统进行分析, 由于其系统信息数据随机性变化较为明显使其但其预测精度不高, 且误差精度无法控制;而单纯的神经网络虽具有并行计算、分布式信息存储、自适应学习以及容错性强等优点, 计算精度一般也比灰色理论预测精度高, 对非线性问题处理方面具备一定的优越性, 但其计算量较大。目前, 为了解决这一问题, 油气管道腐蚀剩余寿命的预测一般采用灰色理论方法和人工神经网络的方法相配合进行预测。

3.1 预测思路

油气管道发生腐蚀后会使得管道的壁厚逐渐减薄, 管道承受内压能力降低, 导致油气管道抗泄漏和破裂的能力下降。当管道的内压大于管道的极限承载能力时, 管道发生泄漏或者破裂事故。即管道的剩余壁厚d减薄到最小允许壁厚dmin时, 管道达到其使用寿命, 使用寿命与当前时间之差值Tr即为其剩余寿命。要预测腐蚀海底管道的剩余寿命, 需要确定腐蚀管道的厚度、最大剩余厚度和平均腐蚀速率。其中腐蚀管道的厚度可以直接测量。

3.2 预测方法

3.2.1 最小允许壁厚确定

根据美国ASME锅炉压力容器N-480《管道腐蚀减薄验收准则》进行评定。该准则规定对腐蚀管道评定的范围必须满足以下条件:0.3t≤tp≤0.875t式中[2], t为正常时管道的壁厚, 即原设计时无腐蚀的壁厚;tp为评定寿命时的最大腐蚀坑深度剩余壁厚, 即最小允许壁厚。

3.2.2 腐蚀速率的确定

灰色理论预测方法和人工神经网络预测相结合, 利用灰色方法求解需要的计算量小, 在少样本情况下可达到较高精度;利用神经网络计算精度高, 且误差可控;并可以利用两者组合预测的方法进行分析;这样二者优势互补, 获得了广泛的应用。其预测模型流程图如图1所示:

4 结语

随着石油、天然气工业的不断发展, 管道输送发挥着越来越重要的作用, 但随着使用年限的增加, 防腐涂层发生老化、龟裂甚至剥离, 进而发生腐蚀, 造成巨大的财产损失和人员伤亡。有必要对存在腐蚀缺陷的油气管道进行检测并对其剩余寿命的预测。目前对管道腐蚀检测的技术有很多种, 并相关学者都对其进行了研究和改进, 但都有一定的局限性。应针对管道的腐蚀特征和类型, 选取合适的检测方法。油田油气管道主要是以外腐蚀为主, 防护措施为外防腐蚀层和阴极保护联合防护, 故采用CIPS与DCVG联合检测方法对管道腐蚀进行检测较为理想。同时在针对目前的对管道剩余寿命的预测方法的研究的基础上, 提出采用灰色理论预测和人工神经网络相组合对管道剩余寿命进行预测。

参考文献

[1]龙宪春.油气管道外检测技术现状与发展趋势[J].管道技术与设备, 2008 (01) :20-22.

[2]吴明亮.基于灰色马尔科夫理论的油气管道腐蚀剩余寿命预测[J].管道技术与设备, 2008 (05) :43-44.

管道腐蚀剩余寿命预测方法对比研究第9篇

油气集输系统绝大多数都是由金属管道及设备构成,多少管道是埋地敷设,可长达成百上千公里,要穿越各种不同类型的地理环境,如:湖泊、沼泽、沙漠以及冻土环境等,伴随着季节变换,土壤冬、夏季的冻结与融化,地下水位变化。加上某些地区存在杂散电流等这些条件都构成了复杂的外腐蚀的环境。同时管道内输送天然气后原油介质也存在腐蚀性。例如:天然气中常含有H2S和CO2等酸性气体,原油中常含有S和H2O,成品油中含有O2和H2O,这些都构成管道内腐蚀的酸性环境。

石化行业中腐蚀是影响油气管道及设备安全及其使用寿命的一个关键因素。内腐蚀是由储存介质(油、气、水)、罐内积水及罐内空间部分的凝积水汽的作用造成的。腐蚀事故可以造成产品的损失、污染环境,同时也会给增加维修费用。如果造成污染的还要承担环境污染处罚。因此对油气管道的剩余寿命进行预测是十分必要而紧迫的。

1 腐蚀剩余寿命预测方法介绍

1.1 经验公式剩余寿命预测法

国际材料试验协会(International Association for Testing Materials),利用指数函数来近似腐蚀深度变化与管道使用年限的关系。根据腐蚀深度与使用年限的推荐的经验公式如下:

S=ptq (1)

式中:S——管道壁腐蚀深度,mm

t——使用的年数

p,q——待定常数

对式(1)两边取对数得到:

lgS=lgp+qlgt (2)

令:lgS=x;lgp=A;q=B;lgt=x,则方程(2)变为:

y=A+Bx (3)

根据现场实测的管道腐蚀深度数据,采用最小二乘法求得待定系数A和B,然后通过计算得到常数p和q。因此管道剩余寿命可写为:

$R L = (\frac{s_{\max}}{p})^{1 / q} - Τ_{0} (4)$

式中:RL——剩余寿命,a

smax——临界腐蚀深度,mm

T0——已使用年数,a

1.2 管道外壁腐蚀的直接预测法

美国腐蚀工程师协会制定的RP0502-2002管道外腐蚀直接评价方法(pipeline External Corrosion Direct assessment ECDA)的推荐做法中,对缺少分析方法和分析数据的情况下,推荐了以下方程进行估计[1]:

式中:RL——管道剩余寿命,a

C——校正系数,一般取0.85

SM—— 安全余量(失效压力比减去最大操作压力比)

t——管壁厚度,mm

GR——腐蚀增长速率,mm/a

1.3 外壁点蚀引发首次泄漏模型预测

在埋地管线外防护层失效后,由于受到土壤环境的作用,管外壁会发生局部腐蚀。其防腐层失效处首先发生大面积均匀腐蚀,接着会产生点腐蚀而发生管道穿孔引起首次泄漏,因此建立由点蚀而引发的首次泄漏寿命的数学预测模型十分必要。

美国USA-CERL提出用腐蚀状态指数CSI(Corrosion Status Index)来描述埋地管线的腐蚀状态[2,3],规定CSI的取值范围为:0～100,当CSI=100时,表示该管道外防护层为新的;当CSI=0时,表示管道防护层完全破坏或腐蚀穿孔,其数学表达式如下:

$C S Ι = 100 - 100 (d_{a v} / b_{0}) (6)$

式中:dav——管段的平均点蚀深度,mm

b0——管段的壁厚,mm

可以从点蚀增长率的统计数据中回归得到半经验,半统计公式:

$S C Ι = 100 - 70 (\frac{A g e}{L i f e})^{0.58} (7)$

式中:Age——管道从安装完工之日起运行的年数,a

Life——管道首次泄漏时运行年数,a

美国USA-CERL机构通过长期的观察得到的经验结论:当管段的腐蚀状态指数时,该段管子可能发生首次泄漏,此时:dav=0.7b0。

因此可依据式(6)和式(7)得到基于腐蚀状态指数的埋地管道外壁点蚀首次泄漏寿命模型为[4,5]:

$L i f e = A g e / (\frac{10 d_{a v}}{7 b_{0}})^{1 / 0.58} (8)$

$Τ_{R} = L i f e - A g e - Δ Τ = A g e / (\frac{10 d_{a v}}{7 b_{0}})^{1 / 0.58} - A g e - Δ Τ (9)$

式中:TR——管段的剩余寿命, a

ΔT——从腐蚀检测数据获取之时到当前的时间, a

1.4 电化学腐蚀的剩余寿命预测

1.4.1 只考虑外腐蚀的剩余寿命计算

在不考虑管道内腐蚀的情况下,主要基于管道外部腐蚀的剩余寿命预测[4,5,6,7]

均匀腐蚀计算方程:

$\frac{d Η}{d Τ} = \frac{Κ Δ V_{h}}{Η ξ ρ} (10)$

局部腐蚀计算方程:

$\frac{d Η}{d Τ} = \frac{12 C_{1}^{4} Κ Δ V_{h}}{π (3 C_{1}^{2} + 4 C_{2}) (4 C_{2} + C_{1}^{2}) ξ ρ Η} (11)$

点蚀计算方程:

$\frac{d Η}{d Τ} = \frac{2 c t g^{2} α Κ Δ V_{h}}{ξ ρ Η} (12)$

以上表达式分别为均匀腐蚀、局部腐蚀、点蚀的腐蚀速率表达式,通过积分即可得到管道剩余寿命计算方程:

①均匀腐蚀：

对于管道外壁均匀腐蚀缺陷失效形式一般表现为破裂,其极限腐蚀深度Hmax可由计算机编程来计算。在开始腐蚀时:T=0,H=H0,腐蚀终止时:T=T,H=Hmax, 根据积分上下限由式(10)积分得到:

$Τ = \frac{ρ ξ}{Κ Δ V_{h}} (Η_{\max}^{2} - Η_{0}^{2}) (13)$

②局部腐蚀:

同和均匀腐蚀类似,由式(11)积分得到:

$Τ = \frac{(3 C_{1}^{2} + 4 C_{2}) (4 C_{2} + C_{1}^{2}) ρ ξ}{24 C_{1}^{4} Κ Δ V_{h}} (Η_{\max}^{2} - Η_{0}^{2}) (14)$

③点蚀:

对于点蚀其失效形式为管道穿孔,失效时的腐蚀深度为原始壁厚t0,由式(12)积分可得:

$Τ = \frac{\tan^{2} α p ξ}{4 Κ Δ V_{h}} (t_{0}^{2} - Η_{0}^{2}) (15)$

式中:T——管道腐蚀剩余寿命

Hmax——极限腐蚀深度

H0——实测腐蚀深度

1.4.2 考虑内腐蚀的剩余寿命计算

对于某些管道,其输送介质具有很强的腐蚀行,因此管道内壁介质腐蚀是不可忽略的,其腐蚀的速率与介质的化学性质和管道本身的材质有关,可通过测量确定内腐蚀速率[8,9,10],假定其速率为Vi,则有:

Hi=ViTi (16)

式中:Hi——管道内腐蚀深度

Ti——内腐蚀时间

Vi——内腐蚀速率

将内腐蚀初始实测腐蚀深度设为Hio,则可得到仅有内腐蚀的腐蚀剩余寿命计表达式:

Hi-Hi0=ViT (17)

对于外腐蚀:

T=k(H2-H $_{0}^{2}$ ) (18)

其中:

$k = {\begin{cases} \frac{ρ ξ}{Κ Δ V_{h}} \\ \frac{(3 C_{1}^{2} + 4 C_{2}) (4 C_{2} + C_{1}^{2}) ρ ξ}{24 C_{1}^{4} Κ Δ V_{h}} \\ \frac{ρ ξ \tan^{2} α}{4 Κ Δ V_{h}} \end{cases}$

式中: H0——实测外腐蚀初始腐蚀深度

H——外腐蚀腐蚀深度

T——外腐蚀时间

由以上结果可得外腐蚀与内腐蚀的深度的关系:

H+Hi=Hmax (19)

当管线到达极限腐蚀深度时,内外腐蚀时间相等T=Ti,因此可以得到一元二次方程表达式:

$V_{i}^{2} Τ^{2} - [2 (Η_{\max} - Η_{j 0}) V_{i} + \frac{1}{k}] Τ + [(Η_{\max} - Η_{i 0})^{2} - Η_{0}^{2}] = 0 (20)$

通过解方程可以得到:

${\begin{cases} a = V_{i}^{2} \\ b = - 2 (Η_{\max} - Η_{i 0}) V_{i} - \frac{1}{k} \\ c = (Η_{\max} - Η_{i 0}) - Η_{0}^{2} \end{cases}$

求出该一元二次方程的解然后代入原方程进行检验。

2 预测方法对比分析

(1)用经验公式预测管道剩余寿命,至少需要两次以上的检测数据,并且预测的精确性和检测数据的量有关,其数据量越大,预测精度就越高。由于过去国内对管道的腐蚀检测还不够重视,因此该预测方在国内应用比较局限。

(2)管道外壁腐蚀直接预测法假定腐蚀速率均匀,但是由腐蚀速率电化学模型和现场测定证明实际管道的腐蚀速率并不均匀,而且情况较为复杂。通常情况下管道腐蚀速率会随着时间有所降低,该方法估计值比较保守。

当然外腐蚀速率可以通过直接开挖检测,或者利用在线检测技术采集数据,通过比较管道壁厚随时间的变化来确定;电化学方法可以及时准确的提供瞬间腐蚀速率信息,但它们的可靠性需要验证。总得来讲该方法对管道剩余寿命预测需要的工作量较大,耗费时间长,精度较经验公式法有所提高。

(3)外壁点蚀引发的首次泄漏模型[7]预测主要应用在现场检测手段健全,管线平均腐蚀深度可以通过检测获得的情况下,可以直接应用上式进行管线剩余寿命的预测。如果现场无法获得准确的平均腐蚀深度测量值时,需要采用统计的方法获得腐蚀深度平均值,然后代入式(15)进行剩余寿命的预测。该方法适用于点腐蚀比较严重的管线或设备,不适用它腐蚀情况。

(4)电化学腐蚀的剩余寿命预测法需要众多计算参数,计算过程繁琐,但是计算精度最高,适合于大多数管道、设备的腐蚀剩余寿命预测。该法涉及的参数主要有管道几何参数、电化学参数、力学参数等。在进行预测计算之前首先要对相关参数做准确的录取、计算和分析,这是保证结果可靠性的先决条件,否则不能保证预测的准确性。

3 结论

(1)本文详细介绍了几种腐蚀剩余寿命预测方法,并对各种方法进行了详细的分析,得出了各个预测方法适用的范围及特点。

(2)本文对常用的腐蚀剩余寿命预测模型进行了分析比较, 结果表明相同的材料在不同的腐蚀环境下采用的预测模型也不相同。为管道维护工作者方便、准确选择模型提供有价值的参考依据。

(3)基于电化学理论的剩余寿命预测模型, 可对某一具体缺陷处的剩余寿命做出预测, 且所需数据易在油田现场检测中获得, 对历史检测数据无依赖性, 有一定的现场实用性。

摘要：随着我国油气管道建设的不断推进,钢制管道也更普遍的应用于油、气输送行业。但是钢制管道在潮湿的环境下极易发生腐蚀,因腐蚀造成的穿孔现象给石化行业的安全生产带来了巨大的挑战。本文通过对几种腐蚀剩余寿命预测方法进行优化对比分析,并给出了个各自的适应范围。从理论上为油、气管道维护工作者提供必要的技术参考。从而可以根据理论的剩余寿命,加强对油气管道的维护,防止或减轻腐蚀速率。该方法的使用不仅可以产生显著的经济效益,而且还具有巨大的社会效益。

关键词：腐蚀,剩余寿命,管道穿孔,预测方法

参考文献

[1]赵金州,俞西崇,李长俊.缺陷管道适用性评价技术[M].北京中国石化出版社,2005:121-128.

[2]K.E.W.Coulson,R.C.Worthingham.Standard damage-assessmentapproach is overly conservative[J].Oil&Gas Journal,1990.

[3]梁成浩,庄琐良.石油化工设备材料腐蚀寿命预测系统[J].石油化工设备,2001,30(1):21-23.

[4]吕战鹏,杨武.局部腐蚀作用下设备的寿命预测[J].腐蚀与防护,2004,21(3):34-36.

[5]姜如桦,张鹏,陈莉琼,等.腐蚀管道剩余寿命的性能衰减模型研究[J].油气储运,2001,20(11):13-16.

[6]David Batte,Bin Fu,et al.Advanced Methods for Integrity Assessmentof Corroded Pipe lines[J].Pipes&Pipe lines International,1997,2.

[7]Fu,Jones.Failure of Spiral Corrosion in P peline[J].ASME OMAE13th.Int.Conf Off.Mech.Arctic Engr.Houston,1994(5):1-8.

[8]龙媛媛,王遂平,刘瑾,等.油气长输管道腐蚀检测评估技术研究与应用[J].石油工程建设,2011,37(1):27-29.

[9]王诗鹏.海底管道腐蚀缺陷修复评估方案的确定[J].油气储运,2011,30(12):949-950.

火炮身管寿命预测技术发展研究第10篇

关键词：火炮,身管寿命,发展历程,动态预测

0 引言

火炮身管的寿命基本上决定了整门火炮的寿命。随着火炮发射过程中火药和弹丸对身管的烧蚀磨损，身管的性能会逐渐发生改变，寿命也会不断的下降，直至最终报废。由于火炮射击时身管内膛处在高温、高压以及高速磨损的复杂状态下，所以难以利用测试装置对身管寿命快速而有效的进行预测。同时，身管寿命终止的形式很多，利用初速下降量等单独采用弹丸或者火炮的某一状态来表征身管寿命的方法具有一定的局限性。因此，身管寿命预测问题实际上到目前为止还没有得到比较完美的解决。

1 火炮身管寿命的定义

火炮射击过程中，身管在高温、高压的火药气体和高速运动的弹丸的反复烧蚀磨损下，内膛结构的形状、尺寸逐渐发生变化，致使火炮性能发生变化，当火炮性能下降到一定的程度，即认为身管寿命终止。由于身管寿命终止的表现形式是多种多样的，如弹带削光、初速下降至规定量值、射弹密集度下降到规定值、弹丸早炸、连续瞎火、炸膛等等，因此，各国专家学者在对身管寿命问题进行研究时从不同的条件、不同的角度出发建立了身管寿命的定义。

1.1 身管弹道寿命

火炮发射过程中，身管内火药气体的压力（压强）称为膛压，弹丸出炮口的速度称为初速，初速、膛压以及初速的或然误差是火炮的内弹道基本参数，称为内弹道性能，简称弹道性能。火炮的弹道性能随射弹发数的增加而变化，其弹道性能下降到一定程度后，不能有效地完成战斗任务，则认为其寿命终止，这种描述火炮身管寿命的方式称为弹道寿命[1]。身管弹道寿命是从火炮完成设计任务的角度出发定义的，通常通过初速下降量以及弹丸早炸、连续瞎火等现象表征寿命终止。身管弹道寿命一般应用于火炮的研究、设计以及生产过程中，通常只有在靶场试验环境下才能完成检测，而基层作战部队由于各种检测装备和作战任务完成等条件的限制还难以利用检测弹道寿命来评估身管的寿命。

1.2 身管疲劳寿命

身管疲劳寿命是指火炮经过多次射击，在热化学和应力的重复作用下，机械性能下降到一定的程度以后，内膛表面出现裂纹，并不断的生长、扩展直至最终断裂破坏，此时即认为身管寿命终止。大量的实践证明，随着材料学以及身管加工工艺的不断发展，身管的疲劳寿命远远高于其弹道寿命，而且受到测试技术的限制，这种判别身管寿命的方法无法得到推广应用。因此，目前对于身管疲劳寿命的研究已经逐渐减少。

1.3 极限寿命

身管极限寿命是指火炮随着射击次数的增加逐渐达到弹带削光、发射的弹丸不能稳定飞行等极限状态，已经丧失了战斗能力。由于极限状态预测困难，且其检测方法复杂，因此不能用于部队检测火炮身管寿命。

1.4 身管使用寿命

身管使用寿命是在身管弹道寿命或极限寿命的基础上，规定一个合适的提前量，作为火炮使用寿命的判别条件，以便于对火炮进行使用和管理，例如对于舰炮、高炮等小口径火炮，规定在一定的射弹发数后必须更换身管；对于大口径榴弹炮规定初速下降量达到一定的值即认为身管寿命终止。利用身管使用寿命定义身管寿命实际上往往达不到身管的使用极限状态即认为身管寿命已经终止，需要更换或报废，但是由于这种方法简便易行，因此，在部队中通常采用使用寿命来决定身管能否继续使用。

1.5 经济寿命

经济寿命是指火炮在使用一定程度以后，其维护、保养以及维修的费用与购置新炮的费用已经接近，此时认定寿命终止。为了便于管理，一般情况下，火炮大修次数一般不能超过三次，并以此作为火炮经济寿命的判别条件。实际上，火炮经济寿命与身管寿命之间没有实质性的关系，利用经济寿命报废的是火炮而不是身管。

2 火炮身管寿命预测技术发展

火炮的身管寿命问题是随着火炮性能（高温、高初速、高膛压）的不断提高而出现的。由于火炮身管寿命问题涉及到射击效力的发挥以及维修保障等火炮使用的各个环节，因此，随着火炮性能的不断提高引起的身管寿命问题的出现，各国专家学者纷纷对火炮身管寿命问题展开了深入的研究，时至今日，已经取得了一系列的研究成果，其发展历程大致可以分为三个阶段。

2.1 第一阶段（20世纪90年代以前）

火炮火力性能的不断提高使得火炮射击时，火药和弹丸对身管内膛的烧蚀磨损加剧，进而引起了身管寿命问题。因此，随着火炮技术的不断发展，身管寿命问题已经逐渐成为限制火炮性能迅速发展的主要因素，大约到20世纪70年代以后，各国对于身管寿命问题的研究已经非常的重视。

这一时期各国对于已有的火炮身管寿命预测技术的优缺点进行了分析，确定了药室增长量判别法、初速下降量判别法以及射弹发数判别法等传统方法在进行火炮寿命判别时的局限性，并逐渐达成了火药和弹丸的烧蚀磨损作用是引起火炮射击时身管寿命下降的主要原因这一共识，因此就诞生了利用膛线径向磨损量对火炮身管寿命进行判别的方法。

研究人员认为，利用火炮膛线径向磨损量对身管寿命进行判别预测的理论，可以从炮弹道性能和火炮寿命两个方面进行解释。首先，从火炮弹道性能方面来说，火炮发射弹丸导致身管内膛扩大这一事实是可以通过相关装置进行观测到的，而身管内膛扩大会导致弹带挤进时与身管的配合部分存在一定的间隙，这会直接引起弹丸启动挤进压力以及最大膛压等的下降，进而导致弹丸出炮口初速下降，一旦身管内膛扩大到一定程度使得弹丸出炮口速度已经无法满足射击任务的要求，则可以判别身管已经报废。其次，从火炮寿命方面可以解释膛线径向磨损量判别法的合理性，事实证明膛线径向磨损量与与膛线深度之间是存在一定的关系的，随着径向磨损量的增加，膛线深度会逐渐减小，而膛线深度的减小会引起挤压应力的增加，当挤压应力上升到一定程度，就会出现弹带削光等表征身管寿命终止的现象，这就证明了膛线径向磨损量至少在一定的程度上是决定了火炮身管的寿命的。

基于以上两点的分析判断，膛线径向磨损量判别法提出以后，立即获得了各国专家学者的普遍认同，时至今日，径向磨损量判别法依旧被认为是目前为止最有效的判别身管寿命的方法。

2.2 第二阶段（20世纪90年代至07年）

确定了烧蚀磨损是身管寿命下降的主要机理并提出径向磨损量判别法这一身管寿命预测方法以后，各国对于身管寿命预测技术的研究重点纷纷转向对膛线径向磨损量这一能够明显表征身管寿命下降量的量值的测量技术的探索。经过不断的实践，我国逐渐确定将火炮内膛阳线起点径向磨损量作为身管寿命的判别标准，而西方国家则主要是把内膛阳线起点向炮口方向移动1英寸处的阳线径向磨损量作为身管寿命的判别标准。

同时，在这一时期，各国围绕身管寿命问题针对膛线径向磨损量进行了大量的试验测试，得出了火炮弹道性能的变化只与膛线径向磨损量变化的量值有关而与膛线径向磨损量变化过程无关的结论，这一结论使得身管寿命问题的研究得到了简化，即通过测量膛线径向磨损量就可以确定身管的寿命，因此，在这一时期，我国开发出了身管膛线径向磨损量测量装置，利用该装置可以在一定的程度上测量出膛线的磨损量。但是，大量的实践证明，身管径向磨损量测量装置在测量时存在一定的误差，其性能的改善还具有一定的发展空间。

这一阶段取得的另外一个重要的成果是，通过大量的试验确定了身管膛线径向磨损量的变化的主要原因是射击条件的变化，而且主要是射击条件中的装药量、药温、射击频率以及弹丸种类这四个因素。

2.3 第三阶段（07年至今）

经过专家学者的不断努力，在身管寿命问题研究发展的第二个阶段确定了身管径向磨损的主要原因在于装药量、弹种、药温以及射击频率以后，第三阶段对于身管寿命问题的研究逐渐转移到射击条件标准化研究这一方向上。其目的在于通过预测不同射击条件下身管径向磨损量的变化规律，建立非标准射击条件身管径向磨损量与标准射击条件下身管径向磨损量之间的等效关系，继而实现火炮在各种射击条件下身管寿命预测这一目标。

但是由于建立非标准条件下身管径向磨损量与标准条件下身管径向磨损量之间的等效关系需要大量的试验数据，射击条件标准化工作还没有完成。基于射击条件标准化工作需要耗费大量的物力财力，目前，研究人员已经将虚拟样机仿真技术以及模糊数学、神经网络等方法应用到射击条件标准化工作中去，相信很快这一工作就会取得实质性的进展。

3 火炮身管寿命动态预测技术

利用身管径向磨损量判别法对射击条件进行标准化以后，身管寿命的预测即可以通过分析判断射击条件来实现。因此，只要能够实现对各种影响火炮身管寿命的射弹信息的自动识别，就可以逐渐实现火炮身管寿命的动态预测，而随着传感器测试以及信号处理技术的不断发展，结合使用火炮虚拟样机技术以及神经网络等实现射弹信息的自动识别，开发火炮身管寿命动态预测技术已经成为可能。

3.1 火炮身管寿命动态预测技术的要求

目前关于火炮寿命预测判别的各种方法之所以没有获得普遍的推广应用，主要原因在于其在科学性、适应性以及可操作性方面都具有一定的缺陷，无法适应于火炮设计、生产以及使用维修、报废等全寿命过程中，因此新建立的火炮身管寿命动态预测技术必须具有以下的特点。

3.1.1 科学性

火炮身管寿命动态预测技术应充分运用前期专家学者在身管寿命问题上的研究成果，预测技术原理要科学，而预测方法应该是通过准确的表征火炮全寿命过程弹道诸元和寿命诸元，进而准确的预测出火炮身管寿命。

3.1.2 适用性

适用范围不广是目前各种身管寿命判别及预测方法无法获得普遍应用的主要原因，火炮身管寿命动态预测技术应该能够使用于加农炮、榴弹炮、舰炮、高炮、滑膛炮等各类火炮，而且应该能够应用于火炮设计、生产、使用以及维修等各个过程，在火炮的全寿命过程都能准确的预测判断身管寿命。

3.1.3 可操作性

设备复杂、操作困难、需要耗费大量人力是现有身管寿命判别及预测方法无法在基层作战部队进行推广的主要原因。因此，火炮身管寿命动态预测技术应该具有结构简单、坚固耐用、操作方便、经济性好的特点，在各种操作环境下都必须能够有效的对身管寿命进行预测，使火炮的寿命状态真正能够掌握在各级火炮使用人员手中[2]。

3.2 火炮身管寿命动态预测技术实现的关键

火炮身管寿命动态预测技术应该满足科学性、适应性以及可操作性这三个要求，前人研究的结果表明，装药量、药温、弹种和射击频率这四种射击条件是影响火炮身管寿命的最主要因素。因此在射击条件标准化工作即将完成的情况下，实现装药量、药温、弹种和射击频率的动态识别是实现火炮寿命动态预测技术的基础。

在传感器技术和数据处理方法迅速发展的今天，药温、射击频率的自动识别已经能够比较容易就能实现。例如南京理工大学已经成功开发出基于单片机的火炮装药温度实时测量装置，利用该装置可以准确的测量药温；而军械工程学院设计的射弹计数器，在一定程度上已经解决了射击频率的自动计算识别问题。同时，对于某一确定型号的火炮，其使用过程中使用的弹药种类基本上是确定的，例如榴弹炮主要以杀爆榴弹为主，滑膛炮主要以穿甲弹为主。因此，对于确定类型的火炮，其身管寿命动态预测技术的关键在于实现装药量的自动识别。

现役火炮火药装药结构可以分为药筒定装式火、药筒分装式、药包分装式以及模块装药式，对于身管寿命问题而言，药筒定装式火药装药结构不存在装药量变化的问题，而火炮采用药筒分装式、药包分装式以及模块装药式火药装药结构其主要原因在于火炮口径较大，药筒和弹丸无法实现一次性装填，因此采用了发射药和弹丸分开装填的办法，实际上，这三种装药结构的实质都在于通过改变装药的药包个数来改变装药量。对于大口径地面火炮而言，其装药结构为药筒分装式，射击时根据装药号的不同来实现装药量的改变，因此，综上所述，对于大口径地面火炮而言，其身管寿命动态预测技术实现的关键在于装药号的自动识别。

4 结束语

本文通过总结火炮身管寿命的定义和火炮身管寿命预测技术的发展历程，提出了火炮身管寿命动态预测技术，简述了火炮身管寿命动态预测技术应该满足的要求，确定了大口径地面火炮身管寿命动态预测技术实现的关键———装药号的自动识别技术。

参考文献

[1]宋卫东, 陶辰立.火炮身管剩余寿命评定方法探讨[J].测试技术学报, 2002 (16) :163-168.

[2]刘海平, 贾长治, 赵建新.火炮身管质量评估方法探讨[J].火炮发射与控制学报, 2008 (1) :10-14.

寿命预测第11篇

摘要：汽车后桥作为汽车底盘的关键零部件，承受来自路面和车辆本身的各种冲击和作用力，其刚度和强度对于主减速器和差速器齿轮的正常啮合及半轴的正常工作和后桥各部位轴承的受力及寿命有着重要意义。本文结合轻型车后桥二维载荷谱的关键技术，对其疲劳寿命预测进行了研究和分析。

关键词：轻型车后桥；二维载荷谱；疲劳寿命

随着全球日趋激烈的竞争和用户对产品的安全性、耐久性及可靠性日趋关注和重视，对承载型车辆的质量、寿命和可靠性提出了更高的要求。驱动桥作为承载汽车传动系的最后一个大总成，其主要功能是增大扭矩并将其分配给左右车轮，并通过差速器实现左右车轮在转弯或不平路面行驶时所要求的差速功能；同时，驱动桥还承受来自路面和车辆本身的各种冲击和作用力，其工作环境极为恶劣。驱动后桥作为主减速器和差速器等的外壳起着支撑车辆荷重和将车轮上的牵引力、制动力、垂向力等传递给车架的作用。因此后桥的刚度和强度对于主减速器和差速器齿轮的正常啮合及半轴的正常工作有着重要意义。

一、二维载荷谱的均值

实际上零件和构件所承受的循环载荷是一个连续的随机过程，利用雨流法计数结果，选取幅值和均值作为两个随机变量，采用二维随机变量的统计分析理论对双参数计数结果进行统计分析，建立二维概率密度函数，从而完成了由实测子样到推断母体的分布。已知母体分布后，便可求得均值和幅值变化范围及其取值概率，进而得到二维载荷谱。建立二维载荷谱需要得到均值与幅值的全部信息，只有采用双参数计数法。由于雨流法在计数原理上与实际工作载荷对金属零件的循环应力-应变较相似，有坚实的力学基础，在计数方法上便于用计算机完成，因而得到广泛的应用，近年来被认为是最有效的计数方法。根据雨流计数法的结果可以把载荷时间历程处理成为包含幅值和均值全部信息的雨流矩阵。均、幅值矩阵是雨流计数法给出的雨流矩阵之一，将该矩阵转换后，得出均值、幅值的边缘累积频次分布曲线。

二、道路载荷谱采集分析

载荷谱测试参数是台架疲劳试验的载荷控制量，载荷谱测试参数可以是试验件关键部位的应变，也可以是试验件的输入工作载荷。通常试验件的应变较容易测试，试验件的输入载荷控制比关键部位应变控制更能全面重现试验件各部位的工作应力和应变。理想情况下，试验载荷和周期应该只依赖于产品的开发目标（公路、越野路或市区道路行驶等使用条件和寿命里程）。车轮载荷作为汽车车桥及悬架载荷输入，不仅可重现悬架各组件的工作应变循环，同时基本上独立于任何零件的特定设计。试验用车轮载荷的测试采用了MTS公司生产的车轮6分力传感器，其可准确测试路面对车轮在3个坐标方向的作用力Fx、Fy、Fz和力矩Mx、My、Mz。近年来，大多数企业采用关联用户用途的试车技术建立了汽车疲劳耐久性道路行驶规范。该类规范通过汽车试验场各种典型路面与不同车速行驶和制动、转弯等工况下的组合，与关联用户用途的汽车载荷、行驶道路和路况、车速、操作方法等使用条件相关联，使道路试验与用户使用损伤情况一致性较好。因此，采用关联用户用途的汽车耐久性道路行驶规范，在汽车试验场对汽车载荷谱进行了测试。该测试方法不仅可节省测试时间和费用，同时也利于台架试验载荷的强化。

三、结构疲劳寿命预测方法

（一）常规疲劳设计方法

常规疲劳设计方法也称为名义应力法，它以名义应力为设计参量来估算结构的疲劳全寿命。该方法是最早使用的抗疲劳设计方法，以积累了大量的材料数据和工程应用经验，是目前工程上常用的较可靠的抗疲劳设计方法。名义应力法从材料的 S-N 曲线出发，考虑各种影响构件疲劳寿命的因素对材料 S-N 曲线进行修正，进一步得到构件的 S-N 曲线。S-N曲线在双对数坐标中为分段直线。其中无限寿命设计法使用的是 S-N 曲线的水平部分，即疲劳极限；而有限寿命设计法使用的是 S-N 曲线的斜线部分。对于变幅应力下的疲劳寿命估算，则需对应力-时间历程进行计数处理，再结合 Miner 法则等损伤累积理论进行寿命估计。

（二）局部应力应变法

局部应力应变法一般用于应力水平较高的低周疲劳问题，它的设计思路是，构件的疲劳破坏都是从应变集中部位的最大应变处起始，并且零构件的整体疲劳性能取决于最危险区域的局部应力-应变状态。用弹塑性有限元法或修正 Neuber 法等获得缺口处的局部应变-时间历程，经雨流计数法等计数处理，结合应变-寿命曲线和疲劳损伤累积理论即可估算裂纹萌生寿命。用局部应力应变法估算出裂纹萌生寿命以后，再用断裂力学方法估算出裂纹扩展寿命，两阶段寿命之和就是构件的总寿命。

（三）损伤容限设计

损伤容限设计就是以断裂力学为理论基础，以无损检验技术和断裂韧度的测定技术为手段，以有初始缺陷或裂纹构件的剩余寿命估算为中心，以断裂控制为保证，确保构件在使用期内能够安全使用的一种抗疲劳设计方法。损伤容限设计的关键问题，是正确估算裂纹扩展寿命。装载机驱动后桥在台架试验和实际运行中，其失效一般表现为低应力高周疲劳，因此本文选用名义应力法进行后桥总寿命的预测。对于名义应力法，后桥强度有限元分析获得的弹性应力/应变响应即可满足需求。

四、结束语

由于车辆实际工作中后桥承受的应力水平低于后桥材料的疲劳极限，后桥的疲劳属于高周疲劳问题，利用nSoft 软件的应力疲劳分析模块，导入各测点的绝对值最大主应力-时间历程，并结合构件 S-N 曲线和 Miner 累积损伤理论即可估算后桥的疲劳寿命。选用 BS7608 标准中 F 级标准 S-N 曲线，根据台架试验加载情况施加载荷-时间历程。在后桥疲劳寿命计算的过程中，考虑了平均应力的影响，应用 Goodman 公式进行了修正，最后计算得到的焊缝疲劳寿命分布。从而得出，后桥寿命的薄弱位置，以及脉动循环载荷的承受拉应力和疲劳损伤程度。

参考文献：

[1]王德俊.多轴疲劳强度[J].科技与企业，2014.

寿命预测第12篇

定期对油气输送管道进行内检测、剩余强度分析和剩余寿命预测可保证管道安全可持续运行。目前,国外对管道的完整性评价方法已形成一些标准,如美国的API 579《服役适用性推荐做法》、ASME B31G系列评价标准和英国的DNV RP - F101 标准等。我国在完整性评价方面起步较晚,参照国外标准制定了如SY / T 6151 - 2009《钢制管道管体腐蚀损伤做法》、SY / T 10048 - 2003《腐蚀管道评估推荐做法》等; 但现有标准评价结果均具有一定的保守性。针对这种情况,本工作先用土壤埋片法测量平均腐蚀速率,再分别采用改进的ASME B31G方程和有限元分析方法,建立了2 种管道剩余寿命预测模型对“聊城-濮阳”成品油管道5 处腐蚀较为严重的缺陷进行了剩余寿命预测,以期为管道维护维修提供依据,为管道安全运行提供保证。

1 建立理论模型

1. 1管道剩余强度评价方法

ASME B31G - 2009 提出了分级评价方法,逐级精细。其中,零级评价采用相关计算公式给出查询表,可通过管道缺陷的最大腐蚀深度确定缺陷的最大允许长度,具有较大的保守性; 一级评价给出了管道失效压力的计算方程,为改进的ASME B31G方程[1]; 二级评价采用RSTRENG有效面积法计算腐蚀缺陷剩余强度,需要较多的测量数据来描述缺陷的具体腐蚀形貌,但由于腐蚀缺陷的形状生长具有不确定性,故不适合预测管道的剩余寿命; 三级评价方法使用有限元分析计算剩余强度。本工作采用ASME B31G - 2009 推荐的一级评价方法与三级评价方法建立管道剩余寿命预测模型。

1. 1. 1改进ASME B31G方程法

采用改进的ASME B31G方程对管道作一级评价,假设腐蚀缺陷轴向剖面面积为0. 85d L,称为RSTRENG0. 85d L方程[2,3]:

时,

式中Pf———管道缺陷处的失效压力,MPa

Psw———缺陷处安全运行压力,MPa

F———管道设计系数,一般取0.72

———管道材料的流变应力,MPa

M———鼓张系数

σs———管道材料的最小屈服强度,MPa

L———腐蚀缺陷最大轴向长度,mm

D———管道外径,mm

d———腐蚀缺陷最大腐蚀深度,mm

δ———管道壁厚,mm

1. 1. 2有限元分析法

用有限元分析法计算管道缺陷的剩余强度是可行的[4~6],最新的API 579 - 2007 和ASME B31G - 2009都将其作为较高级别的管道剩余强度评价方法。使用有限元分析方法求解问题的主要过程包括建立几何模型、建立有限元模型、施加边界条件及载荷、计算求解和结果分析。对于腐蚀面积较小的缺陷,将其简化为椭球形缺陷; 面积较大的缺陷简化为均匀腐蚀缺陷[7]。由于结构及载荷都具有对称性,因此采用1 /4 模型,在对称面上施加对称边界条件,这样可以节约大量的计算资源; 对于长输管道,所研究模型管段与相邻管道相连接,可认为端面无位移,所以在模型端面施加全约束边界条件[8]。土壤对管道的压力和管道自重等载荷与管内流体压力相比较小,可忽略,所以在管道模型内表面施加内压载荷。对于管线钢材,应力达到屈服强度后,仍具有应变硬化效应,传统的线弹性分析无法求出管道失效压力,因而采用几何非线性和材料非线性这2种有限元非线性分析技术。采用Ramberg-Osgood模型模拟材料的真实应力应变关系,为防止管道缺陷局部出现大变形,开启了大变形计算选项。图1 为腐蚀缺陷管道的几何模型与有限元模型。

随着管道内压的增加,腐蚀区的应力也逐渐增加。塑性失效状态准则认为当腐蚀区的应力状态达到后屈服极限的终点时,即腐蚀区域的最小等效应力达到管材的拉伸强度极限时,管材失效[9]; 该失效准则具有较高的精确度[10]。

1. 2剩余寿命预测模型

在建立了腐蚀缺陷的剩余强度计算模型后,结合管道腐蚀缺陷的扩长速率,逐渐加大腐蚀坑尺寸,对于每一指定尺寸均按照剩余强度计算方法求出缺陷处的安全压力。安全压力是根据评价方法计算得到的管道具体缺陷的数值,客观上代表了缺陷的承压能力。而管道的最大允许操作压力( MAOP) 是整条管线设计的操作压力上限值,并不针对管道的具体缺陷。若缺陷处安全压力小于管道最大允许操作压力,则管道失效。否则继续加大缺陷尺寸并进行剩余强度评价,直到缺陷安全压力小于MAOP时结束计算。剩余寿命预测流程见图2。

由于腐蚀缺陷形状的变化具有不确定性,故难以预测。这里假设随腐蚀时间延长,腐蚀缺陷的长度L0与深度d0比例保持初始值不变,则腐蚀缺陷尺寸增长规律为

式中,Δd表示腐蚀深度增长步长,使用改进的ASME B31G评价方程预测寿命时取0. 01 mm,使用有限元分析时取0. 1 ~ 0. 5 mm。因为腐蚀缺陷环向宽度对剩余强度影响较小,所以改进的ASME B31G方程并未考虑腐蚀环向宽度对缺陷的影响,故在建立有限元模型时也认为腐蚀宽度保持不变。

2 实际应用

2. 1 腐蚀尺寸测定

“聊城-濮阳”成品油管道为L415 钢,外径457mm,壁厚7. 9 mm,最小屈服强度为415 MPa,抗拉强度547 MPa,弹性模量2. 06 × 105MPa,泊松比为0. 3,管道最大允许操作压力9. 5 MPa。

在对“聊城-濮阳”段成品油管道进行漏磁检测过程中,检测出若干管体腐蚀缺陷,经现场开挖验证,缺陷的检测尺寸与实际测量尺寸接近,数据可靠。对其中腐蚀较为严重的5 处缺陷进行剩余寿命预测,尺寸见表1。

注: “η”为最大腐蚀深度占壁厚的百分比。

2. 2腐蚀速率测量

采用土壤埋片方法进行试验,并利用失重法计算试样的平均腐蚀速率。先将L415 管线钢线切割成尺寸为50. 0 mm × 25. 0 mm × 2. 5 mm,经砂纸逐级打磨至1 000 号,埋入土壤内深度1 m,准备5 个平行试样,30d后取出试样,经除锈液除锈并干燥后,称量其质量损失。腐蚀速率由式( 8) 计算[7]:

式中v———腐蚀速率,mm/a

m0———埋片原始质量,g

m1———埋片除去腐蚀产物后的质量,g

m2———相同尺寸、未埋入地下的空白片除锈后的质量损失,g

S———埋片的暴露面积,mm2

ρ———钢片密度,g/mm3

t———埋片时间,a

经埋片法测量,1 ~ 5 号缺陷的腐蚀速率分别为0. 204,0. 139,0. 176,0. 197,0. 191 mm / a; 平均值为0. 182 mm / a。

2. 3剩余寿命计算

2. 3. 1改进ASME B31G方程法预测

按照图2 的计算流程,编写计算程序,腐蚀尺寸按照式( 3) ,( 4) ,( 5) 逐步增加,对于每一组尺寸都按照式( 1) ~ ( 5) 算出安全压力Psw,直到Psw小于MAOP( 9. 5 MPa) 时停止计算,此时的腐蚀深度就是缺陷的最大允许腐蚀深度,结合埋片法测得的平均腐蚀速率可预测管道剩余寿命,结果见表2。

2. 3. 2有限元分析法预测

对5 个缺陷分别建立有限元模型,其中2 ~ 4 号缺陷由于腐蚀宽度较大,不利于建立椭球形缺陷模型( 椭球无法切割出满足要求的腐蚀宽度) ,采用均匀腐蚀模型; 1 号和5 号缺陷采用椭球型缺陷模型。施加内压9. 5 MPa后,进行剩余强度计算,图3 为1 号缺陷的等效应力云图。由图3 可见: 最大应力点出现在腐蚀凹坑的最低点,以最大应力点为中心,应力向四周呈放射状逐渐较小,在管道主体处应力趋于均匀。

图4 为该缺陷5 个关键点的应力-内压曲线。

管道先后经历了弹性阶段和塑性扩展阶段,在内压为18. 3 MPa时,最小等效应力达到抗拉强度,管道失效。因此预测的失效压力为18. 3 MPa。根据式( 1)该缺陷的安全压力为13. 2 MPa,大于管道最大允许操作压力9. 5 MPa,所以缺陷尚处于安全状态。按照式( 6) 和式( 7) 逐渐增加腐蚀凹坑尺寸,开始时可取较大的步长如0. 5 mm,当计算出的安全压力接近MAOP时,更改步长为0. 1 mm。直至缺陷安全压力等于MAOP,腐蚀深度即为最大允许腐蚀深度,再结合埋片法求出的腐蚀速率,求出剩余寿命,见表3。

3 应用建议

图5 为改进的ASME B31G方程法与有限元分析法对管道缺陷剩余寿命预测结果的对比。由图5 可见: 改进的ASME B31G方程预测的剩余寿命值小于有限元分析方法预测的剩余寿命值,也就是说改进的ASME B31G方程的预测结果更加保守。

鉴于以上2 种模型对管道剩余寿命的预测,在管道的维护维修过程中建议如下: 出于安全考虑,以改进的ASME B31G方程的预测结果为准,有计划地对管道缺陷进行维护维修; 以ASME B31G方程预测结果作为下限,以有限元分析方法预测结果作为上限,结合管道防腐蚀层和阴极保护效果等其他因素,灵活制定维修计划; 无论采用哪种方案,这些管道均需要在未来5 ~10 年内进行维修,参照TSG D7003 - 2010《压力管道定期检验规则———长输( 油气) 管道》的有关规定[11],管道再检测周期不超过5 年。

参考文献

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