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AP1000核反应堆压力容器接管安全端焊缝区缺陷高级评定方法.pdf

  • 上传人：Y94****206
  • 文档编号：5876242
  • 上传时间：2019-03-28
  • 格式：PDF
  • 页数：13
  • 大小：567.18KB
    • 摘要
    申请专利号：

    CN201010581695.9

    		 申请日：

    2010.12.09
    公开号：

    CN102157211A

    		 公开日：

    2011.08.17
    当前法律状态：

    授权

    		 有效性：

    有权
    法律详情：

    授权|||实质审查的生效IPC(主分类):G21C 17/003申请日:20101209|||公开
    IPC分类号：

    G21C17/003; G21C17/01; G21C17/017

    		 主分类号：

    G21C17/003
    申请人：

    华东理工大学
    发明人：

    王国珍; 刘志伟; 轩福贞; 涂善东
    地址：

    200237 上海市徐汇区梅陇路130号
    优先权：

    专利代理机构：

    上海智信专利代理有限公司 31002

    		 代理人：

    邓琪
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    内容摘要

    本发明涉及AP1000核反应堆压力容器接管安全端焊缝区缺陷高级评定方法，包括对检测到的未穿透周向内表面缺陷尺寸表征；建立失效评定图包括基于三维有限元计算得到不同尺寸未穿透周向内表面缺陷的失效评定曲线族；根据缺陷尺寸选择失效评定曲线；基于三维有限元计算得到不同尺寸未穿透周向内表面缺陷的最深点处应力强度因子随外加总弯矩变化曲线族；根据总弯矩和缺陷尺寸确定应力强度因子；计算断裂比参数Kr；基于三维有限元计算得到不同尺寸未穿透周向内表面缺陷的极限载荷弯矩曲线族；根据缺陷尺寸确定极限载荷弯矩；计算载荷比参数Lr；将计算得到的坐标(Lr，Kr)标在失效评定图上，判断是否落在所选失效评定曲线、垂直截止线和坐标轴围成区域内。

    权利要求书

    1： 一种 AP1000 核反应堆压力容器接管安全端焊缝区的未穿透的周向内表面缺陷的高 级评定方法， 包括 ： (1) 对检测到的未穿透的周向内表面缺陷进行尺寸表征， 其中用所述缺陷从周向内表 面径向向外延伸的最远距离表示缺陷深度 a ； 缺陷相对深度表示为 a/t， t 为安全端管壁厚 ； 用所述缺陷沿周向内表面周向延伸的最大距离表示缺陷长度 2c ； 缺陷形状参数表示为 a/ c； (2) 建立失效评定图， 其包括基于三维有限元计算得到安全端焊缝区的不同尺寸的未 穿透的周向内表面缺陷的失效评定曲线族， 所述失效评定曲线族的横坐标为载荷比参数 Lr， 纵坐标为断裂比参数 Kr ； 根据所述检测到的周向内表面缺陷的缺陷相对深度 a/t 和缺陷形状参数 a/c 选择相应 的失效评定曲线 ； (3) 基于三维有限元计算得到安全端焊缝区的不同尺寸的未穿透的周向内表面缺陷的 最深点处的应力强度因子 K1 随外加总弯矩 M 变化的曲线族， 所述外加总弯矩 M ＝ M1+M2， 其 1/2 中 M1 为一次载荷弯矩， M2 为二次载荷弯矩， K1 的量纲为 MPa/m ， M 的量纲为 KN.m ； 根据所述外加总弯矩 M 和所述检测到的周向内表面缺陷的缺陷相对深度 a/t 和缺陷形 状参数 a/c 确定应力强度因子 K1 ； 计算断裂比参数 Kr ＝ K1/Kc， 其中 Kc 为评定工况下的材料断裂韧性， Kc 的量纲为 MPa/ 1/2 m ； (4) 基于三维有限元计算得到安全端焊缝区的不同尺寸的未穿透的周向内表面缺陷的 极限载荷弯矩 ML 的曲线族 ； 根据所述检测到的周向内表面缺陷的缺陷相对深度 a/t 和缺陷形状参数 a/c 确定极限 载荷弯矩 ML ； 计算载荷比参数 Lr ＝ M1/ML， 其中 M1 和 ML 的量纲均为 KN.m ； (5) 将计算得到的坐标 (Lr， Kr) 标在所述失效评定图上， 当坐标点落在所选择的失效 评定曲线、 垂直截止线和坐标轴围成的区域内时， 判定所述缺陷是安全的。
    2： 如权利要求 1 所述的方法， 其特征在于， 所述垂直截止线由安全端焊缝区的材料流 变应力与屈服应力的比值确定。
    3： 如权利要求 1 所述的方法， 其特征在于， 所述一次载荷弯矩 M1 和二次载荷弯矩 M2 从 AP1000 核反应堆设备的设计报告中的参数计算获得。
    4： 如权利要求 1 所述的方法， 其特征在于， 所述断裂韧性 Kc 通过实验或材料数据库获 得。
    5： 如权利要求 1 所述的方法， 其特征在于， 所述断裂韧性 Kc 通过以下公式确定 ： 式中 ： E 为弹性模量， 量纲为 MPa， J1c 为测得的工作温度下的焊缝区材料的断裂韧性， 量纲为 KJ/m2， v 为泊松比。
    6： 如权利要求 1 所述的方法， 其特征在于， 所述不同尺寸的未穿透的周向内表面缺陷 的极限载荷弯矩 ML 通过以下表格获得 ： 2
    7： 如权利要求 1 所述的方法， 其特征在于， 还包括通过所述坐标点离所选择的失效评 定曲线的距离判断缺陷安全裕度的大小。

    说明书


    AP1000 核反应堆压力容器接管安全端焊缝区缺陷高级评 定方法

        技术领域 本发明属于结构完整性评定技术领域， 具体涉及 AP1000 第三代核反应堆压力容 器接管安全端异种金属焊缝区的周向内表面缺陷的高级评定方法。 是一种用于评价和判别 安全端焊缝区周向超标缺陷在规定的使用工况条件下的安全性的高级评定方法， 适用于缺 陷的高精度准确评定， 及简化评定未通过的缺陷的高级评定。为核电设备的安全管理与控 制提供准确的技术依据。
         背景技术 核反应堆压力容器接管安全端异种金属焊接接头区是一回路可能发生失效的薄 弱环节， 其内表面主要由腐蚀、 疲劳裂纹的起裂和扩展所产生的缺陷对设备安全运行产生 很大影响。因此， 需要对含缺陷的接管安全端的可靠性做出准确的评定。
         与均匀单一材料制造的直管相比， 接管安全端具有复杂的几何结构和焊接坡口 ； 由包括两种母材、 两种焊缝及其热影响区和界面的复杂材料所构成。即在低合金高强钢焊 接坡口面上先预堆焊一层镍基合金后， 再用镍基合金焊材将之与奥氏体不锈钢焊接在一起 而得到焊接接头。整个接头由四种材料构成， 即铁素体钢， 镍基合金堆焊层， 镍基合金焊缝 和奥氏体不锈钢。 并工作在一回路的高温高压含氧水介质中， 承受包括内压、 弯曲、 自重、 热 应力、 残余应力、 温度和压力波动引起的交变应力、 地震动载等复杂载荷。这些复杂性使其 结构完整性评定的难度增大， 目前国内外还没有用于这种特定复杂结构和材料的缺陷安全 评价的技术方法。在已发展的针对核电设备缺陷评定的方法中， 如美国的 ASME B&PV Code 第 XI 卷 [ASME Boiler and Pressure Vessel Code， SectionXI， Rules for Construction of nuclear power plant components， 2007]， 英国的 R6[R6 Assessment of the integrity of structures containing defects， ProcedureR6-Revision 4.Gloucester ： Nuclear Electric Ltd， 2001]， 法国的 RCC-MR A16[Kayser Y， Marie S， Poussard C， Delaval C.Leak Before Break procedure ： Recentmodification of RCC-MR A16 appendix and proposed improvements.InternationalJournal of Pressure Vessels and Piping.2008， 85 ： 681-693] 等， 一般将具有复杂几何结构的核反应堆压力容器接管安全端简化为直管处理 [Huh Nam-Su， KimYun-Jae， Yu Young-Joon， Pyo Chang-Ryul.Effect of nozzle geometry onleak-before-break analysis of pressurized piping.Engineering Fracture Mechanics.2001， 68 ： 1709-1722]， 其较高级别的准确评定方法一般是用通用的失效评定图 (FAD) 技术评价缺陷的安全性。在先进的 R6 规范中其最高级别的选择 3 评定方法是基于 J 积分断裂力学理论构建与结构和材料相关的失效评定曲线， 通过评定点落在失效评定曲线 与坐标轴围成的区域之内 ( 安全 ) 或之外 ( 不安全 ) 来评价缺陷的安全性。其不足之处在 于用于构建失效评定曲线的 J 积分是用工程近似的参考应力法计算， 评定时的结构极限载 荷是用近似的力学解析的方法计算， 这些方法仅适用于简单的几何结构和加载方式， 不能 准确用于接管安全端的复杂几何结构和复杂载荷。另一方面， 在 R6 中， 对焊接接头一般也
         简化为母材和焊缝两种材料， 根据缺陷位于母材和焊缝不同的位置， 仅取相应材料的力学 性能参数来分析， 对由四种材料 ( 两种焊缝和两种母材 ) 构成的接管安全端异种金属接头 无法准确处理。 且现有的较高级的失效评定图方法主要是针对在役的第二代核电设备缺陷 的安全评定所建立， 不一定适用于目前在建的先进的第三代 AP1000 核电设备的结构和材 料。经文献和专利检索， 目前国内外还没有针对核电异种金属焊接接头缺陷评定的高级专 用方法。 发明内容
         本发明所要解决的技术问题包括提供一种适用于 AP1000 核反应堆压力容器接管 安全端焊缝区的未穿透的周向内表面缺陷的高级评定方法。
         本发明的 AP1000 核反应堆压力容器接管安全端焊缝区的未穿透的周向内表面缺 陷的高级评定方法， 包括 ：
         (1) 对检测到的未穿透的周向内表面缺陷进行尺寸表征， 其中用所述缺陷从周向 内表面径向向外延伸的最远距离表示缺陷深度 a ； 缺陷相对深度表示为 a/t， t 为安全端管 壁厚 ； 用所述缺陷沿周向内表面周向延伸的最大距离表示缺陷长度 2c ； 缺陷形状参数表示 为 a/c ；
         (2) 建立失效评定图， 其包括基于三维有限元计算得到安全端焊缝区的不同尺寸 的未穿透的周向内表面缺陷的失效评定曲线族， 所述失效评定曲线族的横坐标为载荷比参 数 Lr， 纵坐标为断裂比参数 Kr ；
         根据所述检测到的周向内表面缺陷的缺陷相对深度 a/t 和缺陷形状参数 a/c 选择 相应的失效评定曲线 ；
         (3) 基于三维有限元计算得到安全端焊缝区的不同尺寸的未穿透的周向内表面 缺陷的最深点处的应力强度因子 K1 随外加总弯矩 M 变化的曲线族， 所述外加总弯矩 M ＝ M1+M2， 其中 M1 为一次载荷弯矩， M2 为二次载荷弯矩， K1 的量纲为 MPa/m1/2， M 的量纲为 KN.m ；
         根据所述外加总弯矩 M 和所述检测到的周向内表面缺陷的缺陷相对深度 a/t 和缺 陷形状参数 a/c 确定应力强度因子 K1 ；
         计算断裂比参数 Kr ＝ K1/Kc， 其中 Kc 为评定工况下的材料断裂韧性， Kc 的量纲为 1/2 MPa/m ；
         (4) 基于三维有限元计算得到安全端焊缝区的不同尺寸的未穿透的周向内表面缺 陷的极限载荷弯矩 ML 的曲线族 ；
         根据所述检测到的周向内表面缺陷的缺陷相对深度 a/t 和缺陷形状参数 a/c 确定 极限载荷弯矩 ML ；
         计算载荷比参数 Lr ＝ M1/ML， 其中 M1 和 ML 的量纲均为 KN.m ；
         (5) 将计算得到的坐标 (Lr， Kr) 标在所述失效评定图上， 当坐标点落在所选择的 失效评定曲线、 垂直截止线和坐标轴围成的区域内时， 判定所述缺陷是安全的。
         采用本发明评价和判别安全端焊缝区周向超标缺陷在规定的使用工况条件下的 安全性， 适用于缺陷的高精度准确评定， 及简化评定未通过的缺陷的高级评定。 为核电设备 的安全管理与控制提供准确的技术依据。附图说明 图 1 是根据本发明的 AP1000 核反应堆压力容器接管安全端异种金属焊缝区周向 内表面缺陷的尺寸表征示意图。
         图 2 是本发明的 AP1000 安全端异种金属焊缝区不同尺寸未穿透周向内表面缺陷 的失效评定曲线族。
         图 3 是本发明的 AP1000 安全端异种金属焊缝区不同尺寸未穿透周向内表面缺陷 的应力强度因子 K1 随外加总弯矩 M 变化的曲线族。
         图 4 是本发明的 AP1000 安全端异种金属焊缝区不同尺寸未穿透周向内表面缺陷 的极限载荷弯矩 ML 曲线族。
         图 5 是按本发明方法进行安全端焊缝区周向内表面缺陷评定的示例图。
         具体实施方式
         针对现有技术方法的不足， 及核电安全端专用高级缺陷评定方法的缺乏， 本方法 基于 AP1000 第三代核反应堆压力容器接管安全端异种金属焊接接头结构和材料的三维 有限元模型， 对安全端焊缝区中不同尺寸的缺陷进行了详细的三维有限元断裂力学计算分 析， 建立了与安全端结构、 复杂接头材料、 缺陷几何及服役载荷相关的准确的高级专用失效 评定图， 并给出了缺陷安全性的高级评定方法。 本方法依据 “合于使用” 原则， 用所建立的专用失效评定图准确判别 AP1000 第三 代核反应堆压力容器接管安全端异种金属焊缝区缺陷的安全性， 是一种适合于特定核电设 备结构和材料的高级缺陷安全评定方法。可用于役前和在役超标缺陷的准确高级评定及 初级简化方法评定未通过的缺陷的高级评定。评定的基本方法是 ： 依据检测到的表征缺陷 尺寸或通过裂纹扩展分析计算得到的评定周期末的表征缺陷尺寸， 选择适用的失效评定曲 线； 根据外加载荷， 缺陷尺寸及材料性能， 通过给出的曲线族获得准确的断裂力学参数和极 限载荷参数， 并计算出评定点坐标 (Lr， Kr) ； 将评定点描在失效评定图上， 当评定点落在失 效评定曲线、 垂直截止线和坐标轴围成的区域内时， 缺陷是安全的 ； 当评定点落在该区域外 时， 则缺陷是不安全的。其具体评定步骤包括 ：
         (1) 缺陷表征 ：
         按中国国家标准 GB/T 19624-2004 将安全端焊缝区周向内表面未穿透缺陷表征 为图 1 所示尺寸， 用 a 表示缺陷深度 ( 即从周向内表面径向向外延伸的最远距离 )， a/t 表 示缺陷相对深度 ( 其中 t 为管壁厚 )， 2c 表示缺陷长度 ( 即沿周向内表面周向延伸的最大 距离 )， a/c 表示缺陷形状参数。
         (2) 失效评定曲线的选择 ：
         图 2 为基于大量有限元计算结果的用于安全端异种金属焊缝区不同尺寸 (a/t， a/ c) 未穿透周向内表面缺陷的失效评定曲线族。这些失效评定曲线依据断裂力学原理构建， 具体构建方法是 ： 建立含缺陷安全端结构的三维有限元分析模型。由理想弹塑性材料模型 用有限元法 (FEM) 计算含缺陷结构的载荷 - 位移曲线， 确定出极限载荷弯矩 ML ； 并用 FEM 计 算得到缺陷体的弹性 J 积分 Je 和弹塑性 J 积分 Jep 随外加一次组合载荷弯矩 M1 的变化 ； 由 Kr ＝ (Je/Jep)1/2 和 Lr ＝ M1/ML 分别计算坐标点 (Lr， Kr)， 连接不同载荷弯矩 M1 下的一 系列 (Lr， Kr) 点， 即可得到失效评定曲线。图 2 中垂直截止线 Lrmax 一般由材料流变应力与
         屈服应力的比值确定， 对于本方法中的焊缝区材料， 由材料流变应力与屈服应力的比值计 算确定的垂直截止线 Lrmax ＝ 1.37。
         图 2(a) 中 4 条 失 效 评 定 曲 线 的 数 学 表 达 式 为 下 面 (1)-(4) 式 ： FAC1 ： Kr ＝ 2 3 4 5 6 0.98+0.82Lr-8.0Lr +25.35Lr -33.75Lr +19.39Lr -4.03Lr (1)FAC2 ： Kr ＝ 0.99+0.48Lr-6 2 3 4 5 6 .18Lr +22.05Lr -31.95Lr +19.54Lr -4.26Lr (2)FAC3 ： Kr ＝ 1.0-0.21Lr-0.64Lr2+8.31Lr3 -17.59Lr4+12.77Lr5-3.07Lr6(3)FAC4 ： Kr ＝ 1.0-0.87Lr+4.82Lr2-8.35Lr3+3.51Lr4+1.0Lr5 -0.66Lr6(4)
         图 2(b) 中 4 条 失 效 评 定 曲 线 的 数 学 表 达 式 为 下 面 (5)-(8) 式 ： FAC5 ： Kr ＝ 2 3 4 5 6 1.0-0.82Lr+5.57Lr -13.58Lr +12.71Lr -5.21Lr +0.79Lr (5)FAC6 ： Kr ＝ 0.99-0.17Lr+2. 2 3 4 5 6 23Lr -9.24Lr +11.54Lr -6.16Lr +1.22Lr (6)FAC7 ： Kr ＝ 0.99+0.08Lr-2.76Lr2+14.15Lr325.93Lr4+18.5Lr5+4.54Lr6(7)FAC8 ： Kr ＝ 0.99+0.39Lr-6.26Lr2+20.40Lr3-34.28Lr4+21.15 Lr5-4.67Lr6(8)
         上面 (1)-(8) 式中， Lr 的取值范围为 ： 0 ＜ Lr ≤ 1.37
         失效评定图横坐标为载荷比参数 Lr ＝ M1/ML( 其中 M1 为一次组合载荷弯矩， ML 为 极限载荷弯矩 )， 纵坐标为断裂比参数 Kr ＝ K1/Kc( 其中 K1 为 I 型缺陷尖端的应力强度因 子， Kc 为材料断裂韧性 )。评定时根据检测到的缺陷表征尺寸或通过缺陷扩展分析计算得 到的评定周期末的缺陷表征尺寸 (a/t， a/c)， 按以下既准确又相对保守的原则从图 2 或上 面 (1)-(8) 式中选择合适的失效评定曲线 ：
         (1)a/t ≤ 0.2， 0.25 ≤ a/c ≤ 1， 用 FAC1 曲线评定。
         (2)a/t ≤ 0.2， 0.027 ≤ a/c ＜ 0.25， 用 FAC2 曲线评定。
         (3)0.20 ＜ a/t ≤ 0.35， 0.047 ≤ a/c ＜ 0.5， 用 FAC3 曲线评定。
         (4)0.35 ＜ a/t ≤ 0.5， 0.067 ≤ a/c ＜ 0.5， 用 FAC4 曲线评定。
         (5)0.5 ＜ a/t ≤ 0.65， 0.087 ≤ a/c ＜ 0.25， 用 FAC5 曲线评定。
         (6)0.65 ＜ a/t ≤ 0.8， 0.1 ≤ a/c ＜ 0.25， 用 FAC6 曲线评定。
         (7)0.65 ≤ a/t ≤ 0.8， 0.4 ≤ a/c ＜ 1， 用 FAC7 曲线评定。
         (8)0.35 ≤ a/t ≤ 0.5， 0.6 ≤ a/c ＜ 1， 用 FAC8 曲线评定。
         上面 (1)-(8) 中包括了实际中可能出现的缺陷尺寸范围， a/t 的范围基本已全部 包括， 对未包括的 a/c， 因 a/c 的变化对 FAC 的影响较小， 按保守的原则取 a/c 小 ( 即长裂 纹 ) 的曲线评定。
         (3) 断裂比 Kr 的计算 ：
         断裂比由下式 (9) 计算 ：
         Kr ＝ K1/Kc (9)
         图 3(a)-3(f) 给出了不同尺寸缺陷最深点处的应力强度因子 K1 随总弯矩 M 变化 的曲线族。这些曲线由三维有限元计算得到， 在计算中保持安全端 17MPa 设计内压一定， 并 考虑了安全端自重及焊接残余应力， 在缺陷表面施加了 17MPa 内压。图 3(a)-3(f) 中 K1 随 总弯矩 M 变化的数学表达式如下 ：
         1. 图 3(a)， a/t ＝ 0.2
         (1)a/c ＝ 1， K1 ＝ 23.92+0.0028M (10)
         (2)a/c ＝ 0.6， K1 ＝ 38.43+0.0036M (11)7102157211 A CN 102157215
         说明书(12) (13) (14) (15) (16) (17) (18) (19) (20) (21) (22) (23) (24)5/7 页(3)a/c ＝ 0.25， K1 ＝ 46.21+0.0045M (4)a/c ＝ 0.1， K1 ＝ 52.80+0.0047M (5)a/c ＝ 0.0445， K1 ＝ 56.45+0.0049M (6)a/c ＝ 0.0267， K1 ＝ 59.42+0.0051M 2. 图 3(b)， a/t ＝ 0.35 (1)a/c ＝ 1， K1 ＝ 11.21+0.0037M (2)a/c ＝ 0.5， K1 ＝ 19.49+0.0056M (3)a/c ＝ 0.234， K1 ＝ 23.26+0.0066M (4)a/c ＝ 0.078， K1 ＝ 26.16+0.007M (5)a/c ＝ 0.047， K1 ＝ 28.03+0.0075M 3. 图 3(c)， a/t ＝ 0.5 (1)a/c ＝ 1， K1 ＝ -1.69+0.0043M (2)a/c ＝ 0.6， K1 ＝ 3.63+0.0065M (3)a/c ＝ 0.25， K1 ＝ 28.79+0.0086M (4)a/c ＝ 0.1， K1 ＝ 27.63+0.0093M(5)a/c ＝ 0.0667， K1 ＝ 28.60+0.01M (25)
         4. 图 3(d)， a/t ＝ 0.65
         (1)a/c ＝ 1， K1 ＝ 17.71+0.0048M (26)
         (2)a/c ＝ 0.6， K1 ＝ 33.41+0.008M (27)
         (3)a/c ＝ 0.434， K1 ＝ 39.45+0.0092M (28)
         (4)a/c ＝ 0.145， K1 ＝ 72.96+0.0124M (29)
         (5)a/c ＝ 0.087， K1 ＝ 86.40+0.013M (30)
         5. 图 3(e)， a/t ＝ 0.75
         (1)a/c ＝ 1， K1 ＝ 20.41+0.0026M (31)
         (2)a/c ＝ 0.501， K1 ＝ 44.72+0.0099M (32)
         (3)a/c ＝ 0.25， K1 ＝ 69.54+0.0134M (33)
         (4)a/c ＝ 0.167， K1 ＝ 76.84+0.0146M (34)
         (5)a/c ＝ 0.067， K1 ＝ 91.34+0.016M (35)
         6. 图 3(f)， a/t ＝ 0.8
         (1)a/c ＝ 1， K1 ＝ 27.41+0.0062M (36)
         (2)a/c ＝ 0.6， K1 ＝ 42.21+0.0093M (37)
         (3)a/c ＝ 0.25， K1 ＝ 58.52+0.0129M (38)
         (4)a/c ＝ 0.18， K1 ＝ 78.29+0.015M (39)
         (5)a/c ＝ 0.1， K1 ＝ 99.50+0.0178M (40)
         上面式 (10)-(40) 中， K1 的量纲为 MPa/m1/2， M 的量纲为 KN.m， M 的取值范围为 ： 0-25000KN.m.
         评定者可根据被评定的缺陷尺寸 (a/t， a/c) 和各种载荷引起的综合总弯矩 M 由 图 3 或式 (10) ～ (40) 插值计算确定 K1。图 3 和式 (10) ～ (40) 覆盖了实际中可能出现的 很宽的缺陷尺寸范围， 显示的一般规律是随缺陷深度的增加 (a/t 增大 ) 和缺陷长度的增加(a/c 减小 )， K1 值增大。 不同工况下安全端承受的一次外加载荷弯矩 M1 和二次载荷弯矩 M2， 由评定者从 AP1000 核电设备设计报告中的参数计算获得 ； 二次载荷弯矩 M2 包括由热应力， 地震铆固应力等引起的弯矩 ； 不同工况下的综合总弯矩 M ＝ M1+M2。
         评定工况下材料的断裂韧性 Kc 由评定者通过实验或材料数据库获得 ； 也可由测得 的工作温度下的焊缝区材料的断裂韧性 J1c、 弹性模量 E 以及泊松比 v 由下式 (41) 计算求 2 得， 其中 J1c 的量纲为 KJ/m ， Kc 的量纲为 MPa/m1/2， E 的量纲为 MPa。
         (4) 载荷比 Lr 的计算 ：
         载荷比 Lr 由下式 (42) 计算 ：
         Lr ＝ M1/ML (42)
         其中不同工况下安全端承受的一次外加载荷弯矩 M1 可从设计报告中的参数计算 获得。图 4 为设计参数 (350℃， 17MPa) 下用安全端材料屈服应力的理想弹塑性材料模型， 通过三维有限元分析计算得到的安全端不同尺寸 (a/t， a/c) 缺陷的极限载荷弯矩 ML。下面 表 1 为通过图 4 中曲线作出的不同尺寸 (a/t， a/c) 缺陷的极限载荷弯矩 ML 的数据列表。
         表1： 安全端焊缝区不同尺寸缺陷的极限载荷弯矩 ML(×103KN.m)
         图 4 和表 1 中覆盖了实际中可能出现的很宽的缺陷尺寸范围， 显示的一般规律是 随缺陷深度的增加 (a/t 增大 ) 和缺陷长度的增加 (a/c 减小 )， ML 值减小。评定时， 根据被 评定的缺陷尺寸 (a/t， a/c)， 由图 4 或表 1 插值确定 ML 的值。
         (5) 缺陷安全性的评价 ：
         将评定点坐标 (Lr， Kr) 描在失效评定图上， 当评定点落在所选择的失效评定曲 线、 垂直截止线和坐标轴围成的区域内时， 缺陷是安全的 ； 当评定点落在该区域外时， 则缺 陷是不安全的。评定中安全裕度的大小可通过评定点离失效评定曲线的距离判断。评定中 所采用的安全系数由评定者根据实际情况自行分析确定。 可参照国标 GB/T 19624-2004， 对 缺陷表征尺寸， 材料断裂韧性及载荷取合适的分安全系数。
         实施例 1
         对于外径 D ＝ 952.5mm， 管壁厚 t ＝ 82.6mm 的 AP1000 核反应堆压力容器接管安全 端， 如果在异种金属焊缝区检测到了周向内表面超标缺陷， 或对于简化评定未通过的缺陷， 按以下方法进行高级评定。
         (1) 缺陷表征 ：
         按图 1 表征缺陷尺寸， 如得到缺陷深度 a ＝ 38mm， 缺陷长度 2c ＝ 190mm ； 则缺陷相 对深度 a/t ＝ 0.46， 缺陷形状参数 a/c ＝ 0.4。
         (2) 失效评定曲线的选择 ：
         根据表征缺陷尺寸 a/t ＝ 0.46， a/c ＝ 0.4， 按上述保守的原则， 选取 FAC4 失效评 定曲线， 即图 2(a) 中和式 (4) 的曲线。
         (3) 断裂比 Kr 的计算 ：
         如从设计报告中计算得到某工况下的一次载荷弯矩 M1 ＝ 8700KN.m， 二次载荷弯矩 M2 ＝ 2300KN.m， 则最大总弯矩 M ＝ M1+M2 ＝ 11000KN.m， 由图 3(c) 中曲线或式 (23) 可保守 1/2 地计算得到应力强度因子 K1 ＝ 123MPa/m 。
         如实验测得的 340℃下奥氏体镍基合金焊缝的断裂韧性 J1c ＝ 550KJ/m2， 弹性模量 1/2 E ＝ 180000MPa， 泊松比 v ＝ 0.3， 则由式 (41) 可计算得到材料的 Kc ＝ 330MPa/m 。
         则由式 (9) 可计算得到断裂比参数 ： Kr ＝ K1/Kc ＝ 0.373.
         (4) 载荷比 Lr 的计算 ：
         由图 4 中 a/t ＝ 0.5， a/c ＝ 0.25 的曲线点或表 1 插值， 可保守地得到极限载荷弯 矩 ML ＝ 14356KN.m。一次载荷弯矩 M1 ＝ 8700KN.m。则由式 (42) 可计算得到载荷比 ：
         Lr ＝ M1/ML ＝ 0.606
         (5) 缺陷安全性的评价 ：
         将计算的评定点坐标 Lr ＝ 0.606， Kr ＝ 0.373 描在由 (2) 中所选择的失效评定曲 线 FAC4 构成的失效评定图上， 如图 5 所示。评定点 A 落在所选择的失效评定曲线、 垂直截 止线和坐标轴围成的区域内， 因此缺陷是安全的。由于在 Lr， Kr 的计算中， 已引入了一定的 保守性， 因此这一评定应是偏于安全的。安全裕度的大小可通过评定点离失效评定曲线的 距离判断。由图 5 可见， 评定点离失效评定曲线的距离 AB 较大， 表明该缺陷的安全裕度较 大。
         以上实施例仅用于说明但不限制本发明。 在权利要求的范围内本发明还有多种变 形和改进。 凡是依据本发明的权利要求书及说明书内容所作的简单、 等效变化与修饰， 皆落 入本发明专利的权利要求保护范围。

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