專利名稱：一種電站鍋爐水冷壁失效預(yù)警方法
技術(shù)領(lǐng)域：
本發(fā)明涉及電站鍋爐安全技術(shù)領(lǐng)域，涉及一種電站鍋爐水冷壁失效預(yù)警方法。
背景技術(shù)：
超(超)臨界壓力發(fā)電技術(shù)現(xiàn)在已經(jīng)是成熟的技術(shù)，具有效率高、排放少、易于調(diào)峰、 運行穩(wěn)定的特點，但是實際運行中，水冷壁熱偏差將導(dǎo)致流量偏差擴(kuò)大，致使偏差管內(nèi)工 質(zhì)熱物理性質(zhì)劇烈變化，進(jìn)而產(chǎn)生流量偏差和傳熱惡化，使水冷壁壁溫偏差增大，其危害 比亞臨界自然循環(huán)鍋爐的程度嚴(yán)重得多。而傳統(tǒng)的測量方法由于受到技術(shù)的約束，無法在 爐膛設(shè)置大量的測點，測量整個爐膛工況的實時變化，且計算時依賴大量的經(jīng)驗參數(shù)，使 得推算的結(jié)果誤差值過大。
因此，應(yīng)針對性地對水冷壁運行參數(shù)進(jìn)行在線監(jiān)測，利用管內(nèi)流動傳熱規(guī)律及少量的 測量參數(shù)對部件不同位置的實時狀態(tài)(溫度、流量、壓力及殘余壽命)進(jìn)行評估，及時正 確地將狀態(tài)和壽命評估結(jié)果應(yīng)用到設(shè)備管理決策中，可明顯提高設(shè)備運行的安全性、可靠 性，實現(xiàn)設(shè)備的優(yōu)化運行和依據(jù)狀態(tài)安排檢驗與維修管理，全面實施設(shè)備狀態(tài)檢修。

發(fā)明內(nèi)容
本發(fā)明目的在于，提供一種水冷壁失效預(yù)警方法，該方法能夠在線監(jiān)測少量的電站鍋 爐水冷壁特征參數(shù)作為計算、校核點，通過流動傳熱計算在線判斷水冷壁是否發(fā)生流量脈 動、壁溫超溫，通過疲勞蠕變計算在線判斷水冷壁剩余壽命。
為了實現(xiàn)上述任務(wù)，本發(fā)明采取如下技術(shù)解決方案，
首先，根據(jù)電站鍋爐結(jié)構(gòu)、運行數(shù)據(jù)劃分水冷壁回路，結(jié)合運行時水冷壁總流量、進(jìn) 口壓力數(shù)據(jù)，進(jìn)行水動力計算，得到各回路流量、壓力數(shù)據(jù)；
其次，在結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)及各回路流量、壓力數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上，采用數(shù)值方法，進(jìn)行金屬壁溫計 算，獲得整個鰭片管的溫度場；
再次，在已得到水冷壁各回路壓力、流量、整個鰭片管壁溫的基礎(chǔ)上，根據(jù)公式 ^=^尸￡ /2&得到切向薄膜應(yīng)力％，其中戶為工作壓力，MPa; D為管子外徑與內(nèi)徑平
均值，mm; Ss為管子實際壁厚，mm; i^為綜合減弱系數(shù)和應(yīng)力集中系數(shù)；
根據(jù)公式C7廣《^^[1/In(i 2/《)-^7〗得到切向熱應(yīng)力o"r。其中，￡為當(dāng)時溫度下的彈性模數(shù)；ot為當(dāng)時溫度下的微分線形膨脹系數(shù)；v為泊桑比；i 2為外徑；i /為 內(nèi)徑；^為熱應(yīng)力集中系數(shù)；
最大應(yīng)力值由每次循環(huán)中的最大切向薄膜應(yīng)力％和最大切向熱應(yīng)力W相迭加而得， 最小應(yīng)力值則由最小切向薄膜應(yīng)力巧和最小切向熱應(yīng)力OT相迭加而得，從而形成應(yīng)力履 歷數(shù)據(jù)庫，為疲勞損傷計算提供應(yīng)力振幅，為蠕變損傷計算提供有效蠕變應(yīng)力數(shù)據(jù)；
最后，在應(yīng)力履歷數(shù)據(jù)庫的基礎(chǔ)上，結(jié)合試驗所建立的疲勞設(shè)計曲線S-N曲線，先 統(tǒng)計出部件承受的各種循環(huán)應(yīng)力的幅值，再根據(jù)S-N曲線找出對應(yīng)的斷裂周次，由公式 D = fi得到部件的累積損傷程度，當(dāng)"》1時，判定水冷壁管因疲勞發(fā)生失效。其中， ",為客種'循環(huán)應(yīng)力的循環(huán)次數(shù)；Ni為相應(yīng)循環(huán)應(yīng)力的允許循環(huán)次數(shù)；同時進(jìn)行蠕變壽命損 傷的評定，對于某應(yīng)力，絕對溫度T、蠕變破壞時間r和應(yīng)力o"采用公式 r(C + lgT")-a。+^lgcT + Alg2c7 + Alg3a"計算，得到蠕變破壞時間T。對于給定材料，可
根據(jù)其實測對應(yīng)不同溫度和時間的材料持久強(qiáng)度數(shù)據(jù)求出系數(shù)"。、化、"j和常數(shù)C，
再根據(jù)公式^=1]^進(jìn)行計算，當(dāng)^V》1時，判定水冷壁管因蠕變發(fā)生失效，其中，
^為材料的蠕變壽命損耗量，Zz;為在/參數(shù)下部件的運行時間，Tj為在/參數(shù)下部件的 蠕變斷裂時間；若D《1且A《1，但(hO+^》l時，判定水冷壁因疲勞、蠕變失效，實 現(xiàn)水冷壁在線失效預(yù)警。
所述的水動力計算，通過逐步計算，獲得個回路，包括節(jié)流元件、局部阻力元件、水 冷壁等，不同流量下的壓降，這樣獲得回路分散點的數(shù)據(jù)，采用四次方切比雪夫多項式擬 合，在以獲得的壓降-流量數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上，得到回路的水動力曲線方程，在串聯(lián)系統(tǒng)中，根 據(jù)工質(zhì)流量相等，壓降疊加，在并聯(lián)系統(tǒng)中，根據(jù)壓降相等，流量疊加來獲得串、并聯(lián)回 路的壓降-流量或流量-壓降數(shù)據(jù)，據(jù)此通過切比雪夫多項式擬合獲得串并聯(lián)系統(tǒng)的水動力 曲線方程，對于直流鍋爐，入口總流量M,皿總是已知的，即可求得壓降A(chǔ)^。
所述的金屬壁溫計算采用區(qū)域分離法建立了膜式水水冷壁穩(wěn)態(tài)無內(nèi)熱源而且變物性 的二維溫度場計算模型，獲得整個鰭片管的溫度場，可用于計算分析膜式水冷壁界面溫度 場分布、水冷壁管壁溫沿爐膛高度的分布和爐膛同一截面各水冷壁管的溫度分布等問題。
本發(fā)明的水冷壁失效預(yù)警方法的技術(shù)效果是
1、在水動力計算方法上，我國水動力計算常用的方法弦截法和擬牛頓法，用以求解 復(fù)雜的多極串并聯(lián)回路水動力問題時，難以保證方程求解的收斂性，并且不經(jīng)濟(jì)。針對以 上問題，采用四次方切比雪夫多項式擬合法，具有足夠的精度，但計算工作量只有上述方
5法的幾十分之一，適用于超臨界和超超臨界鍋爐的水冷壁；
在金屬壁溫計算方法上，針對以往計算方法只能計算水冷壁某些特殊點的溫度，而不 能計算整個鰭片管的溫度場，本專利在有限差分方法的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步完善膜式水冷壁溫 度場計算的理論模型和程序，用數(shù)值計算獲得整個鰭片管的溫度場，適用于亞臨界、超臨 界和超超臨界鍋爐的膜式水冷壁；
2、 能以少量的特征參數(shù)實時地在線計算各回路管段的流量、壁溫、剩余壽命；
3、 實現(xiàn)設(shè)備的優(yōu)化運行和依據(jù)狀態(tài)安排檢驗與維修管理，全面實施設(shè)備狀態(tài)檢修。


圖1是在線壽命監(jiān)測系統(tǒng)框圖
圖2是并聯(lián)回路系統(tǒng)圖。
圖3是并聯(lián)回路流量疊加原理圖。
圖4是串聯(lián)回路壓降疊加原理圖。
圖5是水動力曲線方程計算流程圖。
圖6是單管區(qū)段壓降計算子程序框圖
圖7是水冷壁水動力程序框圖
圖8是膜式水冷壁數(shù)理問題示意圖。
圖9是極坐標(biāo)系下的網(wǎng)格系統(tǒng)圖。
圖IO是直角坐標(biāo)系下的網(wǎng)格系統(tǒng)圖。
圖U是e界面兩側(cè)的幾何關(guān)系圖。
圖12是附加源項法圖。
圖13是區(qū)域擴(kuò)充法示意圖。
圖14是區(qū)域分離法示意圖。
圖15是膜式水冷壁結(jié)構(gòu)圖。
圖16是膜式壁向火面角系數(shù)計算示意圖。
圖17是角系數(shù)交叉線法示意圖。
圖18是焊縫上角系數(shù)計算示意圖。
以下結(jié)合附圖和發(fā)明人給出的具體實例對本發(fā)明作進(jìn)一步的描述。
具體實施例方式
參照圖1所示，首先，根據(jù)電站鍋爐結(jié)構(gòu)、運行數(shù)據(jù)劃分水冷壁回路，結(jié)合運行時水 冷壁總流量、進(jìn)口壓力數(shù)據(jù)，進(jìn)行水動力計算，得到各回路流量、壓力數(shù)據(jù)；其次，在結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)及各回路流量、壓力數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上，采用數(shù)值方法，進(jìn)行金屬壁溫計 算，獲得整個鰭片管的溫度場；
再次，在己得到水冷壁各回路壓力、流量、整個鰭片管壁溫的基礎(chǔ)上，根據(jù)公式 二i^尸Z)/2&得到切向薄膜應(yīng)力c7p，其中尸為工作壓力，MPa; Z)為管子外徑與內(nèi)徑平
均值，mm; Ss為管子實際壁厚，mm; &為綜合減弱系數(shù)和應(yīng)力集中系數(shù)；
根據(jù)公式^=^^^[1/111(7 2/《)-~^了]得到切向熱應(yīng)力o"r。其中，五為當(dāng)時
1一V 及2 —及l(fā)
溫度下的彈性模數(shù)；a為當(dāng)時溫度下的微分線形膨脹系數(shù)；v為泊桑比；A為外徑；i /為 內(nèi)徑；^為熱應(yīng)力集中系數(shù)；
最大應(yīng)力值由每次循環(huán)中的最大切向薄膜應(yīng)力％和最大切向熱應(yīng)力o"r相迭加而得， 最小應(yīng)力值則由最小切向薄膜應(yīng)力％和最小切向熱應(yīng)力W相迭加而得，從而形成應(yīng)力履 歷數(shù)據(jù)庫，為疲勞損傷計算提供應(yīng)力振幅，為蠕變損傷計算提供有效蠕變應(yīng)力數(shù)據(jù)；
最后，在應(yīng)力履歷數(shù)據(jù)庫的基礎(chǔ)上，結(jié)合試驗所建立的疲勞設(shè)計曲線S-N曲線，先 統(tǒng)計出部件承受的各種循環(huán)應(yīng)力的幅值，再根據(jù)S-N曲線找出對應(yīng)的斷裂周次，由公式 D = f i得到部件的累積損傷程度，當(dāng)Z)》1吋，判定水冷壁管因疲勞發(fā)生失效。其中， 為各種循環(huán)應(yīng)力的循環(huán)次數(shù)；Ni為相應(yīng)循環(huán)應(yīng)力的允許循環(huán)次數(shù)；同時進(jìn)行蠕變壽命損
傷的評定，對于某應(yīng)力，絕對溫度7\蠕變破壞時間7T和應(yīng)力C7采用公式
t(C + lgr) = a。 + a lgo" + ^lg2o" + Alg3"計算，得到蠕變破壞時間r。對于給定材料，可 根據(jù)其實測對應(yīng)不同溫度和時間的材料持久強(qiáng)度數(shù)據(jù)求出系數(shù)⑤、fl7、 fl2、 a和常數(shù)C，
再根據(jù)公式^-t^進(jìn)行計算，當(dāng)^,》1時，判定水冷壁管因蠕變發(fā)生失效，其中，
疼為材料的蠕變壽命損耗量，Z巧為在z'參數(shù)下部件的運行時間，z;為在/參數(shù)下部件的 蠕變斷裂時間；若Z)《1且A《1，但(|)=￡)+&》1時，判定水冷壁因疲勞、蠕變失效，實 現(xiàn)水冷壁在線失效預(yù)警。 一、水冷壁水動力研究
水動力計算的步驟為回路劃分——讀入設(shè)計節(jié)流壓降數(shù)據(jù)——計算并聯(lián)回路(各輻 射區(qū))水動力曲線——計算串聯(lián)回路(每面墻)水動力曲線——獲得整個水冷壁總的水動 力曲線——根據(jù)總壓降，計算各面墻流量——根據(jù)各墻流量，代入各墻各輻射區(qū)水動力曲 線方程，獲得壓降——根據(jù)壓降，計算各回路流量——做出水動力不穩(wěn)定性判斷
測點布置總流量測點、水冷壁各回路進(jìn)口壓力測點
71水動力計算方法與模型
水動力計算的目的在于，在給定負(fù)荷率、節(jié)流方式下(節(jié)流壓降或孔圈阻力系數(shù))，
計算各負(fù)荷率下的各回路流量，進(jìn)而獲得出口汽溫、各種偏差及為壁溫計算提供流量參數(shù)。
弦截法和擬牛頓法是我國水動力計算常用的方法，實踐表明，諸如上述迭代方法用以 求解復(fù)雜的多極串并聯(lián)回路水動力問題，難以保證方程求解的收斂性，并且不經(jīng)濟(jì)。目前， 復(fù)雜并聯(lián)管路系統(tǒng)的流量分配主要采用迭代法，因涉及的數(shù)組變量多，占用較大的內(nèi)存， 計算時需要多次迭代，CPU耗時大。
本文水動力計算時，是通過逐步計算，獲得個回路(包括節(jié)流元件、局部阻力元件、 水冷壁等)不同流量下的壓降。這樣獲得回路分散點的數(shù)據(jù)，采用四次方切比雪夫多項式 擬合，在以獲得的壓降-流量數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上，得到回路的水動力曲線方程。在串聯(lián)系統(tǒng)中， 根據(jù)工質(zhì)"流量相等，壓降疊加"的原則，在并聯(lián)系統(tǒng)中，可以根據(jù)"壓降相等，流量疊加" 的原則來獲得串、并聯(lián)回路的壓降-流量或流量-壓降數(shù)據(jù)，據(jù)此通過切比雪夫多項式擬合 獲得串并聯(lián)系統(tǒng)的水動力曲線方程。對于直流鍋爐，入口總流量M，總是已知的，即可 求得壓降A(chǔ)P。 2回路系統(tǒng)區(qū)段的劃分
按結(jié)構(gòu)尺寸和吸熱相差不多的原則，將水冷壁劃分為若干個計算回路，在高度方向劃 分若干個區(qū)段。用回路中的一根管的水動力特性代表所在回路的水動力特性，沿高度各個 區(qū)段的壓降之和即為總壓降。水冷壁系統(tǒng)構(gòu)成復(fù)雜的串并聯(lián)回路系統(tǒng)，其中每一面墻的每 一輻射區(qū)由若干回路構(gòu)成并聯(lián)系統(tǒng)，自下而上各個輻射區(qū)構(gòu)成串聯(lián)系統(tǒng)。四面墻組成一個 大的并聯(lián)系統(tǒng)，下公共點可認(rèn)為是水冷壁入口集箱，而上公共點是頂棚出口集箱。
將管組的各種結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)輸入數(shù)據(jù)庫，包括管組管子數(shù)量、管長、傾角、內(nèi)徑、材料、 集箱結(jié)構(gòu)等。
3復(fù)雜串并聯(lián)回路水動力特性曲線方程 (1)單回路的水動力特性曲線方程 i回路y段在流量G,下的出口焓值^為
其中，g，y——Z回路/段的吸熱量。
/段的摩擦壓降A(chǔ)^(/，,G,)和重位壓降A(chǔ)^(0'，G,)分別為
AF, _/， G,) = /J (戶，(,w, ^, G, ，， l.) (2)M (/,, G,) = /2 (尸,d, /,, G,, "w, 、 ， ) ( 3)
在某一級輻射區(qū)上累加，可得
AP,(/,G,) = ; G,) (4)
，，G,)^，，厶G》 (5) AP(/, G,) - AP, (/， G,) + M (/， G,) (6)
對多個流量重復(fù)以上過程的計算，就可得到摩擦壓降和重位壓降之和與流量的對應(yīng)關(guān) 系，通過切比雪夫(chebyshev)曲線擬合數(shù)學(xué)處理，即可獲得i回路的水動力曲線方程。 同時得到AP-i^(G)和G-i^(AP)，以備后面計算方便。經(jīng)驗表明，四次chebyshev擬
合以足夠滿足精度要求。
當(dāng)計算下輻射區(qū)域時，必須考慮進(jìn)口節(jié)流壓降和三叉管局部阻力壓降。其壓降為 AP" G,) = AP, (/, G,) + AP力《)+ AP丑(/,《)+ APSC (/, G,) ( 7 )
(2)并聯(lián)回路的水動力特性曲線方程 參照圖2所示，力表示進(jìn)口集箱內(nèi)工質(zhì)焓值，/2表示出口集箱內(nèi)工質(zhì)焓值，M,皿表示 工質(zhì)總流量，P,"表示進(jìn)口集箱內(nèi)工質(zhì)壓力，尸。w表示出口集箱內(nèi)工質(zhì)壓力，N表示并聯(lián)的 第N根水冷壁管。設(shè)并聯(lián)回路由iV個單回路組成，已知入口工質(zhì)的總流量《，，入口焓("
和入口壓力^。在水冷壁結(jié)構(gòu)已知的情況下，可以認(rèn)為有
A/^肌附，") (8) AP——并聯(lián)回路進(jìn)、出口公共點的總壓差。
按單回路水動力特性曲線方程的計算方法，分別求出并聯(lián)回路中的每個回路在^和 4條件下的水動力曲線方程。
參照圖3所示，f^y力表示管路1的質(zhì)量流量，f^y》表示管路2的質(zhì)量流量， 0 fi^+O^2表示并聯(lián)管路1和管路2流量疊加，AP表示并聯(lián)管路共同的壓力降。由于 各回路并聯(lián)，進(jìn)、出口公共點之間在同一壓降下工作，并聯(lián)回路水動力特性曲線可以根據(jù) "壓降相等，流量疊加"原則得到。
對回路/，流量為G,.時，已知其壓降A(chǔ)/^，則并聯(lián)回路中其余回路的流量分別為
G,A， G2=F22(A^) Gw《,2(A^) (9) 并聯(lián)回路的總流量為(10)對其他的G,計算就可獲得整個并聯(lián)回路的AP—G數(shù)據(jù)，同樣采用chebyshev擬合，
即可獲得并聯(lián)回路的水動力曲線方程。
AP^3(G) (11)
獲得并聯(lián)回路的壓降。
已知的G自，由式(10)即可獲得AP^，同時也可得到出口處的C和P。w。
(3)串聯(lián)回路的水動力特性曲線方程參照圖4所示，/\尸;表示管路1的壓力降，AP2表示管路1的壓力降，表示串聯(lián)管路1和管路2的壓力降疊加，/9W表示串聯(lián)管路共同的質(zhì)量流量。串聯(lián)系統(tǒng)中，總水動力特性曲線可以根據(jù)工質(zhì)"流量相等，壓降疊加"的原則得到。
參照圖5所示，方框I、 II表示兩個相接的并聯(lián)回路或者單回路或者單管，~表示方框I前的工質(zhì)焓值，^表示方框I后、方框II前的工質(zhì)焓值，/j表示方框II后的工質(zhì)焓值；A表示方框I前的工質(zhì)壓力，尸2表示方框I后、方框II前的工質(zhì)壓力，i^表示方框II后的工質(zhì)壓力；G,皿表示方框I、 II前后共同的工質(zhì)流量。不論方框代表的是并聯(lián)回路、單回路，還是單管，已知方框I前的^，G^^，依據(jù)單回路的水動力特性曲線方程和并聯(lián)回路的水動力特性曲線方程的方法，既可求出方框I后的/2，(5_,戶2和方框11后的b，G^，S，依次類推，便可得到G，與多級串聯(lián)回路的上下公共點之間的壓降的對應(yīng)關(guān)系。多對G，一AP數(shù)據(jù)，即可獲得串聯(lián)回路的水動力曲線方程。4壓降計算補(bǔ)充方程
鍋爐水冷壁管中加速壓降可忽略，只計算摩擦壓降和重位壓降。水冷壁有光管和內(nèi)螺
紋管組成。
(1)單相壓降計算
對光管，處于旺盛紊流區(qū)單相摩擦系數(shù)為
/ =-^-^ (12)
4(lg ))2
其中，it為粗糙度，對于SA213T12, "0細(xì)。AP/=/.(Z/A>(G2/2).v (13)對于四頭內(nèi)螺紋管，CE公司推薦將光管的摩擦阻力乘以1.66得到內(nèi)螺紋管的摩擦阻
力
AP;=1.66*AFf (14)
10算公式為《=廣(丄//), ).(。2/2)+ (15)
/ =0.0213 + 1.01xl04/Re12 (16)
通過實驗進(jìn)行四頭內(nèi)螺紋管的阻力特性研究給出的摩擦壓降計算公式為
2駕2
/ = ^^ + 0'03716 (17)
在亞臨界參數(shù)的廣闊范圍內(nèi)，利用式(13)和(14)計算結(jié)果相差小于14%;式(13)和(17)計算結(jié)果相差約為11%。
對于超臨界壓力，單相摩擦壓降計算公式中的平均比容按各區(qū)段進(jìn)、出口平均烚值選取，即-沁0;"+C)/2
若/處在(/ = 1670^//紐~2720^//&)，且在區(qū)段內(nèi)△! > 210U7 Ag時，平均比容按下式選取
v=("加 u — K" 乙)— c) (is)
單相重位壓降計算公式為
A^=^.g."gA/v (19)超臨界壓力時比容v的選取同上。
(2)汽液兩相壓降計算文獻(xiàn)中已發(fā)表了許多垂直光管的兩相流摩擦壓降，普遍認(rèn)為Chisholm方法較為準(zhǔn)確。引進(jìn)兩相壓降倍律(pi2:
①/二AP,/A^ =l + c/x + l/ (20)
JC、A i/APg (21)
△PL， APg分別為兩相流中液相單獨流過管道時的阻力及汽相單獨流過管道時的阻力。
A L 4(判([G(l一x)]2/2h (22)
A/>g" 2/2}Vg (23)進(jìn)入旺盛紊流區(qū)后
;^A,l/(4[lg(3700Di/k)]〉2 (24)系數(shù)C值按下式計算
11c="+(q—義)[(、—Vi )/Vg ]。5} l(、 /、)"5+(v、)'
1. G^G*=1500 kg/m2.s (粗糙管)取X二l.o， q=gVg，計算c值。
2. G>G*=1500 kg/m2.s(D/ -(l + q/x + l/x2)1!1
甲=(i+c/r+i/r2 )/(i+Cl/r+i/r2)
C2=(VW+(VU。.5
r = [x/(1—x)](2,"^f(仏廣
求得9i 后，A尸,-A^.甲/，從以上計算過程可以看出
物性、質(zhì)量流速的影響。
CE推薦內(nèi)螺紋管中摩擦阻力為光管中的1.66倍，即
、0.5
(25)
(26)(27)(28)(29)
Chisholm方法綜合考慮了
(30)
(31)
Kohler給出的內(nèi)螺紋管汽液兩相摩擦阻力計算方法如下i = (1 - x)2 + x2 (Vi /、) (4 /A,) + 6x12 (1 - x)。41 (、 )=(〃g/A)。4[l —(A/^)]d畫
這里Fri = (G、2 )/(說)，『。丄=(G2Z),Vi )/CTXg， k由以下兩式確定
、=0.0213+(1.01xl04/Reg12) (32)V =0.0213+(1.01xl04/ReL12) (33)Reg=GZ),>g，Rei=GA/A (34)
AP/=7 APi=i ;i(;z/A)(G2/2)vi (35)
過實驗進(jìn)行四頭內(nèi)螺紋管的阻力特性研究給出的汽液兩相摩擦壓降計算公式:當(dāng)P-9 19MPa時
C(;c) = 1.2803 X。7063 . (1 — ;c)。2515 ( 36 )
當(dāng)P二19 21.5MPa時
C(x) = 0.9885.x°6198 .(l-x)。1976 (37)
12兩相區(qū)重位壓降的計算方法如下
A^=A> (38)混合物的密度為-
A^/、+(l-5)/^ (39)
5為界面平均含氣率。
截面含氣率和體積含汽率從理論上存在以下關(guān)系
5 = 1/(1 + 4(1-順]} (40)由體積含汽率P和質(zhì)量含汽率x的關(guān)系
- = l/{l + (Vi/vg)[(l —(41)
可得
5 = + —(42)
其中S為汽速和水速之比。
滑速比S為多種計算方法，現(xiàn)采用電站鍋爐水動力計算方法-
S-l + (0.4 + 〃2)/(G.vJ0.5.(l-i5/221.5) (43)
具體計算時，首先確定體積含汽率，進(jìn)而確定滑速比S,求得截面含汽率5，然后求得A，即可確定重位壓降A(chǔ)。
參照圖6所示，是單管區(qū)段壓降計算子程序框圖，它提供了單管中不同流態(tài)的流體的壓降計算。首先輸入管長、傾角、內(nèi)徑、流量、壓力等數(shù)據(jù)，判斷是否為超臨界，如果是，直接運用超臨界壓降計算方法計算壓降；如果不是，則進(jìn)入下一級程序，依次判斷進(jìn)出口均為兩相，進(jìn)口兩相出口過熱，出口欠熱進(jìn)口過熱，進(jìn)口欠熱，出口兩相等情況，依次運用相關(guān)方法計算壓降。
參照圖7所示，是水冷壁水動力程序框圖，首先讀入設(shè)計節(jié)流壓降數(shù)據(jù)，然后計算各個回路下包括節(jié)流在內(nèi)的分散點數(shù)據(jù)，然后擬合并聯(lián)回路(各面墻)的水動力曲線，接著擬合各串聯(lián)回路(各輻射區(qū))的水動力曲線，接著通過各串并聯(lián)回路獲得整個水冷壁總的水動力曲線，然后根據(jù)水冷壁總流量，代到水冷壁水動力曲線方程，獲得水冷壁總壓降，然后根據(jù)總壓降，計算各面墻流量，然后根據(jù)各墻的流量，代入各墻各輻射區(qū)的水動力曲線方程，獲得壓降，接著根據(jù)壓降，計算各回路流量、出口焓值、出口壓力，通過得到各回路流量、出口焓值、出口壓力，可以得到水冷壁壁溫，最后計算完畢，進(jìn)入下一負(fù)荷的計算準(zhǔn)備。
二、膜式水冷壁溫度場計算
本發(fā)明在有限差分方法的基礎(chǔ)上通過數(shù)值計算可以獲得整個鰭片管的溫度場。
對于短期超溫，由于其時間相對于水冷壁壽命而言極其短暫，所以剩余壽命計算的實際意義較小，這里以金屬監(jiān)督及檢查為主，達(dá)到預(yù)防和調(diào)整運行的目的。
金屬壁溫計算的步驟為:數(shù)學(xué)模型的建立——外部邊界條件計算——內(nèi)部邊界條件的計算——膜式水冷壁溫度場迭代求解——做出超溫判斷。
測點布置延爐膛高度、寬度方向背火側(cè)設(shè)置少量測溫點，利用數(shù)值計算得到的溫度場間接得到向火側(cè)壁溫，避免了高溫和磨損的問題引起測量裝置的脫落或失效，適合長期監(jiān)測；在熱負(fù)荷較高處(如燃燒器附近)，在爐膛高度、寬度方向有代表性的管束處(如各回路中間管束)布置少量向火側(cè)測點，用以預(yù)警短期超溫，同時對數(shù)值計算得到的溫度場分布進(jìn)行校核。1數(shù)學(xué)物理問題的分析
在鍋爐運行中，膜式水冷壁外部一面受到爐膛火焰的強(qiáng)烈輻射，另一面則敷設(shè)絕熱材料，而管內(nèi)則是有一定質(zhì)量流速的水及蒸汽流過。要得到膜式水冷壁管壁穩(wěn)定的分布規(guī)律
就是求解在穩(wěn)定狀態(tài)下滿足給定邊界條件的調(diào)和方程Ar-o的解。該調(diào)和方程是一個線
性偏微分方程，其中無關(guān)變量是空間坐標(biāo)，而相關(guān)變量則是溫度，為簡化求解，引入如下假設(shè)
(1) 爐膛熱負(fù)荷在一定局部范圍內(nèi)是均勻的；
(2) 在鍋爐機(jī)組水冷壁中，沿管件高度方向的熱流可以忽略，因而問題的解域可看作二維；
(3) 管壁與管內(nèi)介質(zhì)的傳熱系數(shù)沿管子內(nèi)周界取為常數(shù)；
(4) 在爐膛內(nèi)，管子的對流吸熱量相對輻射吸熱量來說很小，可以忽略不計；
(5) 經(jīng)爐墻絕熱材料所散失的熱量忽略不計。為了估計以上簡化假設(shè)對計算結(jié)果可靠性的影響程度，做如下討論-
(1) 雖然爐膛熱負(fù)荷隨爐膛空間位置而變化，但對于所計算的某段位置上的膜式水冷壁而言，就其固定位置上而言熱負(fù)荷變化不大，所以可以認(rèn)為在所確定的局部范圍內(nèi)熱負(fù)荷是均勻的；
(2) 相對沿膜式水冷壁管截面徑向及周向的傳熱而言，沿其長度方向的導(dǎo)熱較小，而且膜式水冷壁長度方向尺寸相對較大，這樣把沿膜式水冷壁長度方向的導(dǎo)熱忽略掉，對其計算結(jié)果影響很小；
(3) 爐膛中輻射換熱強(qiáng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過膜式水冷壁管外壁與爐膛煙氣之間的對流換熱。 因此，在計算中不考慮膜式水冷壁管外壁的對流換熱，這對計算結(jié)果的影響不大。
(4) 在超臨界直流鍋爐實際運行過程中，通過爐墻絕熱材料的散熱量很小，將其忽 略后的計算結(jié)果仍然可以很好的與實際工況相吻合。
綜上所述，根據(jù)安全性與實際可行性兩方面的考慮，可以把超臨界直流螺旋管圈膜式 水冷壁的計算區(qū)域簡化為二維溫度場計算模型來進(jìn)行處理。 2膜式水冷壁溫度場數(shù)理模型及算法 (1) 物理問題和控制方程及其離散
參照圖8所示，《表示截面外壁輻射均勻熱負(fù)荷，1、 l'、 2、 2'、 3、 4、 5、 6為所設(shè) 邊界點，A為邊界1-2-3-4-1的向火面，B為邊界1-2-3-4-1的背火面。
根據(jù)上節(jié)中的合理假設(shè)，可以認(rèn)為某根管截面外壁輻射熱負(fù)荷q是均勻的，如果膜式 水冷壁相鄰管的幾何特征和傳熱特性相同，即相鄰管的管內(nèi)換熱系數(shù)相等、管型和結(jié)構(gòu) 尺寸相同，認(rèn)為膜式水冷壁管截面和鰭片的對稱面是絕熱面，則可選取參照圖8(a)所示的 斜線填充區(qū)為計算對象，這樣便可大大減少計算復(fù)雜程度及計算時間。我們知道，在超臨 界壓力及亞臨界壓力核態(tài)沸騰區(qū)是基本滿足內(nèi)壁放熱系數(shù)a左右相同這一條件的，但在 亞臨界傳熱惡化區(qū)，則差別較大。
參照圖8(a)所示，斜線填充區(qū)所示的計算區(qū)域中，可以將垂直管圈膜式水冷壁溫度場
分布問題簡化為二維、穩(wěn)態(tài)無內(nèi)熱源而且變物性(管壁金屬導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度變化)的導(dǎo)熱
問題進(jìn)行的求解。由于計算區(qū)域是非規(guī)則區(qū)域，采用區(qū)域分離法將計算區(qū)域進(jìn)行分解，一
部分為半圓環(huán)形，如圖8(b)左側(cè)所示；另一部分經(jīng)擴(kuò)充后為長方形，如圖8(b)右側(cè)所示。
計算區(qū)域所分成的兩部分有一重疊區(qū)域，在二者的重疊區(qū)實現(xiàn)半圓環(huán)區(qū)域和長方形區(qū)域的
耦合迭代，從而求解整個膜式水冷壁溫度場分布。下面分別討論半圓環(huán)區(qū)域、長方形區(qū)域 和重疊區(qū)域的數(shù)理控制方程及其方程的離散。
1) 半圓環(huán)區(qū)域的控制方程及其離散
的 1改 1 & A "" ~5" +---+ i--(44)
參照圖9所示，在極坐標(biāo)系中，采用內(nèi)節(jié)點法對半圓環(huán)形區(qū)域進(jìn)行離散化。O為極坐 標(biāo)原點，n、 e、 s、 w為控制體的4個邊；N、 E、 S、 W為所選4個節(jié)點；Ar為控制體r 方向范圍，A9為控制體e方向范圍；(Sr)n為N點r方向坐標(biāo)，(Sr)s為S點r方向坐標(biāo)，(Se)w
15為w點e方向坐標(biāo)，(se)e為e點e方向坐標(biāo)。
在離散化區(qū)域中，式(44)的離散化形式為
<formula>formula see original document page 16</formula>
式中
<formula>formula see original document page 16</formula>
其中，、、fcw、、及^為控制容積界面上的導(dǎo)熱系數(shù)，可按調(diào)和平均方法計算，以
<formula>formula see original document page 16</formula>
;源項S在任一控制容積中之值可以表示為溫
度的線性函數(shù)，即5 = ^+^.7>， ^為常數(shù)；&為曲線5 = /(70在尸點的斜率(
2)矩形區(qū)域的控制方程及其離散
<formula>formula see original document page 16</formula>
參照圖10所示，在直角坐標(biāo)系中，采用內(nèi)節(jié)點法對矩形區(qū)域進(jìn)行離散化。O為直角坐標(biāo)原點，n、 e、 s、 w為控制體的4個邊；N、 E、 S、 W為所選4個節(jié)點；厶x為控制體在X方向長度，AY為控制體在Y方向長度；(Sy)n為N點Y方向坐標(biāo)，(Sy)s為S點Y方向坐標(biāo)，(SxV為W點X方向坐標(biāo)，(Sx)e為E點X方向坐標(biāo)。
在離散化區(qū)域中，式(46)的離散化形式為-
式中
<formula>formula see original document page 16</formula>
其中，&、 、、 ^及、為控制容積界面上的導(dǎo)熱系數(shù)，可按調(diào)和平均方法計算。參照圖ll所示，P、 E為兩節(jié)點，(&c)p'為P點橫坐標(biāo)，(Sx)E+為E點橫坐標(biāo)，Sx為PE兩點在X方向長度。以、為例，&=(&)6/[i + ^^]。
A:p A:五
3)邊界條件的處理方法
對于半圓形區(qū)域，如圖8 (b),邊界l-6、 3-4、 4-5均為絕熱條件，邊界l-2為給定熱負(fù)荷條件，邊界2-3為給定溫度條件，邊界5-6為第三類邊界條件，即對流換熱邊界條件。
對于矩形左側(cè)區(qū)域，如圖8 (b)，邊界l-2、 2-3、 3-4均為絕熱邊界條件，邊界l-4為給定溫度條件。
邊界條件處理采用附加源項法，把由第二類和第三類邊界條件所規(guī)定的進(jìn)入或?qū)С鲇嬎銋^(qū)域的熱量作為與邊界相鄰的控制容積的當(dāng)量源項。
對第二類邊界條件，參照圖12所示，P表示控制容積，N、 E、 S為所選節(jié)點，Ay為控制容積在Y方向長度，qB為邊界熱流密度。與邊界相鄰的控制容積P的附加常數(shù)源項為
Sc,ad=(A/AV).qB (47)且同時令a =0 。其中A為所研究控制容積在邊界上的換熱面積，AV為控制容積P
的體積。
對第三類邊界條件，參照圖12所示，邊界控制容積的附加源項為 A Tf (48)
△ V 1 / + (5X )w / kB
A i (49)
且同時令a =0 。
由于令、=0，就把未知的邊界節(jié)點溫度排除在外，在獲得內(nèi)部節(jié)點的解以后，再按
邊界條件來確定邊界節(jié)點溫度。4)擴(kuò)充區(qū)域的處理
由于圖8 (b)中的陰影部分區(qū)域不夠規(guī)則，采用區(qū)域擴(kuò)充法把計算區(qū)域擴(kuò)充到直角坐標(biāo)系易于描述的矩形區(qū)域。真實邊界上作用有一定的熱流，把它以附加源項的形式送到與真實邊界相鄰的控制容積中去，而擴(kuò)充區(qū)域則處于絕熱狀態(tài)。參照圖13所示，域擴(kuò)充法，c、 d、 e、 f為控制容積P的四個邊界點。
在圖中控制容積P與真實邊界相交。于是P控制容積的附加源項為Sad=q'Lef/AVcdef (50)
其中l(wèi)表示真實邊界與控制容積p的兩條邊界相交部分的長度，是控制容
l ef " vcdef
積P的體積，q是給定的邊界熱流密度。在引入附加熱源的同時再令擴(kuò)充區(qū)中的導(dǎo)熱系數(shù)
為零，于是控制容積P中的熱量就無法向擴(kuò)充區(qū)域中傳遞，這就實現(xiàn)了真實邊界上的均
勻加熱條件。
5)分離區(qū)域的耦合
區(qū)域分離法參照圖14所示，1、 2、 3、 4、 5、 6、 7、 8表示所選的8個節(jié)點。在圖中假設(shè)^上各節(jié)點溫度，算得其內(nèi)部各節(jié)點(環(huán)形區(qū)域)溫度分布后，^上各
節(jié)點溫度通過插值進(jìn)行計算。
r* =^.(r-r')+:r (51)其中t' = ^2zi.(7;—;r5) + r5
A—5
r' = ^"-(r8 -r7)+r7
A—8
如此便求得了^上各節(jié)點(矩形區(qū)域)的溫度，把這些溫度作為已知條件，算得矩形區(qū)域內(nèi)各節(jié)點溫度，隨之可通過插值求得^上各節(jié)點的溫度。
r. =^=i-(7;-7;) + rA (52)其中，7; =^".(r2—7;) + 7;;
上式中，％。一5為被求節(jié)點與第5點在1方向上的距離；K—為被求節(jié)點與第3點在r
方向上的距離。比較前后兩次算得^上各節(jié)點溫度，如誤差小于規(guī)定精度，則終止迭代。3膜式水冷壁邊界條件的確定
根據(jù)第1節(jié)中的論述可知，膜式水冷壁的邊界條件包括管內(nèi)壁對流邊界條件、管外壁邊界條件包括膜式壁向火面的輻射邊界和背火面及鰭片兩端面的絕熱邊界，下面分別討論。
(1)外部邊界條件根據(jù)設(shè)計廠家提供的沿爐膛高度方向上熱負(fù)荷分布曲線，將此曲線擬合成多項式。將沿高度方向的平均熱負(fù)荷f乘以沿寬度方向上的熱負(fù)荷分配系數(shù);/，即可得到爐膛內(nèi)任一處的壁面熱負(fù)荷，艮P:
g = g'/7 (53)
2) 膜式水冷壁表面熱流密度分布的精確解
膜式水冷壁外部在爐膛中主要受輻射換熱的影響。膜式水冷壁輻射邊界條件少有精確的計算方法。為了提高其壁溫計算的精確性，本文采用如下膜式水冷壁角系數(shù)精確解的計算方法。
A結(jié)構(gòu)參數(shù)
根據(jù)第1節(jié)中的假設(shè)，不考慮其沿管長方向的導(dǎo)熱(假定在一局部范圍內(nèi)，爐膛熱負(fù)荷是均勻的)，可將垂直管圈膜式水冷壁的溫度場簡化為二維穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱問題。參照圖15所示，膜式水冷壁主要由管子、鰭片以及焊縫三部分組成，所以需要分別確定以上三個部分的熱流密度分布。圖中尸為焊縫位置參數(shù)；s為管子節(jié)距；2c5為鰭片厚度；0為焊縫交角；r為管子半徑。
B輻射邊界條件分析
根據(jù)模型假設(shè)，鍋爐爐膛的輻射面積熱負(fù)荷&在一定工況下是不變的，因此圖15中"面上所吸收的熱量為
(54)
在管壁、焊縫及鰭片上任一微元長度(k上所吸收的熱量為
(55)
《'為該微元長度dx上的熱流密度。ab面對dx的角系數(shù)為
^=,=色 (56)因此，微元長度上的熱流密度為
—十fs (57)必
從上式可知，求解微元長度上的熱流密度之前，首先需要計算角系數(shù)&，&。C膜式水冷壁熱流密度分布函數(shù)
19a鰭片上熱流密度分布函數(shù)
參照圖16所示，在鰭片距o,點x處取微元長度dX,過c點分別作圓O i 、 O 2的切 線交圓A于M點，交圓c^于N點；過d點分別作圓(^、 C^的切線交圓A于M，點，
交圓A于N'點。貝Ua6 、 aMc 、 cJ 、 J7V '6構(gòu)成了由四個非凹表面組成的封閉系統(tǒng)。
由角系數(shù)的相對性與完整性可得出確定角系數(shù)的交叉線法如下
=交叉線之和一非交叉線之和 _ ~~2x表面l的斷面長度^
上式中，A，2為表面l對表面2的角系數(shù)。參照圖17所示，角系數(shù)p，③采用下式計算。
— (58) 我cd 2爿5
根據(jù)角系數(shù)交叉線法，可以確定圖16中"Z (火焰)對CJ (血)的角系數(shù)為: z---、-----、 z---、 z---、
A 一 <3fM — aMc + c7V"6 — diV (59)
2 a 6
據(jù)幾何關(guān)系可以得
W = S (60)
=+ 一 ^csc" (61)
z---、
"M ，d =- + "c/g(" - - ^csc(" - (62)
c湯=+ ""g/ — "sc " (63) z---、
'6 = ++ ""g(〃 + c// ) - ^.csc(/ + (64)
將式(60) (64)代入(59)式，根據(jù)/0 + 6^)-/(w) = /'(w)dw整理可得: 4>sdX = (l/2S).[(r.ctg -5.csca).ctg .da + (r.ctg/ - "sc外ctg".d/ ] (65)
由幾何條件可以得a和X的關(guān)系
tga《X-"sinar)=(r*cosa-3) (66)
由式(66)可得
<formula>formula see original document page 20</formula>將等式(67)兩邊對x求導(dǎo)，可得
sec a
d a I3T
,sin or
《X — r sina) + tga*(l —
d a
d a 、
'c o s a ■-)
dX '
d or
sin a
(68)
>tga —X*sec
同理可以推導(dǎo)出P和X的關(guān)系如下 tg々.[(S - X ) - r.sin / ] = (r.cos々-<5)
/ = arc:
.(s-x)-"[(s-x)2 +《2
(S _ X )2 + ^ 將式(70)兩邊對X求導(dǎo)，可得
(69) (70)
dp
s in -
(71)
dX _ [(S-X).sec々-r.tg;ff]
將a、 Ja、 ^及c^的表達(dá)式代入式(65)即可以得出&^/cose的表達(dá)式。則膜式
水冷壁焊縫上的熱流密度分布函數(shù)為
《'0) = Og,*/^)'《i(72) b膜式水冷壁焊縫上的熱流密度分布函數(shù)
參照18所示，在焊縫上取微元cd建立以點A為原點，^7為X軸，^"為Y
軸的直角坐標(biāo)系。c點X軸坐標(biāo)為X， d點為X+dX，則cd長度^^dX/cos^。分別 過c、 d作圓(^的切線交圓q于M、 M'，作圓02的切線交圓(92于1^、 N'。
則"、^T 、 Cd、 5^7"^構(gòu)成了由四個非凹表面組成的封閉系統(tǒng)。根據(jù)角
系數(shù)交叉線法，"6 (火焰)對cd (dX/cos9)的角系數(shù)為:
^-"---^----"s ---
(73)
2."
根據(jù)幾何關(guān)系可得
aMc 二 "M + Mc 二 r爭"+ — r"g" (74)
^—、
aM ，d =廠、("-c/") + (X + c/X)"ec(a — c/") — r"g(" - (75)
c扁=r,〃 + (S — X - "sin/7).s e c 〃 (76)
21襲'6 =+ + [S -(義+ W) - r.sin(/ + c/踏sec(/ + (77)
將式(74) (77)代入(73)式，根據(jù)
/(W + dw)— /(W) = /'(W)^整理可得
(1 / 2S).{[r.tg/ -(S-X).s e c外tg/0.d" + (sec a + sec / ).dX (78)
+(r "g o;-X s e c a ) "g a o;}
由幾何條件可以得a和X的關(guān)系
tg a .(r.csc a - X )=(尸-X ). g6>
X —『.(X 2 + W 2 -r2)'
則
a — a rc s in
X 2 + W
其中:
『=(尸-
將式(80)兩邊對X求導(dǎo)，進(jìn)而求得da/dX
《<9 一 ？ga
d or
dX s e c a (r tg a — X*seca)
同理可得P和X的關(guān)系
tg〃.[r.csc/ — (S — X)]=(尸—X).《S
解得
々——arcsin
(S - X) -.「(S - X)2 + ff
(S - X ) +『
其中『=(尸-
將式(84)兩邊對X求導(dǎo)，進(jìn)而求得鄰/dX d々 /g/ + ^
(79) (80)
(81)
(82)
(83)
(84)
(85)
dX — sec/ .[(S - X).sec/ - r.tg-]
將a、 da、卩、鄰的表達(dá)式代入(78)式，即可得到由r、 S、 P、 e及X和dX表達(dá)的
》 的顯示關(guān)系式。
焊縫上的熱流密度分布函數(shù)為
22(86)
dX /cos <9 c管壁上的熱流密度分布函數(shù)
如圖18所示，在圓0上取微元^7，^=r*d"，分別從c、 d作圓O,的切
^~Z--、 Z----、
線交圓"于c'、 d',則ac，cd^d 'f ^"^,^^7"^"構(gòu)成了由四個非凹
表面組成的封閉系統(tǒng)。
根據(jù)角系數(shù)交叉線法，(火焰)對cd 的角系數(shù)為:
據(jù)幾何關(guān)系
—~、 z—、
—■ ^—■ ^-—-v ^-----
ad _ ore + cc'Z — dd '6
(87)
2 * a 6
(88)
6 = c，Z + cc'= r爭"+ (r-cos^ -r"os")'csc々 (89)
(90)
cW '6 = W + (sW' = "(〃 + c/〃) + ["cos(/ + c/〃)— "cos(a + do;)]'CSC(/ff + d/ )
將式(88) (90)代入(2-91)式，根據(jù)/0 + dM)-/0) = /'(>)^/"得:
4>
=(1 / 2S).[r.(1-sina "sc々).da ]參d" +
(91)
下面確定P和a的關(guān)系
r cos " - r-coso: = ^g"-(iS - r*sinar
則有
々=arcsin
-r("sin a - 51) -1>2 'S'cos2 a.QS1 — 2"sin /"2 +S2 — 2r.S.sina
將(93)式兩邊對a求導(dǎo)的鄰/da
da -sin(a + + (S/r"cos/ 將P、鄰的表達(dá)式代入(91)式，即可得出由
達(dá)式<
管壁上的熱流密度分布函數(shù)為:
/("c/a)]WS
(92)
(93)
(94)
s及a、 da表達(dá)的(J) ^ 顯示表
(95)(2)膜式水冷壁內(nèi)部邊界條件
膜式水冷壁的內(nèi)部邊界條件是第三類對流邊界，西安交通大學(xué)在廣泛的壓力范圍內(nèi)研 究了內(nèi)螺紋管與介質(zhì)水之間的傳熱特性和管壁溫度的特性，獲得了管內(nèi)壁與水的對流換熱 系數(shù)，從而確定膜式水冷壁的內(nèi)部邊界條件。本節(jié)重點論述在亞臨界及超臨界及超超臨界 壓力區(qū)內(nèi)，內(nèi)螺紋管內(nèi)壁與水之間傳熱系數(shù)的確定。 1)垂直管圈水冷壁亞臨界壓力區(qū)
研究結(jié)果表明，在亞臨界壓力區(qū)，內(nèi)螺紋管的傳熱強(qiáng)化作用明顯，管內(nèi)工質(zhì)與管壁之 間的換熱系數(shù)主要分單相對流區(qū)、核態(tài)沸騰區(qū)和干涸后傳熱區(qū)分別計算。 A單相對流區(qū)
水冷壁在鍋爐低負(fù)荷下運行時，處于亞臨界壓力區(qū)。由于水冷壁入口有一定的過冷度， 所以處于鍋爐下爐膛的垂直上升內(nèi)螺紋管水冷壁存在一段單相對流區(qū)域。在此區(qū)域，可釆 用西安交通大學(xué)根據(jù)試驗數(shù)據(jù)擬合得到的垂直上升內(nèi)螺紋管內(nèi)單相流體對流換熱計算關(guān) 聯(lián)式
泡=0.05298. Re。鼎.Pr0 4 (96) 上式的適用范圍為壓力P=9.0MPa 19MPa。
B核態(tài)沸騰區(qū)
鍋爐在亞臨界壓力區(qū)運行時，垂直管圈內(nèi)螺紋管水冷壁在相當(dāng)長范圍內(nèi)處于核態(tài)沸騰 狀態(tài)兩相沸騰區(qū)。在此區(qū)域，可以采用垂直上升內(nèi)螺紋管內(nèi)兩相流體沸騰傳熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式
、~0.6731
2 = 0.8936-
1
/ 人-1.3889 /尸、
義,
0.2627
尺,
2000
(97)
上式的適用范圍壓力P二9.0 19.0MPa 。 當(dāng)汽液兩相均為紊流時，參數(shù)％ 為
義，=
0.9
、0.5
nO.I
、〃"
(98)
C干涸后傳熱區(qū)
垂直上升內(nèi)螺紋管在亞臨界壓力的單相區(qū)和兩相區(qū)都有顯著得的強(qiáng)化傳熱，推遲傳熱 惡化和降低惡化的后果的作用。西安交通大學(xué)進(jìn)行實驗研究發(fā)現(xiàn)，垂直上升內(nèi)螺紋管中發(fā) 生的傳熱惡化是第二類傳熱惡化，也即干涸。當(dāng)處于干涸后的傳熱區(qū)，可以采用西安交通 大學(xué)所給出的垂直上升內(nèi)螺紋管干涸后傳熱系數(shù)計算關(guān)聯(lián)式
24<formula>formula see original document page 25</formula>(99)
上式的適用范圍壓力P=9.0 19.0MPa
2)垂直管圈水冷壁超臨界及超超臨界壓力區(qū)
在超臨界及超超臨界壓力區(qū)，內(nèi)螺紋管的傳熱特性在不同焓值區(qū)域不同，在遠(yuǎn)離臨界 焓值的低焓值區(qū)和高焓值區(qū)，呈現(xiàn)相似的規(guī)律管壁溫度隨焓值增大而增大，但處于低烚 值區(qū)的超超臨界水的換熱強(qiáng)于處于高焓值區(qū)的超超臨界汽，相同壓力、質(zhì)量流速和壁面熱 負(fù)荷條件下，超超臨界水的傳熱系數(shù)高于超超臨界汽的傳熱系數(shù)。內(nèi)螺紋管內(nèi)壁與流體之 間的換熱系數(shù)可根據(jù)管內(nèi)流體的焓值，分別選用關(guān)聯(lián)式
在擬臨界溫度前的低焓值區(qū)-
<formula>formula see original document page 25</formula>
(100)
在擬臨界溫度后的高焓值區(qū)域:
<formula>formula see original document page 25</formula>
(101)
上2式中的下標(biāo)w和/分別表示以壁面溫度和工質(zhì)溫度為定性溫度；其中Re數(shù)的特 征尺寸取內(nèi)螺紋管的當(dāng)量內(nèi)徑。式(100)和式(101)的平均相對誤差分別為16.96%和 19.34%。其適用范圍壓力P=24.5 32.0MPa，質(zhì)量流速G=400 1500kg/m2's，熱負(fù)荷 『200 600kW/m2。 3)螺旋管圈水冷壁亞臨界壓力區(qū)
A. 傾斜上升內(nèi)螺紋管內(nèi)單相流體對流換熱系數(shù)
采用Dittus-Boelter公式的的形式，對試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得到亞臨界壓力區(qū)傾斜上 升內(nèi)螺紋管頂部內(nèi)壁與單相流體之間的傳熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式如下
Nuf=0.0218Re,792 Pr"61 (102)
式中下標(biāo)/表示流體參數(shù)。關(guān)聯(lián)式與試驗數(shù)據(jù)之間的均方根誤差為12.6%。關(guān)聯(lián)式的 適用范圍為壓力p=9 22MPa，質(zhì)量流速G=600 1200kg/(m2s)，熱負(fù)荷為《=200 500kW/m2。
B. 傾斜上升內(nèi)螺紋管內(nèi)兩相流體傳熱系數(shù)
根據(jù)實驗數(shù)據(jù)擬合得到傾斜上升內(nèi)螺紋管頂點內(nèi)壁與兩相流體之間的傳熱系數(shù)關(guān)聯(lián) 式如下<formula>formula see original document page 26</formula>上式與試驗數(shù)據(jù)之間的均方根誤差為14.6%。上式的適用范圍為壓力嚴(yán)9 22MPa， 質(zhì)量流速G=600 1200kg/(m2s)，熱負(fù)荷為g=200 500kW/m2。
式中x = (lzf,9(:^)Q5(i^)(u
(104)
C.傾斜上升內(nèi)螺紋管傳熱惡化后傳熱系數(shù)
用于計算傳熱惡化后傾斜上升內(nèi)螺紋管頂點內(nèi)壁與工質(zhì)之間傳熱系數(shù)的試驗關(guān)聯(lián)式
如下:
氣=0.0498^ Re,
x + 1-x)
0.0215
pf4.18 fl0.883
/ 、1.22
(105)
式中Pr^表示以內(nèi)壁溫度為定性溫度得到汽相Pr數(shù)； 義為蒸汽導(dǎo)熱系數(shù)；
4尸0.914A:『/(附JO為熱力學(xué)臨界點的導(dǎo)熱系數(shù)。
上式與試驗數(shù)據(jù)之間的均方根誤差為12.6%。上式的適用范圍為壓力嚴(yán)9 22MPa， 質(zhì)量流速G=600 1200kg/(m2s)，熱負(fù)荷為『200 500kW/m2。 4)螺旋管圈水冷壁超臨界及超超臨界壓力區(qū)
擬合試驗數(shù)據(jù)，得到如下超臨界壓力區(qū)傾斜上升內(nèi)螺紋管頂部內(nèi)壁與工質(zhì)之間傳熱系 數(shù)的關(guān)聯(lián)式。
~= 0.0198 Re60783 Pr/022
'—0.106
義,
t 0.918
V義A
(106)
式中下標(biāo)b為流體參數(shù)； 下標(biāo)W為管壁參數(shù)；
上式與試驗數(shù)據(jù)之間的均方根誤差為10.4%。上式的適用范圍為壓力"23 28MPa， 質(zhì)量流速G=600 1200kg/(m2s)，熱負(fù)荷為《=200 500kW/m2。
4膜式水冷壁溫度場二維計算模型的程序步驟
對管壁溫度進(jìn)行計算時，由于內(nèi)壁放熱系數(shù)不僅與"當(dāng)?shù)?流體溫度有關(guān)，還與內(nèi)壁 溫有關(guān)，因此是一迭代過程，先假設(shè)一個內(nèi)壁溫度，由此計算放熱系數(shù)，再求內(nèi)壁溫度， 當(dāng)前次內(nèi)壁溫度與當(dāng)次內(nèi)壁溫度相差很小時，即終止迭代。膜式水冷壁溫度場分布求解步 驟如下(1) 假設(shè)一個溫度場分布；
(2) 根據(jù)給定的溫度場分布，得到內(nèi)壁換熱系數(shù)以及計算區(qū)域內(nèi)各點上的導(dǎo)熱系數(shù); G)進(jìn)行全場迭代求解，求出新的溫度場分布；
(4) 將算得的新溫度場代替舊溫度場，重復(fù)步驟(2)和(3)。直至相鄰兩次迭代
的節(jié)點最大溫度差小于規(guī)定精度，就可以認(rèn)為迭代收斂，也即所得溫度場為真實溫度場。
(5) 將同時求得的環(huán)形區(qū)域與矩形區(qū)域耦合求出膜式水冷壁全場壁溫分布。
三受熱面應(yīng)力在線監(jiān)測
應(yīng)力在線監(jiān)測只需監(jiān)測實時壓力，并通過下式計算求得。應(yīng)力誤差對壽命的影響一般 遠(yuǎn)小于溫度對壽命的影響。
o",K尸尸Z)/2Ss (107)
式中，P為工作壓力，MPa; D為管子原始中徑(公稱外徑與內(nèi)徑平均值)，mm; Ss為管子實際壁厚，mm; Kp為綜合減弱系數(shù)和應(yīng)力集中系數(shù)。
^ =《^~ [1 / 1乖2 /《)-^T^T] (108) i — v A2 —
式中￡~~當(dāng)時溫度下的彈性模數(shù)；
Ct——當(dāng)時溫度下的微分線形膨脹系數(shù)； V——泊桑比；
——外徑；
——內(nèi)徑；
&~~熱應(yīng)力集中系數(shù)。
實際運行中，由于腐蝕和磨損，不可避免地存在管子壁厚減薄的現(xiàn)象，為此 Ss = Sb-Sw-Sn-Sm (109)
式中，Sb為原始壁厚，mm; Sw為外壁腐蝕減薄厚度，mm; Sn為內(nèi)壁腐蝕減薄厚度， mm; Sm為飛灰磨損減薄厚度，mm。在線監(jiān)測系統(tǒng)中，Sw、 Sn、 Sm采用水管鍋爐強(qiáng)度計 算標(biāo)準(zhǔn)推薦的最大值，并根據(jù)鍋爐檢驗實測壁厚定期校核修正。 四疲勞損傷的在線壽命評定
鍋爐承壓部件在運行期間受到的反復(fù)交變應(yīng)力，主要來源于機(jī)組的啟停以及變負(fù)荷運 行時壓力和溫度的變化和波動。目前常用按疲勞試驗破壞前材料所經(jīng)歷的載荷循環(huán)周次的 多少對疲勞進(jìn)行分類。通常，把破壞周次大于104 105次的稱為高周疲勞，低于此界限 的稱為低周疲勞。鍋爐設(shè)備在啟停和變負(fù)荷運行中產(chǎn)生的熱疲勞多屬于低周疲勞。
27疲勞壽命具有統(tǒng)計特性，因此疲勞壽命估算多是在通過大量試驗所建立的疲勞設(shè)計曲線的基礎(chǔ)上進(jìn)行的。傳統(tǒng)的試驗方法是在一系列的循環(huán)載荷下，測得無裂紋光滑試件的相應(yīng)的斷裂次數(shù)，由此獲得應(yīng)力與壽命的關(guān)系(a-N)曲線或應(yīng)力與壽命(s-N)曲線，統(tǒng)稱為S-N曲線。對部件進(jìn)行疲勞壽命評價時，首先統(tǒng)計出部件承受的各種循環(huán)應(yīng)力的幅
值，再根據(jù)S-N曲線找出對應(yīng)的斷裂周次，由下式即得到部件的累積損傷程度
D = fi (110)臺W,
式中 為各種循環(huán)應(yīng)力的循環(huán)次數(shù)；Ni為相應(yīng)循環(huán)應(yīng)力的允許循環(huán)次數(shù)，當(dāng)Z)=l時，即認(rèn)為發(fā)生了疲勞破壞。五蠕變壽命損傷的評定
在高溫蠕變條件下，應(yīng)力越大，蠕變進(jìn)行的越快，破壞得越早。試驗表明在一定溫度條件下，應(yīng)力(T與蠕變破壞時間T存在如下關(guān)系
7=乂 (111)
式中，A、 B為與鋼種及溫度有關(guān)的常數(shù)，可通過恒溫條件下，采用較高的應(yīng)力進(jìn)行短期的試驗獲得。
采用經(jīng)典的蠕變計算公式(L-M公式)，對于某應(yīng)力，絕對溫度r、蠕變破壞時間r和應(yīng)力O"有如下關(guān)系
T(C + lg r) = fl。 + q lg cr + a2 lg2 cr + fl3 lg3 (J (112)
對于給定材料，可根據(jù)其實測對應(yīng)不同溫度和時間的材料持久強(qiáng)度數(shù)據(jù)求出系數(shù)"0、a" &、 flj和常數(shù)Co
^=1^ (113)
1 T,
A——材料的蠕變壽命損耗量J巧~~在/參數(shù)下部件的運行時間
z;~~在/參數(shù)下部件的蠕變斷裂時間根據(jù)以上分析，由材料的工作溫度和工作應(yīng)力，可以確定部件在該工作溫度和工作應(yīng)力下的使用壽命。在線監(jiān)測中，通過實時計算管壁溫度和應(yīng)力，可得到壽命損耗率。對于蠕變損傷，滿足線性累加原則，即可將壽命損耗率累加，得到總的壽命損耗。六蠕變和疲勞的交互作用
在電廠鍋爐承壓部件中，材料都會受到蠕變和疲勞的交互作用，材料的軟化會降低材料的蠕變性能和低周疲勞性能，脆化會降低材料的沖擊韌性值和斷裂韌性，從而嚴(yán)重降低鍋爐承壓部件的致裂壽命和剩余壽命。而蠕變-疲勞交互作用，又會進(jìn)一步縮短鍋爐承壓部件的致裂壽命和剩余壽命。從上面的介紹已經(jīng)知道了材料蠕變和疲勞的壽命損耗計算方法，它們都是在單獨作用情況下得出的。
在評價鍋爐承壓部件蠕變一疲勞交互作用下?lián)p傷時，通常釆用線性累計損傷法，即應(yīng)用蠕變損傷的Robbinson法則和疲勞損傷的Miner準(zhǔn)貝lj ，并認(rèn)為蠕變與疲勞獨立發(fā)生作用，其總損傷^為
^ = 0r+Z) = f(114)
式中^r和"分別為為蠕變損傷和疲勞損傷；J巧為第/種工作條件下累積運行時間；
。為第/種工作條件下金屬部件蠕變斷裂時間。 為在應(yīng)力OT'下經(jīng)過 反復(fù)循環(huán)作用；M
為在應(yīng)力J經(jīng)過M次反復(fù)循環(huán)作用材料發(fā)生裂紋。
權(quán)利要求
1、一種水冷壁在線失效預(yù)警方法，其特征在于，首先，根據(jù)電站鍋爐結(jié)構(gòu)、運行數(shù)據(jù)劃分水冷壁回路，結(jié)合運行時水冷壁總流量、進(jìn)口壓力數(shù)據(jù)，進(jìn)行水動力計算，得到各回路流量、壓力數(shù)據(jù)；其次，在結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)及各回路流量、壓力數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上，采用數(shù)值方法，進(jìn)行金屬壁溫計算，獲得整個鰭片管的溫度場；再次，在已得到水冷壁各回路壓力、流量、整個鰭片管壁溫的基礎(chǔ)上，根據(jù)公式σp＝KPPD/2SS得到切向薄膜應(yīng)力σp，其中P為工作壓力，MPa；D為管子外徑與內(nèi)徑平均值，mm；Ss為管子實際壁厚，mm；Kp為綜合減弱系數(shù)和應(yīng)力集中系數(shù)；根據(jù)公式得到切向熱應(yīng)力σT。其中，E為當(dāng)時溫度下的彈性模數(shù)；α為當(dāng)時溫度下的微分線形膨脹系數(shù)；v為泊桑比；R2為外徑；R1為內(nèi)徑；Kt為熱應(yīng)力集中系數(shù)；最大應(yīng)力值由每次循環(huán)中的最大切向薄膜應(yīng)力σp和最大切向熱應(yīng)力σT相迭加而得，最小應(yīng)力值則由最小切向薄膜應(yīng)力σp和最小切向熱應(yīng)力σT相迭加而得，從而形成應(yīng)力履歷數(shù)據(jù)庫，為疲勞損傷計算提供應(yīng)力振幅，為蠕變損傷計算提供有效蠕變應(yīng)力數(shù)據(jù)；最后，在應(yīng)力履歷數(shù)據(jù)庫的基礎(chǔ)上，結(jié)合試驗所建立的疲勞設(shè)計曲線S-N曲線，先統(tǒng)計出部件承受的各種循環(huán)應(yīng)力的幅值，再根據(jù)S-N曲線找出對應(yīng)的斷裂周次，由公式得到部件的累積損傷程度，當(dāng)D≥1時，判定水冷壁管因疲勞發(fā)生失效。其中，ni為各種循環(huán)應(yīng)力的循環(huán)次數(shù)；Ni為相應(yīng)循環(huán)應(yīng)力的允許循環(huán)次數(shù)；同時進(jìn)行蠕變壽命損傷的評定，對于某應(yīng)力，絕對溫度T、蠕變破壞時間τ和應(yīng)力σ采用公式T(C+lgτ)＝a0+a1lgσ+a2lg2σ+a3lg3σ計算，得到蠕變破壞時間τ。對于給定材料，可根據(jù)其實測對應(yīng)不同溫度和時間的材料持久強(qiáng)度數(shù)據(jù)求出系數(shù)a0、a1、a2、a3和常數(shù)C，再根據(jù)公式進(jìn)行計算，當(dāng)Φr≥1時，判定水冷壁管因蠕變發(fā)生失效，其中，φr為材料的蠕變壽命損耗量，⊿τi為在i參數(shù)下部件的運行時間，τi為在i參數(shù)下部件的蠕變斷裂時間；若D≤1且Φr≤1，但φ＝D+Φr≥1時，判定水冷壁因疲勞、蠕變失效，實現(xiàn)水冷壁在線失效預(yù)警。
2、 根據(jù)權(quán)利要求1所述的一種水冷壁在線失效預(yù)警方法，其特征在于，水動力計算，通過逐步計算，獲得個回路，包括節(jié)流元件、局部阻力元件、水冷壁，不同流量下的壓降， 這樣獲得回路分散點的數(shù)據(jù)，采用四次方切比雪夫多項式擬合，在以獲得的壓降-流量數(shù) 據(jù)基礎(chǔ)上，得到回路的水動力曲線方程，在串聯(lián)系統(tǒng)中，根據(jù)工質(zhì)流量相等，壓降疊加， 在并聯(lián)系統(tǒng)中，根據(jù)壓降相等，流量疊加來獲得串、并聯(lián)回路的壓降-流量或流量-壓降數(shù) 據(jù)，據(jù)此通過切比雪夫多項式擬合獲得串并聯(lián)系統(tǒng)的水動力曲線方程，對于直流鍋爐，入 口總流量M,自總是已知的，即可求得壓降A(chǔ)^。
3、根據(jù)權(quán)利要求1所述的一種水冷壁在線失效預(yù)警方法，其特征在于，所述的金屬 壁溫計算采用區(qū)域分離法建立了膜式水水冷壁穩(wěn)態(tài)無內(nèi)熱源而且變物性的二維溫度場計 算模型，獲得整個鰭片管的溫度場，用于計算分析膜式水冷壁界面溫度場分布、水冷壁管 壁溫沿爐膛高度的分布和爐膛同一截面各水冷壁管的溫度分布。
全文摘要
本發(fā)明涉及一種水冷壁在線失效預(yù)警方法，包括以下步驟水動力計算、金屬壁溫計算、應(yīng)力解析、疲勞壽命消耗解析、蠕變壽命消耗解析、總壽命消耗解析。通過流動傳熱規(guī)律在線實時計算該管組所有管子的流量、進(jìn)出口壓力、沿長度各段管子的爐內(nèi)壁溫值、應(yīng)力變化幅值等參數(shù)，結(jié)合在各輻射區(qū)具有流動傳熱代表性的管段布置少量的測點，和已有的爐外進(jìn)出口測點作為計算、校核點，輸入計算機(jī)計算處理，以判斷是否出現(xiàn)水動力不穩(wěn)定性、超溫、疲勞蠕變破壞等不安全因素。計算結(jié)果實時顯示、記錄有關(guān)數(shù)據(jù)，作為判斷水冷壁是否安全運行的依據(jù)，實現(xiàn)設(shè)備的優(yōu)化運行和依據(jù)狀態(tài)安排檢驗與維修管理，全面實施設(shè)備狀態(tài)檢修。
文檔編號F22B35/00GK101476715SQ200910020989
公開日2009年7月8日 申請日期2009年1月20日 優(yōu)先權(quán)日2009年1月20日
發(fā)明者佟振霞, 王樹眾, 煒 裴, 軍 趙, 趙冉冉 申請人:西安交通大學(xué)