壁厚不均對(duì)平面內(nèi)彎矩作用下P92鋼管彎頭蠕變壽命的影響

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(華北電力大學(xué),電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測(cè)與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102206)

0 引 言

管道彎頭是電站高溫蒸汽管道中的重要部件，由于特殊的結(jié)構(gòu)和受力特征，使得其成為電站管道系統(tǒng)中最薄弱的環(huán)節(jié)之一。由于彎頭長(zhǎng)時(shí)間在高溫高壓環(huán)境下工作，因此蠕變失效成為其主要的失效形式。在管道制造過(guò)程中，彎頭會(huì)存在一定的形狀缺陷，如橫截面壁厚不均等[1]。在設(shè)計(jì)過(guò)程中，彎頭的壽命通常與直管的平均直徑[2]有關(guān)，并未考慮壁厚不均的影響。因此，研究壁厚不均對(duì)彎頭蠕變的影響，對(duì)電站彎頭的壽命評(píng)估具有重要意義。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)管道彎頭蠕變的研究方法主要包括試驗(yàn)和有限元模擬兩種。牛小馳等[3]利用損傷力學(xué)的方法分析了主蒸汽管道管線的損傷分布情況，發(fā)現(xiàn)彎頭的損傷速率較直管的快，是整個(gè)管道的薄弱部位。李建等[4]對(duì)有局部減薄缺陷的P91鋼管彎頭的蠕變極限進(jìn)行了有限元分析，提出了有局部減薄缺陷彎頭的安全評(píng)定方法。ROUSE等[5]對(duì)壁厚不均的90°管彎頭在內(nèi)壓載荷下的蠕變過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明壁厚不均導(dǎo)致的應(yīng)力再分布對(duì)蠕變壽命有顯著影響。HYDE等[6-7]對(duì)具有初始橢圓度和無(wú)初始橢圓度的90°彎頭在內(nèi)壓載荷下的蠕變過(guò)程進(jìn)行了有限元模擬，結(jié)果表明橢圓度引起彎頭截面損傷位置發(fā)生變化，從而導(dǎo)致蠕變壽命縮短。GAMPE等[8]對(duì)帶缺口的P91和P22鋼管彎頭進(jìn)行了蠕變?cè)囼?yàn)，分析了兩種鋼管彎頭的蠕變裂紋萌生和擴(kuò)展情況。NONAKA等[9]對(duì)9Cr1Mo鋼再熱彎頭進(jìn)行了全尺寸的內(nèi)壓蠕變?cè)囼?yàn)，經(jīng)超聲波探傷儀檢測(cè)發(fā)現(xiàn)蠕變裂紋最先出現(xiàn)在接近彎頭內(nèi)表面處，取平均直徑處的應(yīng)力所得到的單軸試驗(yàn)結(jié)果與全尺寸蠕變?cè)囼?yàn)結(jié)果吻合。

軍事英語(yǔ)的教學(xué)活動(dòng)是一種創(chuàng)造性的建構(gòu)活動(dòng)，幫助學(xué)生習(xí)得語(yǔ)塊就意味著向創(chuàng)造性的語(yǔ)言輸出過(guò)渡。作為具有成熟分析能力的學(xué)習(xí)者，在這種創(chuàng)新性教學(xué)模式的引導(dǎo)下，通過(guò)對(duì)語(yǔ)塊不斷認(rèn)知、總結(jié)和使用，學(xué)生一定能獲得軍事英語(yǔ)詞匯生成規(guī)則并能創(chuàng)造性地產(chǎn)出和使用。

目前，國(guó)內(nèi)外關(guān)于平面內(nèi)彎矩載荷下彎頭蠕變?cè)囼?yàn)研究的相關(guān)報(bào)道較少。因此，為了研究壁厚不均對(duì)彎頭蠕變壽命的影響，作者在平面內(nèi)彎矩作用下P92鋼管彎頭高溫蠕變?cè)囼?yàn)的基礎(chǔ)上，利用有限元方法模擬了不同壁厚不均度鋼管彎頭在平面內(nèi)彎矩載荷下的高溫蠕變過(guò)程，分析了彎頭在不同位置處的應(yīng)力和損傷情況，得到了彎頭蠕變壽命與壁厚不均度之間的關(guān)系，為彎頭蠕變壽命的評(píng)估提供了理論支持。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)用管道為住友公司生產(chǎn)的P92鋼直管和彎頭，鋼管平均直徑168 mm，平均壁厚9 mm。采用氬弧焊在彎頭兩端焊接長(zhǎng)度為300 mm的直管，焊接后進(jìn)行高溫?zé)崽幚恚３趾缚跍囟?60 ℃，保溫8 h，升溫速率和冷卻速率均小于100 ℃·h-1。P92鋼的化學(xué)成分見(jiàn)表1，彎頭的形狀與尺寸見(jiàn)圖1。

表1 P92鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.1 Chemical composition of P92 steel (mass) %

圖1 P92鋼管彎頭的形狀與尺寸Fig.1 Shape and dimension of P92 steel pipe bend

彎頭的載荷是通過(guò)電機(jī)驅(qū)動(dòng)絲杠來(lái)完成加載的，最大推力為300 kN，推力精度為±0.1 kN，能實(shí)現(xiàn)恒推力的持續(xù)加載，加載裝置如圖2所示。試驗(yàn)前為了預(yù)估所施加推力的大小，采用有限元軟件ANSYS對(duì)不同推力條件下的應(yīng)力分布進(jìn)行模擬。對(duì)于壁厚均勻的彎頭，彈性狀態(tài)下的最大應(yīng)力出現(xiàn)在側(cè)弧內(nèi)側(cè)，當(dāng)推力為50 kN時(shí)，最大應(yīng)力為188 MPa，當(dāng)進(jìn)入蠕變階段后，由于應(yīng)力的再分布導(dǎo)致蠕變穩(wěn)定階段彎頭的峰值應(yīng)力降到135 MPa。因此，試驗(yàn)中采用的推力為50 kN，對(duì)彎頭試樣進(jìn)行平面內(nèi)彎矩作用下的高溫蠕變?cè)囼?yàn)，在試驗(yàn)過(guò)程中適當(dāng)中斷試驗(yàn)并進(jìn)行相關(guān)數(shù)據(jù)的測(cè)試，直至試樣被破壞，并與單軸蠕變?cè)囼?yàn)結(jié)果[10]進(jìn)行對(duì)比。采用履帶式加熱器，通過(guò)陶瓷繩包覆管道對(duì)其進(jìn)行加熱，如圖3所示，取鋼管中間截面為溫度控制點(diǎn)，控制彎頭部分溫度為650 ℃。采用高溫電阻應(yīng)變片測(cè)彎頭不同位置處的周向應(yīng)變和軸向應(yīng)變。

圖2 加載裝置示意Fig.2 Diagram of the loading device

圖3 履帶式加熱器示意Fig.3 Diagram of the crawler heater

以彎頭中心截面為對(duì)稱面，沿彎頭中心線選取5個(gè)截面，每個(gè)截面標(biāo)記8個(gè)測(cè)試點(diǎn)，用于試驗(yàn)數(shù)據(jù)的測(cè)試，如圖4所示。利用熱電偶對(duì)試驗(yàn)過(guò)程中所有測(cè)試點(diǎn)的溫度進(jìn)行測(cè)試，采用高溫電阻應(yīng)變片對(duì)試驗(yàn)過(guò)程中管道OC截面上外弧、側(cè)弧和內(nèi)弧等3處(即圖4中#1，#3或#3′，#1′位置)的應(yīng)變進(jìn)行測(cè)試。采用超聲測(cè)厚儀測(cè)管道壁厚，測(cè)量精度為0.001 mm，分別在試驗(yàn)前、試驗(yàn)中斷時(shí)(48%蠕變壽命)和試驗(yàn)后(100%蠕變壽命)測(cè)管道OC截面的壁厚。

圖4 測(cè)試點(diǎn)位置在鋼管彎頭上的分布Fig.4 Distribution of measurement positions on the steel pipe bend

2 試驗(yàn)結(jié)果

高溫蠕變?cè)囼?yàn)結(jié)果表明，彎頭試樣的蠕變壽命為278 h，而在其他試驗(yàn)條件相同的條件下，P92鋼管彎頭試樣的單軸蠕變壽命為987 h[10]，這說(shuō)明多軸應(yīng)力加速了彎頭的蠕變損傷速率，大大降低了彎頭的蠕變壽命。

圖5 鋼管彎頭OC截面處不同測(cè)試點(diǎn)的蠕變應(yīng)變Fig.5 Creep strains of different measurement positions in OC section of the steel pipe bend

圖6 鋼管彎頭壁厚在試驗(yàn)前和蠕變過(guò)程中的變化Fig.6 Changes of wall-thickness of the steel pipe bend before and during creep tests

由圖5可知，在蠕變過(guò)程中，彎頭內(nèi)弧周向蠕變應(yīng)變速率最大，最先發(fā)生失效，其次是側(cè)弧和外弧位置。由圖6可知：試驗(yàn)前彎頭試樣存在壁厚不均的情況，其中側(cè)弧#3位置處的壁厚最小，側(cè)弧#3′位置處的壁厚最大；在蠕變過(guò)程中，OC截面各處的壁厚均有所減小，試驗(yàn)前壁厚越小，試驗(yàn)后壁厚減小得越多，其中側(cè)弧#3位置處壁厚減小得最多，這與管彎頭因蠕變變形而導(dǎo)致應(yīng)力再分布有關(guān)，說(shuō)明壁厚不均會(huì)對(duì)彎頭的蠕變壽命產(chǎn)生顯著影響。

3 有限元分析

3.1 蠕變模型和彎頭模型的建立

為了分析壁厚不均對(duì)在平面內(nèi)彎矩作用下的彎頭蠕變壽命的影響，對(duì)彎頭的蠕變過(guò)程進(jìn)行有限元模擬。由于彎頭OC截面不同位置處的應(yīng)力分布不均所形成的多軸應(yīng)力狀態(tài)會(huì)導(dǎo)致?lián)p傷分布不均，因此模擬中采用可描述非均勻蠕變過(guò)程的改進(jìn)Kachanov-Robatnov模型[11-12]，該模型的表達(dá)式為

基于自調(diào)整因子模糊PID是在傳統(tǒng)模糊PID的基礎(chǔ)上改進(jìn)模糊規(guī)則，實(shí)現(xiàn)控制規(guī)則的調(diào)整。仿真結(jié)果表明:基于自調(diào)整因子模糊PID在直流電機(jī)速度控制上具有更好的魯棒性、抗干擾能力，能得到更好的控制效果。

σrep=ασI+(1-α)σe

(1)

將式(1)～(4)的蠕變模型嵌入到ANSYS軟件的蠕變接口程序usercreep.f文件中進(jìn)行二次開(kāi)發(fā)，并對(duì)平面內(nèi)彎矩作用下的彎頭進(jìn)行有限元分析。在計(jì)算過(guò)程中當(dāng)損傷常數(shù)達(dá)到0.95時(shí)，認(rèn)為蠕變壽命終結(jié)，自動(dòng)停止有限元計(jì)算。由于彎頭尺寸的對(duì)稱性，對(duì)于外弧減薄的彎頭，在進(jìn)行有限元分析時(shí)只需對(duì)彎頭1/4部分進(jìn)行建模，彎頭和直管段部分均采用掃略形式劃分網(wǎng)格，其余部分采用自由網(wǎng)格劃分，有限元網(wǎng)格劃分及邊界條件如圖8所示。對(duì)于側(cè)弧減薄的彎頭，由于彎頭兩側(cè)的壁厚不同，因此需要對(duì)彎頭的1/2部分進(jìn)行建模，有限元網(wǎng)格劃分及邊界條件與外弧減薄彎頭的類似。為了模擬試驗(yàn)中的加載過(guò)程，在彎頭端部連接孔的中心建立了一個(gè)節(jié)點(diǎn)，將其與孔壁設(shè)置為剛性接觸，并在該節(jié)點(diǎn)上施加平面內(nèi)的推力，使整個(gè)彎頭受到平面內(nèi)彎矩的作用，推力為50 kN。

(2)

該系統(tǒng)體積小，重量輕，成本低廉可應(yīng)用于未來(lái)的光伏發(fā)電系統(tǒng)，只需依據(jù)光伏組件的實(shí)際數(shù)量做出具體調(diào)整即可.并且證明該系統(tǒng)使用的傳感器測(cè)量的電流、電壓信號(hào)的精度高、可靠性好.因?yàn)樵搨鞲衅餮訒r(shí)短可以即時(shí)發(fā)現(xiàn)光伏發(fā)電系統(tǒng)的故障節(jié)點(diǎn)，更加方便工作人員及時(shí)對(duì)光伏陣列進(jìn)行維護(hù)與檢修，進(jìn)而在保證生產(chǎn)成本的基礎(chǔ)上提高了光伏發(fā)電效率.

(3)

σI=max{|σ1|,|σ2|,|σ3|}

護(hù)理人員對(duì)患者未保持高度的重視和風(fēng)險(xiǎn)意識(shí),常常忽略患者機(jī)體的細(xì)微變化[2],在患者出現(xiàn)突發(fā)狀況時(shí)未及時(shí)給予有效的護(hù)理干預(yù),導(dǎo)致患者的病情加重,延長(zhǎng)住院時(shí)間,由于不能為患者提供良好的服務(wù)和幫助,常常會(huì)產(chǎn)生護(hù)理人員和患者之間的矛盾,同時(shí)在日常工作中護(hù)理人員未全面了解患者的文化水平等,導(dǎo)致護(hù)理人員與患者產(chǎn)生分歧和醫(yī)囑傳達(dá)理解錯(cuò)誤等情況發(fā)生,誤認(rèn)為護(hù)理工作者的技術(shù)素質(zhì)與業(yè)務(wù)水平不過(guò)關(guān)[3],產(chǎn)生分歧,影響護(hù)患之間的關(guān)系,降低對(duì)護(hù)理的滿意度。

(4)

外弧減薄的鋼管彎頭：

由圖10可以看出：側(cè)弧減薄鋼管彎頭的較高參考應(yīng)力主要位于側(cè)弧和內(nèi)弧處。外弧減薄鋼管彎頭的參考應(yīng)力分布與側(cè)弧減薄的類似。由圖11可知：在穩(wěn)態(tài)蠕變階段，外弧減薄鋼管彎頭的內(nèi)弧和側(cè)弧內(nèi)表面的參考應(yīng)力均與均勻壁厚鋼管彎頭的基本相同，而內(nèi)弧和側(cè)弧外表面的參考應(yīng)力均明顯低于均勻壁厚鋼管彎頭的；側(cè)弧減薄鋼管彎頭的內(nèi)弧和側(cè)弧內(nèi)表面和外表面的參考應(yīng)力均高于均勻壁厚鋼管彎頭的，且管壁減薄側(cè)的參考應(yīng)力高于另一側(cè)的。因此，鋼管彎頭不同位置處管壁的減薄導(dǎo)致了不同的應(yīng)力分布，最大參考應(yīng)力均位于側(cè)弧內(nèi)表面附近。

(5)

學(xué)生筆下的詩(shī)句比原詩(shī)更靈動(dòng)，更有趣。有了范文引路，學(xué)生寫(xiě)起來(lái)言之有物，言之有序，既有仿效，又有創(chuàng)新，更重要的是通過(guò)仿寫(xiě)，學(xué)生掌握了作者的巧妙構(gòu)思，為以后的寫(xiě)作打下了一定基礎(chǔ)。

表2 650 ℃下P92鋼的力學(xué)性能參數(shù)和蠕變模型參數(shù)Tab.2 Mechanical property parameters and creep model parameters of P92 steel at 650 ℃

圖7 鋼管彎頭OC截面不同位置處的壁厚減薄示意Fig.7 Diagram of wall-thickness reduction in different locations in OC section of the steel pipe bend: (a) wall-thickness reduction in the extrados and (b) wall-thickness reduction in the flank

對(duì)不同管壁減薄形式和不同壁厚不均度的彎頭在平面內(nèi)彎矩作用下的蠕變過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，彎頭OC截面的幾何尺寸和壁厚不均度見(jiàn)表3。

式中：Ct為壁厚不均度；t為平均壁厚；tmin為最小壁厚。

污水的深度處理工藝的目的是進(jìn)一步去除污水中經(jīng)二級(jí)處理后剩余的污染物質(zhì)，工藝的選擇取決于二級(jí)處理出水的水質(zhì)和所需達(dá)到的水質(zhì)標(biāo)準(zhǔn)。二級(jí)處理出水中污染物質(zhì)為有機(jī)物和無(wú)機(jī)物的混合體，有機(jī)物包括細(xì)菌、病菌、藻類及原始生物等。不論是有機(jī)物還是無(wú)機(jī)物，根據(jù)它們存在于污水中的顆粒的大小又可分 為 懸 浮 物 （＞1μm）、膠 體 （1μm ～1nm）和 溶 解 物 （<1nm），一般來(lái)說(shuō)通過(guò)混凝沉淀等常規(guī)工藝可以去除懸浮物和膠體粒子。溶解性雜質(zhì)必須通過(guò)某些非常規(guī)手段才能去除。

表3 不同壁厚不均度的鋼管彎頭截面尺寸Tab.3 Sectional dimension of the steel pipe bends withdifferent eccentricity

圖8 鋼管彎頭的有限元網(wǎng)格劃分和邊界條件Fig.8 Finite element meshes generation and boundary conditions for the steel pipe bend

3.2 有限元模擬結(jié)果與分析

由圖9可知：經(jīng)過(guò)400 h蠕變?cè)囼?yàn)后，壁厚均勻彎頭的等效應(yīng)力峰值從165 MPa減小為121 MPa，這說(shuō)明在蠕變過(guò)程中，蠕變變形改變了應(yīng)力的分布。結(jié)合式(2)和式(3)分析可知，等效應(yīng)力決定著參考應(yīng)力，從而影響損傷的分布。

文獻(xiàn)[14]對(duì)熱推和冷彎兩種制造工藝得到的彎頭進(jìn)行研究，結(jié)果表明彎頭的內(nèi)弧、外弧和側(cè)弧位置處(即圖4中的#1′，#1，#3或#3′位置)均可能成為管壁減薄最嚴(yán)重的區(qū)域。結(jié)合文獻(xiàn)[15]中對(duì)壁厚不均度的定義以及彎頭的實(shí)際尺寸，將管壁減薄分為外弧減薄和側(cè)弧減薄兩種形式，如圖7所示，圖中R為鋼管外徑，r為鋼管內(nèi)徑，h為偏心度。彎頭的壁厚不均度可以采用式(5)進(jìn)行描述。

圖9 均勻壁厚鋼管彎頭在蠕變開(kāi)始和結(jié)束時(shí)的等效應(yīng)力分布云圖Fig.9 Effective stress distribution contours of the steel pipe bend with even wall-thickness at the beginning (a) and end (b) of creep

圖10 側(cè)弧減薄鋼管彎頭在穩(wěn)態(tài)蠕變階段的參考應(yīng)力分布云圖(50%蠕變壽命)Fig.10 Representative stress distribution contours of the steel pipe bend with wall-thickness reduction in the flank during stationary creep stage (50% creep lifetime)

由圖12可知：對(duì)于均勻壁厚和外弧減薄的鋼管彎頭，在蠕變過(guò)程中最大參考應(yīng)力均位于側(cè)弧內(nèi)表面；對(duì)于側(cè)弧減薄的鋼管彎頭，在蠕變過(guò)程中側(cè)弧減薄內(nèi)表面和側(cè)弧增厚內(nèi)表面的參考應(yīng)力最大，其次為內(nèi)弧外表面。這與試驗(yàn)中測(cè)得的鋼管彎頭OC截面內(nèi)弧處變形最大的結(jié)果一致。由圖13可以看出，鋼管彎頭的最大損傷出現(xiàn)在側(cè)弧內(nèi)表面，這與最大參考應(yīng)力的位置基本重合，說(shuō)明鋼管彎頭首先從側(cè)弧內(nèi)表面開(kāi)始失效。

圖11 均勻壁厚和管壁減薄鋼管彎頭OC截面不同位置處內(nèi)外表面的參考應(yīng)力(50%蠕變壽命，h=2)Fig.11 Representative stresses at different positions in OC section of the steel pipe bend with even wall-thickness and different wall-thickness reduction (50% creep lifetime，h=2): (a)inner surface and (b)outer surface

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

由模擬結(jié)果可以得到平面內(nèi)彎矩作用下鋼管彎頭的蠕變壽命與壁厚不均度之間的關(guān)系，如圖14所示。由圖14可知：外弧減薄鋼管彎頭的蠕變壽命隨壁厚不均度的增大而延長(zhǎng)，且呈線性關(guān)系；側(cè)弧減薄鋼管彎頭的蠕變壽命隨壁厚不均度的增大而縮短，且縮短趨勢(shì)逐漸減緩。由此建立壁厚不均度和鋼管彎頭蠕壽命tf之間的關(guān)系模型，關(guān)系式見(jiàn)式(6)～(7)。

對(duì)單軸蠕變?cè)囼?yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理可得到材料常數(shù)B，m，n0，n，A;采用蒙特-卡羅尋優(yōu)法可求得材料常數(shù)M，μ和損傷常數(shù)φ;材料常數(shù)α可通過(guò)有限元模擬與缺口試樣的蠕變?cè)囼?yàn)來(lái)確定[13]。因此，650 ℃下P92鋼的力學(xué)性能參數(shù)和蠕變模型參數(shù)見(jiàn)表2。

tf=302.4Ct+403.39

(6)

側(cè)弧減薄的鋼管彎頭：

少先隊(duì)員們?cè)谥驹富顒?dòng)中自主策劃方案、自主踐行活動(dòng)、自主評(píng)價(jià)成果，不斷促進(jìn)自身主動(dòng)地成長(zhǎng)。自主，是少先隊(duì)員當(dāng)家做主的權(quán)利，是雛鷹日漸豐滿羽翼的催化劑，是少先隊(duì)員翱翔藍(lán)天的力量源泉！

tf=479.24e-9.155Ct

(7)

由圖14可知，試驗(yàn)得到側(cè)弧減薄鋼管彎頭的蠕變壽命與壁厚不均度的關(guān)系滿足式(7)。因此，試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了該關(guān)系模型的準(zhǔn)確性，該關(guān)系模型可以準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)平面內(nèi)彎矩作用下壁厚不均鋼管彎頭的蠕變壽命。

其中[α]是許用壓力角。δmax、δmin的最大可取值區(qū)間是[0,180]，由式(12)前2式知α1、α2的最大可取值區(qū)間是[-90,90]，由式(13)、式(15)有

圖12 均勻壁厚和管壁減薄鋼管彎頭不同位置處的參考應(yīng)力在蠕變過(guò)程中的變化曲線(h=2)Fig.12 Change curves of the representative stress of different positions of the steel pipe bends with even wall-thickness (a) and different wall-thickness reduction (b-c) (h=2): (b) extrados reduction and (c) flank reduction

圖13 均勻壁厚鋼管彎頭在蠕變后的損傷分布Fig.13 Damage distribution of the steel pipe bend with even wall-thickness after creep

圖14 平面內(nèi)彎矩作用下鋼管彎頭的壁厚不均度與蠕變壽命的關(guān)系Fig.14 Relationship between eccentricity and creep lifetime of the steel pipe bend subjected to in-plane bending

5 結(jié) 論

(1) 壁厚不均的P92鋼管彎頭在平面內(nèi)彎矩作用下的高溫蠕變?cè)囼?yàn)中，彎頭內(nèi)弧的蠕變應(yīng)變速率較大，其次為側(cè)弧和外弧位置的。

(2) 利用改進(jìn)的Kachanov-Robatnov蠕變模型對(duì)不同壁厚不均度和不同管壁減薄鋼管彎頭的高溫蠕變過(guò)程進(jìn)行了有限元模擬，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合，并得到了平面內(nèi)彎矩作用下鋼管彎頭的蠕變壽命與壁厚不均度之間的關(guān)系。

(3) 外弧減薄鋼管彎頭的蠕變壽命隨壁厚不均度的增大而延長(zhǎng)，且呈線性關(guān)系；側(cè)弧減薄鋼管彎頭的蠕變壽命隨壁厚不均度的增大而縮短，且縮短趨勢(shì)逐漸減緩。

(4) 建立了壁厚不均度和鋼管彎頭蠕變壽命之間的關(guān)系模型，試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了該關(guān)系模型的準(zhǔn)確性，因此該關(guān)系模型可以準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)平面內(nèi)彎矩作用下壁厚不均鋼管彎頭的蠕變壽命。

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