基于爐內壁溫動態計算的鍋爐管壽命預測研究

河北涿州京源熱電有限責任公司 孟 旸 閆新春

關鍵字：動態熱力計算；蠕變壽命；分段計算

隨著經濟的增長和用電負荷的增加，燃煤機組向著高參數、大容量的超（超）臨界技術升級成為必然選擇。隨著工質和煙氣參數的提高，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，其內部工質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計許用溫度，極易導致受熱面失效爆管。鍋爐高溫受熱面的失效機理包括超溫、蠕變、疲勞、氧化和腐蝕等方式，其中超溫導致的高溫蠕變是其主要失效類型之一。一般情況下，受熱面材質在設計溫度下使用時具有良好的高溫性能和綜合機械性能，內部微觀結構相對比較穩定，能滿足管束在較惡劣環境下長期安全運行的要求。但在實際服役過程中，由于煤質的變化、工況的變化、受熱面表面沾污和管道堵塞等因素會導致管道頻繁超溫。

蠕變損傷主要分為三種類型：溫度因素損傷、應變因素損傷和環境因素損傷[1-2]。在實際運行的燃煤機組中，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，測點溫度可近似認為是管道出口的工質溫度。但是在鍋爐啟停和變負荷階段，即使該測點測得溫度誤差較小，但測量值也會低于鍋爐內部管道溫度很多，無法代表鍋爐管的實際工作溫度，而由于內部環境的惡劣，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]。

一般認為，爐內管道的壁面溫度和爐外測點的溫度相差在50～90℃；而實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，有必要對爐內壁溫進行準確計算。目前，傳統的壁溫計算的基礎還是基于蘇聯熱力計算標準，標準中使用了大量的經驗公式及數據，這使得鍋爐在工況改變時的壁溫計算誤差相對較大。隨著計算機技術的發展，一些學者為了更為準確地得到爐內煙氣場及溫度場的分布，開始利用有限元數值模擬的方法，但是有限元計算時的鍋爐屏區傳熱的模擬還沒有十分理想的仿真方法[4]。也有學者采用神經網絡算法對鍋爐過熱器和再熱器的爐內管壁溫度進行預測[5]，但是鍋爐運行的爐內壁溫數據樣本不易獲得。

本文利用鍋爐現有測點，結合鍋爐熱力計算得到受熱面的進出口煙氣溫度和工質溫度，進而較為準確地計算得到爐內壁溫數據；在此基礎上實現鍋爐受熱面管道的蠕變壽命實時監控。

1 鍋爐受熱面實時熱力計算

在進行鍋爐校核計算中，通過假設鍋爐的熱空氣溫度和排煙溫度，進行熱平衡和受熱面傳熱計算。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，則可認為計算合格。校核計算，對鍋爐參數的設計和選型、變工況運行分析具有重要指導作用。但是在鍋爐實際運行過程中，各種參數的變動，導致運行工況無法和校核工況對應，無法掌握鍋爐的實際運行工況。本文在校核計算的流程基礎上，提出基于實時參數的鍋爐動態熱力計算，可對鍋爐受熱面的實際運行情況進行實時分析，根據計算結果及結果變化趨勢，運行人員可及時發現鍋爐受熱面的異常。

與校核計算不同的是，在實時熱力計算中，所有的預估值，如排煙溫度、熱空氣溫度以及所有的設計值，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，都可以從實時數據庫系統中動態獲得。因此，動態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傳熱計算的迭代條件，計算流程如圖1所示。

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

2 爐內受熱面管壁溫計算

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。但是爐內受熱面的高溫運行環境，導致直接通過測量的方法獲取壁面溫度無法實現。實踐表明，新投產鍋爐在高溫受熱面上安裝的熱電偶測點，基本在運行3～6個月后就會失效，無法通過爐內測點的方法進行持續測量。因此，通過實時計算的方法得到爐內管道溫度對鍋爐的安全運行具有重要意義。一來可以掌握爐內管道的超溫情況，二來可以在此基礎上進行蠕變壽命的實時評估。由于高溫受熱面的傳熱情況比較復雜，影響因素較多，為了較為準確計算受熱面管道沿蒸汽流動方向上各點的壁面金屬溫度，通常需要將單根管道進行離散，分成多段較短管道，然后根據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，如煙氣溫度、蒸汽側傳熱系數、煙氣側傳熱系數等。每個管段根據進出口參數計算管內工質的焓增，進而得到各管段出口的蒸汽焓值。通過調用蒸汽狀態計算的函數，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，可實時得到各個受熱面管組的進出口煙氣溫度和進出口蒸汽溫度，進而得到計算點的鍋爐外壁熱負荷強度，再通過式3可計算金屬壁溫。熱負荷計算公式如下：

管道壁溫計算公式如下：

式中：ηbq沿煙道寬度熱負荷不均勻系數；twb管子外壁溫度，℃；tgz計算點管內工質溫度，℃；ui、沿周界方向熱負荷最高處內壁及平均熱量均流系數；β管子外徑與內徑之比；α2工質側換熱系數，kW/m2·℃；β管壁厚度，m；λ金屬導熱率，kW/m2·℃；α1計算點處煙氣側傳熱系數，kW/m2·℃，ε-管組平均灰污系數，m2·℃/kW。

在實際計算中，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，取聯箱入口管道的溫度作為管道第1計算段的工質入口溫度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，金屬材料的內部結構不斷發生變化，往往伴隨著明顯的黏性流動現象，造成孔洞或微裂紋的萌生、長大和聚合，產生損傷。蠕變過程的宏觀發展過程通?？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，隨著損傷的發展，進入加速蠕變階段，由于蠕變第二階段在整個蠕變全壽命周期占據很大比例，通常要大于85%，因此大部分蠕變壽命預測一般值計算出第二階段發展的蠕變速率，比如Norton經典蠕變模型。

基于微觀結構演化規律的蠕變模型側重于從材料的微觀損傷機理出發，通過研究不同的損傷機制對蠕變變形的影響，建立應力和應變關系的蠕變本構模型，通過設定微觀參量的閾值確定出蠕變斷裂壽命。這種基于微觀結構演化的蠕變本構模型可很好地有限元分析軟件相結合，仿真不同應力水平、溫度和形狀的部件蠕變力學行為，從而對蠕變壽命損耗進行預測。經過多年發展，蠕變預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行預測，另一個方法是以蠕變試驗為主，結合損傷力學方法構建的預測模型。從工程預測方面來講，Larson-Miller參數法以持久強度實驗數據為基礎，是計算步驟最為簡潔方便的一種預測模型。這一方法的具體形式如下：

式中，tr為斷裂時間，T為試驗溫度，P(σ) 為Larson-Miller參數，僅與應力有關的函數，C為Larson-Miller常數與材料特性有關。由于P(σ) 僅與應力有關，因此可以通過試驗數據的線性回歸得到，以T92為例，表達式如下：

通過公式（5）計算得到蠕變速率和試驗數據比較如圖3所示，可以看出，在不同溫度下，公式（5）的計算結果與試驗數據吻合較好。

在進行實際蠕變壽命計算時，最終的蠕變壽命損耗為無量綱值Δt/tr，其中Δt為在線監測的計算周期，在本文中取5min；考慮到在時間間隔內的溫度變化量，時間間隔不宜過大；在Δt時間內對取得的實時數（壓力、溫度、負荷）據求平均值。根據壓力數據可以得到管道應力。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材質為SA-213T91和SA-213TP347HFG的鋼管組成，橫向節距600mm，10管圈并繞，沿爐寬方向共有24片，整體布置如圖5所示。

設定熱力計算時間間隔為5min，通過接口程序連續從SIS實時庫中讀取實時數據并進行平均值計算，在每個時間點分別進行鍋爐熱平衡計算、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，進行迭代計算。以熱負荷較高的左側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。可以看到，在管道下彎頭處壁溫出現第一個峰值，這是由于管子彎頭處形成煙氣走廊，導致煙氣的流動速度較高，從而換熱系數也很大；當煙氣流經管屏后，煙氣流速降低，對應的換熱強度也會下降，此時管道金屬壁溫出現了一個下降趨勢，隨后由于管道內工質溫度的上升導致管壁溫度持續升高，直到工質出口處管壁溫度達到最高值。雖然管道出口溫度比第一彎頭處高，但是實際管道運行過程中，受到磨損和腐蝕的影響，發生破壞的點都是在爐內彎頭處，因此蠕變計算以管道彎頭為對象。

根據實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，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。

5 結論

本文通過建立鍋爐在線熱力計算模型，結合爐內管道的分段壁溫計算，得到沿蒸汽流向的爐內管道壁溫分布。在此基礎上，通過蠕變壽命計算模型，對實時數據進行同步計算，得到計算周期內的蠕變壽命損耗增量，實現了鍋爐管蠕變壽命損耗的連續監測。