河北涿州京源熱電有限責(zé)任公司 孟 旸 閆新春

關(guān)鍵字：動態(tài)熱力計算；蠕變壽命；分段計算

隨著經(jīng)濟(jì)的增長和用電負(fù)荷的增加，燃煤機(jī)組向著高參數(shù)、大容量的超（超）臨界技術(shù)升級成為必然選擇。隨著工質(zhì)和煙氣參數(shù)的提高，對高溫受熱面的安全性提出了更高的要求。尤其是鍋爐的末級過熱器和再熱器，其內(nèi)部工質(zhì)壓力和外部的煙氣溫度較高，服役條件最為惡劣，其壁面金屬溫度接近管材的設(shè)計許用溫度，極易導(dǎo)致受熱面失效爆管。鍋爐高溫受熱面的失效機(jī)理包括超溫、蠕變、疲勞、氧化和腐蝕等方式，其中超溫導(dǎo)致的高溫蠕變是其主要失效類型之一。一般情況下，受熱面材質(zhì)在設(shè)計溫度下使用時具有良好的高溫性能和綜合機(jī)械性能，內(nèi)部微觀結(jié)構(gòu)相對比較穩(wěn)定，能滿足管束在較惡劣環(huán)境下長期安全運(yùn)行的要求。但在實(shí)際服役過程中，由于煤質(zhì)的變化、工況的變化、受熱面表面沾污和管道堵塞等因素會導(dǎo)致管道頻繁超溫。

蠕變損傷主要分為三種類型：溫度因素?fù)p傷、應(yīng)變因素?fù)p傷和環(huán)境因素?fù)p傷[1-2]。在實(shí)際運(yùn)行的燃煤機(jī)組中，又以溫度為主要影響因素。為了掌握受熱面的超溫情況，在鍋爐的大包中裝有大量壁溫測點(diǎn)，測點(diǎn)溫度可近似認(rèn)為是管道出口的工質(zhì)溫度。但是在鍋爐啟停和變負(fù)荷階段，即使該測點(diǎn)測得溫度誤差較小，但測量值也會低于鍋爐內(nèi)部管道溫度很多，無法代表鍋爐管的實(shí)際工作溫度，而由于內(nèi)部環(huán)境的惡劣，最危險處的壁溫卻是無法通過熱電偶或其他方式直接測量得到[3]。

一般認(rèn)為，爐內(nèi)管道的壁面溫度和爐外測點(diǎn)的溫度相差在50～90℃；而實(shí)際蠕變壽命的評估計算對溫度敏感，超溫10℃，可使蠕變速率增加2～3倍；因此，有必要對爐內(nèi)壁溫進(jìn)行準(zhǔn)確計算。目前，傳統(tǒng)的壁溫計算的基礎(chǔ)還是基于蘇聯(lián)熱力計算標(biāo)準(zhǔn)，標(biāo)準(zhǔn)中使用了大量的經(jīng)驗(yàn)公式及數(shù)據(jù)，這使得鍋爐在工況改變時的壁溫計算誤差相對較大。隨著計算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，一些學(xué)者為了更為準(zhǔn)確地得到爐內(nèi)煙氣場及溫度場的分布，開始利用有限元數(shù)值模擬的方法，但是有限元計算時的鍋爐屏區(qū)傳熱的模擬還沒有十分理想的仿真方法[4]。也有學(xué)者采用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)算法對鍋爐過熱器和再熱器的爐內(nèi)管壁溫度進(jìn)行預(yù)測[5]，但是鍋爐運(yùn)行的爐內(nèi)壁溫數(shù)據(jù)樣本不易獲得。

本文利用鍋爐現(xiàn)有測點(diǎn)，結(jié)合鍋爐熱力計算得到受熱面的進(jìn)出口煙氣溫度和工質(zhì)溫度，進(jìn)而較為準(zhǔn)確地計算得到爐內(nèi)壁溫數(shù)據(jù)；在此基礎(chǔ)上實(shí)現(xiàn)鍋爐受熱面管道的蠕變壽命實(shí)時監(jiān)控。

1 鍋爐受熱面實(shí)時熱力計算

在進(jìn)行鍋爐校核計算中，通過假設(shè)鍋爐的熱空氣溫度和排煙溫度，進(jìn)行熱平衡和受熱面?zhèn)鳠嵊嬎?。如果最終得到的排煙溫度與估算值之間的誤差不超過，計算得到的熱空氣溫度與估計值不超過，則可認(rèn)為計算合格。校核計算，對鍋爐參數(shù)的設(shè)計和選型、變工況運(yùn)行分析具有重要指導(dǎo)作用。但是在鍋爐實(shí)際運(yùn)行過程中，各種參數(shù)的變動，導(dǎo)致運(yùn)行工況無法和校核工況對應(yīng)，無法掌握鍋爐的實(shí)際運(yùn)行工況。本文在校核計算的流程基礎(chǔ)上，提出基于實(shí)時參數(shù)的鍋爐動態(tài)熱力計算，可對鍋爐受熱面的實(shí)際運(yùn)行情況進(jìn)行實(shí)時分析，根據(jù)計算結(jié)果及結(jié)果變化趨勢，運(yùn)行人員可及時發(fā)現(xiàn)鍋爐受熱面的異常。

與校核計算不同的是，在實(shí)時熱力計算中，所有的預(yù)估值，如排煙溫度、熱空氣溫度以及所有的設(shè)計值，如給水壓力和溫度、過熱蒸汽和再熱蒸汽的壓力、溫度和流量、減溫水的流量，都可以從實(shí)時數(shù)據(jù)庫系統(tǒng)中動態(tài)獲得。因此，動態(tài)熱力計算的迭代過程和校核計算有所不同。本文選取各級受熱面的出口蒸汽溫度，主要包括屏式過熱器、后屏過熱器和末級過熱器出口的溫度作為每個受熱面?zhèn)鳠嵊嬎愕牡鷹l件，計算流程如圖1所示。

通過在線熱力計算可動態(tài)得到后屏過熱器、末級過熱器以及高溫過熱器的進(jìn)出口蒸汽溫度和進(jìn)出口的煙氣溫度，以此為基礎(chǔ)動態(tài)計算爐內(nèi)管壁的金屬溫度。

2 爐內(nèi)受熱面管壁溫計算

鍋爐管壽命計算的主要工作在于計算得到爐內(nèi)管的工作溫度，得到工作溫度后即可利用蠕變模型計算出管道的壽命損耗。但是爐內(nèi)受熱面的高溫運(yùn)行環(huán)境，導(dǎo)致直接通過測量的方法獲取壁面溫度無法實(shí)現(xiàn)。實(shí)踐表明，新投產(chǎn)鍋爐在高溫受熱面上安裝的熱電偶測點(diǎn)，基本在運(yùn)行3～6個月后就會失效，無法通過爐內(nèi)測點(diǎn)的方法進(jìn)行持續(xù)測量。因此，通過實(shí)時計算的方法得到爐內(nèi)管道溫度對鍋爐的安全運(yùn)行具有重要意義。一來可以掌握爐內(nèi)管道的超溫情況，二來可以在此基礎(chǔ)上進(jìn)行蠕變壽命的實(shí)時評估。由于高溫受熱面的傳熱情況比較復(fù)雜，影響因素較多，為了較為準(zhǔn)確計算受熱面管道沿蒸汽流動方向上各點(diǎn)的壁面金屬溫度，通常需要將單根管道進(jìn)行離散，分成多段較短管道，然后根據(jù)各管段在爐膛深度及寬度方向上所處的相對位置，確定各種計算參數(shù)，如煙氣溫度、蒸汽側(cè)傳熱系數(shù)、煙氣側(cè)傳熱系數(shù)等。每個管段根據(jù)進(jìn)出口參數(shù)計算管內(nèi)工質(zhì)的焓增，進(jìn)而得到各管段出口的蒸汽焓值。通過調(diào)用蒸汽狀態(tài)計算的函數(shù)，獲得管段出口蒸汽溫度和管道壁面金屬壁溫。

通過圖1在線熱力計算流程，可實(shí)時得到各個受熱面管組的進(jìn)出口煙氣溫度和進(jìn)出口蒸汽溫度，進(jìn)而得到計算點(diǎn)的鍋爐外壁熱負(fù)荷強(qiáng)度，再通過式3可計算金屬壁溫。熱負(fù)荷計算公式如下：

管道壁溫計算公式如下：

式中：ηbq沿?zé)煹缹挾葻嶝?fù)荷不均勻系數(shù)；twb管子外壁溫度，℃；tgz計算點(diǎn)管內(nèi)工質(zhì)溫度，℃；ui、沿周界方向熱負(fù)荷最高處內(nèi)壁及平均熱量均流系數(shù)；β管子外徑與內(nèi)徑之比；α2工質(zhì)側(cè)換熱系數(shù)，kW/m2·℃；β管壁厚度，m；λ金屬導(dǎo)熱率，kW/m2·℃；α1計算點(diǎn)處煙氣側(cè)傳熱系數(shù)，kW/m2·℃，ε-管組平均灰污系數(shù)，m2·℃/kW。

在實(shí)際計算中，通常把單根管道劃分成如圖2所示的若干段，一般分為8～12段為宜，按照序號依次計算，取聯(lián)箱入口管道的溫度作為管道第1計算段的工質(zhì)入口溫度tgz，取上一段的出口蒸汽溫度作為下一段的入口工質(zhì)溫度tgz，一直計算到管道出口。

3 蠕變壽命計算模型

在高溫蠕變過程中，金屬材料的內(nèi)部結(jié)構(gòu)不斷發(fā)生變化，往往伴隨著明顯的黏性流動現(xiàn)象，造成孔洞或微裂紋的萌生、長大和聚合，產(chǎn)生損傷。蠕變過程的宏觀發(fā)展過程通?？梢苑譃槿齻€階段，在蠕變初始階段蠕變速率較高，蠕變變形發(fā)展較快，隨著位錯密度增大，蠕變速率逐漸降低，直到一個恒定的值，這一過程稱為蠕變第一階段。在蠕變第二階段過程中，蠕變速率保持不變，隨著損傷的發(fā)展，進(jìn)入加速蠕變階段，由于蠕變第二階段在整個蠕變?nèi)珘勖芷谡紦?jù)很大比例，通常要大于85%，因此大部分蠕變壽命預(yù)測一般值計算出第二階段發(fā)展的蠕變速率，比如Norton經(jīng)典蠕變模型。

基于微觀結(jié)構(gòu)演化規(guī)律的蠕變模型側(cè)重于從材料的微觀損傷機(jī)理出發(fā)，通過研究不同的損傷機(jī)制對蠕變變形的影響，建立應(yīng)力和應(yīng)變關(guān)系的蠕變本構(gòu)模型，通過設(shè)定微觀參量的閾值確定出蠕變斷裂壽命。這種基于微觀結(jié)構(gòu)演化的蠕變本構(gòu)模型可很好地有限元分析軟件相結(jié)合，仿真不同應(yīng)力水平、溫度和形狀的部件蠕變力學(xué)行為，從而對蠕變壽命損耗進(jìn)行預(yù)測。經(jīng)過多年發(fā)展，蠕變預(yù)測模型形成了兩大類：一是唯象模型，主要采用壽命外推方法進(jìn)行預(yù)測，另一個方法是以蠕變試驗(yàn)為主，結(jié)合損傷力學(xué)方法構(gòu)建的預(yù)測模型。從工程預(yù)測方面來講，Larson-Miller參數(shù)法以持久強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，是計算步驟最為簡潔方便的一種預(yù)測模型。這一方法的具體形式如下：

式中，tr為斷裂時間，T為試驗(yàn)溫度，P(σ) 為Larson-Miller參數(shù)，僅與應(yīng)力有關(guān)的函數(shù)，C為Larson-Miller常數(shù)與材料特性有關(guān)。由于P(σ) 僅與應(yīng)力有關(guān)，因此可以通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)的線性回歸得到，以T92為例，表達(dá)式如下：

通過公式（5）計算得到蠕變速率和試驗(yàn)數(shù)據(jù)比較如圖3所示，可以看出，在不同溫度下，公式（5）的計算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好。

在進(jìn)行實(shí)際蠕變壽命計算時，最終的蠕變壽命損耗為無量綱值Δt/tr，其中Δt為在線監(jiān)測的計算周期，在本文中取5min；考慮到在時間間隔內(nèi)的溫度變化量，時間間隔不宜過大；在Δt時間內(nèi)對取得的實(shí)時數(shù)（壓力、溫度、負(fù)荷）據(jù)求平均值。根據(jù)壓力數(shù)據(jù)可以得到管道應(yīng)力。蠕變壽命損耗增量流程如圖4所示。

4 案例計算與分析

以某電廠B&W公司的300MW，一次中間再熱、前后墻對沖燃燒方式的π型直流爐為計算對象，后屏過熱器順流順列布置，由外徑Φ51×6.5～7.5mm材質(zhì)為SA-213T91和SA-213TP347HFG的鋼管組成，橫向節(jié)距600mm，10管圈并繞，沿爐寬方向共有24片，整體布置如圖5所示。

設(shè)定熱力計算時間間隔為5min，通過接口程序連續(xù)從SIS實(shí)時庫中讀取實(shí)時數(shù)據(jù)并進(jìn)行平均值計算，在每個時間點(diǎn)分別進(jìn)行鍋爐熱平衡計算、爐膛熱力計算和后屏熱力計算，得到的受熱面出口煙氣溫度變化，如圖6所示。

在計算得到后屏過熱器進(jìn)出口溫度的前提下，取鍋爐二級噴水減溫后的溫度作為后屏入口集箱溫度，以此作為壁溫計算的迭代初始溫度，進(jìn)行迭代計算。以熱負(fù)荷較高的左側(cè)5屏外圈管為計算對象得到管壁溫度沿流程的分布，如圖7所示?？梢钥吹剑诠艿老聫濐^處壁溫出現(xiàn)第一個峰值，這是由于管子彎頭處形成煙氣走廊，導(dǎo)致煙氣的流動速度較高，從而換熱系數(shù)也很大；當(dāng)煙氣流經(jīng)管屏后，煙氣流速降低，對應(yīng)的換熱強(qiáng)度也會下降，此時管道金屬壁溫出現(xiàn)了一個下降趨勢，隨后由于管道內(nèi)工質(zhì)溫度的上升導(dǎo)致管壁溫度持續(xù)升高，直到工質(zhì)出口處管壁溫度達(dá)到最高值。雖然管道出口溫度比第一彎頭處高，但是實(shí)際管道運(yùn)行過程中，受到磨損和腐蝕的影響，發(fā)生破壞的點(diǎn)都是在爐內(nèi)彎頭處，因此蠕變計算以管道彎頭為對象。

根據(jù)實(shí)時計算得到的管壁溫度，采用圖4計算流程可計算得到蠕變壽命損耗隨時間的變化趨勢，如圖8所示，半年時間內(nèi)，蠕變總的壽命損耗約2.5%，管道整體的蠕變損傷在允許范圍之內(nèi)。

5 結(jié)論

本文通過建立鍋爐在線熱力計算模型，結(jié)合爐內(nèi)管道的分段壁溫計算，得到沿蒸汽流向的爐內(nèi)管道壁溫分布。在此基礎(chǔ)上，通過蠕變壽命計算模型，對實(shí)時數(shù)據(jù)進(jìn)行同步計算，得到計算周期內(nèi)的蠕變壽命損耗增量，實(shí)現(xiàn)了鍋爐管蠕變壽命損耗的連續(xù)監(jiān)測。