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'  中华人民共和国电力行业标准 火电厂超期服役机组寿命评估技术导则DL/T654—1998Thetechnicalguideforthelifeassessmentofoverageunitsinfossilpowerplants  中华人民共和国电力工业部1998-03-19批准1998-10-01实施 前言火电机组设计寿命一般定为30年，但机组的潜在寿命往往会大于设计寿命，其超过部分谓之剩余寿命。利用剩余寿命而继续运行的机组为超期服役机组(以下简称超役机组)。从70年代起，世界上许多工业发达国家，由于受新建机组投资、用地、环境要求等不断变动因素的制约，而把注意力转向了研究利用老机组的剩余寿命，并通过周密的规划、严格的评定、加强监测分析和改造，以在经济上有利、安全上有保障的原则下，使机组继续运行到50年或更长的时间，并视此为一种可规划的资源来加以利用。我国超役火电机组，随着时间的推移不断在增加，到1995年已超过30年的老机组有1205.7万千瓦，除少量的作退役报废处理外，大部分仍在继续使用，老化问题日益突出，延寿使用依据不足，风险性较大。如何科学地评估其剩余寿命和治理老化，保证延寿使用机组的安全运行是急待解决的问题。本导则是根据电力工业部1995年电力行业标准计划项目(技综［44］号文)的安排制定的，编写格式和规则以《电力标准编写的基本规定》(DL/T600—1996)为基础。本导则依据我国电力工业工作者几十年来积累的对机组部件寿命评估的经验和国外有关火电机组部件寿命的评估方法，提出了我国超役机组热力机械部分寿命评估的基本步骤、常用的评估方法，以使超役机组的延长使用有技术上的依据，安全上有保证，充分发挥其可用潜力。本导则是在其他金属监督规程基础上的发展和完善，不论机组是否要进行寿命评估，其常规的金属监督工作和锅炉监察工作皆应严格执行已颁布的有关标准、规程的规定。本导则虽是针对超役机组，但其寿命评估的方法亦可为新机组设计和校核参考，同时对所有不同役龄的甚至是新建机组，应注意机组设计、制造、安装、运行检测以及改造等技术资料的收集整理，以便为今后的寿命评估提供完整的资料和可靠的依据。本导则中引用了一些关于部件寿命评估中有关材料性能试验方法、火电厂金属技术监督规程、受压元件强度计算方法等国家标准和电力行业标准中有关条款及国外有关高温部件寿命评估标准中的有关条款，故在进行火电厂部件寿命评估中应考虑相关的标准和资料。本导则的附录A～G均为提示的附录。本导则由电力工业部电站金属材料标准化技术委员会提出并归口。本导则起草单位：电力工业部热工研究院、湖北省电力工业局、黑龙江省电力工业局。本导则主要起草人：郑泽民、李益民、王金瑞、邢贵鑫、李国节、闫德林。本导则由电站金属材料标准化技术委员会负责解释。  1范围本导则规定了火力发电厂超期服役机组热力机械部分要进行寿命评估的基本原则，提出了寿命评估的基本步骤，推荐了常用的寿命评估方法，并给出若干关键部件寿命评估实例。本导则适用于火力发电厂50MW(含50MW)以上机组的热力机械部分，50MW以下的超期服役机组应按国家有关能源政策处理，但如仍要使用，亦应进行寿命评估。企业自备电站、地方电站的火电机组可参照执行。2引用标准下列标准所包含的条文，通过在本标准中引用而构成为本标准的条文。本标准出版时所示版本均为有效。所有标准都会被修订，使用本标准的各方，应探讨使用下列标准最新版本的可能性。GB2038—91金属材料延性断裂韧度J1C试验方法GB2039—80金属拉伸蠕变试验方法GB2358—94裂纹张开位移(COD)试验方法GB4161—84金属材料平面应变断裂韧度K1C试验方法GB6395—86金属高温拉伸持久试验方法GB6398—86金属材料疲劳裂纹扩展速率试验方法GB6399—86金属材料轴向等辐低循环疲劳试验方法GB9222—88水管锅炉受压元件强度计算DL438—91火力发电厂金属技术监督规程DL439—91火力发电厂高温紧固件技术导则DL440—91在役电站锅炉汽包检验、评定及处理规程DL441—91火力发电厂高温、高压主蒸汽管道蠕变监督导则DL505—93汽轮机焊接转子超声波探伤规程DL/T551—94低合金耐热钢蠕变孔洞检验技术工艺导则ASME—86锅炉和压力容器规范，规范实例N—47，高温工作条件下的Ⅰ类部件ASME—89锅炉和压力容器规范，第2卷第8章(SectionⅧ，Division2)CVDA—84压力容器缺陷评定规范TRD300—92蒸汽锅炉强度计算TRD301—92承受内压的圆筒TRD508—92按持久强度值计算的构件的补充检验3技术术语本标准采用下列技术术语：3.1机组寿命unitlife机组寿命有设计寿命、使用寿命、经济寿命和技术寿命，本导则中所指机组寿命为使用寿命。3.2超期服役机组overageunit超过原设计寿命而继续运行的机组。3.3基本负荷机组baseloadunit承担电网中的基本负荷，年运行小时超过5000h的机组。3.4调峰机组variableloadunit承担电网调峰负荷的机组，可为原设计的调峰机组，也可是由基本负荷机组改为调峰运行的机组，通常又分为中间负荷机组与尖峰负荷机组。3.5关键部件maincomponent 指发生事故时迫使机组产生持续的停运，危及人身安全及修理、更换费用高、时间长的部件。是进行机组寿命评估的主要对象。3.6一般部件或称有影响的部件generalcomponentorinfluentialcomponent指发生事故或故障时，可能导致机组的性能严重下降，出力降低或机组短时间的停运，但不会危及人身安全的部件。这类部件在损坏时，一般易作更换处理。3.7断裂力学fracturemechanics研究带裂纹的材料、部件中裂纹开始扩展的条件和扩展规律的力学分析方法，在部件和裂纹尺寸、载荷与材料力学性能之间建立定量的关系，从而可确定部件中裂纹的容许尺寸，评价其承载能力，估算其使用寿命。3.8疲劳fatigue材料或部件在循环应力或应变作用下，在某点或某些点逐渐产生局部的累积损伤，经一定循环次数后形成裂纹或继续扩展直至完全断裂的现象。3.9低周疲劳low-cyclefatigue在局部循环塑性应变作用下，循环周次一般低于5×104次循环的疲劳，也称塑性或应变疲劳。3.10蠕变creep在一定的温度下，金属材料或机械部件在长时间的应力作用下发生缓慢塑性变形的现象。3.11持久强度durativestrength材料在规定的蠕变断裂条件(一定的温度和规定的时间)下保持不失效的最大承载应力。通常以试样在恒定温度和恒定拉伸载荷下到达规定时间发生断裂时的蠕变断裂应力表示。4机组寿命评估步骤4.1机组进行寿命评估的条件机组进行寿命评估的条件应根据其历史的运行情况和现状以及在电网中的地位，经技术、经济比较分析后确定。本导则对机组的热力机械部件分为关键性部件和一般性部件(详见表1)，表1中同时给出了各部件的主要损伤机理。表1机组各部件的主要损伤机理部件名称损伤机理蠕变疲劳蠕变-疲劳侵蚀腐蚀应力腐蚀磨损其他关键性部件锅炉汽包√√  √√  高温过热器集箱√√√ √   高温再热器集箱√√√ √   集汽集箱√√√ √   关键性部件水冷壁集箱 √  √  省煤器入口集箱 √  √   下降管 √  √   主蒸汽管道及大口径三通√√√ √   高温再热蒸汽管道√√√   √  汽轮机转子√√√     汽室√√√√    阀门 √    √ 汽轮发电机转子 √    √ 护环 √  √√  一般性部件高温过热器管、再热器管√√√√√ √高温氧化低温过热器管、再热器管√√√√√ √高温氧化锅炉水冷壁管 √ √√√√ 锅炉省煤器管   √ √ 汽轮机叶片 √ √√ √ 汽轮机隔板√√ √  汽轮机外缸、内缸√√    汽轮机喷嘴组√√ √  凝汽器 √√√√ 给水加热器  √√   4.1.1对关键性部件根据其运行历程和现状检查结果，有下列情况之一时应进行详细的寿命评估。a)已运行20万h(含20万h)以上的带基本负荷的机组。b)对于曾提高参数(相对于设计参数)运行的机组，其进行寿命评估的运行时间应适当提前。c)对于运行20万h的机组，若对其有关系统进行过改造，更换了一些一般性部件但未对关键部件进行更换，当继续运行时(包括移地使用)需根据实际情况按要求进行寿命评估工作。d)对于设计的调峰机组，当超过设计(规定的起停)循环周次后，应进行低周疲劳寿命校核；对由基本负荷机组改为调峰运行的机组及其它频繁启动、参数波动较大的锅炉，必须进行疲劳强度校核。e)部件有裂纹或严重的超标缺陷时，首先应做消缺处理，若消缺难度大或不能消除时，不论其运行时间的长短，均应用断裂力学的方法，进行安全性评定和剩余寿命评估。f)主蒸汽管道、汽包、集箱的实测壁厚小于理论计算壁厚时。 g)工作温度大于和等于450℃的碳钢、钼钢主蒸汽管道，当运行时间达到或超过10万h时，应进行石墨化普查，以后的检查周期约5万h；运行时间超过20万h的管道，在石墨化普查基础上，要进行寿命评估。h)对于工作温度为540℃，工作压力为10MPa，外径为273mm的10CrMo910钢制主蒸汽管道，符合下列条件之一者，要进行寿命评估：1)实测壁厚为20～23.5mm的管道，当运行时间达到10万h时；2)实测壁厚为20mm的管道，当运行时间达到或超过10万h时或蠕变相对变形量达0.5%时。i)对12CrMo、15CrMo和12Cr1MoV钢制主蒸汽管道，当实测最大蠕变相对变形量大于0.75%或最大蠕变速率大于0.35×10-7mm/(mm·h)；监督段中碳化物内钼含量占钢中钼总量的比值，12CrMo和15CrMo超过85%，12Cr1MoV超过75%者；监督段金相组织严重球化(Cr-Mo钢达到6级、Cr-Mo-V钢达到5级)时，即使运行时间未达20万h，也应进行寿命评估。j)除4.1.1中i)所述3种钢外，其他合金钢主蒸汽管道、高温再热蒸汽管道长期运行后，当蠕变相对变形量达到1%或蠕变速率大于1×10-7mm/(mm·h)时。4.1.2对关键部件和一般性部件，根据现状检查结果，有下列情况之一者应进行修复或判废更换。4.1.2.1主蒸汽管道、高温再热蒸汽管道a)弯管发现下列情况时应及时处理或更换：1)内外表面存在裂纹、分层和过烧等缺陷；2)弯曲部分不圆度大于5%(对于公称压力≥10MPa)；3)弯曲部分不圆度大于7%(对于公称压力≤10MPa)；4)弯管外弧部分壁厚小于直管的理论计算壁厚；5)产生蠕变裂纹或严重的蠕变损伤。b)三通有以下情况时应及时处理或更换：1)发现严重缺陷时应及时采取处理措施，如需更换，应选用锻造、热挤压、带有加强的焊制三通；2)已运行20万h的铸造三通，检查周期应缩短到2万h，根据检查结果决定是否采取更换措施；3)碳钢和钼钢焊接三通，当发现石墨化达4级时应予以更换。c)弯头有下列情况时应处理或更换：1)已运行20万h的铸造弯头，检查周期应缩短到2万h，根据检查结果决定是否采取更换措施；2)碳钢和钼钢弯头，以及焊接接头发现石墨化达4级时应更换；3)发现外壁有蠕变裂纹时应及时更换。d)铸钢阀壳存在下列缺陷时应处理或更换：裂纹、缩孔、夹渣、粘砂、折叠、漏焊、重皮等缺陷。4.1.2.2受热面管子a)各受热面的管子表面有氧化微裂纹或壁厚减薄量已大于原壁厚的30%时；b)碳钢管的胀粗量超过3.5%Do(Do为管子的原始外径)，合金钢管胀粗量超过2.5%Do时；c)管子的腐蚀点坑深大于原壁厚的30%和管子的实测壁厚小于按强度计算的设计取用壁厚时；d)碳钢管的石墨化达4级及以上时；e)高温过热器管表面氧化层厚度超过0.6mm，且晶界氧化裂纹深度超过3～5个晶粒时。 4.1.2.3凝汽器和给水加热器管子腐蚀断裂泄漏时。4.2机组寿命评估所需资料4.2.1机组设计、运行、检修资料为了对机组进行寿命评估，必须收集机组的设计、制造、安装、运行、历次检修及对关键部件的检验与测试记录、事故工况、更新改造等资料，尽可能全面、详细。其主要内容如下：a)部件设计资料：包括设计依据、部件材料及其力学性能、制造工艺、结构几何尺寸、强度计算书、管道系统设计资料等；b)部件出厂质量保证书、检验证书或记录等；c)机组安装资料，重要安装焊口的工艺检查资料，主要缺陷的处理记录资料，主蒸汽管道安装的预拉紧记录等；d)机组投运时间，累计运行小时数；e)机组典型的负荷记录(或代表日负荷曲线)，最大出力及调峰运行方式；f)机组热态、温态、冷态启、停次数及启、停参数，强迫紧急停机和甩负荷到零次数；g)机组事故史和事故分析报告；h)运行压力、温度典型记录，是否有过长时间的超设计参数(温度、压力等)运行；i)机组历年可靠性统计资料；j)维修与更换部件记录；k)历次检修检查记录，包括部件内外观检查、无损探伤、几何尺寸测定、材料成份的校对、金相检查、硬度测量、蠕胀测量记录、腐蚀状况检查和管子的支吊系统检查记录等；l)机组未来的运行计划。4.2.2机组的现状检查对确定要进行寿命评估的机组，首先应对机组的现状进行检查。关键性部件及一般性部件的检查项目及内容见表2。如果已对该机组作过检查或全面性的普查，则可视需要补充作一些有针对性的检查。表2机组进行寿命评估前的现状检查部件名称检查项目及内容锅   炉汽包内部腐蚀状况检查；筒体角变形、焊缝错边量和筒体圆度检查；筒体封头壁厚测定；焊缝、母材的金相检验与硬度测定；筒体纵、环焊缝和接管座焊缝的无损检查。筒体内壁开孔边缘无损探伤高温过热器集箱集汽集箱高温再热器集箱封头焊缝及接管座焊缝的无损探伤；筒体、封头壁厚测量；硬度测定；金相组织检查(主要为珠光体球化级别)：蠕变孔洞和等级1)；集箱变形测量水冷壁集箱封头焊缝及接管座焊缝的无损探伤；筒体、封头壁厚测量；硬度测量导汽管弯头表面无损探伤；直管段、弯头壁厚测量；硬度、金相检查。弯管椭圆度测量，与构件连接处外观检查及无损探伤受热面管子管径、壁厚、内外表面腐蚀、氧化垢层等情况检查；复膜金相检查；局部磨损检查 主蒸汽管道高温再热蒸汽管道支吊架系统检查；焊缝、弯头无损探伤及不圆度测量；直管段、弯管壁厚测定；局部磨损检查；蠕胀测量；焊缝、弯头、直管段的硬度测量；复膜金相(或现场金相)检查；弯头不圆度测定汽轮机转子外观检查，硬度测定，中心孔和外表面探伤，转子变截面处探伤。对于焊接转子还应对焊缝进行无损探伤2)叶片外观的侵蚀、点蚀坑检查，叶根及拉筋孔无损探伤，叶片边缘司太立合金镶焊焊缝探伤叶轮键槽处无损探伤汽缸内外壁裂纹检查，硬度测定螺栓按DL439—91火力发电厂高温紧固件技术导则执行汽轮发电机转子外观检查，硬度测定，转子外表面和中心孔探伤，变截面处探伤护环外观检查，硬度测定，护环的超声波探伤和表面渗透探伤，复膜金相检查其他除氧器内外表面宏观检查。加强圈及支撑焊缝检查，纵、环焊缝无损探伤，壁厚测量，筒体不圆度、支座状况检查高压加热器焊缝探伤；壁厚测量1)材料蠕变孔洞的检查按DL/T551—94低合金耐热钢蠕变孔洞检验技术工艺导则进行；2)按DL505—92汽轮机焊接转子超声波探伤规程执行 4.2.3评估部件寿命时所需的材料性能数据a)材料性能：进行部件寿命评估，根据其主要损伤机理，在下列性能中选取相应的性能数据(详见表3)。表3寿命评估时所需的材料性能部件名称材料性能无超标缺陷的部件带超标缺陷的部件锅炉汽包母材与焊缝材料的拉伸、冲击性能，硬度，脆性转变温度，低周疲劳特性，物理性能母材与焊缝材料的拉伸、冲击性能，硬度，脆性转变温度，断裂韧性，疲劳裂纹扩展速率，物理性能高温集箱母材与焊缝材料的拉伸、冲击性能，硬度，蠕变、疲劳性能或蠕变—疲劳交互作用特性，复膜金相检查母材、焊缝材料的微观组织、蠕变孔洞与裂纹等，物理性能母材与焊缝材料的拉伸、冲击性能，硬度，蠕变、疲劳性能，蠕变断裂韧性，蠕变裂纹扩展速率。复膜金相检查母材、焊缝材料的微观组织、蠕变孔洞与裂纹等，物理性能汽轮机转子拉伸、冲击性能，硬度，蠕变、疲劳性能或蠕变—疲劳交互作用特性。若为焊接转子，还应确定焊缝的上述性能，物理性能拉伸、冲击性能，硬度，脆性转变温度，断裂韧性，疲劳裂纹扩展速率。若为焊接转子，还应确定焊缝的上述性能，物理性能主蒸汽管道高温再热蒸汽管道室温和工作温度下的拉伸、冲击性能，硬度，蠕变、持久强度数据，金相组织，石墨化级别(碳、钼钢)，碳化物成分与结构，蠕变孔洞和裂纹(合金钢)，高温低周疲劳特性(调峰机组)，物理性能除需无超标缺陷部件材料的性能外，还需蠕变断裂韧性与蠕变裂纹扩展速率，物理性能 汽轮发电机转子室温拉伸、冲击性能，硬度，疲劳性能，物理性能室温拉伸、冲击性能，硬度，断裂韧性，疲劳裂纹扩展速率，物理性能护环室温拉伸、冲击性能，硬度室温拉伸、冲击性能，硬度，断裂韧性，应力腐蚀开裂门槛值，应力腐蚀裂纹扩展速率 1)力学性能常温和工作温度下的拉伸、冲击性能，低周疲劳，断裂韧性，疲劳裂纹扩展速率；脆性转变温度(FATT)，硬度；持久强度，蠕变强度，最小蠕变速率。2)物理性能弹性模量，泊松比，线膨胀系数，比热容，热导率，氧化速率；腐蚀速率。3)微观特性金相组织(包括球化级别、蠕变孔洞、裂纹、石墨化级别等)、碳化物成分和结构。b)材料性能数据的获得：在条件许可的情况下，应在部件服役条件最苛刻的部位取样进行相关的材料性能试验；若直接在部件上取样有困难，可选用与部件材料牌号相同、工艺相同的原材料进行试验(至少有一组试验应在与部件工作温度相同的温度下进行)；如在短时间内不能取得实际试验数据，可参考相同牌号材料已积累的数据的下限值。对于由试验获得的原始材料的性能，当用于部件寿命评估时，应考虑其性能在高温、应力作用下随时间的延长而劣化的情况。4.2.4部件受力状态分析a)主蒸汽管道。应依据管道目前的支吊状况及有关管系设计、安装原始资料，对管系进行应力分析，找出其最大受力部位及其应力水平。b)锅炉汽包。在无超标缺陷时，参照2中ASME—89或盲孔测应力法或有限元法对下降管处进行应力分析，包括热应力和内压应力；对有超标缺陷的汽包，用有限元法或解析法计算缺陷部位的应力和应变，包括内压应力、热应力和弯曲应力。对焊接残余应力最好用盲孔法进行实测。此外，还需考虑筒体角变形、焊缝错边和筒体不圆度引起的应力集中。c)高温管道、三通和集箱。主要计算内压应力及热应力，但需考虑接管开孔处的应力集中。d)汽轮机转子。在无超标缺陷时，用有限元法或解析法，选择危险截面计算热应力和机械应力；有超标缺陷时，计算缺陷部位的热应力和机械应力。4.3关键部件寿命评估程序框图，见图1和图2所示。在图2中，对带超标缺陷的部件，其安全性的评定，主要考虑有缺陷的部位。 图1无超标缺陷部件寿命评定框图 图2带超标缺陷部件寿命评定框图5对关键部件寿命评估推荐的方法随着技术进步(包括诊断技术及计算技术)对机组关键部件的寿命预测已有多种方法，并还在不断发展与完善中，本导则根据目前国内外一些成功的经验，推荐性地提出以下3种方法。使用者可按具体情况采用，并要参阅有关的文献和资料(见编写说明)，熟悉其试验和应用的方法。5.1以蠕变为主要失效方式的部件5.1.1等温线外推法a)选择与部件工作温度相同的温度，至少在5个应力水平下(其中3个应力水平下至少应重复3根样品)进行试件的拉伸持久断裂试验； 图3材料的持久强度曲线b)利用下式对试验数据用最小二乘法进行拟合，作出如图3所示的材料持久强度曲线。σ=k(tr)m(1)式中：σ——材料的应力水平；tr——断裂时间,h；k、m——由实验确定的材料常数。几种低合金耐热钢在不同状态下的k、m值见附录A(提示的附录)。c)用(1)式外推材料某一规定时间的持久强度时，外推的规定时间应小于最长试验点时间10倍，如外推540℃下，10万h的持久强度，最长试验点时间应大于10000h；d)确定拟合下限寿命线的k′和m值(m值与中值线相同)，下限寿命线的应力σ为中值寿命线应力σ的0.8倍；e)确定部件在工作条件下的最大应力部位及引起蠕变损伤的最大应力σmax；f)按下式计算剩余寿命，计算出的寿命为t×105h(2)式中：、——分别为某一温度下104h和105h的外推持久强度；n——安全系数，当选图3中的中值线时，n取1.5；当选图3中的下限线时，n取1.2。5.1.2L—M参数法L—M参数是时间和温度二者相结合的参数，以P(σ)表示，有如下关系：P(σ)=T(C+lgtr)(3)式中：tr——断裂时间，h；T——试验温度，K；C——材料常数。a)确定材料的L—M参数选部件工作温度及其附近3个温度，在每一温度下至少进行4个应力水平下的拉伸持久试验。按(4)式对试验数据进行多元线性回归处理求解出C值lgtr=C+(C1lgσ+C2lg2σ+C3lg3σ+C4lg4σ+C0)/T(4) 式中：C0、C1、C2、C3、C4——拟合系数。依据拟合出的公式，绘制P(σ)—σ单对数坐标曲线。对于常用的10CrMo910、12Cr1MoV钢，国内外已进行过大量的试验研究，对10CrMo910钢：P(σ)=T(20+lgtr)(5)图410CrMo910钢的P(σ)—σ曲线图512Cr1MoV钢的P(σ)—σ曲线b)按5.1.1中(e)确定部件工作条件下的最大应力部位及最大应力σmax； c)由P(σ)—σ曲线上查得部件最大应力对应的L—M参数P(σ)；d)由式(3)或式(5)或式(6)确定部件蠕变断裂寿命。5.1.3蠕变孔洞评定法该法主要依据材料的金相组织检查，对蠕变孔洞依据其分布、大小和密度划分为不同级别，用以定性判断部件材料蠕变损伤的老化程度，作为部件蠕变寿命评估的一个必要的辅助手段。a)对部件受力最大、温度最高部位或易产生蠕变失效的部位(例如主蒸汽管道弯头、三通或阀门等)进行复膜金相检查，也可在部件最危险部位取样进行金相检查(复膜金相检查可按DL/T—551进行)。b)按表4对蠕变孔洞进行评级及采取处理措施。表4蠕变孔洞评级及检查周期级别组织特征检查周期Ⅰ晶体结构不断变化，珠光体分解，碳化物开始在晶界和晶内析出，但无微孔5～6年Ⅱ碳化物在晶界上析出呈链状，且具方向性；个别单个微孔，无规则分布3～4年Ⅲ晶界孔洞数量增加，且呈串链状分布和方向性排列，晶界分离1)1～2年Ⅳ出现微裂纹2)停止使用，更换1)一个晶粒长度；2)几个晶粒长度 5.2以疲劳为主要失效方式的部件对其主要失效特征为低周疲劳破坏的部件(如汽轮机及汽轮发电机转子，汽包等)，应对其进行疲劳寿命评定。5.2.1确定材料的应变(低周)疲劳寿命(εa-Nf)曲线a)由实验确定εa-Nf曲线1)按GB6399—86进行材料的低循环疲劳试验；2)对获得的材料应变幅εa，失效循环周次Nf和由应力—应变滞后回线上确定的弹性应变分量εe和塑性应变分量εp用下式进行最小二乘法拟合：(7)式中：εa——总应变幅；εe——弹性应变幅；εp——塑性应变幅；σ′f——疲劳强度系数；b——疲劳强度指数；ε′f——疲劳延性系数；c——疲劳延性指数；Nf——失效循环周次。式(7)中的Nf有的定义为破断周次，有的定义为裂纹开始出现周次，用N表示；有的定义为循环稳定载荷下降5%时的缩环周次，用N5表示。附录B(提示的附录)列出了有关电站常用钢的低周疲劳参数。 b)用通用斜率方程确定εa—Nf曲线可用式(8)确定材料的εa—Nf曲线，即：(8)式中：εa——总应变幅；σb——材料的抗拉强度，MPa；εf——材料断裂真应变，；ψ——材料的断面收缩率，%；E——材料的弹性模量，MPa；Nf——失效循环次数。5.2.2确定材料的Sa-Nf(应力幅—寿命)设计疲劳寿命曲线在工程部件的疲劳寿命评估中，需确定材料的Sa-Nf曲线。a)确定材料的虚拟应力—寿命(Seq—Nf)曲线(9)如果没有材料的低周疲劳试验结果，则可采用下式确定Seq(10)b)对虚拟应力—寿命曲线进行平均应力修正(11)式中：σy——材料的屈服强度。c)对平均应力修正后的S′a—Nf曲线，分别对应力和寿命取2和20的系数。并取最低值连成光滑曲线，则为设计的疲劳寿命曲线，图6给出了由试验曲线确定设计疲劳寿命曲线的过程和获得的汽包的设计疲劳寿命曲线；图7为汽轮机转子30Cr2MoV钢的设计疲劳寿命曲线，附录F(提示的附录)给出国外有关压力容器和转子的设计疲劳寿命曲线。5.2.3危险部位的应力、应变分析按4.2.4对部件危险部位的应力、应变进行分析和计算。5.2.4疲劳寿命估算按计算的应力或应变确定引起疲劳破坏的交变应力或应变幅(或范围)，然后由设计疲劳寿命曲线确定疲劳寿命。5.3部件疲劳—蠕变交互作用下的寿命评估对于承受疲劳—蠕变交互作用下的高温工程部件，如调峰机组的汽轮机高压转子，用线性累积损伤法则评估其损伤度D(12) 图6TPRI的汽包设计疲劳寿命曲线式中：Nfi、tri——分别为i工况下部件的低周疲劳失效循环周次和蠕变持久破坏时间，分别按5.1和5.2条确定；ni、ti——分别为i工况下部件运行的循环周次和蠕变保持时间。损伤度D值与疲劳、蠕变损伤份额有关，图8和图9分别为CrMoV转子钢和其他几种钢的蠕变、疲劳交互作用损伤曲线。图9中的Nd为与n循环中同样的温度和应变幅下的疲劳失效循环周次，Td为与保持时间t温度相同，但应力为t的(1/0.9)倍条件下的断裂时间。5.4带缺陷部件的安全性评定与剩余寿命估算火电机组中的一些大型部件(如汽轮机及汽轮发电机转子、汽包、汽缸等)往往制造、加工周期长，并且更换安装困难，若存在着超标缺陷或运行中出现裂纹，可用断裂力学方法对其安全性作出评定并估算出剩余寿命。图730Cr2MoV钢的Sa—N曲线 图8CrMoV转子钢在538℃下的蠕变-疲劳交互作用损伤曲线图92.25Cr-1Mo、304、316不锈钢的蠕变-疲劳交互作用损伤曲线5.4.1应力强度因子法a)按GB4161—84测定材料的断裂韧性K1C。当试件尺寸难以满足K1C测试条件要求时，可按GB2038—91测定材料的延性断裂韧性J1C值，然后按下式由J1C换算为K1C(13)式中：E——材料弹性模量，MPa；υ——材料的泊松系数。附录C(提示的附录)列出了一些电站用钢的K1C值。b)对于具体的部件可根据其形状、裂纹形状及位向、外加载荷方法等来确定部件缺陷部位的应力强度因子K1的表达式，即K1=f(σ，a，Y)(14)式中：σ——部件缺陷部位无缺陷时的应力；a——裂纹尺寸；Y——几何形状因子。对部件的应力σ 应考虑外载引起的应力，部件自重产生的应力、焊接残余应力、热应力、部件几何形状引起的应力集中等，可由实验确定或计算分析获得，然后将σ代入式(14)获得K1值。对于压力容器中三种类型裂纹(表面裂纹、穿透裂纹、埋藏裂纹)的应力强度因子K1的具体形式，按照CVDA—84中列出的公式确定。b)部件安全性判定当K1≥0.6K1C时，为不可接受的缺陷。5.4.2裂纹张开位移(COD)法利用应力强度因子法可解决高强度钢制部件及大截面尺寸部件的安全性评定，但对中低强钢制部件或截面尺寸较小的部件，在裂纹尖端附近会出现大范围屈服或全屈服，这时，线弹性断裂力学的理论不再适用，需要用弹塑性断裂力学来分析和评定部件的安全性。a)按照GB2358—94测定材料的临界裂纹张开位移δcr。附录D(提示的附录)列出了若干常用压力容器钢的δcr值。b)对部件缺陷进行规则化处理，确定缺陷的当量裂纹尺寸，对压力容器的缺陷评定按照CVDA—84执行。c)对部件缺陷部位的应力进行分析计算，要考虑：外载引起的应力，部件自重产生的应力，焊接残余应力，热应力，部件几何形状引起的应力集中等。d)确定部件缺陷部位的应变e和材料的屈服应变ey对于在高温下工作的部件其E、σy应取高温下的性能数据。e)确定部件缺陷部位的允许裂纹尺寸(15)f)安全性判定当＜m时，缺陷可以接受。5.4.3带缺陷部件的剩余寿命估算对带缺陷部件进行安全性评定是指部件能否发生一次性破断，但工程中大多数部件是在循环加载条件下工作，即使存在着超标缺陷，也不一定会突然破断，而是在循环应力作用下，裂纹逐渐扩展达到临界值时才发生突然断裂。a)按照GB6398—86测定材料的疲劳裂纹扩展速率(16)式中：ΔK——应力强度因子变化范围；D、α——由实验确定的材料常数。 附录E给出了若干电站常用钢的值及疲劳裂纹扩展门槛值ΔKth。b)按CVDA—84分析计算缺陷部位的循环应力范围Δσ，此时不考虑静态应力，如焊接残余应力。c)确定部件缺陷部位的应力强度范围ΔK(参照5.4.1.b)中K1的确定方法)ΔK=f(Δσ，a,Y)(17)d)判定裂纹是否会扩展当ΔK＜ΔKth时，裂纹不扩展；e)当ΔK≥ΔKth时，用下式计算疲劳裂纹扩展剩余寿命Nrem(周次)(18)式中：a0——初始裂纹尺寸，mm；aN——临界裂纹尺寸，mm。对于计算的Nrem尚需考虑试样厚度与部件截面厚度、试验频率与部件工作频率的效应，故对Nrem取20倍安全系数，即为带缺陷部件的剩余寿命。附录F(提示的附录)给出了关键部件寿命评估的举例。6寿命评估报告评估报告的主要内容应包括：6.1机组概况。6.2现状检查情况：一般性部件的检查情况及处理意见，关键性部件的检查情况和专项试验的结果。6.3寿命评估采用的方法及分析结果。6.4寿命评估结论意见。6.5对机组继续使用的建议与监督措施：包括运行方式，参数限制，重点监督的部件及部位，再次进行寿命评定的预计时间等。 附录A(提示的附录) 几种低合金耐热钢在不同状态下的k、m值表A1由实验获得的几种低合金耐热钢在不同状态下的k、m值材料材料制造厂工作参数运行时间h试验温度℃试样数量个最长试验点时间h系数k指数m温度℃压力Mpa12MX主蒸汽母管直管段前苏联5109.816946151085837.5253.5-0.07495主蒸汽母管弯管段2557566＞6000265.1-0.07139主蒸汽母管直管纵向255756915066275.5-0.09506 主蒸汽母管弯管纵向26103248379278.0-0.06620主蒸汽母管弯管横向261032910663282.4-0.0680112MX前苏联5109.8原始段51094143.8496.4-0.06107主蒸汽管监督段纵向1076751015446.8294.2-0.07200主蒸汽管监督段横向10767575681.6282.2-0.06514主蒸汽管监督段焊缝10767584888279.3-0.07898主蒸汽母管弯头9032983119.8301.2-0.04702主蒸汽母管直管段13700103268.7273.2-0.0792212MX主蒸汽管弯管外弧纵向前苏联5109.8207512.951095960.6292.9-0.10458主蒸汽管弯管外弧横向510814956.5238.8-0.08074主蒸汽弯管外弧横向54075012.5266.3-0.12317主蒸汽管段直段横向510107831.7305.6-0.0993015123.9主蒸汽管直管段捷克5409.4125000540711389302.9-0.07653主蒸汽管焊缝    88173269.9-0.08251主蒸汽管弯管5409.416500054099416.5257.5-0.0778515123.9主蒸汽管监督段纵向捷克5409.813760454011＞16056251.4-0.05972主蒸汽监督段横向67471.1316.6-0.03802主蒸汽管焊缝103862.4270.1-0.09202主蒸汽弯管纵向109156.2255.4-0.0701910CrMo910主蒸汽监督段前西德5409.83513254083993252.9-0.09007主蒸汽管焊缝84788.5253.5-0.0919410CrMo910主蒸汽监督段5409.8101557.45406＞10000246.7-0.10832 前西德5606＞10000205.9-0.1029310CrMo910主蒸汽直管段前西德5409.81060005401016529227.4-0.010350主蒸汽弯管段1014188.4237.4-0.1028410CrMo910主蒸汽母管前西德5409.810659254058277226.1-0.09140主蒸汽管焊缝96488.5176.0-0.0553112Cr1MoV主蒸汽管道监督段前苏联5409.85484954012＞7071292.6 -0.09524106000207071234.0-0.0642112Cr1MoV主蒸汽管监督段前苏联5109.89000054074517238.5-0.06918主蒸汽管弯头11066082614.3234.1-0.06747炉侧主蒸汽管道140690812343.6225.6-0.05835机侧主蒸汽管道170548718024.2248.5-0.0614212Cr1MoV主蒸汽管监督段前苏联5409.810179454094634.2227.1 -0.0621615453976048.3234.1-0.0675212Cr1MoV主蒸汽管监督段前苏联5409.8153291540710395146.5-0.03954主蒸汽管焊缝8＞13428250.9-0.110012Cr1MoV日本川崎钢铁公司  原始段51066164478.7-0.1032054056007.4389.8-0.1052157068422277.2-0.0934012Cr1MoV主蒸汽直管段心部前西德  原始段540109723.4418.9-0.127035外壁610138.6395.1-0.09516内壁611090.8401.8-0.0997712Cr1MoV主蒸汽直管段心部前西德  原始段540812618.2472.5-0.131173外壁814882.6395.4-0.106586 内壁810321.8458.7-0.12485012Cr1MoV主汽管直管段心部前西德  原始段58077027.8276.2-0.11067861074266.1227.8-0.1207012Cr1MoV主汽管弯管段心部前西德  原始段58074978.7337.7-0.13744061073422.2259.8-0.14564712Cr1MoV1)高温过热器管 5409.0210672857082256141.9-0.06615T91高温过热器管(T91—T91焊管)1)日本川崎钢铁公司  原始管6307＞16000256.0-0.109723T91—102对接焊管1)日本川崎钢铁公司  原始管6105＜11000281.0-0.098841)为爆管试验结果 附录B(提示的附录)若干种材料的低周疲劳参数表B1若干材料的低周疲劳参数材料热处理工艺试验温度℃σy(σ0.2)MpaσbMpaσ′f/Eσ′fMpabε′fc试验条件30Cr2MoV940～950℃鼓风冷却，680～700℃回火205357250.00466964-0.07310.2819-0.5588Z向，r=-1，Δ，N5f=(0.05～0.88Hz4504175250.00463880-0.09791.0982-0.79855003734540.00449849-0.10471.7341-0.88415503474210.00330611-0.07080.8241-0.7703450～550  0.00404764-0.09021.1311-0.8131P2模型叶轮热疲劳4416370.00253 -0.10000.7250-0.9800温度循环(300～500℃) ，保持时间1h，N028CrNiMoV950℃油淬700℃回火205847530.00242 -0.05301.0338-0.7594梯形波，Z向，拉、压保持时间1min，r=-1f=0.0067Hz，Nf19Mn5920℃正火620℃回火203375200.00438880-0.09200.3960-0.5520Z向，r=-1，Δ，Nff=(0.05～0.877)HzBHW35920℃正火630℃回火205196470.005121019-0.07820.3288-0.5650BHW35(焊缝)920℃正火630℃回火20 6530.006321170-0.10500.1111-0.4600D向，r=-1，Δ，Nff=(0.083～0.6667)Hz15CrMo 20 4550.00487962-0.11000.3990-0.5300Z向，r=-1，Δ，Nff=(0.125～1.39)HzSA299锻件正火253155400.0018 -0.06820.19030.5184Z向，r=-1，Δ，Nff=(0.3～0.5)Hz12Cr1MoV正火+回火203755090.00345 -0.06780.6114-0.6389Z向，r=-1，Δ，Nff=(0.1～0.625)Hz10CrMo910运行10.8万小时的主蒸汽管道材料20294520     Z向，r=-1，Δ，Nff=(0.28～2.45)Hz5402013340.00270452-0.08780.1398-0.4708 2Cr13叶片取样205567180.00520 -0.09550.9235-0.8052Z向，r=-1，Δ，Nfε=0.0041/sec，3.5%NaCl盐雾1000℃油淬700℃回火205637370.00517 -0.08590.7933-0.6634Z向，r=-1，Δ，Nff=(0.125～1.08)Hz16MnR焊缝区20385(母板)588(母板)0.00597 -0.07250.8380-0.6150D向，r=-1，Δ，N20 熔合区0.00680 -0.10101.9060-0.758020#热轧20 430 980-0.12000.3600-0.5400 1040(40#)锻造20 621 1540-0.14000.6100-0.57001045(45#)淬火、回火(640℃)20 724 1227-0.09501.0000-0.6600热拔20 1062 1450-0.10000.2200-0.5100注：Z向—轴向应变控制；D向—径向应变控制；Δ—三角波加载；r—应变比(r=εmin/εmax)；f—频率；Nf—破断循环周次；N5—稳定拉伸载荷下降5%时的循环周次；N0—叶根出现1mm长裂纹时的循环周次；N20—稳定拉伸载荷下降20%时的循环周次；ε—应变速率 附录C(提示的附录) 若干常用钢在高温下的屈服强度σy和断裂韧性K1c值表C1若干常用钢材在高温下的屈服极限σy和断裂韧性K1c值钢材名称热处理状态σy或σ0.2MPaK1cMPa主要用途16MnR钢板热轧274.4～313.6138.4～155.9压力容器15MnVR钢板热轧401.896.7～105.4压力容器18MnMoNbR退火+回火558.6121.5～143.8压力容器40号钢860℃正火294.071.3轴类40号钢860℃正火294.062.0机车主轴45号钢860℃正火294.062.9～64.8轴类45号钢860℃正火317.5～355.784.3～91.1汽轮机转子 45号钢860℃正火509.6100.8轴类45号钢850℃淬火550℃回火512.597.0～104.5轴类15MnV840℃水淬650℃回火392.0186.0轴类12CrMoV900℃正火630℃回火245.0163.4～166.2管子、容器12Cr1MoV540℃，8.8MPa压力下运行104h后220.5～318.572.9～164.9主蒸汽管道25Cr2MoV1040℃正火680℃回火744.873.2～97.0紧固件30Cr2MoV940℃空冷700℃回火329.2～568.4136.7～158.730万kW汽轮机高压转子30Cr2MoV940℃空冷700℃回火329.2～568.4151.9～163.730万kW汽轮机高压转子30Cr2MoV940℃空冷700℃回火329.2～568.4135.8～156.630万kW汽轮机高压转子30Cr2MoV940℃空冷700℃回火329.2～568.4137.6～146.630万kW汽轮机高压转子30Cr2MoV940℃空冷700℃回火329.2～568.4127.1～134.930万kW汽轮机高压转子30Cr2MoV940℃空冷700℃回火646.841.2～48.430万kW汽轮机高压转子30Cr2MoV940℃空冷700℃回火548.8130.2～155.0汽轮机转子28CrNi3MoV850℃油淬650℃回火965.5140.7汽轮机转子28CrNi3MoV850℃油淬650℃回火916.3131.8汽轮机转子30Cr2MoV 588.065.1～77.5汽轮机转子34Ni-Cr-Mo-V 637.0～686.0151.9～173.6汽轮机转子Cr12Mo1V1/4钢 705.668.2汽轮机转子30Cr2MoV 588.045.0汽轮机转子1(1/4)Cr-1Mo1/4V铸钢343.068.2汽缸17CrMo1V 490～539.043.4～50.2汽轮机焊接转子35CrNi2MoV 637.0～686.0106.3汽轮机低压转子34CrMo1A850℃油淬620℃回火646.887.4～93.9发电机转子34CrMo1A 490.0～548.875.6～98.6发电机转子34CrMo1A 715.492.1发电机转子34CrMo1A热轧392.0±98.089.9～124.0发电机转子 ЭИ415经670℃，20小时再回火686.0～705.665.4～126.2燃气轮机涡轮盘34CrNi3Mo850℃淬火500℃回火627.2～656.6144.2～158.1汽轮机叶轮34CrNi3Mo850℃淬火500℃回火558.683.4～109.7发电机转子34CrNi3Mo850℃淬火500℃回火725.2148.8～155.0汽轮机叶轮34CrNi3Mo850℃淬火500℃回火872.2～911.4102.0～140.7汽轮机叶轮34CrNi3Mo850℃淬火500℃回火617.4～686.0116.6～151.0汽轮机叶轮34CrNi3Mo850℃淬火500℃回火666.4～715.4115.3～163.7汽轮机叶轮34CrNi3Mo850℃油淬630℃回火715.4149.4发电机转子34CrNi3Mo850℃淬火500℃回火539.0102.0～133.9发电机转子34CrNi3Mo850℃淬火500℃回火686.0132.1～160.0汽轮机叶轮34CrNi3Mo850℃淬火500℃回火548.877.5发电机转子 附录D(提示的附录) 常用压力容器用钢的断裂韧性δcr数据表D1常用压力容器用钢的断裂韧性(δcr、σy)参考数据钢号板厚mm状态σyMPa断裂韧性值范围δcrmm平均值δcr20g16热轧313.60.114～0.1470.12620钢管13.5热轧274.40.207～0.2260.21616MnR60热轧294.00.176～0.1870.18216Mn(稀土)16热轧369.50.106～0.1230.11415MnVR20 401.80.076～0.0890.08115MnVN20调质553.70.080～0.0880.08418MnMoNbR(批1)50退火+回火558.60.101～0.1310.11818MnMoNbR(批2)50退火+回火455.70.120～0.1300.12514MnMoNbB16 859.50.058～0.0740.06414CrMnMoVB 调质741.90.10～0.110.1020CrNi3MoV 调质774.20.091～0.120.101Cr13 调质637.00.091～0.1030.098马氏体时效不锈钢  842.80.078～0.0850.081厚壁原子能压力容器用钢  666.40.22～0.2750.2601Cr18Ni9Ti60 245.00.240～0.265  19Mn565热轧345.50.193～0.3260.250BHW3590正火+回火529.20.196～0.2960.243110541.50.122～0.1550.14212Cr1MoV50喷水调质4160.1860.18622K(自动焊缝)90焊后退火254.90.268～0.280(WC)0.20～0.21(FL)0.2700.20522K(母材)90焊后退火249.90.18～0.200.1919Mn5(电渣焊缝)90正火+回火326.00.124(WC)0.115(FL) 16MnR(电渣焊缝)38 311.60.117～0.158(WC)0.165～0.20(HAZ)0.1370.18218MnMoNbR(自动焊缝)60焊后自次序，650℃退火441.0(母材)0.131～0.137(M)0.059～0.062(WC)0.087～0.113(HAZ)0.1340.06050.1018MnMoNbR(电渣焊缝)90正火+回火，调质 0.032～0.107(WC)0.038～0.058(WC)0.070.048BHW35(电渣焊缝)110 443.50.120(WC) 注：M—母材；FL—焊缝熔合线；WC—焊缝中心；HAB—热影响区 附录E(提示的附录) 若干种材料的疲劳裂纹扩展速率da/dN数据表E1若干种材料的da/dN数据钢号热处理制度试验条件da/dNmm/次ΔKth25Cr2NiMoV热影响区υ=36～220Hz，R=01.18×10-8(ΔK)3.40 900℃油淬 4.17×10-8(ΔK)2.086.28～6.51680℃回火   焊缝中心 4.64×10-10(ΔK)3.445.24～7.91热影响区 7.54×10-10(ΔK)3.516.38～8.24熔合线 3.14×10-10(ΔK)3.435.56～10.70Ni-Cr-MoCr-MoCr-Mo-VNi-Mo-V淬火+回火淬火+回火淬火+回火R=1/7R=1/7R=1/7R=1/74.5×10-9(ΔK)3.137.2×10-9(ΔK)3.01.49×10-7(ΔK)2.72.26×10-8(ΔK)2.56  淬火+回火34CrMo1A860℃淬油650℃回火ΔK=12～31 5.67×10-9(ΔK)2.97 34CrMi3Mo860℃加热780℃预冷、淬油650℃回火ΔK=25～622.2×10-8(ΔK)2.4 30Cr2MoV940℃空冷υ=160Hz1.76×10-8(ΔK)2.44 680℃炉冷ΔK≥12   υ=0.01Hz1.89×10-7(ΔK)2.08  ΔK≥27  25Cr2Ni4MoV 840℃喷水冷却600℃回火 1.65×10-9(ΔK)3.266.51 ЭЦ415  2.25×10-8(ΔK)2.68 ZG20CrMoV R=1/31.03×10-12(ΔK)5.3437.617CrMo1V  调质υ=38～220Hz，R=01.18×10-8(ΔK)2.58 焊缝中心υ=38～220Hz，R=02.36×10-8(ΔK)3.15 边缝中心υ=38～220Hz，R=02.67×10-8(ΔK)3.26 40860℃正火ΔK=19～501.04×10-9(ΔK)3 45860℃正火ΔK=11～231.63×10-8(ΔK)2.7523.119Mn5   920℃正火υ=12Hz，20℃1.55×10-8(ΔK)3.41 620℃回火ΔK=19～57  (母材、焊缝、熔合线)υ=12Hz，320℃2.13×10-9(ΔK)3.24  ΔK=19～57  A533，GRADEBCLASS1母材、焊缝、热影响区υ=10Hz8.2×10-9(ΔK)2.2(上限)  A514，GRADEABS4360—50D母材、焊缝、热影响区υ=0.1～5Hz，316℃1.6×10-6(ΔK)3  υ=0.25～30Hz1.36×10-8(ΔK)4.2  R=0.08～0.7   (中心表面裂纹板)  C-Mn钢母材、焊缝、热影响区 1.9×10-9(ΔK)3 BHW35920℃正火，630℃回火 1.92×10-9(ΔK)2.6 22K   焊缝材料R=01.13×10-12(ΔK)5.25   4.2×10-12(ΔK)5.25   (上限)  水中6.3×10-11(ΔK)5.25 20SiMn焊缝材料 1.95×10-9(ΔK)3.366.44～11.28A—533B  5.17×10-9(ΔK)3.06 SA508，CLASS2，3 空气中，亚表面缺陷水反应堆环境，表面缺陷R=0～0.254.75×10-9(ΔK)3.7266.76×10-9(ΔK)3.726  SYT—NSTY—RSTY—N轧态R=0.15.63×10-10(ΔK)4.0 轧态R=0.092.87×10-10(ΔK)4.05 退火R=0.084.58×10-8(ΔK)2.45 14MnMoNbB920℃淬火，620℃回火ΔK=31～622.61×10-8(ΔK)2.5 18MnMoNb正火筒体八字裂纹，R=05.44×10-9(ΔK)3 调质(内压疲劳试验)1.36×10-8(ΔK)2.7 16MnR，20g υ=1.3～2.5次/min4.2×10-9(ΔK)3.15 14SiMnCrNiMoV930℃淬火610℃回火ΔK=15.5～625.90×10-8(ΔK)2.44 12CrNiMoV930℃正火930℃淬火610℃回火ΔK=22～625.96×10-8(ΔK)2.44 注： 1.表中ΔK的单位为；2.R—应力比(R=σmin/σmax)；3.υ—频率；4.碳钢和碳锰钢：ΔKth=190(1-0.76R)；对其他钢材：ΔKth=222(1-0.85R)，当R＞0.1时；ΔKth=191，当R≤0.1时 附录F(提示的附录)几种典型部件及材料的设计疲劳寿命曲线F1压力容器用钢的疲劳寿命曲线图F1～图F4示出了几个国家标准中提供的压力容器的典型设计疲劳寿命曲线，图F5～图F7为2.25Cr-1Mo(10CrMo910)和AISI316、AISI304不锈钢在不同温度下的应变—寿命疲劳曲线。图F1ASME压力容器设计疲劳寿命曲线 图F2ГOCT的设计疲劳寿命曲线  图F3TRD301压力容器设计疲劳寿命曲线 图F4BS5500压力容器设计疲劳寿命曲线 图F52.25Cr1Mo钢的应变设计疲劳寿命曲线  图F6AIS316不锈钢的应变设计疲劳寿命曲线图F7AIS304不锈钢的应变设计疲劳寿命曲线 F2转子及转子钢的疲劳寿命曲线F2.1以扭转变形为主的发电机转子，其低周疲劳的应变—寿命关系为(F1)式中：γa——扭转应变幅；2Nf——循环反向数；A、B、b′、C′——均为材料常数。表F1列出几种转子钢的A、B、b′、C′值。表F1几种钢的扭转应变疲劳常数材料材料扭转常数 剪切模量GMPaAb′BC′CrMoV827600.0059-0.0521.69-0.64NiCrMoV806700.0055-0.0541.69-0.62NiMoV827600.0048-0.0431.24-0.59 图F8NiCrMoV钢扭转应变疲劳寿命曲线 图F9西屋公司的转子疲劳寿命曲线  图F10GEC公司的转子疲劳寿命曲线 图F11Timo疲劳寿命曲线图F8为NiCrMoV钢典型的扭转应变—寿命曲线。F2.2汽轮机转子疲劳寿命曲线对于汽轮机转子钢的疲劳寿命曲线分为应力—寿命和应变—寿命两种曲线，前者见图F9，后者见图F10～图F12。 图F12苏联P2M钢的疲劳寿命曲线  附录G(提示的附录) 关键部件寿命评估举例G1主蒸汽管道主蒸汽管道通常在高温高压或中温中压条件下运行，主要的失效方式为蠕变损伤，其寿命评估广泛采用以持久强度为主的综合分析法。某厂一台HG—410/100—7型锅炉，过热蒸汽压力为9.8MPa，温度540℃。主蒸汽管道材料为前西德的10CrMo910钢，规格为φ273×22，1975年12月底投运，至1992年1月，机组累计运行101557.4h，监督段最大蠕变变形为0.908%，需对主蒸汽管道作寿命评估。G1.1收集资料按导则正文4.2.1条收集机组或部件设计、安装和运行资料。G1.2部件现状检查按导则正文4.2.2条进行主蒸汽管道现状检查。G1.3壁厚校核按下式计算管道的理论壁厚：(G1)式中：pjs——计算压力，MPa(表压)(p=9.8MPa)；Dw——管子外径，mm(Dw=273mm)；n——纵焊缝减弱系数(对无缝钢管取1)；［σ］——材料的许用应用，MPa(按标准取54.6MPa)。由式(G1)计算的SL=22.5mm。管道需要的最小壁厚Smin=SL+C。C为考虑管道的腐蚀减薄与钢管的下偏差负值之和，对在役管道，只考虑腐蚀减薄量，一般取0.5mm，故： Smin=22.5+0.5=23.0(mm)实测管子的最小壁厚为19.5mm，小于计算的最小壁厚(23.0mm)，故该主蒸汽管道不满足壁厚要求。G1.4对监督段割管取样进行力学性能和微观结构检查G1.4.1微观结构分析微观分析表明，管道的金相组织为粒状贝氏体+铁素体，晶界碳化物呈串链状，数量较多。有些晶界上存在单个蠕变孔洞(1～2μm)，管子表面有1～2个晶粒深的沿晶裂纹。说明该管道材料已出现明显的蠕变损伤。另外，钢中Cr、Mo元素有16.42%和73.06%已进入碳化物中，碳化物相以M23C6和M6C为主，这标志着管道材料的老化程度已较严重。G1.4.2蠕变、持久强度试验对割管材料在540℃和560℃下分别进行蠕变断裂试验，用最小二乘法对数据进行拟合，得到540℃下的持久强度计算公式为：σ=246.7(tr)-0.10832(G2)式中：σ——应力，MPa；tr——断裂时间，h。G1.5应力分析管系结构应力分析表明，管系危险截面在锅炉蒸汽出口的水平段处(即监督段部位)，其内压折算应力σzs为(G3)式中：S——测定的最小壁厚(19.5mm，已考虑了腐蚀减薄量)；η——基本许用应力修正系数(对无缝管取1)。G1.6剩余寿命估算G1.6.1通常，按持久强度外推法估算管道寿命。按持久强度外推法估算管道寿命时，安全系数n=1.5，但研究表明n可以降低至1.3～1.4，继续服役的最小安全裕度可取1.2。由此估算得该管道在不同安全系数下的剩余寿命分别为n=1.5时tr=6353hn=1.3时tr=23807hn=1.2时tr=49852hG1.6.2由微观组织来看，晶界出现蠕变孔洞，碳化物呈串链状，已有73.06%的Mo已进入碳化物中，故材料的蠕变老化损伤严重。G2带缺陷汽包的安全性评定与剩余寿命估算经对汽包焊缝进行探伤发现有不少超标缺陷(如裂纹、夹杂、气孔等)时，需要采用断裂力学方法对缺陷进行安全性评定。DL440—91《在役电站锅炉汽包的检验、评定及处理规程》中推荐首先进行评定，当评定为不可接受的缺陷时，再进行挖补处理。汽包的缺陷评定可参照《CVDA—1984压力容器缺陷评定规范》进行，评定程序见正文图2。某电厂有一台型号为DG—300/100—4锅炉，汽包工作压力为11.27MPa，温度320℃。汽包材料为19Mn5，内径1600mm，壁厚90mm，由4个筒节和两个封头拼焊而成。该台炉1976年投运，1990年7月检修期间，对汽包纵、环焊缝进行了超声波探伤，共发现可记录缺陷442个，最严重缺陷在纵3焊缝的熔合线处。该缺陷性质定为裂纹，长100mm，自身高度为15mm，裂纹边缘距汽包内壁为24.8mm，距外壁为50.2mm，属埋藏裂纹，现对其安全性进行评定。G2.1收集资料 G2.1.1制造资料：产品质保书，强度计算书，制造工艺等资料。G2.1.2运行资料：运行参数明确，自投运到1990年7月检修，累计运行近70000h，起停约250次。G2.1.3历次检查资料：超声波探伤记录，硬度检查记录等。G2.2汽包现状检查根据1990年7月的超声波探伤记录和以前历次的汽包普查记录，该汽包母材的金相组织为铁素体+珠光体(正常)，硬度HB146，筒体最小壁厚88.4mm，封头最小壁厚87.4mm，缺陷处壁厚90.0mm。G2.3缺陷当量裂纹尺寸在所查的442个缺陷中，纵3焊缝熔合线部位长100mm，自身高度为15mm的埋藏型裂纹最为严重，裂纹边缘距汽包表面的最近距离为24.8mm。对于长2c，自身高度为2a的埋藏裂纹，其等效裂纹尺寸按下式计算：(G4)式中：P1——裂纹边缘距汽包外表面最近距离(P1=24.8mm)。由式(G4)计算的=7.1mm。表G1电渣焊缝材料的性能数据性能指标试验温度(℃)20320屈服强度σyMPa326213.7弹性模量EMPa207378188674裂纹张开位移δcrmm 0.0935 G2.4汽包材料性能数据的选取G2.4.1力学性能利用与汽包同牌号的19Mn5钢板、焊制样品，加工成试样实测。表G1为电渣焊缝材料的性能数据。 G2.4.2物理性能为便于对汽包的热应力进行分析，测定了19Mn5钢有关物理性能。选取200℃的物理性能数据作为计算热应力的依据：线膨胀系数(1/℃)14.5×10-6泊松比0.29弹性模量(MPa)206000热导率［W/(m·K)］47.3比热［J/(g·℃)］0.51G2.5应力分析与计算由于最严重的缺陷在熔合线部位且平行于汽包轴向，只有环向应力才会引起裂纹的张开与扩展，故应力分析只计算环向应力。G2.5.1焊缝引起的应力集中系数汽包焊缝错边量h=3mm，角变形w=4mm，壁厚S=90mm，则应力集中系数Kt为：(G5)G2.5.2内压引起的环向膜应力(G6)式中：p——压力(11.27MPa)；Rm——筒体平均半径(845mm)。G2.5.3内压引起的沿截面分布的面外弯曲应力的当量拉应力(G7)(G8)(G9)式中：σb——系数，对于埋藏裂纹σb=0.25；β——筒体外、内半径之比，β=1.113。由内压引起的环向应力计算结果见表G2。表G2内压引起的环向应力应力类别运行工况应力类别运行工况(p=11.27MPa)超水压试验(p=14.1MPa)膜应力MPa118.2147.9面外弯曲应力MPa1.41.8 G2.5.4热应力 由于上、下壁温差引起的热应力为轴向应力与熔合线裂纹平行，故计算中不考虑。采用二维有限元程序，计算锅炉冷态启动下内外壁温差引起的环向热应力，在纵3焊缝处为20.9MPa。G2.5.5焊缝残余应力用盲孔法测得纵3焊缝处最大残余应力为117.6MPa，但考虑到内部残余应力较表面残余应力低，故对沿焊缝残余应力取0.3σy(97.8MPa)，垂直于焊缝方向的残余应力取49MPa。G2.5.6总应力和总应变由内压应力、热应力和焊缝残余应力组合的环向应力为118.2+1.4+20.9+49=189.5(运行工况下)147.9+1.8+49=198.7(超水压试验工况下)缺陷部位的应变将运行工况和超水压试验工况下的应力和相应温度下的弹性模量代入上式得：e工=1004×10-6e超=958×10-6材料的屈服应变将室温与320℃下材料的σy和E分别代入上式得：ey工=1133×10-6ey超=1572×10-6G2.6安全性评定由应力与应变分析可知，e/ey＜1，按下式计算允许裂纹当量尺寸：(G10)将运行工况(320℃)和超水压试验条件(20℃左右)下的δcr、e和ey分别代入式(G10)，得到两种工况下允许的当量裂纹尺寸分别为23.2mm和34.1mm。＜所以，缺陷的安全性评定结果认为，纵3焊缝上的100mm长的埋藏裂纹不会引起汽包的一次性破坏。G2.7剩余寿命估算G2.7.1疲劳裂纹扩展速率选取对19Mn5钢母材和电渣焊缝材料实验测定其疲劳裂纹扩展速率，其速率表达式为(G11)CVDA—1984压力容器缺陷评定规范中推荐的铁素体钢的da/dN为(G12) 偏于安全考虑，da/dN选取式(G12)。G2.7.2等效应力强度因子变化幅(G13)式中：Δσ——循环应力范围，不包括焊缝残余应力；Δσw——面外弯曲应力范围。将G2.5中应力分析结果代入式(G13)得：(N/mm3/2)G2.7.3疲劳寿命计算当长2c=100mm，自身高度2a=15mm裂纹向汽包壁厚内、外方向各扩展10.5mm，这时就成为表面裂纹，此时的当量裂纹尺寸远大于。所以裂纹的允许扩展量为10.5mm，于是其疲劳寿命可按下式计算：(G14)将a=7.5mm、ac=18mm、D=1.7×10-15、α=4、ΔKe=676.9N/mm3/2代入式中，得N=12255次。G2.7.4剩余寿命分析对于用小试样在高频率循环下测得的疲劳裂纹扩展速率所计算的N，尚需考虑频率效应与板厚效应。通常，在很低频率下，疲劳循环次数要下降15%，板厚效应下降5%，再依据ASME压力容器疲劳寿命分析，对疲劳循环数取20倍系数后，则这台汽包的剩余寿命为490次。 '