某航天器輸氫管道系統(tǒng)結(jié)構(gòu)完整性評估

胡世威，梁浩，徐兵

中國工程物理研究院 總體工程研究所，綿陽 621999

某航天器的輸氫管道閥門系統(tǒng)是航天器的重要組成部分，其結(jié)構(gòu)完整是航天器安全運(yùn)行的前提。結(jié)構(gòu)完整性評估是分析承壓設(shè)備抵御變形破壞、維持結(jié)構(gòu)完整并保證安全工作的能力，是承壓設(shè)備生產(chǎn)與應(yīng)用過程中不可或缺的重要環(huán)節(jié)[1]。

許多國家都提出針對承壓設(shè)備結(jié)構(gòu)完整性的評估標(biāo)準(zhǔn)，例如中國的GB19624《在用含缺陷壓力容器安全評定》[2]，英國的BS7910《Guide to methods for assessing the acceptability of flaws in metallic structures》[3]，美國ASME中管道與壓力容器部分[4]，以及歐洲采用的SINTAP即工業(yè)結(jié)構(gòu)完整性評定方法。但標(biāo)準(zhǔn)只是提出一個解決問題的流程，適用于簡化對象，針對一些特殊工況(如本文航天器管道系統(tǒng)插入焊結(jié)構(gòu)，臨氫環(huán)境下的氫損傷[5]等)，需要在標(biāo)準(zhǔn)的基礎(chǔ)上發(fā)展各自適應(yīng)性方案。清華大學(xué)劉應(yīng)華課題組通過測量載荷外邊界位移來計算參考應(yīng)變[6]，由此修正基于應(yīng)變的失效評估圖(Strain Based Failure Assessment Diagram,SB-FAD)，增加了SB-FAD的實用性與保守性，但是該方法針對既有給定位移載荷又存在內(nèi)壓和慣性力復(fù)合載荷工況不可行。Ren等一般管道評定中引入壞前漏分析(Leak-Before-Break，LBB)，認(rèn)為管道從裂紋貫穿到裂紋失穩(wěn)破壞仍然需要經(jīng)歷一段時間，并分析了圓周裂紋管道在不同失效準(zhǔn)則下缺陷的臨界尺寸，以及殘余應(yīng)力對缺陷臨界尺寸的影響，得到殘余應(yīng)力對韌性材料斷裂特性的影響可以忽略不計[7]。對于本系統(tǒng)，不允許存在貫穿缺陷，該方法會導(dǎo)致評估結(jié)果偏于危險，但是作者得到殘余應(yīng)力不影響延性材料斷裂特性的結(jié)論可以借鑒。Qi和Liu針對環(huán)形平面缺陷提出一種Q因子評估方法，不用繪制失效評估圖(FAD)即可完成評估，大大減少了評估工作量[8]，但是該方法所得到的信息有限，不便開展工程臨界分析[9]，以致不能得到系統(tǒng)所能容忍的缺陷尺寸。

參考BS7910，以航天器上長期儲運(yùn)高壓氫氣的管道系統(tǒng)為研究對象，針對其管道—閥門接頭插入焊接結(jié)構(gòu)固有的未焊透缺陷及假想存在于焊接區(qū)域的不可檢平面缺陷，考慮氫損傷、內(nèi)壓、慣性載荷等多種因素以及間隙配合尺寸的不確定性，采用FAD方法，開展結(jié)構(gòu)完整性評估。通過工程臨界分析得到系統(tǒng)最危險的缺陷模式、位置和臨界尺寸。并針對系統(tǒng)最危險的模式開展可靠性研究工作，在評估結(jié)果在引入安全裕度的概念來定量評估安全性的大小，以安全裕度作為可靠性評估指標(biāo)將FAD方法與可靠性分析結(jié)合，來分析系統(tǒng)的可靠性，完善了評估方法，并為航天器的設(shè)計改進(jìn)、檢測維護(hù)等提供指導(dǎo)。

1 管道閥門系統(tǒng)特點

1.1 管道閥門系統(tǒng)三維模型

管道閥門系統(tǒng)由管道和閥門接頭按?4 H8/h7公差系數(shù)間隙配合，管道插入閥門的深度是3 mm，配合處采用電子束焊接技術(shù)進(jìn)行焊接。為了保證焊接過程中管道不被燒穿，實際焊接過程中有效焊接深度為0.8 mm，剩下厚度是未焊透部分。如圖1所示。

圖1 管道閥門系統(tǒng)三維模型Fig.1 3D model for piping-valve system

1.2 無損檢測

焊接部位是系統(tǒng)的薄弱環(huán)節(jié)，綜合應(yīng)用X射線、超聲探傷檢測方法[10]對管道基材與焊接部位進(jìn)行檢測，結(jié)果表明：主要缺陷是焊接根部未焊透，系統(tǒng)基材和焊接區(qū)域無大于0.5 mm當(dāng)量孔缺陷及可見裂紋。

1.3 缺陷表征

主要缺陷是位于管道與閥門接頭連接處插入焊接根部的未焊透缺陷——由最大間隙值t與未焊透深度d來表征。接頭1、2相同，取接頭2示意，如圖2所示：藍(lán)色表示焊接部分，焊深為0.8 mm，故d=2.2 mm。

除此以外，在工程實踐中發(fā)現(xiàn)，雖然系統(tǒng)失效大多發(fā)生在焊接區(qū)域，但并非是整個環(huán)形焊接區(qū)域同時發(fā)生斷裂分離，實際情況總是由某處或某幾處萌生出微小裂紋，繼而裂紋擴(kuò)展導(dǎo)致失效的發(fā)生。研究表明，裂紋的萌生多發(fā)生在應(yīng)力集中的部位[11]，該系統(tǒng)中應(yīng)力集中的部分是焊接頭部或根部區(qū)域，間隙尺寸發(fā)生突變。假設(shè)在焊接頭部或根部區(qū)域應(yīng)力最大處存在平面缺陷，且缺陷最大尺寸為0.15 mm(低于無損檢測所能檢到最小尺寸0.5 mm)該平面缺陷有4種危險模式，如圖3所示。

4種模式的缺陷分別由4種不同的顏色來表示，1(紅色)表示裂紋面與xOz平面平行，沿軸向(焊接深度方向)擴(kuò)展，記為方向A(紅色箭頭所示的方向)，失效形式是裂紋沿焊接深度方向貫穿焊接區(qū)域；2(黃色)表示裂紋面與yOz平面平行，沿軸向(焊接深度方向)擴(kuò)展，失效形式也是裂紋沿焊接深度方向貫穿焊接區(qū)域；3(橙色)表示裂紋面與yOz平面平行，沿徑向(管道壁厚方向)擴(kuò)展，記為方向B(紫色箭頭所示方向)，失效形式是裂紋沿徑向貫穿管壁；4(紫色)表示裂紋面與xOy平面平行，沿徑向(管道壁厚方向)擴(kuò)展，失效形式也是裂紋沿徑向貫穿管壁。其他方向裂紋需要貫穿的厚度較大且不會造成氫氣泄漏，不作為危險情況考慮。

圖2 管道與閥門接頭2焊接結(jié)構(gòu)Fig.2 Welding structure of piping-valve connector 2

圖3 4種平面缺陷模式Fig.3 Four types of planar defects

該4種裂紋均是從焊接區(qū)域萌生，具體位置由最大應(yīng)力所處位置來確定。裂紋1、2沿焊接深度方向，可看作是表面裂紋，統(tǒng)一用裂紋深度a、裂紋跨度2c、總厚度B和有效寬度w來表征。缺陷3、4沿管道徑向，但是管道壁厚與內(nèi)徑相同，不符合薄壁圓筒的假設(shè)(薄壁圓筒假設(shè)即：假設(shè)管壁內(nèi)徑大于或等于5倍管道壁厚時，此圓柱殼體屬于薄壁圓筒)，也近似當(dāng)作平板上的表面裂紋。標(biāo)準(zhǔn)化后的裂紋如圖4所示。

假設(shè)初始裂紋尺寸相同，裂紋面與取向不同。初始尺寸均為

a=c=0.15 mm

(1)

在厚度B和有效寬度w上有差異。

圖4 標(biāo)準(zhǔn)缺陷表征示意圖Fig.4 Schematic of standard defects characterization

缺陷2：B=0.8 mm,w=2 mm。

缺陷3在焊接頭部時：B=1 mm,w=6 mm。

缺陷3在焊接根部時：B=1 mm,w=4.4 mm。

缺陷4：B=1 mm,w=3.5 mm。

1.4 材料力學(xué)性能測試

為了準(zhǔn)確評估管道閥門系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)完整性，需要分別測試基材和焊接區(qū)域的力學(xué)性能，考慮到系統(tǒng)處于長期臨氫的工況，氫氣會導(dǎo)致金屬材料的韌性減弱，塑性減損，發(fā)生脆斷的機(jī)率增加，且損傷效果隨服役時間增長而加重。為了模擬氫氣對管道力學(xué)性能的影響，引入高壓氣相熱充氫試驗。試驗裝置如圖5所示。分別依照GB228.2《金屬材料拉伸試驗》[12]和ASTM E1820-17a[13]《Standard test method for measurement of fracture toughness》，將基材和焊接區(qū)材料加工成標(biāo)準(zhǔn)試樣，同類試樣加工10組。開展高壓氣相熱充氫試驗，充入溫度為200 ℃，壓強(qiáng)為20 MPa的高溫高壓純氫氣，持續(xù)14天，達(dá)到飽和充氫狀態(tài)，模擬長期的服役工況。然后依照標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行靜拉試驗和三點彎試驗。三點彎試驗試樣如圖6所示：初始裂紋處于焊縫區(qū)(藍(lán)色)，選擇試件加工寬度W=1 mm，與表征缺陷的厚度B相近，使測試件更接近于實際尺寸,以便測量數(shù)據(jù)更接近與真實情況。

圖5 高壓氣相熱充氫試驗裝置Fig.5 High pressure gas phase thermal hydrogen pre-charging test device

圖6 三點彎試驗試件Fig.6 Single edge bend(SE(B))specimen

對于焊縫區(qū)域的力學(xué)性能測試，通常是從焊縫區(qū)域取樣進(jìn)行測量[14]。但是管道閥門系統(tǒng)插入焊接區(qū)域，焊接深度0.8 mm，焊縫加上熱影響區(qū)域尺寸接近1 mm，微小焊接區(qū)域力學(xué)性能測試?yán)щy。針對高能密度焊接(如激光焊接、電子束焊接)，國外學(xué)者[15]研究焊接區(qū)性質(zhì)得到結(jié)論：熱影響區(qū)無軟化特性。并最終采用基材屬性代替焊接區(qū)域力學(xué)性質(zhì)。考慮到焊接引入的硬化效應(yīng)，使得材料強(qiáng)度增大，作保守處理：用基材應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系代替焊接區(qū)。將10組試驗樣品測試得到的屈服強(qiáng)度σY和斷裂韌性Kmat列入表1。

表1 J-75屈服強(qiáng)度與斷裂韌性Table 1 J-75 yield and fracture toughness

材料應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系取平均值后，轉(zhuǎn)化為真實應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系的試驗曲線見圖7，試件屈服強(qiáng)度平均值為σY=760 MPa。斷裂韌性平均值為Kmat=3 360 N·mm-1.5。

圖7 真實應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.7 True stress-strain curve

2 應(yīng)力求解與分析

采用有限元程序?qū)艿老到y(tǒng)在工作時的應(yīng)力分布進(jìn)行求解，可提高評定工作的準(zhǔn)確性[16]。管道閥門系統(tǒng)工作時受到大小為40 MPa恒定內(nèi)壓和80g沿X軸方向的恒定慣性力作用，閥門接頭1固支，閥門接頭2有沿軸向位移0.5 mm。材料屬性選擇試驗得到的應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)。管道厚度與內(nèi)半徑尺寸1:1，采用實體單元，以六面體為主進(jìn)行分網(wǎng)，小部分區(qū)域采用五面體網(wǎng)格過渡，管道閥門焊接處進(jìn)行網(wǎng)格加密。網(wǎng)格最大尺寸1 mm，最小尺寸0.000 2 mm。共9萬多個網(wǎng)格。多次細(xì)化網(wǎng)格試算發(fā)現(xiàn)網(wǎng)格尺寸的影響很小。

2.1 有限元模型及計算結(jié)果

采用Abaqus6.14標(biāo)準(zhǔn)求解器進(jìn)行靜力分析。結(jié)果顯示最大應(yīng)力出現(xiàn)在焊接頭部區(qū)域，焊縫處的應(yīng)力水平高于其他部位。改變網(wǎng)格密度都得到相似的應(yīng)力云圖。圖8是最大間隙值為0.000 2 mm時計算結(jié)果，最大等效應(yīng)力為185.9 MPa。

圖8 等效應(yīng)力云圖與最大應(yīng)力部位放大圖Fig.8 Equivalent stress contour and partial enlarged detail

2.2 間隙配合不確定性研究

管道閥門間隙配合，未焊透缺陷間隙尺寸具有隨機(jī)性[17]，導(dǎo)致應(yīng)力的分布具有不確定性。結(jié)合有限元程序計算結(jié)果分析未焊透缺陷尺寸對應(yīng)力的影響。改變最大間隙值t計算系統(tǒng)應(yīng)力。

模擬發(fā)現(xiàn)：系統(tǒng)的焊接區(qū)域應(yīng)力水平總是偏高。最大等效應(yīng)力位于管道與閥門接頭1的焊接頭部區(qū)域，在相同載荷和邊界條件作用下，最大等效應(yīng)力出現(xiàn)的位置大致相同，在方位角θ取值為57°≤θ≤71.6°的區(qū)域。如圖9所示，其中最大等效應(yīng)力位置用P點表示。且隨著間隙減小，最大等效應(yīng)力值也將減小。計算結(jié)果如表2所示。同時研究了以最大應(yīng)力點為起始點，分別沿著焊接深度(方向A)和管壁厚度(方向B)不同應(yīng)力的分布情況，如圖10和圖11所示，圖上不同間隙值對應(yīng)的曲線用不同符號表示，對應(yīng)關(guān)系為：間隙值為0.028 mm時曲線記作y1,間隙值為0.02 mm時曲線記作y2,間隙值為0.012 mm時曲線記作y3,間隙值為0.006 mm時曲線記作y4,間隙值為0.000 2 mm時曲線記作y5。

可得結(jié)論：間隙值的改變不影響應(yīng)力沿方向A和B的變化趨勢，對于方向A，焊接頭部和根部應(yīng)力較大，對于方向B，外徑(焊接區(qū)域)應(yīng)力較大。大部分區(qū)域應(yīng)力值隨著間隙值增大而減小，仍存在小部分區(qū)域表現(xiàn)出相反的結(jié)論，但是間隙的影響并不顯著?？紤]到間隙的不確定性，取包絡(luò)線覆蓋所有曲線，用包絡(luò)線代表的等效應(yīng)力值代替系統(tǒng)焊接區(qū)域在方向A與B上的最大等效應(yīng)力值進(jìn)行保守評估。

圖9 最大等效應(yīng)力位置Fig.9 Location of maximum equivalent stress

表2 最大間隙變化時的最大等效應(yīng)力Table 2 Variation of maximum equivalent stress with maximum clearance

圖10 隨著最大間隙值變化等效應(yīng)力沿方向A分布情況Fig.10 Distribution of equivalent stress along direction A with varying maximum clearances

圖11 隨著最大間隙值變化等效應(yīng)力沿方向B分布情況Fig.11 Distribution of equivalent stress along direction B with varying maximum clearances

3 結(jié)構(gòu)完整性

依照BS7910標(biāo)準(zhǔn)對該系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)完整性進(jìn)行評估，采用工程臨界分析方法得到該系統(tǒng)的薄弱環(huán)節(jié)和所能承受缺陷的最大尺寸，通過定義安全裕，將FAD方法與可靠性相結(jié)合，計算出系統(tǒng)的安全裕度和可靠性，較于傳統(tǒng)評估方法更完善。

3.1 建立失效評估圖(FAD)

由于材料應(yīng)力應(yīng)變曲線沒有明顯的屈服平臺，即可以采用Level2A FAD進(jìn)行繪制評估曲線。FAD由評估曲線和截斷線組成，如圖12所示，評估曲線方程為

(2)

截斷線與材料屬性有關(guān)，J-75是一種鐵鎳基奧氏體不銹鋼，考慮到評估區(qū)域多在焊接區(qū)，即可以取Lr=1.25,式(2)中：Lr為載荷比，Kr為斷裂比，計算公式為

(3)

式中：Kmat為已經(jīng)通過試驗測得材料的斷裂韌性，Kmat=3 360 N·mm-1.5,且

Yσ=MfWktmMkmMmPm+

MfWktbMkbMb(Pb+kmPm-Pm)

(4)

式中：Pm、Pb分別為一次應(yīng)力的彎曲應(yīng)力與膜應(yīng)力分量，通過對裂紋周圍應(yīng)力分布的線性化可以得到

(5)

式中：σ1、σ2分別為缺陷所處截面應(yīng)力分布沿焊接深度方向線性化后最大與最小等效應(yīng)力，應(yīng)用包絡(luò)線上的應(yīng)力水平進(jìn)行線性化。式(4)中：M、fw、Mm、Mb、Ktm、ktb、Mkm、Mkb、km均為與裂紋表征尺寸a、c、B、w有關(guān)的參數(shù)，計算公式采用標(biāo)準(zhǔn)BS7910第M章節(jié)。

有研究表明，BS7910系列方法針對殘余應(yīng)力處理過于保守，實驗和模擬均指出對于延性材料，殘余應(yīng)力不影響其斷裂特性[18]。故在計算斷裂比時不考慮焊接區(qū)域殘余應(yīng)力，也無其他二次應(yīng)力項。

評估點載荷比Lr=σref/σY，σY為屈服強(qiáng)度，大小為760 MPa。σref的表達(dá)式為

(6)

式中：α″與缺陷尺寸有關(guān)，且w≥2(c+B)，則

(7)

w<2(c+B)時

(8)

考慮到輸入數(shù)據(jù)的不確定性，如模型誤差、測試試驗中試件與實際情況等效度差、計算誤差等，針對膜應(yīng)力與彎曲應(yīng)力、斷裂韌性、裂紋尺寸、以及屈服強(qiáng)度選擇安全系數(shù)。安全系數(shù)的選擇由發(fā)生事故的后果來確定，事故危險性越高，選擇的安全系數(shù)越大，評估也越保守。對于航天器應(yīng)該選擇最保守的一套安全系數(shù)，各安全系數(shù)取值為

(9)

修正公式：

(10)

(11)

帶有上標(biāo)的量表示經(jīng)過安全系數(shù)修正過后的參數(shù)。采用修正過后的參數(shù)進(jìn)行評估。分別對含有初始尺寸4種缺陷的系統(tǒng)進(jìn)行結(jié)構(gòu)完整性評估，即a=c=0.15 mm，最終計算評估點斷裂比與載荷比并繪制在FAD上，如圖12所示。

由圖12可知：在初始尺寸缺陷深度為0.15 mm時，4種缺陷均處于安全區(qū)域。缺陷1、2基本重合，缺陷3、4基本重合。直線OC以上部分由斷裂主導(dǎo)，以下部分由塑性坍塌主導(dǎo)。評估點A越靠近邊界，越容易發(fā)生斷裂失效，有學(xué)者用線段長度比lOA/lOB表示失效概率[19]，但是當(dāng)A點過OB中點時，失效概率會超過0.5，即使評估點落在安全區(qū)域內(nèi)仍然不可接受，不合理。結(jié)合工程設(shè)計定義安全裕度為：n=lOB/lOA，此安全裕度與工程設(shè)計中的設(shè)計裕度類似，都表明了結(jié)構(gòu)參數(shù)與破壞或失效指標(biāo)之間的差距，差距越大，結(jié)構(gòu)越安全。4種缺陷安全裕度計算結(jié)果見表3。

圖12 4種缺陷在初始尺寸時評估結(jié)果Fig.12 Evaluation results of four types of flaws in initial crack size

表3 4種缺陷在初始尺寸時安全裕度Table 3 Safety margin of four types of flaws in initial crack size

3.2 工程臨界分析(ECA)

開始假定在焊接區(qū)域根部應(yīng)力最大處存在尺寸為a=0.15 mm的裂紋，以此為初始裂紋。每次使初始裂紋擴(kuò)展0.01 mm直至貫穿，按照與3.1節(jié)相同的流程進(jìn)行評估，得到不同的評估點并繪制在失效評估圖上，直到評估點落在非安全區(qū)。分別對4種裂紋模式進(jìn)行評估，如圖13所示：將評估點擬合成曲線與FAD的交點即為臨界點，它對應(yīng)的裂紋尺寸即為裂紋的臨界尺寸。

由圖13可得，4種缺陷的評估點往左上方偏移，說明隨著缺陷尺寸增大，系統(tǒng)構(gòu)件發(fā)生塑性坍塌的可能性減小，發(fā)生斷裂失效可能性增大；貫穿前，缺陷1、2與評估曲線存在交點，即說明存在臨界的缺陷尺寸，使系統(tǒng)在貫穿前仍不安全；缺陷3、4無交點，表明該系統(tǒng)含有缺陷3或4時在貫穿之前安全。為得到系統(tǒng)所能容忍的最大缺陷尺寸，需要得到評估點線與評估曲線的交點。由于更關(guān)心交點位置，故選取缺陷1和2中斷裂比Kr在區(qū)間[0.8,1.3]評估點進(jìn)行插值，由于點間隔小，采用線性插值，求與評估曲線的交點，如圖14所示。

缺陷1：與評估曲線交點坐標(biāo)為(0.003 121，1)此時對應(yīng)的臨界尺寸為ac=0.726 mm；缺陷2：

圖13 隨著尺寸增加4種缺陷評估結(jié)果Fig.13 Evaluation results of four types of flaws as crack size increases

圖14 缺陷1和2的插值曲線與評估曲線交點Fig.14 Intersection of interpolation curves of flaws 1 and 2 and assessment lines

交點坐標(biāo)大致為(0.001 12，1)對應(yīng)的臨界尺寸為ac=0.61 mm?？梢娙毕?較缺陷1更易達(dá)到臨界尺寸，使系統(tǒng)更危險。

3.3 最危險模式安全裕度計算與可靠性

該系統(tǒng)最為危險的情況是在閥門接頭1處P點區(qū)域產(chǎn)生缺陷2。單純的FAD方法無法考慮試件材料屬性的彌散性對評估結(jié)果的影響，提出一種將FAD與可靠性結(jié)合的方法來完善評估過程。針對最危險的模式分別采用材料力學(xué)性能測試得到的十組數(shù)據(jù)再次進(jìn)行評估。

針對缺陷2在初始裂紋尺寸a=0.15 mm情況下的再次評估結(jié)果如圖15所示。

圖15 10組材料屬性下缺陷2評估結(jié)果Fig.15 Evaluation results of flaws 2 for ten groups of material property

表4 采用不同組材料屬性評估得到的安全裕度Table 4 Safety margin obtained by different groups of material property

造成安全裕度出現(xiàn)彌散的主要原因是材料力學(xué)性能測試數(shù)據(jù)的分散性，將測試過程系統(tǒng)誤差造成的彌散特性當(dāng)作正態(tài)分布處理[20]。為了驗證該觀點，用安全裕度數(shù)據(jù)來繪制Q-Q圖，如圖16所示。點近似落在一條直線附近，可以認(rèn)為符合正態(tài)分布[21]。

得到安全裕度的平均值為

(12)

標(biāo)準(zhǔn)差s為

(13)

對于該系統(tǒng)，如果n<1，意味著系統(tǒng)處于危險狀態(tài)。為保障設(shè)備的可靠性，設(shè)計中總會留有安全裕度[22]，再結(jié)合經(jīng)濟(jì)性考慮，設(shè)計師對儲氫管道結(jié)構(gòu)一般留有2.5倍裕度，記作L=2.5，L為安全裕度的下限值。如果實際計算安全裕度低于下限值，則設(shè)計的可靠性無法得到保證。由GB/T4885[23]相關(guān)規(guī)程，計算系數(shù)K：

圖16 正態(tài)分布Q-Q圖Fig.16 Normal distribution of Q-Q plot

在置信水平為0.9時，查單側(cè)規(guī)范限的K系數(shù)表可得結(jié)論：該系統(tǒng)在含有尺寸為a=0.15 mm的缺陷2的情況下，仍然保有不低于2.5倍安全裕度的可靠性大于0.999 5，滿足設(shè)計指標(biāo)和安全運(yùn)行標(biāo)準(zhǔn)。

4 結(jié) 論

1)管道閥門系統(tǒng)分別存在尺寸為0.15 mm的4種初始缺陷時，評估點均落在安全區(qū)域內(nèi)，且有2倍以上的安全裕度，表現(xiàn)出較高的安全性。

2)系統(tǒng)最為危險的模式是：在焊接接頭1，焊接頭部θ為57°～72°的區(qū)域產(chǎn)生缺陷2，其失效形式是缺陷沿焊接深度方向(方向A)擴(kuò)展最終導(dǎo)致系統(tǒng)斷裂失效。對于缺陷2，系統(tǒng)所能容忍的缺陷尺寸為0.61 mm。在今后的無損檢測中需要格外關(guān)注此區(qū)域該類缺陷。

3)對于薄弱環(huán)節(jié)最危險的模式：在P點存在缺陷2，在初始尺寸為a=0.15 mm時，系統(tǒng)仍然保有至少2.5倍安全裕度的可靠性不低于0.999 5，滿足安全需求。