不同体系焊材对复合钢管道维修焊缝疲劳性能的影响

陈坤; 宋怡漾; 芦丽莉; 李潮伟

doi:10.7512/j.issn.1001-2303.2022.12.06

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专辑

不同体系焊材对复合钢管道维修焊缝疲劳性能的影响
Influence of Welding Materials of Different Systems on Fatigue Properties of Maintenance Welds of Composite Steel Pipe
纸质出版日期： 2022-12-20 ，
DOI： 10.7512/j.issn.1001-2303.2022.12.06

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陈坤，宋怡漾，芦丽莉，等.不同体系焊材对复合钢管道维修焊缝疲劳性能的影响［J］.电焊机，2022，52（12）：51-61.

CHEN Kun, SONG Yiyang, LU Lili, et al.Influence of Welding Materials of Different Systems on Fatigue Properties of Maintenance Welds of Composite Steel Pipe[J].Electric Welding Machine, 2022, 52(12): 51-61.
陈坤，宋怡漾，芦丽莉，等.不同体系焊材对复合钢管道维修焊缝疲劳性能的影响［J］.电焊机，2022，52（12）：51-61. DOI： 10.7512/j.issn.1001-2303.2022.12.06.

CHEN Kun, SONG Yiyang, LU Lili, et al.Influence of Welding Materials of Different Systems on Fatigue Properties of Maintenance Welds of Composite Steel Pipe[J].Electric Welding Machine, 2022, 52(12): 51-61. DOI： 10.7512/j.issn.1001-2303.2022.12.06.

不同体系焊材对复合钢管道维修焊缝疲劳性能的影响 Influence of Welding Materials of Different Systems on Fatigue Properties of Maintenance Welds of Composite Steel Pipe first-author 陈　坤（1992—），男，硕士，助理研究员，主要从事机械及焊接工艺研究。陈　坤（1992—），男，硕士，助理研究员，主要从事机械及焊接工艺研究。中国核动力研究设计院，四川成都 610041 中国核动力研究设计院，四川成都 610041 Nuclear Power Institute of China, Chengdu 610041, China Nuclear Power Institute of China, Chengdu 610041, China 为了验证不同体系焊材（美标和俄标）对典型核电站复合钢管道维修焊缝疲劳性能的影响，采用经过焊接工艺评定的工艺参数、不同体系的焊材（美标和俄标）制备典型的复合钢管道维修试样，分别在其维修焊缝的熔敷区和热影响区截取满足设计要求的漏斗形疲劳试样，并对其进行常温下的疲劳性能测试及数据分析。测试结果表明，不同体系焊材（美标和俄标）的熔敷区和热影响区的低周疲劳性能非常接近；同种焊材修复焊缝的熔敷区疲劳性能明显优于热影响区疲劳性能。 In order to verify the influence of welding materials of different systems (American standard and Russian standard) on the fatigue properties of maintenance welds of composite steel pipe in typical nuclear power plant, typical maintenance samples of composite steel pipe are prepared by using process parameters evaluated by welding process and welding materials of different systems (American standard and Russian standard), the funnel-shaped fatigue samples meeting the design requirements are taken out from the deposited zone and heat affected zone of the maintenance weld, and the fatigue pro-perties are tested at room temperature and analyzed. The results show that the low cycle fatigue properties of deposited zone and heat affected zone of different welding materials (American standard and Russian standard) are very close; The fatigue properties of the deposited zone repaired by the same welding material is obviously better than that of the heat affected zone. 复合钢管道熔敷区热影响区疲劳性能 composite steel pipe deposition zone heat affected zone fatigue properties 前言 1 以田湾核电站为代表的WWER（Water-Water Energy Reactor）核电厂一回路管道系统大量采用复合钢管道，即在低合金钢管道内壁堆焊奥氏体不锈钢耐蚀层形成的复合层管道。该型复合钢管道需要长时间服役在高温高压的环境下，其焊缝熔敷区及热影响区的疲劳性能优劣严重影响着复合钢管道的使用寿命。典型的复合钢管道接头结构形式如图1 图1 所示［ 1 1 - 2 2 1-2 ］。该复合钢管道接头由市场应用很少的俄标焊材制备，而核电常用的焊材为美标焊材，供应厂家较多、技术成熟度高。由于分属不同的技术体系，美标焊材是否适用于WWER部件，尚缺乏试验研究及应用验证。宋怡漾［ 3 3 ］等人采用不同成分的不锈钢焊材在508-Ⅲ钢和ER347复合钢管预堆边进行堆焊试验，结果表明，采用高Ni不锈钢焊材焊接的堆焊层的组织形貌、显微硬度及能谱分析结果均支持熔合区存在部分马氏体转变或一定量的碳化物，且焊层间出现了再热裂纹。朱海东［ 4 4 ］结合实际施工中复合钢管道预堆边出现的缺陷和问题，提出了一种新的技术改进方式，既保证了复合钢管道焊接的有效性，又能提高施工效率。邓江勇［ 5 5 ］选用含奥氏体元素镍含量较高的焊接材料进行了预堆焊隔离层焊接，最终获得理想的具有较高抗裂性能和冲击性能的焊接接头。其他科研人员［ 6 6 - 8 8 6-8 ］对复合钢结构的焊接工艺与组织性能也进行了相关的研究，但未有关于复合钢管道维修焊缝疲劳性能的研究报道。综上所述，对不同体系焊材在复合钢焊缝维修技术上的应用以及复合钢焊缝维修技术的国产化研究具有一定的指导意义。为了美标体系焊材应用在WWER部件上具有理论依据性，文中分析俄标和美标两种体系焊材对复合钢管道维修焊缝的疲劳性能的影响。试验材料及试样 1 试样制备 2 采用经焊接工艺评定的工艺参数、同种材料制备典型的复合钢管道焊接接头，如图2 图2 所示。对制备的焊接接头进行挖补，使用经过焊接工艺评定的工艺参数及不同体系焊材完成挖补焊缝的制备，最终完成制备的焊缝如图3 图3 所示。不锈钢覆层的焊材为直径1.0 mm的ER347焊丝，采用自动氩弧焊工艺；用于隔离层堆焊的焊材为直径2.0 mm的CB-07X25H13不锈钢焊丝，采用手工氩弧焊工艺；用于过渡层堆焊的焊材为直径2.0 mm的CB-10X16H25AM6高镍不锈钢焊丝，采用手工氩弧焊工艺；用于保护层堆焊的焊材为直径2.0 mm的CB-04X19H11M3奥氏体不锈钢焊丝，采用手工氩弧焊工艺；对接焊材采用不锈钢焊材СВ-04X19H11M3和ЭА-400/10T，采用氩电联焊工艺；挖补焊缝用焊材为直径2.0 mm的CB-06X15H60M15镍基合金焊丝和直径2.4 mm的ERNiFe-7A镍基合金焊丝，采用手工氩弧焊工艺。具体焊接参数如表1 表1 ~ 表6 表6 所示，相关原材料化学成分如表7 表7 所示。 t 峰 /s t 基 /s U 电压 /V V 线 /（mm·min -1 ） V 送丝 /（mm·min -1 ） 0.15 0.15 12 200 1 400 I 峰 /A I 引弧 /A 枪气压力/MPa 是否摆动 230 15 0.2 不摆动焊丝直径 /mm 钨极直径 /mm 电流 /A 焊前预热 /℃ 保护气体压力 /MPa 2.0 3.2 105~125 ≥50 0.15~0.30 焊丝直径/mm 钨极直径/mm 电流/A 保护气体压力/MPa 2.0 3.2 95~125 0.15~0.30 焊丝直径 /mm 钨极直径 /mm 焊前预热 /℃ 电流 /A 保护气体压力 /MPa 2.0 3.2 ≥80 105~125 0.15~0.30 层数焊材牌号直径 /mm 电流 /A 枪气Ar /（L·min -1 ）背气Ar /（L·min -1 ） 1~4 СВ-04X19H11M3 2.0 65~140 8~15 ≥5 其余 ЭА-400/10T 3.0 70~130 — — 层数焊接电流/A 电弧电压/V 枪气压力/MPa 道间温度/℃ 1~3 110~160 14~17 0.15~0.30 ≤66 其余 145~200 15~22 0.15~0.30 ≤100 材料 2 C 4 Si 3 Mn 3 P 3 S 3 Cr 3 Ni 3 Mo 4 Cu 2 V 低合金钢508-III 2 0.11 4 0.29 3 0.83 3 0.015 3 0.008 3 0.12 3 1.81 3 0.47 4 0.05 2 0.03 材料 3 C 4 Si 3 Mn 4 P 2 S 4 Cr 3 Ni 4 Ti 3 B 不锈钢06Cr18Ni11Ti 3 0.043 4 0.37 3 0.72 4 0.033 2 0.001 4 17.33 3 9.15 4 0.40 3 0.001 6 材料 2 C 4 Si 3 Mn 3 P 3 S 3 Cr 3 Ni 3 Mo 4 Cu 2 Nb+Ta 不锈钢焊丝ER347 2 0.02 4 0.47 3 1.87 3 0.022 3 0.001 3 19.5 3 10.42 3 0.14 4 0.01 2 0.60 材料 3 C 4 Si 3 Mn 4 P 2 S 4 Cr 3 Ni 4 Mo 3 Cu 隔离层焊材CB-07X25H13 3 0.022 4 0.41 3 1.82 4 0.012 2 0.009 4 23.89 3 12.95 4 2.58 3 0.30 材料 2 C 4 Si 3 Mn 3 P 3 S 3 Cr 3 Ni 3 Mo 4 Cu 2 Al 过渡层焊材CB-10X16H25AM6 2 0.10 4 0.44 3 1.44 3 0.012 3 0.010 3 16.34 3 25.06 3 6.54 4 0.071 2 0.01 材料 4 C 4 Si 3 Mn 4 P 4 S 3 Cr 4 Ni 4 Mo 保护层焊材CB-04X19H11M3 4 0.05 4 0.55 3 1.86 4 0.021 4 0.012 3 19.2 4 11.2 4 2.6 材料 4 C 4 Si 3 Mn 4 P 4 S 3 Cr 4 Mo 4 Ni 对接焊焊材ЭА-400/10T 4 0.025 4 0.38 3 2.14 4 0.010 4 0.004 3 17.8 4 3.2 4 11.8 材料 C 4 Si 3 Mn 2 P 3 S 2 Cr 2 Mo 3 Al 2 V 3 Fe 4 Cu W 挖补焊材CB-06X15H60M15 0.03 4 0.20 3 1.30 2 0.005 3 0.004 2 14.86 2 14.76 3 0.05 2 0.01 3 2.50 4 0.02 0.08 材料 C 4 Si 3 Mn 2 P 3 S 2 Cr 2 Mo 3 Ni 2 Co 3 Fe 4 Cu Ti 挖补焊材ERNiFe-7A 0.031 4 0.12 3 0.75 2 0.003 3 0.001 3 2 28.6 2 0.41 3 58.3 2 0.005 3 9.2 4 0.03 0.27 疲劳试样取样 2 采用图4 图4 所示的板状漏斗试样，漏斗根部名义宽度为4 mm，名义厚度为1.5 mm。根据焊接接头和疲劳试样实际尺寸，熔敷区和热影响区试样均沿接头的环向取样，试样厚度方向如图5 图5 所示。熔敷区和热影响区试样端面在接头径向的疲劳取样位置如图6 图6 所示，应确保漏斗试样根部位于待考察的熔敷区或热影响区。样品实物如图7 图7 所示。 fatigue sample 试验装置 1 试验设备为美国MTS 809（25 kN）电液伺服材料试验机。MTS632.53F-14高温应变引伸计（标距12 mm，轴向测量范围-10％~20％）用于板状试样的低周疲劳试验应变控制。试验机载荷传感器和应变引伸计精度为0.5级。通过计算机对试验过程进行闭环控制和实时数据采集。为确保板状试样在疲劳试验过程中的良好对中性，将对中器装置（见图8 图8 ）用于板状试样的对中安装。试样安装过程中，在紧固试样与夹具时，保证试样平直且和夹具在同一对称轴上。图9 图9 为试样安装现场。试验方法 1 如图10 图10 所示，在跨漏斗两侧间距为12 mm的A点和B点处安装应变引伸计以控制包含漏斗变形在内的轴向应变。详细试验步骤为：①测量试样的宽度、厚度等尺寸，并做好记录。②安装专用夹具，安装过程中保证试样的对中性。③应用MPT软件对试样进行应变控制下的循环加载。每个试样的循环应力幅下降约20%或出现明显裂纹时停止加载。④试验疲劳曲线包括4~6级应变水平，每条疲劳曲线不少于12个有效试样，最长寿命控制在3万次以内，应变速率为0.005/s。数据分析方法 1 材料的循环稳定应力幅-应变幅关系可以采用Ramberg-Osgood模型表示： <math display="block" id="M1"><msub><mrow><mi>ε</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">a</mi></mrow></msub><mo>=</mo><mfrac><mrow><msub><mrow><mi>σ</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">a</mi></mrow></msub></mrow><mrow><mi>E</mi></mrow></mfrac><mo>+</mo><msup><mrow><mfenced separators="|"><mrow><mfrac><mrow><msub><mrow><mi>σ</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">a</mi></mrow></msub></mrow><mrow><mi>K</mi></mrow></mfrac></mrow></mfenced></mrow><mrow><mi>n</mi></mrow></msup></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046707&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046706&type= 23.11400032 8.97466660 式中　 σ a 和 ε a 分别为循环加载下材料的应力幅和应变幅； E 、 K 和 n 分别为材料的弹性模量、循环应变强化系数和循环应力强化指数。为了获得薄板漏斗试样在循环加载状态下的应力-应变等效换算关系，需要给出其循环稳定应力幅-应变幅关系作为有限元分析的输入材料本构关系。对于薄片漏斗试样，难以从试验中直接测量破坏局部（漏斗根部）的应力幅与应变幅。刘勤等［ 10 10 ］给出了薄片漏斗试样在循环加载条件下，载荷幅 P a 和加载线上位移幅 h a 之间的半解析关系： <math display="block" id="M2"><mfrac><mrow><msub><mrow><mi>h</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">a</mi></mrow></msub></mrow><mrow><msup><mrow><mi>h</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">*</mi></mrow></msup></mrow></mfrac><mo>=</mo><mi>k</mi><mfrac><mrow><msub><mrow><mi>P</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">a</mi></mrow></msub></mrow><mrow><msup><mrow><mi>P</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">*</mi></mrow></msup></mrow></mfrac><mo>+</mo><msup><mrow><mfenced separators="|"><mrow><mfrac><mrow><msub><mrow><mi>P</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">a</mi></mrow></msub></mrow><mrow><msup><mrow><mi>P</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">*</mi></mrow></msup></mrow></mfrac></mrow></mfenced></mrow><mrow><mi>n</mi></mrow></msup></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046711&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046710&type= 28.02466965 8.97466660 <math display="block" id="M3"><mi>k</mi><mo>=</mo><mfrac><mrow><msub><mrow><mi>k</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">1</mn></mrow></msub><msup><mrow><msub><mrow><mi>k</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msub></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">1</mn><mo>+</mo><mn mathvariant="normal">1</mn><mo>/</mo><mi>n</mi></mrow></msup></mrow><mrow><msub><mrow><mi>k</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">0</mn></mrow></msub></mrow></mfrac><mfrac><mrow><mi>K</mi></mrow><mrow><mi>E</mi></mrow></mfrac></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046715&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046713&type= 22.09799957 8.21266651 <math display="block" id="M4"><msup><mrow><mi>h</mi></mrow><mrow><mi 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2.25 以函数 P a = ηh a-e （ h a-e 为纯弹性位移）回归 P a - h a 试验曲线的线性段，可获得线性系数 η ；以函数 P a = Ch a-p m ´ （ h a-p 为纯塑性位移）回归 P a - h a 的纯塑性段，可获得塑性指数 m 和塑性系数 C 。根据式（2）~ 式（6）式（6）可得循环应力-应变关系式的材料常数 E 、 K 、 n 的表达式： <math display="block" id="M7"><mfenced open="{" close="" separators="|"><mrow><mtable columnalign="left"><mtr><mtd><mi>E</mi><mo>=</mo><mfrac><mrow><mi>η</mi><msup><mrow><mi>h</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">*</mi></mrow></msup></mrow><mrow><msup><mrow><mi>A</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">*</mi></mrow></msup><msub><mrow><mi>k</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">0</mn></mrow></msub></mrow></mfrac></mtd></mtr><mtr><mtd><mi>n</mi><mo>=</mo><mfrac><mrow><mn mathvariant="normal">1</mn></mrow><mrow><mi>m</mi></mrow></mfrac></mtd></mtr><mtr><mtd><mi>K</mi><mo>=</mo><mfrac><mrow><mi>C</mi><mtext> </mtext><msup><mrow><msup><mrow><mi>h</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">*</mi></mrow></msup></mrow><mrow><mn 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<math id="M9"><msup><mrow><mi>A</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">*</mi></mrow></msup><mo>=</mo><mo stretchy="false">(</mo><mn mathvariant="normal">2</mn><mi>w</mi><mo>-</mo><mi>π</mi><mi>R</mi><mo stretchy="false">)</mo><mtext> </mtext><mi>t</mi></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046747&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046745&type= 22.09799957 3.72533321 。通过式（1）~ 式（7）式（7）可由 P a - h a 曲线求得 σ a - ε a 曲线，并以此作为循环稳定后的材料单轴应力-应变关系。参照标准GB/T 15248—2008，可以得到材料的低周疲劳Manson-Coffin模型： <math display="block" id="M10"><msub><mrow><mi>ε</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">T</mi><mi mathvariant="normal">a</mi></mrow></msub><mo>=</mo><msubsup><mrow><mi>ε</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">T</mi><mi mathvariant="normal">a</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">e</mi></mrow></msubsup><mo>+</mo><msubsup><mrow><mi>ε</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">T</mi><mi 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7.28133297 试验结果与分析 1 俄标焊材试验结果 2 熔敷区（HA-S1）试验结果 3 表9 表9 为熔敷区试样在室温下的低周疲劳试验结果。综合各个试样循环稳定阶段的迟滞回线，得到熔敷区试样在室温下的多级等效循环滞回曲线，如图11 图11 所示。编号 Δ ε N /2 Δ ε T /2 Δ σ T /2 Δ ε Te /2 Δ ε Tp /2 2 N f 1 0.004 0.007 97 595.69 0.004 50 0.003 48 2 920 2 0.005 0.010 57 642.81 0.004 85 0.005 71 1 256 3 0.003 0.005 59 562.00 0.004 24 0.001 35 6 458 4 0.003 0.005 59 519.08 0.003 92 0.001 67 14 024 5 0.003 5 0.006 76 569.42 0.004 30 0.002 46 4 216 6 0.003 5 0.006 76 508.79 0.003 84 0.002 91 8 226 7 0.004 5 0.009 24 569.82 0.004 30 0.004 94 1 830 8 0.002 7 0.004 92 399.04 0.003 01 0.001 90 17 180 9 0.004 0.007 97 577.02 0.004 36 0.003 62 2 712 10 0.002 7 0.004 92 526.86 0.003 98 0.000 94 18 438 11 0.005 0.010 57 637.05 0.004 81 0.005 76 952 12 0.004 5 0.009 24 587.85 0.004 44 0.004 80 1 146 13 0.003 5 0.006 76 559.15 0.004 22 0.002 53 3 008 图12 图12 为熔敷区试样在常温下各级应变水平对应应力幅 σ Ta 与循环分数 N / N f 的关系曲线。熔敷区试样弹性和塑性应变幅与倍寿命关系曲线分别如图13 图13 、图14 图14 所示，图15 图15 为熔敷区试样总应变幅与倍寿命的试验曲线以及与Man-son-Coffin模型预测曲线的对比结果。可以看到，Manson-Coffin模型预测曲线与试验曲线吻合较好，模型参数如表10 表10 所示。温度 <math id="M11"><msubsup><mrow><mi>σ</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">f</mi></mrow><mrow><mi>'</mi></mrow></msubsup></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046787&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046785&type= 2.03200006 2.87866688 b <math id="M12"><msubsup><mrow><mi>ε</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">f</mi></mrow><mrow><mi>'</mi></mrow></msubsup></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046833&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046832&type= 1.77800000 2.87866688 c 室温 1 218.411 -0.094 5 0.175 4 -0.499 热影响区（HAZ-S1）试验结果 3 表11 表11 为热影响区材料（HAZ-S1）在室温下的低周疲劳试验结果。编号 Δ ε N /2 Δ ε T /2 Δ σ T /2 Δ ε Te /2 Δ ε Tp /2 2 N f 1 0.003 0.005 06 524.86 0.003 77 0.001 30 3 900 2 0.004 0.006 97 560.08 0.004 02 0.002 95 1 588 3 0.002 0.003 23 420.37 0.003 02 0.000 22 44 266 4 0.002 5 0.004 14 484.04 0.003 47 0.000 66 10 562 5 0.004 0.006 97 528.81 0.003 80 0.003 17 2 976 6 0.003 0.005 06 520.03 0.003 73 0.001 33 4 400 7 0.003 5 0.006 01 545.01 0.003 91 0.002 09 3 166 8 0.003 5 0.006 01 513.38 0.003 68 0.002 32 4 130 9 0.004 5 0.007 95 607.72 0.004 36 0.003 59 960 10 0.004 5 0.007 95 573.37 0.004 12 0.003 83 860 11 0.002 5 0.004 14 494.44 0.003 55 0.000 59 9 924 12 0.002 0.003 23 429.46 0.003 08 0.000 15 55 738 综合各个试样循环稳定阶段的迟滞回线，得到热影响区试样在室温下的多级等效循环滞回曲线，如图16 图16 所示。图17 图17 为热影响区试样在常温下各级应变水平对应应力幅 σ Ta 与循环分数 N / N f 的关系曲线，图18 图18 为热影响区试样弹性应变幅与倍寿命关系曲线，图19 图19 为热影响区试样塑性应变幅与倍寿命关系曲线，图20 图20 为热影响区试样总应变幅与倍寿命的试验曲线以及与Manson-Coffin模型预测曲线的对比结果。可以看到，Manson-Coffin模型预测曲线与试验曲线吻合较好，模型参数如表12 表12 所示。温度 <math id="M13"><msubsup><mrow><mi>σ</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">f</mi></mrow><mrow><mi>'</mi></mrow></msubsup></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046815&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046814&type= 2.03200006 2.87866688 b <math id="M14"><msubsup><mrow><mi>ε</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">f</mi></mrow><mrow><mi>'</mi></mrow></msubsup></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046833&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046832&type= 1.77800000 2.87866688 c 室温 1 017.08 -0.080 5 1.128 4 -0.8 美标焊材试验结果 2 熔敷区（HA-S2）试验结果 3 表13 表13 为熔敷区材料（HA-S2）在室温下的低周疲劳试验结果。编号 Δ ε N /2 Δ ε T /2 Δ σ T /2 Δ ε Te /2 Δ ε Tp /2 2 N f 1 0.004 0.007 97 595.16 0.004 66 0.003 31 2 554 2 0.003 0.005 59 517.22 0.004 05 0.001 54 5 844 3 0.003 0.005 59 560.48 0.004 39 0.001 20 7 202 4 0.004 0.007 97 558.31 0.004 37 0.003 60 1 934 5 0.004 5 0.009 24 627.40 0.004 91 0.004 33 1 020 6 0.002 3 0.004 05 414.11 0.003 24 0.000 81 33 036 7 0.003 5 0.006 76 549.10 0.004 30 0.002 46 2 464 8 0.004 5 0.009 24 587.12 0.004 60 0.004 65 1 226 9 0.003 5 0.006 76 530.21 0.004 15 0.002 61 2 776 10 0.002 5 0.004 48 437.30 0.003 42 0.001 05 18 700 11 0.002 5 0.004 48 470.44 0.003 68 0.000 80 14 774 12 0.002 3 0.004 05 406.83 0.003 18 0.000 86 29 674 综合各个试样循环稳定阶段的迟滞回线，得到熔敷区试样在室温下的多级等效循环滞回曲线，如图21 图21 所示。 specimen at room temperature 图22 图22 为熔敷区试样在常温下各级应变水平对应应力幅 σ Ta 与循环分数 N / N f 的关系曲线，图23 图23 、图24 图24 为熔敷区试样弹性和塑性应变幅与倍寿命关系曲线图25 图25 为熔敷区试样总应变幅与倍寿命的试验曲线以及与Manson-Coffin模型预测曲线的对比结果。可以看到，Manson-Coffin模型预测曲线与试验曲线吻合较好，模型参数列于表14 表14 中。 N / N f of deposited sample at room temperature 温度 <math id="M15"><msubsup><mrow><mi>σ</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">f</mi></mrow><mrow><mi>'</mi></mrow></msubsup></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046831&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046830&type= 2.03200006 2.87866688 b <math id="M16"><msubsup><mrow><mi>ε</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">f</mi></mrow><mrow><mi>'</mi></mrow></msubsup></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046833&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046832&type= 1.77800000 2.87866688 c 室温 1 354.235 -0.112 3 0.185 4 -0.537 热影响区材料（HAZ-S2）试验结果 3 表15 表15 为热影响区试样在室温下的低周疲劳试验结果。综合各个试样循环稳定阶段的迟滞回线，得到热影响区试样在室温下的多级等效循环滞回曲线，如图26 图26 所示。编号 Δ ε N /2 Δ ε T /2 Δ σ T /2 Δ ε Te /2 Δ ε Tp /2 2 N f 1 0.003 0.005 498.02 0.003 29 0.001 77 3 516 2 0.003 0.005 475.55 0.003 14 0.001 92 4 742 3 0.003 5 0.006 529.06 0.003 50 0.002 51 2 272 4 0.004 0.006 536.58 0.003 55 0.003 42 1 672 5 0.004 0.006 520.98 0.003 45 0.003 52 1 978 6 0.002 5 0.004 483.84 0.003 20 0.000 94 8 334 7 0.002 5 0.004 454.02 0.003 00 0.001 14 1 256 8 0.003 5 0.006 500.75 0.003 31 0.002 69 2 604 9 0.002 2 0.003 432.20 0.002 86 0.000 73 2 725 10 0.002 2 0.003 445.40 0.002 95 0.000 65 3 404 11 0.002 2 0.003 435.10 0.002 88 0.000 72 2 147 12 0.002 2 0.003 406.33 0.002 69 0.000 91 3 606 13 0.002 5 0.004 444.90 0.002 94 0.001 20 9 048 图27 图27 为热影响区试样在常温下各级应变水平对应应力幅 σ Ta 与循环分数 N / N f 的关系曲线。图28 图28 为热影响区试样弹性应变幅与倍寿命关系曲线，图29 图29 为热影响区试样塑性应变幅与倍寿命关系曲线，图30 图30 为热影响区试样总应变幅与倍寿命的试验曲线以及与Manson-Coffin模型预测曲线的对比结果。可以看到，Manson-Coffin模型预测曲线与试验曲线吻合较好，模型参数如表16 表16 所示。温度 <math id="M17"><msubsup><mrow><mi>σ</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">f</mi></mrow><mrow><mi>'</mi></mrow></msubsup></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046924&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046921&type= 2.03200006 2.87866688 b <math id="M18"><msubsup><mrow><mi>ε</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">f</mi></mrow><mrow><mi>'</mi></mrow></msubsup></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046930&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=39046927&type= 1.77800000 2.87866688 c 室温 907.344 -0.0 736 0.1 431 -0.516 对比分析 2 表17 表17 为两类焊材不同批次在室温下的Manson-Coffin模型参数，图31 图31 为熔敷区试样第一批与第二批的Δ ε T /2-2 N f 曲线对比结果，图32 图32 为热影响区材料第一批与第二批的Δ ε T /2-2 N f 曲线对比结果。区域 2 熔敷区 2 热影响区焊材种类俄标美标俄标美标 σ' f 1 218.411 2 1 354.234 8 1 017.079 8 907.344 b -0.094 5 -0.112 3 -0.080 5 -0.073 6 ε' f 0.175 4 0.185 4 1.128 4 0.143 1 c -0.499 -0.537 -0.8 -0.516 可以看到，两种焊材的热影响区的低周疲劳性能非常接近，第一种焊材的熔敷区材料的低周疲劳性能略优于第二种焊材的熔敷区材料的低周疲劳性能，但整体上两种焊材的焊缝区材料的低周疲劳性能非常接近，说明不同体系焊材对维修焊缝区的低周疲劳性能影响很小。图33 图33 、图34 图34 分别为第一批和第二批焊材的熔敷区和热影响区材料的Δ ε T /2-2 N f 曲线对比结果。可以看到，对于同种焊材而言，熔敷区的疲劳性能明显优于热影响区的疲劳性能，最可能的原因是热影响区的晶粒尺寸梯度变化大，在循环加载的条件下更易疲劳失效。结论 1 （1）不同体系焊材（美标和俄标）的熔敷区和热影响区的低周疲劳性能非常接近，在维修此类复合钢管道时，维修焊缝区的疲劳性能受到不同焊材体系的影响很小。（2）实际此类复合钢管道维修焊缝，绝大多数情况是在热影响区出现疲劳失效，而同种焊材修复焊缝的熔敷区疲劳性能明显高于热影响区疲劳性能，这表明此类维修焊缝出现疲劳失效与其不同焊缝区域的疲劳性能差异性相关。参考文献芦丽莉，王理，宋怡漾，等 . 核级复合钢管件的替代制件研究［J］. 科技视界， 2016 （ 11 ）： 20 - 21 . 核级复合钢管件的替代制件研究 LU L L ， WANG L ， SONG Y Y ， et al . 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液化裂纹敏感性评价试验方法综述

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