CN103995957B - 针对蠕变损伤及体积型缺陷的承压结构的安全评定方法 - Google Patents

Abstract

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：⑴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；⑵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；⑶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。

Description

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

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

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。

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。

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

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……

为实现上述目的，本发明采取了以下技术方案。

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：

（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。

进一步，步骤（1）所述弹塑性本构模型的构建方法为：

（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，t₀,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，υ，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的损伤速率为：

D＝1-(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

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，ε为应变，σ为应力，σ_p为参考应力，n为非线性项的硬化参数，α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的弹塑性本构模型：

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。

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，其步骤包括：

①载荷加载采用自动步长，迭代至有限元计算发散为止；

②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；

③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。

进一步，步骤（3）所述的安全评估包括：

①对含凹坑的承压结构的极限载荷的评估

Ⅰ、参数的无量纲化

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g₀的平方根更加敏感，故

Ⅱ、蠕变损伤的无量纲化

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；

t_C＝t/t_r (1-9)

Ⅲ、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；

Ⅳ、极限载荷与凹坑缺陷尺寸G₀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

②对含局部减薄缺陷的承压结构极限载荷的评估

Ⅰ、参数的无量纲化

Ⅰ-1、缺陷尺寸的无量纲化设无量纲参数Ae

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。

Ⅰ-2、蠕变损伤的无量纲化

步骤同①Ⅱ；

Ⅰ-3、极限载荷的无量纲化

步骤同①Ⅲ；

③极限载荷与减薄缺陷尺寸A_e及蠕变损伤t_C的关系

Ⅰ、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：

Ⅱ、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：

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：

（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。

（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

附图1是蠕变时间与损伤的关系图。

附图2是载荷-位移曲线图。

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。

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。

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

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。

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。

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。

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。

具体实施方式

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。

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：

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。

所述弹塑性本构模型的构建方法为：

（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，t₀,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，υ，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的损伤速率为：

D＝1-(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。

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，ε为应变，σ为应力，σ_p为参考应力，n为非线性项的硬化参数，α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的弹塑性本构模型：

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ABAQUS，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

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：

①载荷加载采用自动步长，迭代至有限元计算发散为止；

②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；

③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。

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。

所述的安全评估包括：

（1）对含凹坑的承压结构的极限载荷的评估

①参数的无量纲化

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g0的平方根更加敏感，故

②蠕变损伤的无量纲化

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；

t_c=t/t_r (1-9)

③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。

④极限载荷与凹坑缺陷尺寸G₀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

（2）对含局部减薄缺陷的承压结构极限载荷的评估

①参数的无量纲化

Ⅰ、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。

Ⅱ、蠕变损伤的无量纲化

步骤同（1）②。

Ⅲ、极限载荷的无量纲化

步骤同（1）③。

（3）极限载荷与减薄缺陷尺寸A_e及蠕变损伤t_C的关系

①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：

②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：

应用实施例1

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。

对所述压力容器的调查结果为：

（1）所述压力容器的在550℃、9.8MPa下服役了10万小时。

（2）所述压力容器的材料为10CrMo910，材料服役前在550℃下，力学性能参数为弹性模量1.73×10⁵MPa，屈服强度289MPa，抗拉强度355Mpa。

（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。

评定过程：

（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1.69×10⁵MPa，屈服强度为229MPa，抗拉强度为303MPa。

（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G₀=0.229。

（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。

（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_L0=76.32×0.717=57.72MPa。

（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。

应用实施例2

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。

对所述蒸汽管道的调查结果为：

（1）所述蒸汽管道已在550℃、9.8MPa下服役了20万小时。

（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1.73×105MPa，屈服强度289MPa，抗拉强度355Mpa。

（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。

评定过程：

（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,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1.65×10⁵MPa，屈服强度为198MPa，抗拉强度为278MPa。

（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。

（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。

（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。

（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。

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。

Claims (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，进而为估算其承载极限做准备；

所述弹塑性本构模型的构建方法为：

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：

$\begin{array}{cc}{\stackrel{\·}{D}}_P=\frac{K_P{(1-D_P)}^4}{3},& D_P\left(t_0\right)=0,D_P\left(t_r\right)=1\end{array}---(1-1)$

式中，t₀,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：

$\begin{array}{cc}{\stackrel{\·}{D}}_S=K_S{D_S}^{1/3}(1-D_S),& D_s\left(t_0\right)=0,D_s\left(t_r\right)=1\end{array}---(1-2)$

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，υ，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的损伤速率为：

D＝1-(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

步骤(1)所述的Ramberg-Osgood模型与弹塑性本构基本的关系为：

$\mathrm{\ϵ}=\frac{\mathrm{\σ}}{E}+\mathrm{\α}{\left(\frac{\mathrm{\σ}}{{\mathrm{\σ}}_p}\right)}^n---(1-5)$

式中，E为弹性模量，ε为应变，σ为应力，σ_p为参考应力，n为非线性项的硬化参数，α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的弹塑性本构模型：

$\mathrm{\ϵ}=\frac{\mathrm{\σ}}{E(1-D)}+\mathrm{\α}{\left(\frac{\mathrm{\σ}}{(1-D){\mathrm{\σ}}_p}\right)}^n---(1-6);$

(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；

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，其步骤包括：

①载荷加载采用自动步长，迭代至有限元计算发散为止；

②通过已加载到发散的步长，得到对应的总的加载步长，然后确定发散时加载的载荷值；

③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；

(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；

所述的安全评估包括：

①对含凹坑的承压结构的极限载荷的评估

Ⅰ、参数的无量纲化

设：缺陷尺寸的无量纲参数为g₀，其表达式为

$g_0=\frac{C}{T}\·\frac{A}{B}\·\frac{B}{R_m}\·{\left(\frac{R_m}{T}\right)}^{\frac{1}{2}}=\frac{C}{T}\·\frac{A}{\sqrt{R_{m}T}}---(1-7)$

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g₀的平方根更加敏感，故

$G_0=\sqrt{g_0}---(1-8)$

Ⅱ、蠕变损伤的无量纲化

根据步骤(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，t_r为蠕变断裂时间；

t_C＝t/t_r (1-9)

Ⅲ、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；

Ⅳ、极限载荷与凹坑缺陷尺寸G₀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

$\left\{\begin{array}{cc}{P_{LR}}^C=e^{-t_C}-0.3G_0& t_C\≤0.5\\ {P_{LR}}^C=e^{-t_C}-0.2G_0& t_C>0.5\end{array}\right.---(1-10)$

②对含局部减薄缺陷的承压结构极限载荷的评估

Ⅰ、参数的无量纲化

Ⅰ-1、缺陷尺寸的无量纲化

设无量纲参数A_e

$A_e=c\·\sqrt[3]{abc}---(1-11)$

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。

Ⅰ-2、蠕变损伤的无量纲化

步骤同①Ⅱ；

Ⅰ-3、极限载荷的无量纲化

步骤同①Ⅲ；

③极限载荷与减薄缺陷尺寸A_e及蠕变损伤t_C的关系

Ⅰ、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：

$\left\{\begin{array}{cc}{P_{LR}}^C=e^{-t_C}(0.95-0.85A_e)& a/b\&le;7\\ {P_{LR}}^C=e^{-t_C}(0.95-1.04A_e)& 7<a/b\&le;25\\ {P_{LR}}^C=e^{-t_C}(0.95-1.47A_e)& a/b>7\end{array}\right.---(1-12)$

Ⅱ、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，为区别于内压，弯矩作用下的极限载荷用m_Ls来表示：

$\left\{\begin{array}{cc}{m}_{Ls}=e^{-t_C}\left(\cos \right(\frac{c\mathrm{\&pi;}b}{2})-\frac{c\sin \left(\mathrm{\&pi;}b\right)}{2})& c<\frac{1-b}{b}\\ m_{Ls}=e^{-t_C}(1-c)\sin \&lsqb;\frac{\mathrm{\&pi;}(1-bc)}{2(1-c)}\&rsqb;+\frac{c\sin \left(\mathrm{\&pi;}b\right)}{2}& c>\frac{1-b}{b}\end{array}\right.---(1-13).$

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，根据所述步骤(1)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。