| 2、英國含缺陷結構完整性評定標準（Ｒ6） R6-Rev.4:2001是在英國British Energy（英國核電公司）、BNFL（英國核燃料公司）及AEA（英國原子能管理局）組成的結構完整性評定規程聯合體下的R6研究組編制的。R6第3版后已陸續地增補了10個新附錄，由于近年來斷裂力學評定技術的發展特別是SINTAP、BS7910和美國API 579的出現，故而吸收世界各國研究進展和R6自己發展計劃決定對R6作了全面修改，于2001年頒布了第4次修訂版。 現將主要變化介紹如下： 2.1 失效評定曲線三種選擇的變化 (1) R6-op.1的原失效評定曲線被SINTAP的第0級的曲線取代，即由： 改為： 以保證在低處與R6-op.2曲線一致，對有屈服平臺材料Lrmax取等于1。 (2) R6-op.2改為有三種曲線。 原R6-op.2曲線仍保留，被稱為材料特征的選擇2曲線（式23），用于已知材料應力應變關系數據時建立選擇2曲線。 在不知道材料應力應變關系數據時，采用SINTAP第1級（基本級）失效評定曲線的研究成果，給出的兩種可供選擇的近似曲線，分別用于無屈服平臺的連續屈服材料和有屈服平臺的非連續屈服材料，只要求知道材料的屈服強度、抗拉強度和楊式模量，不需要知道應力應變關系曲線。 一種是連續屈服（即無屈服平臺）材料用的近似選擇2曲線。 在Lr<1的范圍內， 在Lr>1但 這里，f2cr (1)為按式（3）在Lr=1時的(Lr)值。 另一種就是不連續屈服（有屈服平臺）材料的近似選擇2曲線。 在Lr<1處： 在Lr=1處的f2dy(Lr)為： 這里 屈服平臺長度可按下式估算 在1 在利用上述新失效評定曲線時必然會發現一個問題，如果既無應力應變關系數據，又不知道其是否是非連續屈服（有屈服平臺）材料，該如果辦呢？規范給出了根據材料屈服強度、材料化學組成及熱處理方式判斷是否為不連續屈服材料的導則。 (3)R6-op.3曲線沒有更改 2.2 分析類別的變化 取消了原R6的允許有限量撕裂的第2類分析。第1類分析和第3類分析已改名，直截了當地稱為基于起裂的分析和基于延性撕裂的分析。 2.3 結果意義的評價方法的變化：增補了在有多個一次載荷作用時"評定結果意義"的評價方法，但取消了原來的一次加二次的聯合載荷時確定FL的圖解法。 2.4 R6附錄的發展與變化 1986年R6-Rev.3 時已有8個附錄，它們是：1. 斷裂韌性值的確定 2. 塑性屈服載荷分析 3. 應力強度應子的確定 4. Krs的計算 5. 計算機輔助的計算6. 疲勞和環境導致裂紋擴展的計算 7.Ⅰ型、Ⅱ型和Ⅲ型載荷下的計算 8.由C-Mn（低碳）鋼制作結構完整性評定。 R6第3版頒布后又陸續地增補了10個新附錄，反映了安全評定技術的范圍日益擴大，它們是：9．LBB分析 10. 概率斷裂力學 11. 位移控制載荷分析 12. 焊接殘余應力的確定 13. 載荷歷史的影響（包括水壓試驗、溫預應力，載荷次序及持續載荷的影響） 14. 考慮拘束度的修正 15. 裂紋止裂 16. 強度不匹配 17. 局部法 18. 有限元法。加上過去1986年版的8個附錄，到1999年時已經有了18個附錄了。到2000年正式出版第4版前，他們將這些內容又全部進行補充修訂，考慮到新版不再設置附錄，而將這些附錄的內容分散到文本中，分別以節的名義出現。 整個文本分為五章： 第一章：基本規程 第二章：基本規程的輸入 第三章：其他評定方法 第四章：一覽表（包括極限載荷解，強度不匹配的極限載荷解，應力強度因子解及殘余應力分布） 第五章：驗證及應用案例 大部分新附錄均列入第三章（其他評定方法），共分14節，用于替換第一章的基本規程，這些方法又分為三類：第一類是用于特定評定目的的新方法，包括LBB評定、裂紋止裂評定、概率斷裂評定和位移控制載荷時的評定。第二類是使第一章的基本方法不必要的保守程度降低從而更精確的一些評定方法，可以計算出更明確的安全裕度。包括拘束度影響的修正、強度不匹配影響的修正、局部法導則及加載歷史的影響。第三類為進一步支持第一章基本方法的一些方法，包括有限元導則、J積分估算法、持續載荷評定、Ⅰ型Ⅱ型加Ⅲ型載荷下的評定及C-Mn（低碳）鋼結構的評定。下面簡單介紹幾個讀者可能感興趣的新方法。 2.5裂紋止裂評定 在1999年的R6時為附錄15，在2000年頒布時被列為第三章第12節，這是2000年新增的評定方法，全文長15頁。 有時會遇到即使發生脆性裂紋起裂，但有可能自動止裂而不發生撕裂失穩失效。例如熱沖擊事件的孔邊裂紋開裂后的擴展，一方面，裂紋擴展是向溫度較高區域擴展，材料斷裂韌度越來越大，另一方面，由于裂尖離孔邊越遠，應力強度應子越低，斷裂推動力不斷下降，因而當斷裂推動力低于裂尖溫度下的斷裂韌度時就有可能止裂。裂紋止裂取決于裂紋體幾何尺寸、承受載荷、溫度和材料，止裂應該考慮動態效應，并且動態斷裂韌度是溫度的函數。本評定方法就是給出該裂紋能否止裂的評定。R6在該節中提供了兩種方法，一種是基于材料靜態性能K1a的靜態分析法（Ⅲ-15.5.1），另一種是基于材料動態性能K1d、K1A的動態分析法（Ⅲ-12.5.2）。在靜態分析中引入了一個系數fs以說明動態的影響，但fs值的大小還值得進一步研究。 2.6局部法評定 為R6第4版第3章第9節的方法，長22頁，在第5章給出了一個驗證案例，長10頁。 局部法是基于裂紋尖端或尖缺口處的應力應變、局部損傷與其斷裂臨界狀態有關的事實，是材料失效微觀力學模型在工程上的應用。這些方法是通過材料特征參量來標定的，這些參量是參考試驗數據、定量金相和有限元分析的聯合而推導出來的。一旦求得該材料的參量，由于認為它們和試件幾何尺寸無關，與載荷無關，從而可用于評定該材料制的任何結構。 R6的Ⅲ-9節中給出了四種局部法模型，它們是 a.Beremin 解理斷裂模型[Ⅲ-9.6] b.Beremin 延性斷裂模型[Ⅲ-9.7] c.Rousselier 損傷力學模型[Ⅲ-9.8] d.Gurson 損傷力學模型[Ⅲ-9.9] 第1個模型是解理斷裂模型，其他3個都是延性損傷模型。 Beremin的兩個模型用于預期裂紋起裂，Rousselier和Gurson的兩個模型既可用于預期起裂，又可用于預期撕裂行為。 2.7焊縫不匹配的影響 R6的基本方法用于焊縫裂紋評定時采用裂尖區材料的斷裂韌度，材料的拉伸性能是采用缺陷所在部位最弱區的材料拉伸性能，這樣做是十分保守的。而R6第4版第3章第8節給出的焊縫不匹配影響的評定方法更為精確，從而可以減小用第1章的方法進行評定時的過保守性。 這一方法采用了SINTAP第2級（不匹配級）的方法，沒有實質的不同，只是編寫的形式不同。 組合材料的當量 不同的是R6在不匹配評定時的失效評定曲線仍然采用三種選擇，如1.2.1節所述，因為選擇2有三種曲線，共有5條失效評定曲線。所以R6第4版不匹配時的失效評定曲線的內容就是分別給出不同失效評定曲線在焊縫材料不匹配時的表達式，N、μ和λ都應是不匹配焊件裂紋體的值，NM、μM和λM.但它的計算辦法的來源仍取至SINTAP的成果。 截止線分別為： OP.1時，Lrmax取 OP.2及OP.3時，Lrmax取 這里 評定時Lr的計算： 式中F為引起一次應力的載荷，FyM為兩種材料組合元件按 FyM解是通過有限元分析獲得的。R6第4版第9章Ⅳ.2節專門給出了強度不匹配時的極限載荷解，包括缺陷位于焊縫不同位置的平板、圓筒或三點彎試樣的極限載荷FyM的解，長達23頁。 從已獲得的的解可看，不論是過匹配（M>1）還是欠匹配（M<1），FyM/FyB值（即不匹配焊接接頭的塑性極限載荷與純母材的塑性極限載荷之比）總是處于1至M之間。因而M<1的欠匹配時，可取(FyBM)下限值為FyM，在M>1的過匹配時取FyM等于FyB，總是保守的。在過匹配時，（焊縫厚/剩余韌帶）越大，或者（a/w）越小，焊縫不匹配對極限載荷（FyM/FyB）的影響越低。如果裂紋靠近熔合線，FyM值非常接近FyB的值。在欠匹配時（a/w）值不影響FyM，尤其在（焊縫厚/剩余韌帶）值較大的時候。 2.8 持續載荷（sustained local） 對延性材料，即使溫度低于蠕變范圍也可能發生與時間有關的塑性變形，因而受持續載荷結構可能在應力水平低于其在單調加載和位移加載時的塑性失效載荷下發生斷裂。然而通常僅發現在持續載荷接近單調加載的塑性極限載荷時才發生失效。但在較低載荷下可能發生有限裂紋擴展，導致結構承載能力的降低。 試件試驗顯示，奧氏體鋼和鐵素體鋼在持續載荷達到或超過全面屈服（即Lr=1 ）時才可能發生與時間有關的斷裂，這些試驗是鐵素體鋼在室溫和70℃進行的。因而在評定時當Lr<1時不必要考慮持續載荷。316鋼在室溫下試驗表明，Lr<0.65持續時間小于100h時持續載荷效應可略而不計，在再持續1h以后相對因子0.65的值才很慢地減小。鐵素體鋼當Lr<0.9時也可不考慮。 本規程給出了考慮持續載荷效應的評定方法，其原理是考慮持續時間內塑性應變積累對Lr和Kr的影響，即對評定點位置的影響，仍然用失效評定圖進行斷裂評定和塑性失效評定。一般采用選擇1曲線，也可采用其他高級的失效評定曲線。根據實驗認為持續載荷效應對Lrmax值沒有影響。 評定的過程是先選擇持續時間th內允許的裂紋擴展量△a0，當然△a0應該小于斷裂實效的裂紋擴展量△af=af－a0（af為斷裂臨界尺寸），并有足夠的安全系數。定義a1=a0+△a0，材料的斷裂韌度也應該是相應于△a0的斷裂韌度Kmat（△a0）。按a1及 PD 6493:1991已與PD 6539:1994（高溫評定方法）[15]合并，根據它們近十年來研究成果，包括SINTAP的歐洲統一安全評定方法的研究成果，于2000年發表了修正版，稱為BS 7910：1999，規范名稱改為"金屬結構中缺陷驗收評定方法導則"。 3.1 斷裂評定方法的變化 仍然是三級評定。 原來的初級評定內容基本不變，但改稱簡化評定方法，采用失效評定圖法。而原PD 6493中的COD設計曲線法被列入BS7910的附錄N，COD設計曲線的地位進一步下降。 第2級正常評定法經歷了一個曲折的修改過程。原PD 6493：1991版的第2級正常評定法為老R6（第2版）的COD窄條區模型失效評定曲線。1995年及1997年的修改草稿中改為三種選擇，第一種為1991版的窄條區模型失效評定曲線，用于 2B級曲線與原PD 6493：1991版的第3級評定曲線相同，即R6第3版的OP.2曲線（式23）。 2A級曲線采用SINTAP的基本級評定曲線（參見1.1.2節）。 如果應力應變關系曲線已知可用2B級，否則用2A級。對有屈服平臺的非連續屈服材料或者不能證實沒有屈服平臺，在使用2A級失效評定圖時Lrmax應取為1.0，否則只有采用2B級的曲線。 BS 7910第3級（撕裂失穩評定）仍然保留PD 6493：1991中的3A級和3B級不變，在已知材料應力應變關系時用3A，否則用3B。BS7910還增加了一個3C級，其實就是采用了R6第3版OP.3失效評定曲線。 3.2 疲勞評定的變化 BS7910的疲勞評定方法基本上與原PD6493:1991的相同，僅作了少量修改。PD6493的特色可能是它的疲勞評定了，尤其是質量等級評定法。修訂后的主要變化是推薦了新的疲勞裂紋擴展律。采用了基于近年來大量鋼材在空氣及海水中疲勞裂紋擴展試驗數據取得的更為精確的兩段Paris關系式和應力比R的修正法等。特別是考慮環境的影響，例如給出了在海水環境中有陰極保護和無陰極保護時的新推薦方法，在較高溫度下的疲勞裂紋擴展等。為了方便，同時也給出了新的、簡化的、保守的（包絡線）單段Paris關系，實驗的應力比為R≥0.5，以給出保守的焊接接頭裂紋疲勞擴展分析結果，新的鐵素體鋼在空氣中的疲勞裂紋擴展律與PD6493時的相比，擴展速率要略高一些。 3.3 BS7910的附錄 BS7910B包含了21個附錄，很多來自R6和SINTAP，因而這里不作進一步的介紹。
|
 |
| 2、英國含缺陷結構完整性評定標準（Ｒ6） R6-Rev.4:2001是在英國British Energy（英國核電公司）、BNFL（英國核燃料公司）及AEA（英國原子能管理局）組成的結構完整性評定規程聯合體下的R6研究組編制的。R6第3版后已陸續地增補了10個新附錄，由于近年來斷裂力學評定技術的發展特別是SINTAP、BS7910和美國API 579的出現，故而吸收世界各國研究進展和R6自己發展計劃決定對R6作了全面修改，于2001年頒布了第4次修訂版。 現將主要變化介紹如下： 2.1 失效評定曲線三種選擇的變化 (1) R6-op.1的原失效評定曲線被SINTAP的第0級的曲線取代，即由： 改為： 以保證在低處與R6-op.2曲線一致，對有屈服平臺材料Lrmax取等于1。 (2) R6-op.2改為有三種曲線。 原R6-op.2曲線仍保留，被稱為材料特征的選擇2曲線（式23），用于已知材料應力應變關系數據時建立選擇2曲線。 在不知道材料應力應變關系數據時，采用SINTAP第1級（基本級）失效評定曲線的研究成果，給出的兩種可供選擇的近似曲線，分別用于無屈服平臺的連續屈服材料和有屈服平臺的非連續屈服材料，只要求知道材料的屈服強度、抗拉強度和楊式模量，不需要知道應力應變關系曲線。 一種是連續屈服（即無屈服平臺）材料用的近似選擇2曲線。 在Lr<1的范圍內， 在Lr>1但 這里，f2cr (1)為按式（3）在Lr=1時的(Lr)值。 另一種就是不連續屈服（有屈服平臺）材料的近似選擇2曲線。 在Lr<1處： 在Lr=1處的f2dy(Lr)為： 這里 屈服平臺長度可按下式估算 在1 在利用上述新失效評定曲線時必然會發現一個問題，如果既無應力應變關系數據，又不知道其是否是非連續屈服（有屈服平臺）材料，該如果辦呢？規范給出了根據材料屈服強度、材料化學組成及熱處理方式判斷是否為不連續屈服材料的導則。 (3)R6-op.3曲線沒有更改 2.2 分析類別的變化 取消了原R6的允許有限量撕裂的第2類分析。第1類分析和第3類分析已改名，直截了當地稱為基于起裂的分析和基于延性撕裂的分析。 2.3 結果意義的評價方法的變化：增補了在有多個一次載荷作用時"評定結果意義"的評價方法，但取消了原來的一次加二次的聯合載荷時確定FL的圖解法。 2.4 R6附錄的發展與變化 1986年R6-Rev.3 時已有8個附錄，它們是：1. 斷裂韌性值的確定 2. 塑性屈服載荷分析 3. 應力強度應子的確定 4. Krs的計算 5. 計算機輔助的計算6. 疲勞和環境導致裂紋擴展的計算 7.Ⅰ型、Ⅱ型和Ⅲ型載荷下的計算 8.由C-Mn（低碳）鋼制作結構完整性評定。 R6第3版頒布后又陸續地增補了10個新附錄，反映了安全評定技術的范圍日益擴大，它們是：9．LBB分析 10. 概率斷裂力學 11. 位移控制載荷分析 12. 焊接殘余應力的確定 13. 載荷歷史的影響（包括水壓試驗、溫預應力，載荷次序及持續載荷的影響） 14. 考慮拘束度的修正 15. 裂紋止裂 16. 強度不匹配 17. 局部法 18. 有限元法。加上過去1986年版的8個附錄，到1999年時已經有了18個附錄了。到2000年正式出版第4版前，他們將這些內容又全部進行補充修訂，考慮到新版不再設置附錄，而將這些附錄的內容分散到文本中，分別以節的名義出現。 整個文本分為五章： 第一章：基本規程 第二章：基本規程的輸入 第三章：其他評定方法 第四章：一覽表（包括極限載荷解，強度不匹配的極限載荷解，應力強度因子解及殘余應力分布） 第五章：驗證及應用案例 大部分新附錄均列入第三章（其他評定方法），共分14節，用于替換第一章的基本規程，這些方法又分為三類：第一類是用于特定評定目的的新方法，包括LBB評定、裂紋止裂評定、概率斷裂評定和位移控制載荷時的評定。第二類是使第一章的基本方法不必要的保守程度降低從而更精確的一些評定方法，可以計算出更明確的安全裕度。包括拘束度影響的修正、強度不匹配影響的修正、局部法導則及加載歷史的影響。第三類為進一步支持第一章基本方法的一些方法，包括有限元導則、J積分估算法、持續載荷評定、Ⅰ型Ⅱ型加Ⅲ型載荷下的評定及C-Mn（低碳）鋼結構的評定。下面簡單介紹幾個讀者可能感興趣的新方法。 2.5裂紋止裂評定 在1999年的R6時為附錄15，在2000年頒布時被列為第三章第12節，這是2000年新增的評定方法，全文長15頁。 有時會遇到即使發生脆性裂紋起裂，但有可能自動止裂而不發生撕裂失穩失效。例如熱沖擊事件的孔邊裂紋開裂后的擴展，一方面，裂紋擴展是向溫度較高區域擴展，材料斷裂韌度越來越大，另一方面，由于裂尖離孔邊越遠，應力強度應子越低，斷裂推動力不斷下降，因而當斷裂推動力低于裂尖溫度下的斷裂韌度時就有可能止裂。裂紋止裂取決于裂紋體幾何尺寸、承受載荷、溫度和材料，止裂應該考慮動態效應，并且動態斷裂韌度是溫度的函數。本評定方法就是給出該裂紋能否止裂的評定。R6在該節中提供了兩種方法，一種是基于材料靜態性能K1a的靜態分析法（Ⅲ-15.5.1），另一種是基于材料動態性能K1d、K1A的動態分析法（Ⅲ-12.5.2）。在靜態分析中引入了一個系數fs以說明動態的影響，但fs值的大小還值得進一步研究。 2.6局部法評定 為R6第4版第3章第9節的方法，長22頁，在第5章給出了一個驗證案例，長10頁。 局部法是基于裂紋尖端或尖缺口處的應力應變、局部損傷與其斷裂臨界狀態有關的事實，是材料失效微觀力學模型在工程上的應用。這些方法是通過材料特征參量來標定的，這些參量是參考試驗數據、定量金相和有限元分析的聯合而推導出來的。一旦求得該材料的參量，由于認為它們和試件幾何尺寸無關，與載荷無關，從而可用于評定該材料制的任何結構。 R6的Ⅲ-9節中給出了四種局部法模型，它們是 a.Beremin 解理斷裂模型[Ⅲ-9.6] b.Beremin 延性斷裂模型[Ⅲ-9.7] c.Rousselier 損傷力學模型[Ⅲ-9.8] d.Gurson 損傷力學模型[Ⅲ-9.9] 第1個模型是解理斷裂模型，其他3個都是延性損傷模型。 Beremin的兩個模型用于預期裂紋起裂，Rousselier和Gurson的兩個模型既可用于預期起裂，又可用于預期撕裂行為。 2.7焊縫不匹配的影響 R6的基本方法用于焊縫裂紋評定時采用裂尖區材料的斷裂韌度，材料的拉伸性能是采用缺陷所在部位最弱區的材料拉伸性能，這樣做是十分保守的。而R6第4版第3章第8節給出的焊縫不匹配影響的評定方法更為精確，從而可以減小用第1章的方法進行評定時的過保守性。 這一方法采用了SINTAP第2級（不匹配級）的方法，沒有實質的不同，只是編寫的形式不同。 組合材料的當量 不同的是R6在不匹配評定時的失效評定曲線仍然采用三種選擇，如1.2.1節所述，因為選擇2有三種曲線，共有5條失效評定曲線。所以R6第4版不匹配時的失效評定曲線的內容就是分別給出不同失效評定曲線在焊縫材料不匹配時的表達式，N、μ和λ都應是不匹配焊件裂紋體的值，NM、μM和λM.但它的計算辦法的來源仍取至SINTAP的成果。 截止線分別為： OP.1時，Lrmax取 OP.2及OP.3時，Lrmax取 這里 評定時Lr的計算： 式中F為引起一次應力的載荷，FyM為兩種材料組合元件按 FyM解是通過有限元分析獲得的。R6第4版第9章Ⅳ.2節專門給出了強度不匹配時的極限載荷解，包括缺陷位于焊縫不同位置的平板、圓筒或三點彎試樣的極限載荷FyM的解，長達23頁。 從已獲得的的解可看，不論是過匹配（M>1）還是欠匹配（M<1），FyM/FyB值（即不匹配焊接接頭的塑性極限載荷與純母材的塑性極限載荷之比）總是處于1至M之間。因而M<1的欠匹配時，可取(FyBM)下限值為FyM，在M>1的過匹配時取FyM等于FyB，總是保守的。在過匹配時，（焊縫厚/剩余韌帶）越大，或者（a/w）越小，焊縫不匹配對極限載荷（FyM/FyB）的影響越低。如果裂紋靠近熔合線，FyM值非常接近FyB的值。在欠匹配時（a/w）值不影響FyM，尤其在（焊縫厚/剩余韌帶）值較大的時候。 2.8 持續載荷（sustained local） 對延性材料，即使溫度低于蠕變范圍也可能發生與時間有關的塑性變形，因而受持續載荷結構可能在應力水平低于其在單調加載和位移加載時的塑性失效載荷下發生斷裂。然而通常僅發現在持續載荷接近單調加載的塑性極限載荷時才發生失效。但在較低載荷下可能發生有限裂紋擴展，導致結構承載能力的降低。 試件試驗顯示，奧氏體鋼和鐵素體鋼在持續載荷達到或超過全面屈服（即Lr=1 ）時才可能發生與時間有關的斷裂，這些試驗是鐵素體鋼在室溫和70℃進行的。因而在評定時當Lr<1時不必要考慮持續載荷。316鋼在室溫下試驗表明，Lr<0.65持續時間小于100h時持續載荷效應可略而不計，在再持續1h以后相對因子0.65的值才很慢地減小。鐵素體鋼當Lr<0.9時也可不考慮。 本規程給出了考慮持續載荷效應的評定方法，其原理是考慮持續時間內塑性應變積累對Lr和Kr的影響，即對評定點位置的影響，仍然用失效評定圖進行斷裂評定和塑性失效評定。一般采用選擇1曲線，也可采用其他高級的失效評定曲線。根據實驗認為持續載荷效應對Lrmax值沒有影響。 評定的過程是先選擇持續時間th內允許的裂紋擴展量△a0，當然△a0應該小于斷裂實效的裂紋擴展量△af=af－a0（af為斷裂臨界尺寸），并有足夠的安全系數。定義a1=a0+△a0，材料的斷裂韌度也應該是相應于△a0的斷裂韌度Kmat（△a0）。按a1及 PD 6493:1991已與PD 6539:1994（高溫評定方法）[15]合并，根據它們近十年來研究成果，包括SINTAP的歐洲統一安全評定方法的研究成果，于2000年發表了修正版，稱為BS 7910：1999，規范名稱改為"金屬結構中缺陷驗收評定方法導則"。 3.1 斷裂評定方法的變化 仍然是三級評定。 原來的初級評定內容基本不變，但改稱簡化評定方法，采用失效評定圖法。而原PD 6493中的COD設計曲線法被列入BS7910的附錄N，COD設計曲線的地位進一步下降。 第2級正常評定法經歷了一個曲折的修改過程。原PD 6493：1991版的第2級正常評定法為老R6（第2版）的COD窄條區模型失效評定曲線。1995年及1997年的修改草稿中改為三種選擇，第一種為1991版的窄條區模型失效評定曲線，用于 2B級曲線與原PD 6493：1991版的第3級評定曲線相同，即R6第3版的OP.2曲線（式23）。 2A級曲線采用SINTAP的基本級評定曲線（參見1.1.2節）。 如果應力應變關系曲線已知可用2B級，否則用2A級。對有屈服平臺的非連續屈服材料或者不能證實沒有屈服平臺，在使用2A級失效評定圖時Lrmax應取為1.0，否則只有采用2B級的曲線。 BS 7910第3級（撕裂失穩評定）仍然保留PD 6493：1991中的3A級和3B級不變，在已知材料應力應變關系時用3A，否則用3B。BS7910還增加了一個3C級，其實就是采用了R6第3版OP.3失效評定曲線。 3.2 疲勞評定的變化 BS7910的疲勞評定方法基本上與原PD6493:1991的相同，僅作了少量修改。PD6493的特色可能是它的疲勞評定了，尤其是質量等級評定法。修訂后的主要變化是推薦了新的疲勞裂紋擴展律。采用了基于近年來大量鋼材在空氣及海水中疲勞裂紋擴展試驗數據取得的更為精確的兩段Paris關系式和應力比R的修正法等。特別是考慮環境的影響，例如給出了在海水環境中有陰極保護和無陰極保護時的新推薦方法，在較高溫度下的疲勞裂紋擴展等。為了方便，同時也給出了新的、簡化的、保守的（包絡線）單段Paris關系，實驗的應力比為R≥0.5，以給出保守的焊接接頭裂紋疲勞擴展分析結果，新的鐵素體鋼在空氣中的疲勞裂紋擴展律與PD6493時的相比，擴展速率要略高一些。 3.3 BS7910的附錄 BS7910B包含了21個附錄，很多來自R6和SINTAP，因而這里不作進一步的介紹。
|
|
風險管理之受限空間作業施工電梯安裝、拆除的安全措施鍋爐作業安全風險告知卡鍋爐司機作業指導書
鍋爐高硫煤摻燒技術措施壓力容器使用和檢修安全防護履帶式起重機吊裝作業安全防范措施橋式起重機吊裝作業安全防范措施管道焊接標準吊車吊裝作業的安全注意事項氧氣、乙炔安全使用方法壓力容器的安全附件管道試壓吹掃規范要求截止閥的作用氣瓶安全使用基本常識液化氣鋼瓶的檢驗與安全使用
