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1、(10)申请公布号 CN 103995957 A (43)申请公布日 2014.08.20 C N 1 0 3 9 9 5 9 5 7 A (21)申请号 201410156138.0 (22)申请日 2014.04.18 G06F 19/00(2011.01) (71)申请人华东理工大学 地址 200237 上海市徐汇区梅陇路130号 (72)发明人王宁 涂善东 刘洪起 (74)专利代理机构上海翼胜专利商标事务所 (普通合伙) 31218 代理人翟羽 曾人泉 (54) 发明名称 针对蠕变损伤及体积型缺陷的承压结构的安 全评定方法 (57) 摘要 本发明针对蠕变损伤及体积型缺陷的承压结 构的安。
2、全评定方法，包含以下步骤：对长期工 作的承压结构建立弹塑性本构模型，用以预测所 述承压结构的弹塑性响应，为估算其承载极限做 准备；运用有限元分析方法研究带各种凹坑及 局部减薄缺陷的承压结构在内压或弯矩载荷作用 下塑性区域的扩展过程和失效模式，研究各种凹 坑及局部减薄所致的不同蠕变损伤对承压结构承 载极限的影响，定量地算出承压结构的承载极限 值；确定安全评定步骤，对含有蠕变损伤和/或 体积型缺陷的承压结构进行安全评估。本发明首 次将蠕变损伤与体积型缺陷尺寸的影响紧密结 合，制定出适合高温高压下长期工作的承压结构 的安全评定标准，具有明确的物理意义，适合在工 程中使用。 (51)Int.Cl. 权。
3、利要求书3页 说明书9页 附图6页 (19)中华人民共和国国家知识产权局 (12)发明专利申请 权利要求书3页 说明书9页 附图6页 (10)申请公布号 CN 103995957 A CN 103995957 A 1/3页 2 1.针对蠕变损伤及体积型缺陷的承压结构的安全评定方法，其特征在于，包含以下步 骤： （1）对长期工作的承压结构建立弹塑性本构模型，用以预测所述承压结构的弹塑性响 应；在本步骤中，基于Ramberg-Osgood模型构建一个耦合材料各向同性的蠕变损伤的弹塑 性本构模型，将所述承压结构所受到的蠕变损伤耦合到弹塑性本构模型中，预测长期服役 后的承压结构的弹塑性响应，进而为估算。
4、其承载极限做准备； （2）在步骤（1）的基础上，得到含有蠕变损伤材料的力学特性，运用有限元分析方法，研 究带各种形状、尺寸的凹坑及局部减薄缺陷的承压结构在内压或弯矩载荷作用下塑性区域 的扩展过程和失效模式，研究各种凹坑及局部减薄缺陷所致的不同蠕变损伤对所述承压结 构承载极限的影响，定量地算出所述承压结构的承载极限值； （3）根据步骤（2）有限元的分析和计算结果及拟合公式，确定安全评定步骤，对含有蠕 变损伤和/或体积型缺陷的承压结构进行安全评估，从而评估该承压结构的安全状态。 2.根据权利要求1所述的针对蠕变损伤及体积型缺陷的承压结构的安全评定方法，其 特征在于，步骤（1）所述弹塑性本构模型的构。
5、建方法为： （1）不考虑氧化、腐蚀等环境因素的影响，从微观组织的角度分析，所述蠕变损伤受三 种因素的综合影响：粒子粗化、固溶元素贫化以及微空洞形核长大； 设： 由粒子粗化导致的蠕变损伤为D P ； 由固溶元素贫化导致的蠕变损伤为D S ； 由微空洞形核长大导致的蠕变损伤为D N ； D P 的损伤速率为： 式中，t 0 ,t r 为蠕变开始时间和断裂时间；K P 为粒子粗化的速率常数； D S 的损伤速率为： 式中，K S 为粒子析出的速率常数； D N 的损伤速率为： 式中，A，是与最小蠕变应变速率以及断裂相关的材料常数； （2）将上述蠕变损伤的三种因素进行综合考虑，设总的蠕变损伤为D； D。
6、的损伤速率为： D1-(1-D p )(1-D s )(1-D N ) (1-4) 式中，D p ,D s ,D N 通过求解公式(1-1)、(1-2)、(1-3)的微分方程并根据相应的蠕变时间 来确定； （3）基于Ramberg-Osgood模型构建弹塑性本构模型 权 利 要 求 书CN 103995957 A 2/3页 3 步骤（1）所述的Ramberg-Osgood模型与弹塑性本构基本的关系为： 式中，E为弹性模量，为应变，为应力， p 为参考应力，n为非线性项的硬化参数， 为屈服偏移量； 将求解公式(1-4)中的D代入Ramberg-Osgood模型中，得到长期工作的承压结构蠕变 损伤。
7、的弹塑性本构模型： 3.根据权利要求2所述的针对蠕变损伤及体积型缺陷的承压结构的安全评定方法，其 特征在于，根据所述推导出的公式（1-1）到（1-4），得出蠕变时间与损伤的关系图；若已知 某材料蠕变的时间，则可推算出其总损伤量D，将D带入公式（1-6），得出这一蠕变损伤下的 应力应变关系图；根据应力应变关系图即可求得弹性模量，屈服强度，抗拉强度以及对应的 应变等，将这些参数带入有限元软件，对各种形状尺寸的结构进行弹塑性分析，得到结构的 载荷位移曲线，进而求出结构的极限载荷。 4.根据权利要求1所述的针对蠕变损伤及体积型缺陷的承压结构的安全评定方法，其 特征在于，步骤（2）所述的有限元分析方法是。
8、指基于增量有限元理论的分析方法，所述方法 注重载荷加载过程，能关注到加载过程中结构应力-应变场的变化；其确定极限载荷的原 理是：在有限元分析中将载荷不再增大或者有微量增大而位移或应变增量很大时的载荷确 定为极限载荷，其步骤包括： 载荷加载采用自动步长，迭代至有限元计算发散为止； 通过已加载到发散的步长，得到对应的总得加载步长，然后确定发散时加载的载荷 值； 分析重点部位的加载步和应变的关系，通过载荷-位移曲线，确定结构的极限载荷。 5.根据权利要求1所述的针对蠕变损伤及体积型缺陷的承压结构的安全评定方法，其 特征在于，步骤（3）所述的安全评估包括： 对含凹坑的承压结构的极限载荷的评估 、参数的。
9、无量纲化 设：缺陷尺寸的无量纲参数为g0，其表达式为 式中，A,B,C分别代表缺陷轴向、环向和深度方向的尺寸；R m ，T表示圆筒的中径和壁 厚； 因含凹坑的承压结构的极限载荷对上述无量纲参数g 0 的平方根更加敏感，故 、蠕变损伤的无量纲化 权 利 要 求 书CN 103995957 A 3/3页 4 根据步骤（1）及图1，蠕变损伤与蠕变时间的有一一对应的关系，故用相对的蠕变时间 t C 表示蠕变损伤； tc=t/tr (1-9) 、极限载荷的无量纲化 极限载荷P LR C 用P LR C P L /P L0 来进行归一化， 式中，P L 和P L0 分别为有缺陷和无缺陷结构的极限载荷； 、。
10、极限载荷与凹坑缺陷尺寸G 0 及蠕变损伤t C 的关系 根据所述步骤（2）的计算结果，对于不同t C 下的数据进行拟合，出于保守估计，考虑蠕 变损伤的含凹坑圆筒的极限内压载荷拟合公式为 对含局部减薄缺陷的承压结构极限载荷的评估 、参数的无量纲化 -1、缺陷尺寸的无量纲化设无量纲参数A e 设无量纲参数A e 其中，a,b,c分别代表缺陷轴向、环向和深度方向的相对尺寸。 -2、蠕变损伤的无量纲化 步骤同； -3、极限载荷的无量纲化 步骤同； 极限载荷与减薄缺陷尺寸A e 及蠕变损伤t C 的关系 、纯内压下，根据所述步骤（2）的计算结果，对不同t C 下的数据进行拟合，出于保守估 计，考虑蠕变损。
11、伤的含凹坑圆筒的极限内压载荷拟合公式为： 、纯弯矩载荷作用下蠕变损伤与极限载荷的关系，拟合得到公式： 权 利 要 求 书CN 103995957 A 1/9页 5 针对蠕变损伤及体积型缺陷的承压结构的安全评定方法 技术领域 0001 本发明涉及高温承压结构的安全评定方法，特别是涉及蠕变损伤、体积型缺陷的 长期服役后的高温承压结构的安全评定的一种方法。 背景技术 0002 在电力、石化、核能及航空航天等工业领域中高温高压的工艺被广泛采用。在高温 高压条件下长期工作的承压结构不可避免地会产生蠕变损伤，加之在制造和工作过程中承 压结构常常会产生夹渣、凹坑、减薄等体积型缺陷，这些蠕变损伤和体积型缺陷会。
12、削弱承压 结构的承载极限，会给设备带来安全隐患，甚至可能造成泄漏、爆炸等事故。能在高温高压 条件下运行的设备一般价格较高，出于对安全的考虑，人们对于存在缺陷或者安全隐患的 设备一般不会再用，或维修或报废，这就会产生较大的经济损失。因此，如何科学、准确地对 高温高压条件下运行的设备进行安全评定和及时合理的维修，排出安全隐患，预防事故发 生，就成为业界亟待解决的问题。 0003 对可能存在蠕变损伤或体积型缺陷的高温高压设备进行安全评定和分析的一个 重要内容是对结构承载极限的分析。通过承载极限的分析，可以确定高温高压设备在外载 荷下的极限承载能力。目前，人们一般认为：当结构中的一点或者局部发生屈服的。
13、时候，并 不会导致结构整体的破坏，只有当结构发生整体垮塌时，才失去承载能力。就目前的安全评 定标准而言，国外现有的一些针对体积型缺陷的压力容器安全评定标准没有考虑高温的工 况，对于缺陷的规定容限总体上过于保守，在某些情况下又显得不够安全。我国在用含缺 陷压力容器安全评定(GB/T19624-2004)未涉及高温下结构的蠕变损伤机制，没有考虑由 于蠕变损伤对结构承载极限的影响。因此，目前的安全评定标准似乎都不适合用于对涉及 蠕变损伤、体积型缺陷的高温结构的安全评定。 0004 在我国，已有多项专利公开了对高温高压设备进行安全评定的方法，如中国 专利CN201010130569“受内弯扭复杂载荷的。
14、含未焊透缺陷压力管道安全控制法”、 CN201010507537“含裂纹类缺陷承压设备的安全评定方法”、CN200810162026“含未焊透缺 陷的压力管道安全评定方法”，但是，这些专利文献多研究的是平面缺陷，未考虑高温蠕变 损伤的因素。 发明内容 0005 本发明的目的在于弥补现有技术的不足，提出一种针对蠕变损伤及体积型缺陷的 承压结构的安全评定方法，可对高温高压下长期工作的承压结构进行安全评定；并且 0006 为实现上述目的，本发明采取了以下技术方案。 0007 一种针对蠕变损伤及体积型缺陷的承压结构的安全评定方法，其特征是，包含以 下步骤： 0008 （1）对长期工作的承压结构建立弹塑。
15、性本构模型，用以预测所述承压结构的弹塑 性响应；在本步骤中，基于Ramberg-Osgood模型构建一个耦合材料各向同性的蠕变损伤的 说 明 书CN 103995957 A 2/9页 6 弹塑性本构模型，将所述承压结构所受到的蠕变损伤耦合到弹塑性本构模型中，预测长期 服役后的承压结构的弹塑性响应，进而为估算其承载极限做准备； 0009 （2）在步骤（1）的基础上，得到含有蠕变损伤材料的力学特性，运用有限元分析方 法，研究带各种形状、尺寸的凹坑及局部减薄缺陷的承压结构在内压或弯矩载荷作用下塑 性区域的扩展过程和失效模式，研究各种凹坑及局部减薄缺陷所致的不同蠕变损伤对所述 承压结构承载极限的影响，。
16、定量地算出所述承压结构的承载极限值； 0010 （3）根据步骤（2）有限元的分析和计算结果及拟合公式，确定安全评定步骤，对 含有蠕变损伤和/或体积型缺陷的承压结构进行安全评估，从而评估该承压结构的安全状 态。 0011 进一步，步骤（1）所述弹塑性本构模型的构建方法为： 0012 （1）不考虑氧化、腐蚀等环境因素的影响，从微观组织的角度分析，所述蠕变损伤 受三种因素的综合影响：粒子粗化、固溶元素贫化以及微空洞形核长大； 0013 设： 0014 由粒子粗化导致的蠕变损伤为D P ； 0015 由固溶元素贫化导致的蠕变损伤为D S ； 0016 由微空洞形核长大导致的蠕变损伤为D N ； 001。
17、7 D P 的损伤速率为： 0018 0019 式中，t 0 ,t r 为蠕变开始时间和断裂时间；K p 为粒子粗化的速率常数； 0020 D S 的损伤速率为： 0021 0022 式中，K S 为粒子析出的速率常数； 0023 D N 的损伤速率为： 0024 0025 式中，A，是与最小蠕变应变速率以及断裂相关的材料常数； 0026 （2）将上述蠕变损伤的三种因素进行综合考虑，设总的蠕变损伤为D； 0027 D的损伤速率为： 0028 D1-(1-D p )(1-D s )(1-D N ) (1-4) 0029 式中，D p ,D s ,D N 通过求解公式(1-1)、(1-2)、(1-。
18、3)的微分方程并根据相应的蠕变 时间来确定； 0030 （3）基于Ramberg-Osgood模型构建弹塑性本构模型 0031 步骤（1）所述的Ramberg-Osgood模型与弹塑性本构基本的关系为： 0032 说 明 书CN 103995957 A 3/9页 7 0033 式中，E为弹性模量，为应变，为应力， p 为参考应力，n为非线性项的硬化 参数，为屈服偏移量； 0034 将求解公式(1-4)中的D代入Ramberg-Osgood模型中，得到长期工作的承压结构 蠕变损伤的弹塑性本构模型： 0035 0036 进一步，根据所述的推导出的公式（1-1）到（1-4），得出蠕变时间与损伤的关系。
19、 图；若已知某材料蠕变的时间，则可推算出其总损伤量D，将D带入公式（1-6），得出这一蠕 变损伤下的应力应变关系图；根据应力应变关系图即可求得弹性模量，屈服强度，抗拉强度 以及对应的应变等，将这些参数带入有限元软件（如ABAQUS，ANSYS等），对各种形状尺寸的 结构进行弹塑性分析，得到结构的载荷位移曲线，进而求出结构的极限载荷。 0037 进一步，步骤（2）所述的有限元分析方法是指基于增量有限元理论的分析方法，所 述方法注重载荷加载过程，能关注到加载过程中结构应力-应变场的变化；其确定极限载 荷的原理是：在有限元分析中将载荷不再增大或者有微量增大而位移或应变增量很大时的 载荷确定为极限载荷。
20、，其步骤包括： 0038 载荷加载采用自动步长，迭代至有限元计算发散为止； 0039 通过已加载到发散的步长，得到对应的总得加载步长，然后确定发散时加载的 载荷值； 0040 分析重点部位的加载步和应变的关系，通过载荷-位移曲线，确定结构的极限 载荷。 0041 进一步，步骤（3）所述的安全评估包括： 0042 对含凹坑的承压结构的极限载荷的评估 0043 、参数的无量纲化 0044 设：缺陷尺寸的无量纲参数为g 0 ，其表达式为 0045 0046 式中，A,B,C分别代表缺陷轴向、环向和深度方向的尺寸；R m ，T表示圆筒的中径和 壁厚； 0047 因含凹坑的承压结构的极限载荷对上述无量纲。
21、参数g 0 的平方根更加敏感，故 0048 0049 、蠕变损伤的无量纲化 0050 根据步骤（1）及图1，蠕变损伤与蠕变时间的有一一对应的关系，故用相对的蠕变 时间t C 表示蠕变损伤； 0051 t C t/t r (1-9) 0052 、极限载荷的无量纲化 0053 极限载荷P LR C 用P LR C P L /P L0 来进行归一化， 说 明 书CN 103995957 A 4/9页 8 0054 式中，P L 和P L0 分别为有缺陷和无缺陷结构的极限载荷； 0055 、极限载荷与凹坑缺陷尺寸G 0 及蠕变损伤t C 的关系 0056 根据所述步骤（2）的计算结果，对于不同t C 。
22、下的数据进行拟合，出于保守估计，考 虑蠕变损伤的含凹坑圆筒的极限内压载荷拟合公式为 0057 0058 对含局部减薄缺陷的承压结构极限载荷的评估 0059 、参数的无量纲化 0060 -1、缺陷尺寸的无量纲化设无量纲参数Ae 0061 设无量纲参数A e 0062 0063 其中，a,b,c分别代表缺陷轴向、环向和深度方向的相对尺寸。 0064 -2、蠕变损伤的无量纲化 0065 步骤同； 0066 -3、极限载荷的无量纲化 0067 步骤同； 0068 极限载荷与减薄缺陷尺寸A e 及蠕变损伤t C 的关系 0069 、纯内压下，根据所述步骤（2）的计算结果，对不同t C 下的数据进行拟合，。
23、出于保 守估计，考虑蠕变损伤的含凹坑圆筒的极限内压载荷拟合公式为： 0070 0071 、纯弯矩载荷作用下蠕变损伤与极限载荷的关系，拟合得到公式： 0072 0073 本发明针对蠕变损伤及体积型缺陷的承压结构的安全评定方法的积极效果是： 0074 （1）考虑高温高压下蠕变损伤的因素，首次将蠕变损伤与体积型缺陷尺寸的影响 紧密结合，制定出适合高温高压下长期工作的承压结构的安全评定标准。 0075 （2）本发明的安全评定方法基于蠕变损伤和体积型缺陷尺寸两个参数，具有明确 的物理意义，公式简单，便于计算，适合在工程中使用。 附图说明 0076 附图1是蠕变时间与损伤的关系图。 0077 附图2是载荷。
24、-位移曲线图。 说 明 书CN 103995957 A 5/9页 9 0078 附图3是高温服役10万小时及20万小时后的材料应力应变曲线图。 0079 附图4是应用实施例1外壁含有球形凹坑缺陷的压力容器的几何示意图I。 0080 附图5是应用实施例1外壁含有球形凹坑缺陷的压力容器的几何示意图II 0081 附图6是应用实施例1外壁含有球形凹坑缺陷的压力容器的网格模型图。 0082 附图7是应用实施例2外壁出现局部减薄的蒸汽管道的几何示意图I。 0083 附图8是应用实施例2外壁出现局部减薄的蒸汽管道的几何示意图II。 0084 附图9是应用实施例2外壁出现局部减薄的蒸汽管道的网格模型图。 具。
25、体实施方式 0085 以下结合附图解释本发明考量蠕变损伤及体积型缺陷的承压结构的安全评定方 法的具体实施方式，但是，本发明的实施不限于以下的形式。 0086 本发明针对蠕变损伤及体积型缺陷的承压结构的安全评定方法，包含以下步骤： 0087 第一步、对长期工作的承压结构建立弹塑性本构模型，用以预测长期服役后的承 压结构的弹塑性响应；在本步骤中，基于Ramberg-Osgood模型构建一个耦合材料各向同性 的蠕变损伤的弹塑性本构模型，将所述承压结构所受到的蠕变损伤耦合到弹塑性本构模型 中，预测长期服役后的承压结构的弹塑性响应，进而为估算其承载极限做准备。 0088 所述弹塑性本构模型的构建方法为：。
26、 0089 （1）不考虑氧化、腐蚀等环境因素的影响，从微观组织的角度分析，所述蠕变损伤 受三种因素的综合影响：粒子粗化、固溶元素贫化以及微空洞形核长大； 0090 设： 0091 由粒子粗化导致的蠕变损伤为D P ； 0092 由固溶元素贫化导致的蠕变损伤为D S ； 0093 由微空洞形核长大导致的蠕变损伤为D N ； 0094 D P 的损伤速率为： 0095 0096 式中，t 0 ,t r 为蠕变开始时间和断裂时间；K P 为粒子粗化的速率常数； 0097 D S 的损伤速率为： 0098 0099 式中，K S 为粒子析出的速率常数； 0100 D N 的损伤速率为： 0101 01。
27、02 式中，A，是与最小蠕变应变速率以及断裂相关的材料常数； 0103 （2）将上述蠕变损伤的三种因素进行综合考虑，设总的蠕变损伤为D； 0104 D的损伤速率为： 0105 D1-(1-D p )(1-D s )(1-D N ) (1-4) 说 明 书CN 103995957 A 6/9页 10 0106 式中，D p ,D s ,D N 通过求解公式(1-1)、(1-2)、(1-3)的微分方程并根据相应的蠕变 时间来确定。 0107 （3）基于Ramberg-Osgood模型构建弹塑性本构模型。 0108 所述的Ramberg-Osgood模型与弹塑性本构基本的关系为： 0109 0110。
28、 式中，E为弹性模量，为应变，为应力， p 为参考应力，n为非线性项的硬化 参数，为屈服偏移量； 0111 将求解公式(1-4)中的D代入Ramberg-Osgood模型中，得到长期工作的承压结构 蠕变损伤的弹塑性本构模型： 0112 0113 第二步、根据步骤1所述推导出的公式（1-1）到（1-4），得出蠕变时间与损伤的关 系图（见图1）；若已知某材料蠕变的时间，则可推算出其总损伤量D，将D带入公式（1-6），得 出这一蠕变损伤下的应力应变关系图（见图2）；根据应力应变关系图即可求得弹性模量，屈 服强度，抗拉强度以及对应的应变等，然后运用有限元分析方法，将上述参数带入有限元软 件（如ABAQ。
29、US，ANSYS等），研究带各种形状、尺寸的凹坑及局部减薄缺陷的承压结构在内压 或弯矩载荷作用下塑性区域的扩展过程和失效模式，研究各种凹坑及局部减薄缺陷所致的 不同蠕变损伤对所述承压结构承载极限的影响，定量地算出所述承压结构的承载极限值 0114 所述有限元分析方法是指基于增量有限元理论的分析方法，所述方法注重载荷加 载过程，能关注到加载过程中结构应力-应变场的变化；其确定极限载荷的原理是：在有限 元分析中将载荷不再增大或者有微量增大而位移或应变增量很大时的载荷确定为极限载 荷，其步骤包括： 0115 载荷加载采用自动步长，迭代至有限元计算发散为止； 0116 通过已加载到发散的步长，得到对应。
30、的总得加载步长，然后确定发散时加载的 载荷值； 0117 分析重点部位的加载步和应变的关系，通过载荷-位移曲线（见图3），确定结构 的极限载荷。 0118 第三步、根据步骤（2）有限元的分析和计算结果及拟合公式，确定安全评定步骤， 对含有蠕变损伤和/或体积型缺陷的承压结构进行安全评估，从而评估该承压结构的安全 状态。 0119 所述的安全评估包括： 0120 （1）对含凹坑的承压结构的极限载荷的评估 0121 参数的无量纲化 0122 设：缺陷尺寸的无量纲参数为g 0 ，其表达式为 说 明 书CN 103995957 A 10 7/9页 11 0123 0124 式中，A,B,C分别代表缺陷轴。
31、向、环向和深度方向的尺寸；R m ，T表示圆筒的中径和 壁厚； 0125 因含凹坑的承压结构的极限载荷对上述无量纲参数g0的平方根更加敏感，故 0126 0127 蠕变损伤的无量纲化 0128 根据步骤（1）及图1，蠕变损伤与蠕变时间的有一一对应的关系，故用相对的蠕变 时间t C 表示蠕变损伤； 0129 t c =t/t r (1-9) 0130 。 0131 极限载荷的无量纲化 0132 极限载荷P LR C 用P LR C P L /P L0 来进行归一化， 0133 式中，P L 和P L0 分别为有缺陷和无缺陷结构的极限载荷。 0134 极限载荷与凹坑缺陷尺寸G 0 及蠕变损伤t C。
32、 的关系 0135 根据所述步骤（2）的计算结果，对于不同t C 下的数据进行拟合，出于保守估计，考 虑蠕变损伤的含凹坑圆筒的极限内压载荷拟合公式为 0136 0137 （2）对含局部减薄缺陷的承压结构极限载荷的评估 0138 参数的无量纲化 0139 、缺陷尺寸的无量纲化设无量纲参数A e 0140 设无量纲参数A e 0141 0142 其中，a,b,c分别代表缺陷轴向、环向和深度方向的相对尺寸。 0143 、蠕变损伤的无量纲化 0144 步骤同（1）。 0145 、极限载荷的无量纲化 0146 步骤同（1）。 0147 （3）极限载荷与减薄缺陷尺寸A e 及蠕变损伤t C 的关系 014。
33、8 纯内压下，根据所述步骤（2）的计算结果，对不同t C 下的数据进行拟合，出于保 守估计，考虑蠕变损伤的含凹坑圆筒的极限内压载荷拟合公式为： 说 明 书CN 103995957 A 11 8/9页 12 0149 0150 纯弯矩载荷作用下蠕变损伤与极限载荷的关系，拟合得到公式： 0151 0152 应用实施例1 0153 某石化炼油厂压力容器外壁含有球形凹坑缺陷，需要进行安全评定。采用本发明 针对蠕变损伤及体积型缺陷的承压结构的安全评定方法进行评定。 0154 对所述压力容器的调查结果为： 0155 （1）所述压力容器的在550、9.8MPa下服役了10万小时。 0156 （2）所述压力容。
34、器的材料为10CrMo910，材料服役前在550下，力学性能参数为 弹性模量1.7310 5 MPa，屈服强度289MPa，抗拉强度355Mpa。 0157 （3）所述压力容器含有凹坑缺陷的圆筒壳容器筒壳的内半径R i =108.5mm、外半径 R o =136.5mm、长度L=500mm；轴向半长为A、环向半长为B、深度为C、管道内压载荷为P。压力 容器的几何参数及有限元网格见图4-6。 0158 评定过程： 0159 （1）使用本发明的预测方法对损伤演化公式(1-1)、(1-2)、(1-3)积分，得到材料 在蠕变10万小时后的的损伤D p ,D s ,D N ，再由公式(1-4)算出总的蠕。
35、变损伤D=0.243，带入公 式（1-5），得出其应力应变关系如图2所示。进一步求出其弹性模量为1.6910 5 MPa，屈服 强度为229MPa，抗拉强度为303MPa。 0160 （2）采用无损检测手段，测得所述凹坑缺陷的轴向半长A、环向半长B、深度C均为 9.333mm。按照演化公式（1-7）的方法进行归一化，得出G 0 =0.229。 0161 （3）应用有限元软件计算出无缺陷结构的极限载荷为P L0 =76.32MPa。 0162 （4）根据演化公式（1-9），得出服役10万小时后含球形凹坑缺陷的压力容器的极 限载荷P LRC =0.8138，则，此时的极限载荷值为P LR C P 。
36、L0 =76.320.717=57.72MPa。 0163 （5）根据所述压力容器设计的安全系数为1.5，则其安全极限载荷为 P L0 /1.5=54.72MPa。现在的极限载荷57.72MPa大于安全极限载荷54.72MPa，因此，所述压 力容器尚处于安全范围内，是安全的。 0164 应用实施例2 0165 某热电厂主蒸汽管道外壁出现局部减薄，需要进行安全评定。采用本发明针对蠕 变损伤及体积型缺陷的承压结构的安全评定方法进行评定。 0166 对所述蒸汽管道的调查结果为： 0167 （1）所述蒸汽管道已在550、9.8MPa下服役了20万小时。 说 明 书CN 103995957 A 12 9。
37、/9页 13 0168 （2）所述蒸汽管道的材料为10CrMo910，材料服役前在550下，力学性能参数为 弹性模量1.73105MPa，屈服强度289MPa，抗拉强度355Mpa。 0169 （3）所述蒸汽管道的管道内半径R i =108.5mm、外半径R o =136.5mm、长度L=500mm；局 部减薄的几何参数为：轴向半长为A、环向半长为B、深度为C、管道内压为P、弯矩载荷为M。 蒸汽管道的几何参数及有限元网格见图7-9。 0170 评定过程： 0171 （1）使用本发明的预测方法对损伤演化公式(1-1)、(1-2)、(1-3)积分，得到材料 在蠕变20万小时后的损伤D p ,D s。
38、 ,D N ，再由演化公式(1-4)算出总的蠕变损伤D=0.525，带入 演化公式（1-5）得出其应力应变关系如图2所示。进一步求出其弹性模量为1.6510 5 MPa， 屈服强度为198MPa，抗拉强度为278MPa。 0172 （2）采用无损检测手段，测得所述局部减薄的轴向半长A为61.82mm、环向半长B为 34.31mm、深度C均为16.8mm，并按照演化公式（1-10）的方法进行归一化，得出Ae=0.218。 0173 （3）应用有限元软件计算出无局部减薄的极限载荷为P L0 =76.32MPa。 0174 （4）根据演化公式（1-11）及（1-12），得出服役20万小时后含局部减薄。
39、缺陷的蒸汽 管道的极限载荷P LRC =0.501，则，此时的极限载荷值为P LR C *P L0 =76.32*0.501=38.24MPa。 0175 （5）根据所述蒸汽管道设计的安全系数为1.5，则其安全极限载荷为 P L0 /1.5=54.72MPa。现在的极限载荷38.24MPa小于其安全极限载荷54.72MPa，因此，所述 蒸汽管道是不安全的，需要维修或者维护。 0176 以上所述仅是本发明的优选实施方式，应当指出，对于本技术领域的普通技术人 员，在不脱离本发明方法的前提下，还可以做出若干改进和润饰，这些改进和润饰也应视为 本发明的保护范围。 说 明 书CN 103995957 A 13 1/6页 14 图1 图2 说 明 书 附 图CN 103995957 A 14 2/6页 15 图3 图4 说 明 书 附 图CN 103995957 A 15 3/6页 16 图5 说 明 书 附 图CN 103995957 A 16 4/6页 17 图6 图7 说 明 书 附 图CN 103995957 A 17 5/6页 18 图8 说 明 书 附 图CN 103995957 A 18 6/6页 19 图9 说 明 书 附 图CN 103995957 A 19 。