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i/<ä)Ýbbs.3c3t.com½gûºy¯Ésì 世界各国缺陷评定规范的发展¹
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i/<ä)Ýbbs.3c3t.com½gûºy¯Ésì 华东理工大学 李培宁¹
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概 论¹
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本文介绍最近四年来国际上结构完整性评定技术的发展，主要集中在近年来世界各国有关规范的发展与变化，作为1992年及1997年在第三届和第四届全国压力容器学术会议专题报告"压力容器缺陷评定规程的发展趋势"[1]及"压力容器及管道断裂评定技术研究进展"[2]的续篇。¹
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近年来国际上广泛地将缺陷评定及安全评定称之为完整性评定或"合乎使用"评定，它不仅包括超标缺陷的安全评估，还包括环境（介质与温度）的影响和材料退化的安全评估，鉴于我国已经习惯称之为缺陷评定，且中文"缺陷"二字既可理解为"defect"，也可理解为"drawback"，本文在标题中仍然保留了缺陷评定的术语，但不一定限制为一个有具体几何尺寸的缺陷评定。按"合乎使用"原则建立的结构完整性技术及其相应的工程安全评定规程（或方法）越来越走向成熟，已在国际上形成了一个分支学科，在广度和纵深两方面均取得了重大发展。在广度方面新增了高温评定、各种腐蚀评定、塑性评定、材料退化评定、概率评定和风险评估等内容；在纵深方面：弹塑性断裂、疲劳、冲击动载和止裂评定、极限载荷分析、微观断裂分析、无损检测技术等均取得很大的进展。¹
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在评定规范和方法方面：英国的R6规范第3版（1986）[3]和PD 6493：1991[4]对我国压力容器安全评定规范SAPV-95的建立起过很重要的作用。瑞典缺陷评定规范（手册）[5]的译文也在我国广为流传。德国CKSS研究中心1991年发表了EFAM ETM的工程缺陷评定方法[6]。法国在其"核电厂部件在役检验规则"（RSE-M Code）[7]的第五章中给出了"缺陷评定方法"。这些国家的标准都有一个长期工作组织，不断予以更新。例如1996年瑞典又给出了"带裂纹构件安全评定规程-手册SA/FoU-Report的修订版"[8]。¹
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值得指出的是近年来欧美安全评定规范的发展有两件标志性的大事。第一件是1996年欧洲委员会（European Commission）为了建立一个统一的欧洲实施合于使用评定标准，发动组织了一个研究计划，有9个国家的17个组织参加，于1999年完成了"欧洲工业结构完整性评定方法"，简称SINTAP[9]，已于2000年发表并已形成了一个未来欧洲统一标准的草稿。由于英国R6、PD 6493、德国的CKSS及瑞典技术中心都是SINTAP研究的核心成员，SINTAP也是他们共同参与研究后形成的共识，鉴于SINTAP不久将要成为欧洲的统一标准，R6及BS PD 6493在它即将颁布新版前夕，对它们各自的修改稿又作了一次紧急修改。R6于2001年颁布了他的全新版（第4版）[10]；PD 6493于2000年颁布了他的修订版，但代号已改为BS 7910：1999[11]，取消了PD代号而正式列入正规的英国标准。第二件大事是美国石油学会于2000年颁布了针对在役石油化工设备的合乎使用评定标准API 579[12]，在内容上具有鲜明特色，反映了结构完整性评定技术研究范围有了很大的拓宽。鉴于世界各国缺陷评定规范的迅速发展，International Journal of Pressure Vessel and Piping 期刊于2000年发表了一个专刊，题名为"缺陷评定方法"[13]，介绍了国际上十个缺陷评定规范的进展，其中也包括了我国八五攻关编制的SAPV-95[14]。本文主要介绍和论述： 1、欧洲工业结构完整性评定方法（SINTAP）；2、英国含缺陷结构完整性评定标准（Ｒ6）；3、英国标准BSI PD6493的修改版――BS 7910金属结构中缺陷验收评定方法导则；4、美国石油学会标准API 579推荐用于合乎使用的实施办法的概貌和最新进展。¹
i/<ä)Ýbbs.3c3t.com½gûºy¯Ésì 1、 欧洲工业结构完整性评定方法（SINTAP）[9]¹
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European Comsertium 于三年前开始组织欧洲9个国家17个组织研究，于1999年4月完成了SINTAP的编写，这将是欧洲统一的合乎使用标准的初稿，应该引起国人的注意。¹
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1.1 SINTAP第1章中缺陷评定的两类分析方法和7个分析级别¹
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SINTAP分为4章，第1章介绍了总的方法和规程。¹
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SINTAP采用了失效评定图（FAD）和裂纹推动力（CDF）的两类分析方法。FAD的关键是失效评定曲线，f(Lr),只要评定点（Lr,Kr）落在FAD图内的安全区，则缺陷就是安全的。CDF是直接按J<JIC的判据来进行评定的，但是裂纹推动力J的计算方法规定应按失效评定曲线的表达式f(Lr)求得¹
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，因此尽管CDF法和FAD法形式上有所不同，但实质是一样的。所以这里只介绍SINTAP的7个级别及其失效评定曲线。¹
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1.1.1¹
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第0级（default level）¹
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在仅可得到材料¹
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值和AKV值时使用。¹
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¹
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（1）无屈服平台的连续屈服材料的失效评定曲线为：¹
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¹
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（1）¹
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材料的断裂韧度是按AKV值估算的,计算中所需的抗拉强度¹
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是由屈服强度¹
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保守估算的，即：¹
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¹
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（2）¹
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¹
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（2）有屈服平台材料时或者不能排除材料不具有屈服平台时，用式（3）表示的失效评定曲线：¹
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¹
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¹
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（3） 且Lrmax取1。¹
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¹
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1.1.2 第1级（Basic level）¹
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¹
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用于可获得材料¹
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,¹
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的值，及断裂韧度值Kmat的情况。如有焊缝存在，其强度不匹配程度应小于10%。¹
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¹
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（1）有屈服平台材料的失效评定曲线，分为三段表述。¹
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在Lr=1处: 有一陡降直线段。从上式在Lr=1时的值直线下降至：¹
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（4）¹
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式中¹
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（5）¹
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为屈服平台长度，可按式（6）作保守的估算：¹
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（6）¹
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在Lr>1处: 取德国ETM[6]的成果¹
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¹
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（7）¹
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式中，N为应变硬化指数，可按下式估算：¹
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¹
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¹
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这是根据19种材料数据整理得到的下边界值，实际的N值可能为上式计算值的1至5倍，所以Lr>1处的f(Lr)是非常保守的。规定Lrmax取值为¹
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¹
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¹
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（2）无屈服平台材料的失效评定曲线，也分三段表述¹
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¹
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在Lr<1处:¹
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（9）¹
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式中系数μ可由¹
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值估算:¹
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¹
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（10）¹
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在Lr≥1处:¹
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在Lr=1处有一垂直下降线直至Lr(1)。在Lr>1时为曲线，仍采用式（7）计算f(Lr)，但Lr=1时的Lr(1)值用式Lr=1时的Lr(1)值用式（9）计算，并用式（8）估算N 。¹
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1.1.3第2级（mismatch level）¹
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¹
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和第1级相似，使用条件是要能获得材料力学性能和断裂韧度。用于焊缝强度不匹配程度超过10%的场合，这时它必需要知道母材和焊缝两者的拉伸力学性能。因而分三种情况，分述如下：¹
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（1）母材及焊缝两种材料均无屈服平台时（第一种情况）¹
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¹
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仍可应用第1级中的无屈服平台时的失效评定曲线三段表达式，但式（9）及式（8）中的μ值和N值应改用不匹配时的值μM和ＮM，不匹配焊缝接头的取μM,决于母材及焊缝的μ值和¹
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，不匹配焊缝接头的塑性屈服载荷FyM。以及假设这一元件没有焊缝完全是母材时的塑性屈服载荷FyB。定义焊缝屈服强度¹
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与母材屈服强度¹
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之比值M为强度不匹配因子，则：¹
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¹
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（11）¹
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式中：¹
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¹
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（12） ¹
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（13）¹
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不匹配焊接接头的NM可由式（14）求得：¹
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¹
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（14）¹
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式中：¹
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¹
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（15）¹
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（16）¹
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¹
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(17)¹
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（2）焊缝及母材均具有屈服平台时（第二种情况）¹
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仍可应用第1级中有屈服平台时的失效评定曲线，也分三段，即式（3）、（4）、（7），但式（4）中的λ应用λM¹
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代替，式（7）中的N用NM代替。¹
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¹
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（18）¹
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式中：¹
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¹
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（19） ¹
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(20) ¹
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截止线Lrmax值仍按式（17）计算。¹
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（3） 焊缝或母材之一具有屈服平台时（第三种情况）¹
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在Lr<1处: 可以采用第一种情况时的失效评定曲线，但μM计算中具有长屈服平台的那个材料的μ值可以不计，例如母材具有屈服平台，则式（11）改为：¹
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¹
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（21）¹
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¹
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在Lr=1处: 按第二种情况具有屈服平台材料时的办法保守地取得较低的f(1)值，将无屈服平台的那个材料的λ取为0，例如母材具有屈服平台，f(1)计算时所用的计算式λM（式18）改为：¹
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¹
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(22)¹
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式中，λB按式（20）计算。¹
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¹
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在Lr>1处: 按第二种情况一样的办法对待。¹
i/<ä)Ýbbs.3c3t.com½gûºy¯Ésì 1.1.4¹
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第3级（stress-strain level）¹
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¹
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这一方法要求可获得材料的关系曲线¹
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以求得f(Lr)，当然也需要知道材料的断裂韧度值才能进行评定。第3级不仅能计算焊缝基本匹配的情况，也可以用于不匹配焊缝的评定。¹
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在不涉及焊缝时或焊缝基本匹配时采用R6第3版的选择2曲线，即：¹
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¹
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(23)¹
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式中，¹
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为在材料单向拉伸¹
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关系曲线上与¹
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相对应的应变值。¹
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在强度不匹配焊缝时也用式（23），但¹
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值的计算均应采用母材与焊缝组成的含缺陷元件的当量¹
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关系曲线，它是根据塑性极限载荷相等的原则求得的,当然和母材¹
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关系、焊缝的¹
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关系、不匹配因子M及FyM及FyB有关。¹
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的塑性部分（塑性应变¹
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的关系¹
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为：¹
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¹
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(24)¹
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式中¹
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是指在设定的任一塑性应变量εP时，当量¹
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关系曲线上、焊缝¹
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关系曲线上及母材¹
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关系曲线上的应力值，所以¹
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就是当量的¹
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关系。因从而可得到当量材料的关系。应该指出的是这里的不匹配因子M值并不是1.1.3节中的M值，而是在不同塑性应变量εP时的不匹配因子M(εP)，不是材料常数，与εP的大小有关。只有当两种材料¹
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关系形状完全相似时，M(εP)才有可能是常数。¹
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¹
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(25)¹
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并且式（24）中的FyM/FyB值也应该是在这些M(εP)下的值。这时当量屈服应力¹
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当量流变应力¹
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及Lrmax分别定义为：¹
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(26)¹
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(27)¹
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¹
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(28)¹
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这里¹
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为两种材料流变应力相应的两个塑性应变中较低者的值。¹
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相应的流变应力计算的FyM及¹
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值。¹
i/<ä)Ýbbs.3c3t.com½gûºy¯Ésì 1.1.5¹
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第4级（constraint level）¹
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¹
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本级别的评定是根据裂尖拘束度的具体情况估算材料实际断裂韧度来进行评定。按断裂韧度标准测试方法测试试件必需要有足够尺寸以保证获得最低的平面应变断裂韧度值，而实际工程元件缺陷往往是很浅的，只有较低的拘束度，显然如能按实际拘束度的断裂韧度来进行评定可以降低评定的过保守度，但是要求有附加的测试数据。¹
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这是在著名的J-Q理论基础上发展起来的一种方法。引入了无因次拘束参量β以描述裂尖静水应力Q。或用平行裂纹的弹性应力T作为来描述β参量。评定时FAD及Kr的计算均要作相应的修正，由于篇幅有限，这里就不作进一步地介绍了。¹
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1.1.6 第5级（J-integral analysis）¹
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要求已知材料应力应变关系曲线以计算J积分，可以是没有焊缝的结构，也可以是不匹配焊缝（这时要求焊缝及母材的应力应变关系都已知），实际上就是严格有限元计算解。实际上第5级只被用来作为验证各低级方法的工具，并不是适用于工程评定的方法。严格的有限元计算J积分已为大家熟知，SINTAP也没有作详细介绍。¹
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1.1.7 第6级（LBB）¹
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部分穿透的表面裂纹可能继续扩展通过剩余韧带变成穿透裂纹引起泄漏，但仍然可能处于稳定状态，这就是LBB状态。SINTAP提供了一个新的估算裂纹扩展过程中缺陷形状变化的估算方法。由于穿透前或穿透后裂纹会不会撕裂失稳的评定过程和R6第3版相同，不过是根据具体情况选用前面几级中的某一失效评定曲线进行评定，因此这里也不再作详细介绍了。¹
i/<ä)Ýbbs.3c3t.com½gûºy¯Ésì 1.2 SINTAP规程新发展的一些细节¹
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SINTAP第2章提供了评定所需输入数据及计算方法。第3章提供了各级分析方法选择的导则和应力强度因子解、塑性极限载荷解及残余应力分布等。第4章给出了一些其它评定方法和标准方法的补充说明。值得一提的是：¹
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(1) 在缺乏材料详细的应力应变关系数据时，SINTAP通过大量钢材性能研究提供了材料应变硬化性能、屈强比及屈服平台（Luders 应变）的估算方法。这些方法可用以改进式（9）的f(Lr)以降低评定过保守度。¹
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(2)在大量断裂韧度测试的统计处理后，近一步发展了ASTME 1921-97的所谓Master曲线，SINTAP提出了由AKV估算铁素体钢解理断裂区断裂韧度下限值的方法。这一方法也已被R6第4版及BS7910所采用。华东理工大学博士生秦江阳在20号钢韧脆转变温度曲线的大量数据研究表明AKV和启裂断裂韧度Ji之间不存在明确的简单的数学关系；刘长军在其博士论文中用该收集到的实测材料数据考核美国短裂纹研究计划中由管材AKV求JIC下限值得推荐方法，也证明了AKV-JIC的关系图上数据十分分散。但鉴于实际工程评定中一般都不可能取样测得材料的断裂韧度，下限值的估算还是很有实际意义的，但应该认识到估算的断裂韧度值可能十分保守，有时甚至只有实际值的五分之一左右。SINTAP的方法值得我们进一步工作的关注。¹
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(3)SINTAP提供了一个无损检测技术可靠性导则。提出了在失效模式为塑性极限载荷控制（而不是断裂控制）时的缺陷群相互干涉效应的导则。¹
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(3)SINTAP提供了一个无损检测技术可靠性导则。提出了在失效模式为塑性极限载荷控制（而不是断裂控制）时的缺陷群相互干涉效应的导则。¹
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(4)二次应力的处理中不仅采用了R6的新ρ因子法，同时还给出了另一方法，二次应力的影响用V因子表示，即：¹
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¹
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¹
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(29)¹
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V因子可能是大于1，也可能小于1（进一步细节可参考J.Strain Anal.2000;35;307-16）。¹
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(6)增补了大量应力强度因子解，例如在一次和二次应力时简体表面裂纹的应力强度因子解。提供了大量不匹配焊缝结构的极限载荷解。¹
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(7)SINTAP给出了可靠性评定方法及其相应软件PROSINTAP，采用Monte Carlo数学模拟及近似的一阶可靠性过程（approximate first order reliability routines）。¹
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(8) SINTAP对所提出的方法作了大量的验证工作。¹
i/<ä)Ýbbs.3c3t.com½gûºy¯Ésì 2、R6-Revision 4:2001[10]的概况及新发展¹
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R6-Rev.4:2001是在英国British Energy（英国核电公司）、BNFL（英国核燃料公司）及AEA（英国原子能管理局）组成的结构完整性评定规程联合体下的R6研究组编制的。R6第3版后已陆续地增补了10个新附录，由于近年来断裂力学评定技术的发展特别是SINTAP、BS7910和美国API 579的出现，故而吸收世界各国研究进展和R6自己发展计划决定对R6作了全面修改，于2001年颁布了第4次修订版。¹
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现将主要变化介绍如下：¹
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¹
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2.1 失效评定曲线三种选择的变化¹
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(1) R6-op.1的原失效评定曲线被SINTAP的第0级的曲线取代，即由：¹
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¹
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(30)¹
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改为：¹
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(1)¹
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以保证在低处与R6-op.2曲线一致，对有屈服平台材料Lrmax取等于1。¹
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(2) R6-op.2改为有三种曲线。¹
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原R6-op.2曲线仍保留，被称为材料特征的选择2曲线（式23），用于已知材料应力应变关系数据时建立选择2曲线。¹
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在不知道材料应力应变关系数据时，采用SINTAP第1级（基本级）失效评定曲线的研究成果，给出的两种可供选择的近似曲线，分别用于无屈服平台的连续屈服材料和有屈服平台的非连续屈服材料，只要求知道材料的屈服强度、抗拉强度和杨式模量，不需要知道应力应变关系曲线。¹
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一种是连续屈服（即无屈服平台）材料用的近似选择2曲线。¹
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在Lr<1的范围内， ¹
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(9)¹
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在Lr>1但<Lrmax的范围内， ¹
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(7）¹
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这里，f2cr (1)为按式（3）在Lr=1时的(Lr)值。¹
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¹
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(10) N为材料应力-塑性应变关系用幂函数拟合表示时的指数，可用式（8）近似估算。¹
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¹
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¹
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(8)¹
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另一种就是不连续屈服（有屈服平台）材料的近似选择2曲线。¹
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在Lr<1处：¹
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¹
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¹
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(3)¹
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在Lr=1处的f2dy(Lr)为：¹
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¹
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（4）¹
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这里¹
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(5)¹
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屈服平台长度可按下式估算¹
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¹
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(6)¹
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在1<Lr<L2max处：¹
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¹
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(7)¹
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在利用上述新失效评定曲线时必然会发现一个问题，如果既无应力应变关系数据，又不知道其是否是非连续屈服（有屈服平台）材料，该如果办呢？规范给出了根据材料屈服强度、材料化学组成及热处理方式判断是否为不连续屈服材料的导则。¹
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(3)R6-op.3曲线没有更改¹
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¹
i/<ä)Ýbbs.3c3t.com½gûºy¯Ésì 2.2 分析类别的变化¹
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取消了原R6的允许有限量撕裂的第2类分析。第1类分析和第3类分析已改名，直截了当地称为基于起裂的分析和基于延性撕裂的分析。¹
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2.3 结果意义的评价方法的变化：增补了在有多个一次载荷作用时"评定结果意义"的评价方法，但取消了原来的一次加二次的联合载荷时确定FL的图解法。¹
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¹
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2.4 R6附录的发展与变化¹
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¹
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1986年R6-Rev.3 时已有8个附录，它们是：1. 断裂韧性值的确定 2. 塑性屈服载荷分析 3. 应力强度应子的确定 4. Krs的计算 5. 计算机辅助的计算6. 疲劳和环境导致裂纹扩展的计算 7.Ⅰ型、Ⅱ型和Ⅲ型载荷下的计算 8.由C-Mn（低碳）钢制作结构完整性评定。¹
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R6第3版颁布后又陆续地增补了10个新附录，反映了安全评定技术的范围日益扩大，它们是：9．LBB分析 10. 概率断裂力学 11. 位移控制载荷分析 12. 焊接残余应力的确定 13. 载荷历史的影响（包括水压试验、温预应力，载荷次序及持续载荷的影响） 14. 考虑拘束度的修正 15. 裂纹止裂 16. 强度不匹配 17. 局部法 18. 有限元法。加上过去1986年版的8个附录，到1999年时已经有了18个附录了。到2000年正式出版第4版前，他们将这些内容又全部进行补充修订，考虑到新版不再设置附录，而将这些附录的内容分散到文本中，分别以节的名义出现。¹
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整个文本分为五章：¹
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第一章：基本规程¹
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第二章：基本规程的输入¹
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第三章：其他评定方法¹
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第四章：一览表（包括极限载荷解，强度不匹配的极限载荷解，应力强度因子解及残余应力分布）¹
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第五章：验证及应用案例¹
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大部分新附录均列入第三章（其他评定方法），共分14节，用于替换第一章的基本规程，这些方法又分为三类：第一类是用于特定评定目的的新方法，包括LBB评定、裂纹止裂评定、概率断裂评定和位移控制载荷时的评定。第二类是使第一章的基本方法不必要的保守程度降低从而更精确的一些评定方法，可以计算出更明确的安全裕度。包括拘束度影响的修正、强度不匹配影响的修正、局部法导则及加载历史的影响。第三类为进一步支持第一章基本方法的一些方法，包括有限元导则、J积分估算法、持续载荷评定、Ⅰ型Ⅱ型加Ⅲ型载荷下的评定及C-Mn（低碳）钢结构的评定。下面简单介绍几个读者可能感兴趣的新方法。¹
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2.5裂纹止裂评定¹
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在1999年的R6时为附录15，在2000年颁布时被列为第三章第12节，这是2000年新增的评定方法，全文长15页。¹
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有时会遇到即使发生脆性裂纹起裂，但有可能自动止裂而不发生撕裂失稳失效。例如热冲击事件的孔边裂纹开裂后的扩展，一方面，裂纹扩展是向温度较高区域扩展，材料断裂韧度越来越大，另一方面，由于裂尖离孔边越远，应力强度应子越低，断裂推动力不断下降，因而当断裂推动力低于裂尖温度下的断裂韧度时就有可能止裂。裂纹止裂取决于裂纹体几何尺寸、承受载荷、温度和材料，止裂应该考虑动态效应，并且动态断裂韧度是温度的函数。本评定方法就是给出该裂纹能否止裂的评定。R6在该节中提供了两种方法，一种是基于材料静态性能K1a的静态分析法（Ⅲ-15.5.1），另一种是基于材料动态性能K1d、K1A的动态分析法（Ⅲ-12.5.2）。在静态分析中引入了一个系数fs以说明动态的影响，但fs值的大小还值得进一步研究。¹
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2.6局部法评定¹
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为R6第4版第3章第9节的方法，长22页，在第5章给出了一个验证案例，长10页。¹
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局部法是基于裂纹尖端或尖缺口处的应力应变、局部损伤与其断裂临界状态有关的事实，是材料失效微观力学模型在工程上的应用。这些方法是通过材料特征参量来标定的，这些参量是参考试验数据、定量金相和有限元分析的联合而推导出来的。一旦求得该材料的参量，由于认为它们和试件几何尺寸无关，与载荷无关，从而可用于评定该材料制的任何结构。¹
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R6的Ⅲ-9节中给出了四种局部法模型，它们是¹
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a.Beremin 解理断裂模型[Ⅲ-9.6]¹
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b.Beremin 延性断裂模型[Ⅲ-9.7]¹
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c.Rousselier 损伤力学模型[Ⅲ-9.8]¹
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d.Gurson 损伤力学模型[Ⅲ-9.9]¹
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第1个模型是解理断裂模型，其他3个都是延性损伤模型。¹
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Beremin的两个模型用于预期裂纹起裂，Rousselier和Gurson的两个模型既可用于预期起裂，又可用于预期撕裂行为。¹
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¹
i/<ä)Ýbbs.3c3t.com½gûºy¯Ésì 2.7焊缝不匹配的影响¹
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R6的基本方法用于焊缝裂纹评定时采用裂尖区材料的断裂韧度，材料的拉伸性能是采用缺陷所在部位最弱区的材料拉伸性能，这样做是十分保守的。而R6第4版第3章第8节给出的焊缝不匹配影响的评定方法更为精确，从而可以减小用第1章的方法进行评定时的过保守性。¹
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这一方法采用了SINTAP第2级（不匹配级）的方法，没有实质的不同，只是编写的形式不同。¹
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组合材料的当量¹
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关系与SINTAP一样，即式（24）。M、M(εP)、¹
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的定义及计算均与SINTAP的一致，不再需要说明。¹
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不同的是R6在不匹配评定时的失效评定曲线仍然采用三种选择，如1.2.1节所述，因为选择2有三种曲线，共有5条失效评定曲线。所以R6第4版不匹配时的失效评定曲线的内容就是分别给出不同失效评定曲线在焊缝材料不匹配时的表达式，N、μ和λ都应是不匹配焊件裂纹体的值，NM、μM和λM.但它的计算办法的来源仍取至SINTAP的成果。¹
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截止线分别为：¹
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OP.1时，Lrmax取¹
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（31）¹
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OP.2及OP.3时，Lrmax取¹
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(32)¹
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这里¹
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为¹
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曲线的屈服强度¹
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和抗拉强度¹
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的平均值。¹
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评定时Lr的计算：¹
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¹
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（33）¹
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式中F为引起一次应力的载荷，FyM为两种材料组合元件按¹
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及¹
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为屈服应力的刚性-完全塑性材料假设计算的结构塑性屈服载荷。¹
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FyM解是通过有限元分析获得的。R6第4版第9章Ⅳ.2节专门给出了强度不匹配时的极限载荷解，包括缺陷位于焊缝不同位置的平板、圆筒或三点弯试样的极限载荷FyM的解，长达23页。¹
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从已获得的的解可看，不论是过匹配（M>1）还是欠匹配（M<1），FyM/FyB值（即不匹配焊接接头的塑性极限载荷与纯母材的塑性极限载荷之比）总是处于1至M之间。因而M<1的欠匹配时，可取(FyBM)下限值为FyM，在M>1的过匹配时取FyM等于FyB，总是保守的。在过匹配时，（焊缝厚/剩余韧带）越大，或者（a/w）越小，焊缝不匹配对极限载荷（FyM/FyB）的影响越低。如果裂纹靠近熔合线，FyM值非常接近FyB的值。在欠匹配时（a/w）值不影响FyM，尤其在（焊缝厚/剩余韧带）值较大的时候。¹
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¹
i/<ä)Ýbbs.3c3t.com½gûºy¯Ésì 2.8 持续载荷（sustained local）¹
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对延性材料，即使温度低于蠕变范围也可能发生与时间有关的塑性变形，因而受持续载荷结构可能在应力水平低于其在单调加载和位移加载时的塑性失效载荷下发生断裂。然而通常仅发现在持续载荷接近单调加载的塑性极限载荷时才发生失效。但在较低载荷下可能发生有限裂纹扩展，导致结构承载能力的降低。¹
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试件试验显示，奥氏体钢和铁素体钢在持续载荷达到或超过全面屈服（即Lr=1 ）时才可能发生与时间有关的断裂，这些试验是铁素体钢在室温和70℃进行的。因而在评定时当Lr<1时不必要考虑持续载荷。316钢在室温下试验表明，Lr<0.65持续时间小于100h时持续载荷效应可略而不计，在再持续1h以后相对因子0.65的值才很慢地减小。铁素体钢当Lr<0.9时也可不考虑。¹
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本规程给出了考虑持续载荷效应的评定方法，其原理是考虑持续时间内塑性应变积累对Lr和Kr的影响，即对评定点位置的影响，仍然用失效评定图进行断裂评定和塑性失效评定。一般采用选择1曲线，也可采用其他高级的失效评定曲线。根据实验认为持续载荷效应对Lrmax值没有影响。¹
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评定的过程是先选择持续时间th内允许的裂纹扩展量△a0，当然△a0应该小于断裂实效的裂纹扩展量△af=af－a0（af为断裂临界尺寸），并有足够的安全系数。定义a1=a0+△a0，材料的断裂韧度也应该是相应于△a0的断裂韧度Kmat（△a0）。按a1及¹
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计算Lr。由Lr得到¹
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值，再确定参考应变¹
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,它是参考应力¹
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和持续时间的函数，可由评定温度下的恒应力蠕变曲线或等时的单向应力应变数据获得。然后计算Kr=K1(a)/Kmat(Δa0)和评定点的纵坐标¹
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。将(Lr,Ktr)点在失效评定图中完成评定工作。¹
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¹
i/<ä)Ýbbs.3c3t.com½gûºy¯Ésì ¹
i/<ä)Ýbbs.3c3t.com½gûºy¯Ésì 3 PD 6493的修订版-BS 7910:1999[11]¹
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PD 6493:1991已与PD 6539:1994（高温评定方法）[15]合并，根据它们近十年来研究成果，包括SINTAP的欧洲统一安全评定方法的研究成果，于2000年发表了修正版，称为BS 7910：1999，规范名称改为"金属结构中缺陷验收评定方法导则"。¹
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3.1 断裂评定方法的变化¹
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仍然是三级评定。¹
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原来的初级评定内容基本不变，但改称简化评定方法，采用失效评定图法。而原PD 6493中的COD设计曲线法被列入BS7910的附录N，COD设计曲线的地位进一步下降。¹
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第2级正常评定法经历了一个曲折的修改过程。原PD 6493：1991版的第2级正常评定法为老R6（第2版）的COD窄条区模型失效评定曲线。1995年及1997年的修改草稿中改为三种选择，第一种为1991版的窄条区模型失效评定曲线，用于¹
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的低硬化材料，第二种为R6第3版的OP.1曲线，用于¹
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的高硬化材料，第三种为R6第3版的OP.2曲线，反映出PD6493全盘R6化的过程。由于近年SINTAP的成功实现了欧洲安全评定方法的统一化，在2000年BS7910：1999颁布时，和R6第4版一样均采用了SINTAP的统一成果，COD窄条区模型的失效评定曲线也取消了。BS7910的第2级正常评定的失效评定曲线改为两种，即2A级和2B级。¹
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2B级曲线与原PD 6493：1991版的第3级评定曲线相同，即R6第3版的OP.2曲线（式23）。¹
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2A级曲线采用SINTAP的基本级评定曲线（参见1.1.2节）。¹
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如果应力应变关系曲线已知可用2B级，否则用2A级。对有屈服平台的非连续屈服材料或者不能证实没有屈服平台，在使用2A级失效评定图时Lrmax应取为1.0，否则只有采用2B级的曲线。¹
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BS 7910第3级（撕裂失稳评定）仍然保留PD 6493：1991中的3A级和3B级不变，在已知材料应力应变关系时用3A，否则用3B。BS7910还增加了一个3C级，其实就是采用了R6第3版OP.3失效评定曲线。¹
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3.2 疲劳评定的变化¹
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BS7910的疲劳评定方法基本上与原PD6493:1991的相同，仅作了少量修改。PD6493的特色可能是它的疲劳评定了，尤其是质量等级评定法。修订后的主要变化是推荐了新的疲劳裂纹扩展律。采用了基于近年来大量钢材在空气及海水中疲劳裂纹扩展试验数据取得的更为精确的两段Paris关系式和应力比R的修正法等。特别是考虑环境的影响，例如给出了在海水环境中有阴极保护和无阴极保护时的新推荐方法，在较高温度下的疲劳裂纹扩展等。为了方便，同时也给出了新的、简化的、保守的（包络线）单段Paris关系，实验的应力比为R≥0.5，以给出保守的焊接接头裂纹疲劳扩展分析结果，新的铁素体钢在空气中的疲劳裂纹扩展律与PD6493时的相比，扩展速率要略高一些。¹
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3.3 BS7910的附录¹
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BS7910B包含了21个附录，很多来自R6和SINTAP，因而这里不作进一步的介绍。¹
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¹
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4 美国石油学会API 579：2000 "Recommended practice for fitness-for-service"(推荐用于合乎使用的实施方法)简介[12]¹
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近年来，美国结构完整性评定技术也有很大发展，在规范中最引人注目的就是已出版的API 579 (推荐用于合乎使用的实施方法)和正在准备的API 580：2000 "Recommended practice for risk-base inspection"。前面介绍的SINTAP、R6、BS790的工业背景主要是电站（包括核电）及海洋石油平台，它们的发展主要反映了缺陷的断裂评定技术（包括塑性失效评定）和疲劳评定技术的发展。API 579的工业背景是石油化工承压设备，其特点是更多反映了石油化工在役设备安全评估的需要。¹
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美国初期的承压设备标准主要是关于新设备的设计、制造、检验的规则，并不提及在役设备的退化和使用中发现的新生缺陷和原始制造缺陷的处理问题。后来制定了一些在役检验规范，如API 510（压力容器检验规范），API 570（压力管道检验规范）和API 653（储罐检验规范），这些规范给出了有关在役设备检验、修理、更换，重新确定额定工作能力或改造的规划，但实践中发现仍然存在着不少不能解决的问题。API 579就是为此组织制定的，以保障老设备继续工作的安全；以提供良好的合乎使用的评定方法；以保证给出坚实可靠的寿命预测；以帮助在用设备的优化维修及操作；以保证旧设备有效利用提高经济服务的期限。这一规程和即将发表的API 580的结合将能提供风险评估、确定检验的优先次序和维修计划。¹
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API 579与其它标准不同之处是不仅包括在役设备缺陷安全评估，还在很广范围内给出在役设备及其材料的退化损伤的安全评估方法。前者的技术和BS7910、R6都相差不大，所以这里不再详述，但有很多内容是其他标准未讨论到的，这些内容对我们石油化工承压设备的工作者来说十分重要和有益。下面先列出某些章节的内容。¹
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第4章：均匀腐蚀的评定¹
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第5章：局部减薄及槽状缺陷的评定¹
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第6章：点蚀的评定¹
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第7章：鼓泡及分层的评定¹
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第10章：高温蠕变操作元件的评定¹
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第11章：火灾对设备造成损伤的评定¹
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i/<ä)Ýbbs.3c3t.com½gûºy¯Ésì 4.1 局部减薄及槽形凹坑的评定¹
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包括评定技术及验收准则和剩余寿命评定的两类技术。¹
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评定技术及验收准则又分为3级。级别1的评定是仅考虑内压载荷的设备局 部减薄的评定，只要求凹坑表面长，宽，深来表征缺陷尺寸。级别2评定用于凹坑在壁厚方向的尺寸（即深度）变化很大时的评定，缺陷用深度变化形状来表征，可以考虑更一般的载荷，例如筒壳上净截面弯矩，还可以用于接管区凹坑的评估。级别3用于更复杂区域的凹坑评定，一般都要求作详细的有限元分析。第5章长达39页，我国学者在这一领域已经做了不少工作，但API的工作值得作为我们今后继续研究时的参考。¹
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4.2 点蚀评定¹
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点蚀可能是非常分散的，也可能是集中在一个局部地区，如果单个凹坑就属于第5章的任务了。点蚀坑几何形状可能十分复杂，精确测量有时是困难的，但如果采用第2级评定法时又是必要的。API 579提供了三级评定法，第1级只适用于韧性材料，如果由于温度或环境可能使材料脆化就要用第2级评定方法了。第1级和第2级只适用于承受内压的球、筒、锥等形状壳体上的点蚀评定。接管和管件等形状复杂的壳体上点蚀就必须要采用第3级评定方法。¹
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4.3 鼓泡及分层缺陷的评定¹
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本方法适用于氢致鼓泡承压元件的评定。湿H2S及HF在低温下由于原子氢的侵入钢内，在夹杂物处又结合成分子氢，因不可能再渗出而造成局部区的高压引起材料鼓泡分层。有时候鼓泡的周边裂纹会向壁厚方向扩展，特别是当鼓泡处于接近焊缝处，因而这是石油化工设备经常会遇到的一个问题。由超声波测得板中的分层除非证明是氢积累造成的不应视为鼓泡，如果其不平行于钢板表面应按面型缺陷进行断裂评定。如果它是平行于钢板表面也可以采用本方法进行评定。API 579鼓泡评定方法也分成3级，各自适用范围基本上与第6章的点蚀评定相似。¹
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4.4 火灾引起设备损伤的评定¹
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遭受到火灾极高温加热的压力容器、管道和储罐可能外表看来结构损伤了，但力学性能没有明显的退化，可能还能够继续使用。所以必要建立这种问题的合乎使用的评定方法。¹
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API 579第10章将火灾现场三维空间划分为6个区，分别为Ⅰ区（室温区）、Ⅱ区（66℃以下烟及消防水染区）、Ⅲ区（66-200℃的低热暴露区）、Ⅳ区（200-427℃的中热暴露区）、Ⅴ区（427-732℃的接触火焰的高热暴露区）、Ⅵ区（732℃以上的极热区、火源区）。区域的划分有利于判定灾区那些设备不需要评定，那些设备要进行评定和如何进行评定都有重要的指导意义。¹
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钢材表面在火灾中不同温度下有不同颜色，不同燃料在空气中燃烧时有不同颜色的烟雾，目击者的记录和当场摄像是很重要的原始资料。各种化学品、燃料和很多材料都有它们不同的燃点、熔点，在不同温度区材料的力学性能（硬度和强度）有它们的变化规律，金属氧化皮的形貌也与温度有关，根据火灾时现场摄相和灾后现场的情况勘察，按API 579给出的方法和提供的大量有关上述信息与温度关系的资料（图及表）就可以作出各个设备所在位置应属于什么区。¹
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API 579提供了三级评定方法。第1级实际上是免于评定的标准。API 579标准给出了各种材料制设备在那些温度区是属于第1级的，如果属于第1级就可以免于评定了。例如碳钢、低合金钢、奥氏体不锈钢设备一般在Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ区时都可免于评定。但热处理的调质钢只有在Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ区的才可免于评定。不免于评定的，即第1级评定不通过的，应按第2级评定方法进行评定。这样做可以大大缩小了应该予以详细评定设备的数量，例如炼油厂有一个常压精馏塔，查其外保温的镀锌铁皮表面镀锌层完好，由于锌的熔点是420℃，在温度超过420℃时锌必然会流下来或者被气化，既然镀锌层完好所以该处不可能属于第Ⅴ区，因而可免于评定。¹
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第2级评定较复杂一些，材料表面硬度，现场金相表面覆膜，磁粉或渗透探伤，外形尺寸变形的宏观检测都将采用。API 579给出了碳钢材料在不同火灾温度下暴露后晶粒尺寸变化规律、奥氏体不锈钢的敏感性资料（即不同含碳量的奥氏体钢形成碳化铬在晶界中沉析的温度时间条件曲线图，由全相覆膜是否发现这一特别金相组织可起温度指示器的作用）和第2 级的评定方法。一般评定过程是：根据现场实测硬度估算材料强度后按API 579规定的公式确定实际材料许用应力，然后用常规的简单公式进行强度校核。如果发现有裂纹状缺陷、局部减薄等缺陷时还应该按不同的缺陷评定方法进行评定。在评定中还应考虑在火焰中表面壳体和内件间的巨大温差是否引起了裂纹；有时还需要考虑材料的蠕变损伤，但只要高温时间不长可以免予考虑。第3级评定是用于第2级评定法无法执行或者通不过的时候。前者，如结构已严重变形或者在结构不连续部位壳体畸变，常规设计用的强度计算公式已不适用，就只好采用有限元计算和应力分类的分析设计方法进行强度校核的第3级评定了。由于第2级评定时材料强度是硬度间接核算方法得到的，所以所用的许用应力是很保守的，如果是由于这个原因而没有通过第2级的评定的话，采用第3级的方法，由现场金相或直接取样进行力学性能实测就有可能通过。¹
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 祝你快乐！¹
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