汽輪機高溫部件總壽命的計算方法及工程驗證

史進淵

(上海發電設備成套設計研究院有限責任公司，上海 200240)

汽輪機的高溫部件包括超高壓模塊、高壓模塊與中壓模塊的轉子、內缸、外缸和閥殼等部件。在汽輪機起動、停機與負荷變動的瞬態工況下，由于力載荷和熱載荷會引起低周疲勞作用，導致汽輪機高溫部件的低周疲勞裂紋萌生及擴展。汽輪機在帶負荷運行的穩態工況下，由于工作溫度與力載荷引起的蠕變作用，導致汽輪機高溫部件蠕變裂紋萌生與擴展。在汽輪機運行過程中，起動、停機與負荷變動等瞬態工況與帶負荷運行的穩態工況交替出現，汽輪機高溫部件交替發生低周疲勞與蠕變損傷，繼而發生裂紋萌生與裂紋擴展。

汽輪機高溫部件在低周疲勞與蠕變交互作用下的壽命計算涉及汽輪機的安全運行，國內外學者開展了一些研究工作。早在1969年，Timo[1]提出了汽輪機高溫部件低周疲勞裂紋萌生壽命的計算方法。史進淵等[2]給出了汽輪機高溫部件蠕變裂紋萌生壽命的計算方法。 1977年，Kumeno等[3]提出了汽輪機轉子低周疲勞裂紋擴展壽命的計算方法。史進淵等[4]將汽輪機轉子低周疲勞裂紋擴展壽命的計算方法應用于汽輪機焊接低壓轉子脆性斷裂評定。 Swaminatha等[5]給出了汽輪機高中壓轉子蠕變裂紋擴展壽命的計算方法。汽輪機高溫部件通常采用線性[6-7]和非線性壽命累積損傷模型[8]來評定低周疲勞與蠕變交互作用下的裂紋萌生壽命累積損耗，工程上在考慮蠕變斷裂力學參量的基礎上研究其低周疲勞與蠕變交互作用下的裂紋擴展壽命[9-11]。盡管研究人員對汽輪機高溫部件在低周疲勞與蠕變交互作用下的壽命開展了研究，但由于影響這些部件壽命的因素眾多，仍缺少合適的壽命計算方法可供使用。

汽輪機高溫部件的壽命計算面臨諸多技術難點：一是汽輪機材料的疲勞與斷裂力學性能數據，大多是在某一溫度下一維試棒(單軸)的對稱疲勞循環試驗結果，在不同溫度下三維汽輪機高溫部件的壽命計算涉及非對稱疲勞循環和多軸疲勞壽命建模；二是低周疲勞裂紋萌生壽命與裂紋擴展壽命的單位是疲勞循環次數，而蠕變裂紋的萌生壽命與擴展壽命的單位是運行小時數，電站用戶希望采用年數來表示汽輪機高溫部件的日歷壽命；三是同時考慮汽輪機高溫部件在低周疲勞與蠕變交互作用下裂紋萌生與裂紋擴展的日歷總壽命的設計和評定，還沒有合適的方法可供使用；四是汽輪機高溫部件的壽命計算值很難通過電站的使用實踐來進行工程驗證。

國內620 ℃的一次再熱與二次再熱汽輪機已經投入運行，伴隨著汽輪機進汽溫度的不斷提高，高溫部件的材料強度已接近使用極限。電站業主對汽輪機的壽命要求不斷提高，火電機組已經從30 a提高到40 a，核電機組已從40 a提高到60 a。電力行業提出的汽輪機快速起動、快速負荷變動、常態化深度調峰或兩班制運行等新的靈活性要求，導致汽輪機壽命損傷大，影響其安全性。筆者針對汽輪機的高參數、長壽命和運行靈活性，研究了汽輪機高溫部件在低周疲勞與蠕變交互作用下總壽命計算方法并進行工程驗證，對于保障汽輪機的安全運行是一項重要的工作。

1 裂紋萌生壽命的計算方法

工程上，把長度為0.3～0.5 mm、深度為0.1～0.15 mm的裂紋稱為工程裂紋，也稱初始裂紋或宏觀裂紋。裂紋萌生壽命指的是在某種或某幾種損傷機理的作用下，從汽輪機高溫部件首次投入運行到部件出現第一條工程裂紋的運行時間或疲勞循環次數，即出現工程裂紋的壽命。汽輪機高溫部件的主要損傷機理是低周疲勞和蠕變，因此需要計算低周疲勞裂紋萌生壽命和蠕變裂紋萌生壽命。

1.1 低周疲勞裂紋萌生壽命

汽輪機高溫部件的低周疲勞裂紋萌生壽命的預測屬于多軸疲勞問題，采用最大瞬態應變和最小瞬態應變的非對稱循環法[12]來計算。研究多軸疲勞理論的目標是根據材料單軸對稱疲勞循環的試驗數據曲線，預測復雜加載條件下汽輪機高溫部件三維結構多軸應力狀態的非對稱疲勞循環的低周疲勞裂紋萌生壽命。

1.1.1 確定帶有正號或負號的等效應變

采用有限元分析方法計算汽輪機高溫部件在起動、停機或負荷變動等過程的瞬態應力場，根據von Mises公式計算得出的等效應變εeq為正值，而汽輪機高溫部件低周疲勞循環的最大主應變εmax和最小主應變εmin均有可能是正值、負值或零。在構建汽輪機高溫部件非對稱低周疲勞循環的壽命計算模型時，就需要確定等效應變的正負號。根據文獻[13]～文獻[14]，采用sign(ε1+ε3)識別等效應變的正負號。帶有正號或負號的等效應變εei計算公式為

sign(ε1+ε3)=εeqsign(ε1+ε3)

(1)

式中：sign(x)為符號函數，若x>0，則sign(x)=1,若x<0，則sign(x)=-1;i=1,2,…,m。

1.1.2 計算低周疲勞裂紋萌生的應變幅

將汽輪機的一次冷態起動與一次滑參數停機構成一個低周疲勞循環，一次溫態起動與一次正常停機構成一個低周疲勞循環，一次熱態起動與一次正常停機構成一個低周疲勞循環，一次極熱態起動與一次事故停機構成一個低周疲勞循環，一次大的升負荷(25%升至75%～100%)與一次大的降負荷(75%～100%降至25%)構成一個大負荷變動的低周疲勞循環，一次小的升負荷(50%至75%～100%)與一次小的降負荷(75%～100%降至50%)構成一個小的負荷變動的低周疲勞循環。汽輪機高溫部件的起停低周疲勞循環和負荷變動低周疲勞循環屬于非對稱循環，在汽輪機高溫部件的一個低周疲勞循環中，εmax和εmin的計算公式分別為

εmax=max{εe1,εe2,…,εei,…,εem}

(2)

εmin=min{εe1,εe2,…,εei,…,εem}

(3)

假定不同的起動、負荷變動或停機過程中εmax和εmin的方向相同，采用εei來計算汽輪機高溫部件的低周疲勞循環應變幅εa，其計算公式為

(4)

式中:Δε為疲勞循環的應變范圍或全應變。

1.1.3 計算循環的等效應變幅

考慮材料缺口敏感性、低周疲勞循環不對稱性、高周疲勞和高溫持久強度等影響因素修正后，汽輪機高溫部件非對稱低周疲勞循環的等效應變幅εaeq的計算公式為

(5)

1.1.4 確定低周疲勞裂紋萌生壽命

根據疲勞循環的等效應變幅εaeq查材料低周疲勞裂紋萌生壽命曲線εai=f(Ni)，可確定汽輪機高溫部件的非對稱低周疲勞循環次數Ni，即低周疲勞裂紋萌生壽命。

1.2 蠕變裂紋萌生壽命

根據文獻[2]和文獻[12]，采用穩定蠕變應力與拉森-米勒參數(Larson-Miller Parameter)的外推法計算汽輪機高溫部件蠕變裂紋萌生壽命。

1.2.1 確定材料持久強度曲線

汽輪機高溫部件材料持久強度στ的拉森-米勒參數可表示為試驗溫度T和斷裂時間tr的函數：

T(C+lgtr)=A0+A1lgστ+A2lg2στ+A3lg3στ+

A4lg4στ+A5lg5στ

(6)

tr=10x

(7)

(8)

式中:στ為對應于斷裂時間tr的材料持久強度；C為材料常數；A1、A2、A3、A4和A5為材料試驗常數。

1.2.2 確定穩定蠕變應力對應的材料斷裂時間tr

采用有限元分析方法確定汽輪機高溫部件的穩態溫度場和穩定蠕變等效應力σc，利用汽輪機高溫部件的σc和工作溫度T0，根據式(6)，可確定σc對應的材料斷裂時間tr。

1.2.3 計算蠕變裂紋萌生壽命

根據文獻[2]和文獻[12]確定安全系數nt，汽輪機高溫部件蠕變裂紋萌生壽命τic的計算公式為

(9)

2 裂紋擴展壽命的計算方法

在某種或某幾種損傷機理的作用下，從工程裂紋擴展到可能發生斷裂的臨界裂紋尺寸(或具體裂紋尺寸)所經歷的運行時間或疲勞循環次數稱為裂紋擴展壽命。汽輪機高溫部件的裂紋擴展壽命主要包括低周疲勞裂紋擴展壽命和蠕變裂紋擴展壽命。

2.1 低周疲勞裂紋擴展壽命

對于汽輪機高溫部件，采用最大主應力與斷裂力學的方法計算低周疲勞裂紋擴展壽命。

2.1.1 計算最大應力和應力范圍

建立汽輪機高溫部件的三維有限元模型，加載汽輪機起動、停機、負荷變動或超速試驗等瞬態過程的熱載荷與力載荷，可計算出汽輪機瞬態工況下不同時刻汽輪機高溫部件的瞬態溫度場和應力場。通過對汽輪機高溫部件瞬態應力場的分析，可以確定汽輪機瞬態工況的最大主應力σ1max。通常汽缸與閥殼的外表面以及轉子內表面與轉子內部的最大拉應力出現在汽輪機的起動過程中，汽缸與閥殼的內表面以及轉子外表面的最大拉應力出現在汽輪機停機過程中。汽輪機高溫部件低周疲勞裂紋擴展的最大應力σmaxL的計算公式為

σmaxL=σ1max+σre

(10)

式中：σre為汽輪機高溫部件的殘余應力；實際上最大主應力σ1max與σre的方向并不相同，壽命計算中假定σ1max與σre的方向相同，計算結果偏于安全[15]。

考慮到汽輪機停機時部件的應力為零，即低周疲勞裂紋擴展的最小應力σminL=0，汽輪機高溫部件低周疲勞裂紋擴展的應力范圍ΔσL的計算公式為

ΔσL=σmaxL-σminL=σmaxL

(11)

2.1.2 計算低周疲勞臨界裂紋尺寸

根據文獻[16]，汽輪機高溫部件低周疲勞臨界裂紋尺寸acL的計算公式為

(12)

式中:KIC為材料的斷裂韌性；M為根據文獻[3]和文獻[12]確定的與裂紋部位和橢圓形裂紋形狀參數有關的常數。

2.1.3 計算低周疲勞裂紋擴展壽命

低周疲勞裂紋擴展壽命Np的計算公式為

(13)

式中:ai為工程裂紋深度，在制造與使用階段，可依據實際裂紋的探傷數值確定，此處取ai=0.1 mm；C0、m0為低周疲勞裂紋擴展的材料試驗常數[12]。

2.2 蠕變裂紋擴展壽命

對于汽輪機高溫部件，采用穩定蠕變最大主應力與斷裂力學的方法計算蠕變裂紋擴展壽命。

2.2.1 計算穩定蠕變最大應力

通過建立汽輪機高溫部件的三維有限元模型，加載汽輪機設計工況熱載荷與力載荷，可計算得出汽輪機設計額定工況下高溫部件的穩態溫度場和穩定蠕變最大主應力σ1c。汽輪機高溫部件蠕變裂紋擴展的穩定蠕變最大應力σmaxc的計算公式為

σmaxc=σ1c+σre

(14)

2.2.2 計算蠕變臨界裂紋尺寸

汽輪機高溫部件蠕變臨界裂紋尺寸acc為

(15)

2.2.3 計算蠕變裂紋擴展壽命

(16)

C*=Aa

(17)

(18)

在汽輪機的帶負荷穩態運行過程中，推導汽輪機高溫部件從初始裂紋ai至蠕變臨界裂紋尺寸acc的蠕變裂紋擴展壽命τpc計算式：

(19)

(20)

當m4<1時，

(21)

當m4=1時，

(22)

當m4>1時，

(23)

3 日歷壽命的計算方法

汽輪機高溫部件的裂紋萌生壽命和裂紋擴展壽命可以采用日歷年數表示為日歷壽命，此時的裂紋萌生壽命稱為裂紋萌生日歷壽命，裂紋擴展壽命稱為裂紋擴展日歷壽命。

3.1 裂紋萌生日歷壽命

對于變幅載荷汽輪機高溫部件，在裂紋萌生階段，考慮到拉應力與壓應力、正應變與負應變均可引起裂紋萌生，假定帶負荷運行穩態工況以及不同瞬態工況下的最大應變與最小應變的方向相同，應用Palmgern-Miner壽命損耗線性疊加法則[17-18]，計算汽輪機高溫部件的裂紋萌生日歷壽命。

3.1.1 汽缸與閥殼

對于汽輪機的汽缸、閥殼等靜止高溫部件，針對汽輪機不同的起動、停機、負荷變動等瞬態工況以及帶負荷運行穩態工況，在計算得出低周疲勞裂紋萌生壽命與蠕變裂紋萌生壽命后，這些高溫部件的裂紋萌生壽命累積損耗Ei、年均壽命損耗eyi和裂紋萌生日歷壽命τCLi的計算公式分別為

(24)

(25)

(26)

式中:D為小于等于1的壽命損傷系數；n為實際起動或停機的次數；y為年均次數；下標c表示冷態起動，w表示溫態起動，h表示熱態起動,r表示極熱態起動,1表示大負荷變動,2表示小負荷變動；tSH為實際運行小時數；ty為年均運行小時數。

3.1.2 轉子

對于汽輪機的轉子等轉動高溫部件，除了要考慮汽輪機不同的起動、停機、負荷變動等瞬態工況以及帶負荷運行穩態工況外，還要考慮汽輪機超速試驗的瞬態工況，在計算得出低周疲勞裂紋萌生壽命與蠕變裂紋萌生壽命后，汽輪機高中壓轉子的裂紋萌生壽命累積損耗Ei、年均壽命損耗eyi和裂紋萌生日歷壽命τCLi的計算公式分別為

(27)

(28)

(29)

其中，下標110、120分別表示110%超速試驗過程和120%超速試驗過程。

3.2 裂紋擴展日歷壽命

在汽輪機高溫部件的裂紋擴展階段，汽輪機帶負荷運行穩態工況發生蠕變裂紋擴展，汽輪機起動、停機、負荷變動或轉子超速試驗過程等瞬態工況發生低周疲勞裂紋擴展。考慮到壓應力不會引起裂紋擴展，只有拉應力才會引起裂紋擴展，對于汽缸與閥殼的外表面以及轉子內部，通常在起動過程與負荷變動升負荷過程中出現最大主應力，發生低周疲勞裂紋擴展；對于汽缸與閥殼的內表面以及轉子外表面，通常在停機過程與負荷變動降負荷過程中出現最大主應力，發生低周疲勞裂紋擴展；對于汽輪機轉子，還要考慮汽輪機110%超速試驗過程以及120%超速運行的低周疲勞裂紋擴展；對于變幅載荷的汽輪機高溫部件，在裂紋擴展階段，假定不同的起動、停機、負荷變動或超速試驗等瞬態工況以及帶負荷運行穩態工況的最大主應力的方向相同，同樣應用Palmgern-Miner壽命損耗線性疊加法則[17-18]，計算汽輪機高溫部件的裂紋擴展日歷壽命。

3.2.1 汽缸與閥殼的外表面

對于汽輪機高中壓汽缸與閥殼的外表面，在起動與負荷變動升負荷的瞬態工況出現最大應力引起的低周疲勞裂紋擴展，帶負荷運行穩態工況穩定蠕變最大應力導致裂紋蠕變擴展。高中壓汽缸與閥殼的外表面的裂紋擴展壽命累積損耗Ep、年均壽命損耗eyp和裂紋擴展日歷壽命τCLp的計算式分別為

(30)

(31)

(32)

3.2.2 汽缸與閥殼的內表面

對于汽輪機高中壓汽缸與閥殼的內表面，在停機與負荷變動降負荷的瞬態工況出現最大主應力，引起低周疲勞裂紋擴展，帶負荷運行的穩態工況導致裂紋蠕變擴展。高中壓汽缸與閥殼的內表面的裂紋擴展壽命累積損耗Ep、年均壽命損耗eyp和裂紋擴展日歷壽命τCLp的計算公式分別為

(33)

(34)

(35)

式中:下標s表示滑參數停機，n表示正常停機，e表示事故停機。

3.2.3 轉子外表面

對于汽輪機高中壓轉子外表面，在停機、負荷變動降負荷、110%以及120%超速試驗的瞬態工況出現最大主應力，引起低周疲勞裂紋擴展，帶負荷運行的穩態工況導致裂紋蠕變擴展。汽輪機高中壓轉子外表面的裂紋擴展壽命累積損耗Ep、年均壽命損耗eyp和裂紋擴展日歷壽命τCLp的計算公式分別為

(36)

(37)

(38)

3.2.4 轉子內部

對于汽輪機高中壓轉子內部，在起動、負荷變動升負荷、110%以及120%超速試驗的瞬態工況出現最大主應力，引起低周疲勞裂紋擴展，帶負荷運行的穩態工況導致裂紋蠕變擴展。汽輪機高中壓轉子內部的裂紋擴展壽命累積損耗Ep、年均壽命損耗eyp和裂紋擴展日歷壽命τCLp的計算公式分別為

(39)

(40)

(41)

4 總壽命的設計與評定方法

在低周疲勞和蠕變的交互作用下，從汽輪機高溫部件首次投入運行到可能發生斷裂的臨界裂紋尺寸(或具體裂紋尺寸)為止，高溫部件所經歷的運行時間與疲勞循環次數稱為總壽命。汽輪機高溫部件總壽命由裂紋萌生壽命和裂紋擴展壽命兩部分構成，也稱為全壽命或致斷壽命，以日歷年數表示的總壽命稱為日歷總壽命。

4.1 總壽命的計算方法

在低周疲勞與蠕變交互作用下，汽輪機高溫部件的總壽命損耗Et、日歷總壽命τCLt分別為

Et=Ei+Ep

(42)

τCLt=τCLi+τCLp

(43)

4.2 總壽命的評定方法

在汽輪機高溫部件的設計階段，用Y0表示電站業主要求的使用壽命年數，汽輪機高溫部件τCLt的安全性評定判據如下：

(1)若τCLi+τCLp≥Y0，在低周疲勞與蠕變交互作用下，汽輪機高溫部件日歷總壽命的設計是安全的。

(2)若τCLi+τCLp

4.3 剩余日歷壽命的計算方法

汽輪機高溫部件從首次并網投入運行日至剩余壽命評估日之間的日歷年數稱為日歷壽命的實際值，用符號τ表示。汽輪機高溫部件的剩余壽命百分數ERL和剩余日歷壽命τRL的預測公式分別為

ERL=(D+1)-(Ei+Ep)

(44)

τRL=(τCLi+τCLp)-τ

(45)

4.4 剩余日歷壽命的評定方法

在汽輪機高溫部件的使用階段，汽輪機高溫部件剩余日歷壽命的安全性評定判據如下：

(1)若τRL≥(Y0-τ)，在低周疲勞與蠕變交互作用下，汽輪機高溫部件剩余日歷壽命是安全的。

(2)若τRL<(Y0-τ)，在低周疲勞與蠕變交互作用下，汽輪機高溫部件剩余日歷壽命是不安全的。

5 工程驗證實例

5.1 工程實例

某電廠2臺超臨界600 MW汽輪機高壓內缸的結構如圖1所示，該高壓內缸的壽命薄弱部位是該內缸外表面的部位P。該電廠1號汽輪機運行10.67 a，在大修中發現P處有整圈裂紋，裂紋深度為10 mm。該電廠2號汽輪機運行12.17 a，在大修中發現其P處也有整圈裂紋，裂紋深度為5 mm。

圖1 某超臨界600 MW汽輪機高壓內缸的示意圖

這2臺超臨界汽輪機從首次并網至大修發現裂紋期間的實際運行小時數、實際起動次數與實際大負荷變動次數見表1。由于缺少這2臺汽輪機的小負荷變動次數統計結果，在表1中，按照實際運行小時數除以24 h來確定小負荷變動次數。2臺超臨界汽輪機的年均運行小時數、年均起動次數與年均負荷變動次數的計算結果見表2。

應用本文方法，計算得出該高壓內缸的裂紋萌生壽命(見表3)、1號汽輪機高壓內缸P處從0.1 mm到10 mm的裂紋擴展壽命的計算結果以及2號汽輪機高壓內缸P處從0.1 mm到5 mm的裂紋擴展壽命(見表4)。

表1 運行數據

表2 年均數據的計算結果

表3 變幅載荷裂紋萌生壽命的計算結果

表4 變幅載荷裂紋擴展壽命的計算結果

根據表2～表4的數據，給定D=1，代入式(26)和式(32)，得出1號汽輪機高壓內缸裂紋萌生日歷壽命和裂紋擴展日歷壽命的計算結果分別為τCLi=6.181 a，τCLp=4.929 a。采用同樣方法，計算得到2號汽輪機高壓內缸τCLi=6.115 a，τCLp=5.996 a。

為了分析這2臺汽輪機高壓內缸裂紋萌生與裂紋擴展的壽命累積損耗，定義裂紋萌生所占壽命累積損耗的百分比x，x=τCLi/τ。對于1號汽輪機，x=57.9%；對于2號汽輪機，x=50.2%。由x可以得出這2臺汽輪機裂紋萌生的運行小時數、不同類型起動次數與負荷變動次數的推算結果(見表5)，在表5中zi為運行數據的統計值。

依據表2～表5的數據，計算得出這2臺汽輪機高壓內缸的裂紋萌生與裂紋擴展的低周疲勞壽命累積損耗、蠕變壽命累積損耗、總壽命累積損耗以及年均壽命損耗、日歷壽命、日歷總壽命(見表6和表7)。

5.2 分析與討論

從表6和表7可以看出，2臺汽輪機高壓內缸外表面壽命薄弱部位P的裂紋萌生壽命累積損耗分別達到99.98%和99.92%時裂紋萌生；1號汽輪機高壓內缸外表面壽命薄弱部位P的裂紋擴展壽命累積損耗Ep1達到90.82%時裂紋擴展到10 mm；2號汽輪機高壓內缸外表面壽命薄弱部位P的裂紋擴展壽命累積損耗Ep2達到100.90%時擴展到5 mm。

對于高壓內缸的部位P，1號汽輪機與2號汽輪機的裂紋萌生蠕變壽命累積損耗分別為84.04%和86.21%，裂紋擴展的低周疲勞壽命累積損耗分別為85.90%和91.79%，表明這2臺汽輪機高壓內缸的裂紋萌生的主要損傷模式是蠕變，裂紋擴展的主要損傷模式是低周疲勞。

表5 運行小時數與起動次數的推算結果

表6 1號汽輪機壽命累積損耗與日歷壽命計算結果

1號汽輪機高壓內缸外表面壽命薄弱部位P的日歷總壽命計算的相對誤差為4.12%，2號汽輪機則為-0.48%。驗證結果表明，本文的汽輪機高溫部件總壽命的計算精度高，計算結果符合電站服役的工程實際。而這2臺汽輪機高壓內缸日歷總壽命計算相對誤差的差異，可能與缺少統計數據的2種近似處理有關：一是在本文計算日歷壽命的方法中，實際上是把不同類型的起動次數或停機次數與負荷變動次數隨著運行小時數的變化規律近似處理為線性變化；二是驗證實例在缺少小負荷變動次數統計結果的情況下，通過實際運行小時數來近似確定實際小負荷變動次數。

表7 2號汽輪機壽命累積損耗與日歷壽命計算結果

這2臺汽輪機高壓內缸的結構設計與材料牌號完全相同，只是實際運行小時數、起動次數有差異。通過2臺汽輪機高壓內缸的裂紋深度和日歷壽命的實際值的工程驗證，結果表明所采用的壽命計算方法是合適的，工程上是實用的。

眾所周知，采用傳統方法計算汽輪機高溫部件壽命時，計算值與實際值相差兩倍，壽命計算值可能是壽命實際值的一半或兩倍，誤差較大。由文獻[19]可知，國外有一些設計規范中，對于低周疲勞裂紋萌生壽命，美國ASME壓力容器采用等效應變幅計算得出疲勞循環次數的安全系數取為2，德國TRD301中疲勞循環次數的安全系數取為2。壽命計算取安全系數為2，目的是保證壽命計算結果有一定的安全裕度。由于壽命計算誤差大，傳統方法需要取2倍的安全系數來保證安全裕度。本文給出的汽輪機高溫部件壽命計算方法，經工程驗證，計算精度高。

6 結 論

(1)所提出的汽輪機高溫部件在低周疲勞與蠕變交互作用下的壽命計算方法，考慮了汽輪機起停等瞬態工況引起低周疲勞和汽輪機帶負荷運行穩態工況引起蠕變的2種損傷機理，實現了高溫部件在低周疲勞與蠕變交互作用下裂紋萌生壽命、裂紋擴展壽命、日歷壽命與總壽命的計算分析，為汽輪機高溫部件的定壽與延壽提供了理論和技術依據。

(2)通過2臺超臨界600 MW汽輪機高壓內缸在低周疲勞與蠕變交互作用下總壽命的計算分析與電站運行數據的工程驗證，1號汽輪機高壓內缸總壽命計算的相對誤差為4.12%，2號汽輪機高壓內缸總壽命計算的相對誤差為-0.48%。驗證結果表明，這2臺汽輪機高壓內缸的總壽命計算精度高，計算結果符合電站服役的工程實際。

(3)這2臺600 MW汽輪機高壓內缸的結構設計與材料牌號相同，只是實際運行小時數與起動次數有一些差異，高壓內缸總壽命的計算結果符合電站服役的工程實際，表明本文計算方法以及有關參數的取值是合適的，工程上是實用的。