卞韶帥， 潘龍興， 霍 勇

（1.上海明華電力技術(shù)工程有限公司，上海 200090；2.淮滬煤電有限公司田集發(fā)電廠，淮南 232082）

近年來(lái)，火電機(jī)組正向著大容量、高參數(shù)的超（超）臨界發(fā)電技術(shù)方向快速發(fā)展，雖然超（超）臨界機(jī)組能提高機(jī)組的循環(huán)熱效率、降低發(fā)電能耗和污染物排放水平，但同時(shí)也可能加速鍋爐高溫受熱面管束蒸汽側(cè)的合金氧化過(guò)程，帶來(lái)蒸汽側(cè)氧化膜生長(zhǎng)和脫落問(wèn)題.

從20世紀(jì)六七十年代起，國(guó)外研究機(jī)構(gòu)（如美國(guó)電科院（EPRI）、美國(guó)橡樹(shù)嶺國(guó)家實(shí)驗(yàn)室（ORNL）、英國(guó)中央電力局（CEGB）和英國(guó)國(guó)家物理實(shí)驗(yàn)室（NPL））等對(duì)高溫受熱面管內(nèi)蒸汽側(cè)氧化問(wèn)題進(jìn)行了一系列的研究，增強(qiáng)了對(duì)電站鍋爐合金材料蒸汽側(cè)氧化和脫落機(jī)理的認(rèn)識(shí)，建立了相應(yīng)的氧化膜脫落預(yù)測(cè)模型，采用簡(jiǎn)單的雙層平板模型或數(shù)值模擬技術(shù)來(lái)模擬鍋爐運(yùn)行過(guò)程中一段爐管氧化膜的生長(zhǎng)和應(yīng)力變化情況，但其邊界條件是模擬的，也不具備在線實(shí)時(shí)分析的功能［1-3］.

隨著國(guó)內(nèi)高參數(shù)機(jī)組相繼投入運(yùn)行，高溫受熱面蒸汽側(cè)氧化膜生長(zhǎng)和脫落問(wèn)題也屢見(jiàn)報(bào)道，在材料蒸汽氧化機(jī)理、運(yùn)行和檢修處理等方面已有大量研究和定性分析，但對(duì)高溫受熱面蒸汽側(cè)氧化膜狀態(tài)仍不能實(shí)現(xiàn)有效的在線監(jiān)測(cè)［4-5］.

鍋爐高溫受熱面蒸汽側(cè)氧化膜在線監(jiān)測(cè)技術(shù)采用理論分析計(jì)算與爐外汽溫測(cè)點(diǎn)相結(jié)合的方式，通過(guò)實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)高溫受熱面爐內(nèi)汽溫分布、壁溫分布和蒸汽側(cè)氧化膜的應(yīng)力及應(yīng)變分布，預(yù)測(cè)氧化膜的脫落和堵塞情況，并結(jié)合檢修期間的檢測(cè)結(jié)果對(duì)氧化膜厚度和脫落臨界應(yīng)變值進(jìn)行修正.該技術(shù)對(duì)實(shí)施鍋爐高溫受熱面的優(yōu)化檢修、預(yù)防氧化膜脫落及堵塞爆管的發(fā)生具有積極的指導(dǎo)意義，同時(shí)還可以為運(yùn)行人員提供操作指導(dǎo)，使鍋爐在運(yùn)行中始終保持較小的吸熱偏差和較低的壁溫，從而減緩氧化膜生成速率.

1 高溫受熱面壁溫在線監(jiān)測(cè)方法

高溫受熱面爐內(nèi)汽溫和壁溫的在線監(jiān)測(cè)是整套監(jiān)測(cè)系統(tǒng)的基礎(chǔ).大型電站鍋爐高溫受熱面的管屏大多由若干并聯(lián)多套管組成，其傳熱方式十分復(fù)雜，有對(duì)流傳熱以及屏間煙氣、爐膛煙氣或屏前煙氣、內(nèi)圈管處小煙室和屏后煙氣對(duì)管屏的輻射傳熱等，而且這些熱量在各排管子中的分配也有很大的不均勻性.某管段A受到的吸熱量可能為以上幾種熱量之和，即

式中：Qfq為爐膛煙氣或屏前煙氣對(duì)管屏的輻射傳熱量；Qfj為屏間煙氣對(duì)管屏的輻射傳熱量；Qd為對(duì)流傳熱量；Qfh為屏后煙氣對(duì)管屏的輻射傳熱量；Qfx為屏下煙氣對(duì)管屏的輻射傳熱量；Qfs為內(nèi)圈管處小煙室對(duì)管屏的輻射傳熱量.

根據(jù)管段A的進(jìn)口汽溫和蒸汽流量，可得到管段A的出口汽溫.高溫受熱面某片屏中任意1根管子是由若干不同種類(lèi)的管段串聯(lián)而成的，這些管段可能為首排管、末排管、中間管、緊貼管、懸空管或兩邊節(jié)距不等的各種不同傳熱特性的管段等［6］.這根管子的總吸熱量即為各種類(lèi)型管段的吸熱量之和.管子中某一截面處沿周向熱負(fù)荷最大點(diǎn)處的爐內(nèi)管壁金屬溫度（管壁熱阻均分點(diǎn)的溫度）為

式中：tgz為計(jì)算截面上管內(nèi)蒸汽溫度，℃；β為管徑比；μ為均流系數(shù)；δ為管壁厚度，m；λ為管材的導(dǎo)熱系數(shù)，W／（m·℃）；α2為計(jì)算點(diǎn)管內(nèi)蒸汽對(duì)管壁的傳熱系數(shù)，W／（m2·℃）；qmax為計(jì)算點(diǎn)上管子外壁周界最大熱負(fù)荷，W／m2.

根據(jù)爐外代表性的測(cè)點(diǎn)所反映的實(shí)時(shí)工況，通過(guò)對(duì)受熱面?zhèn)鳠岷退畡?dòng)力特性的精確計(jì)算，可以在線得到爐內(nèi)每根管子沿管長(zhǎng)方向的壁溫和汽溫分布［7］，主要思路如下：（1）在爐外按照壁溫校核計(jì)算結(jié)果的結(jié)構(gòu)布置測(cè)點(diǎn)，即代表屏、代表管爐外壁（汽）溫測(cè)點(diǎn)以及同屏各管的溫度測(cè)點(diǎn)，同時(shí)結(jié)合鍋爐上原有的測(cè)量參數(shù)如主蒸汽流量、主蒸汽壓力、主蒸汽溫度等.（2）按照爐管材料分段、管徑和彎頭等在爐內(nèi)設(shè)置若干壁（汽）溫計(jì)算點(diǎn).（3）計(jì)算各屏的屏間流量偏差分布和同屏各管流量分布.（4）計(jì)算代表管的同屏熱偏差系數(shù).代表管的焓增除以代表管同屏熱偏差系數(shù)可得到各屏的平均焓增，依此可得到各屏平均焓增.（5）根據(jù)各屏平均焓增和汽溫溫升比公式可得到各屏各管沿管長(zhǎng)方向各計(jì)算點(diǎn)的汽溫分布.（6）由各屏平均焓增和整個(gè)受熱面的平均焓增計(jì)算沿?zé)煹缹挾确较蚱灵g熱偏差系數(shù).通過(guò)求得的汽溫值和屏間熱偏差系數(shù)，可得到各屏各管沿管長(zhǎng)方向各計(jì)算點(diǎn)的壁溫分布.

2 高溫受熱面氧化膜生長(zhǎng)模型

2.1 氧化膜厚度計(jì)算模型

高溫受熱面管內(nèi)蒸汽氧化生成的氧化物可分為靠近基材的Fe－Cr尖晶層、其上的Fe3O4層和最外不連續(xù)的Fe2O3層.一般可將合金蒸汽側(cè)氧化膜看做雙層，即內(nèi)層的Fe－Cr尖晶層和外層的Fe3O4層［1-2］.氧化膜的生長(zhǎng)規(guī)律［2］可表述為

式中：y為氧化膜內(nèi)、外層厚度比例因子，一般取為1，可根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)割管掃描電鏡分析進(jìn)行修正；kp為壓力修正因子，與蒸汽壓力有關(guān)，根據(jù)實(shí)驗(yàn)及現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)擬合；kox為與溫度相關(guān)的比例常數(shù)；A為Arrhenius常數(shù)，與材料的抗氧化性有關(guān)，根據(jù)實(shí)驗(yàn)及現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)獲取，μm／h；Q為激活能，與材料的抗氧化性有關(guān)，根據(jù)實(shí)驗(yàn)及現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)獲取，kJ／mol；R為通用氣體常數(shù)，kJ／（mol·K）；T 為氧化膜生長(zhǎng)溫度，采用氧化膜表面溫度較為合適，K；t為氧化膜生長(zhǎng)時(shí)間，h；n為氧化膜生成速率指數(shù)，一般可按拋物線規(guī)律取2.

考慮到利用氧化膜厚度模型計(jì)算時(shí)需要初始化，另外也需要通過(guò)檢修等機(jī)會(huì)對(duì)模型進(jìn)行完善修正，以提高模型預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確度.對(duì)式（3）兩邊求微分，經(jīng)整理可得到氧化膜厚度

式中：dox，k為第k 次計(jì)算得到的氧化膜厚度；dox，k＋1為第k＋1次計(jì)算得到的氧化膜厚度；Δτ為第k＋1次計(jì)算與第k次計(jì)算的時(shí)間間隔.

2.2 氧化膜厚度對(duì)壁溫的影響

高溫受熱面蒸汽側(cè)氧化膜增厚將導(dǎo)致管壁導(dǎo)熱性能惡化，使管壁的運(yùn)行溫度升高.因此，壁溫在線監(jiān)測(cè)計(jì)算必須考慮氧化膜厚度分布對(duì)管壁溫度的影響.圖1給出了基于氧化膜的壁溫修正模型.

圖1 基于氧化膜的壁溫修正模型Fig.1 Oxide scale－based correction model for tube wall temperatures

有氧化膜時(shí)爐管計(jì)算截面處的汽－壁溫差Δt′為

式中：Δt為無(wú)氧化膜時(shí)爐管計(jì)算截面處的汽－壁溫差；r1為有氧化膜時(shí)的內(nèi)徑，m；rn為無(wú)氧化膜時(shí)的初始內(nèi)徑，m；r2為氧化膜與合金基材界面的距離，m；rm為平均壁厚，m；r3為管子外徑，m；λ1為氧化膜導(dǎo)熱系數(shù)，W／（m·K）；λ2為合金基材導(dǎo)熱系數(shù)，W／（m·K）；αs為蒸汽與管子內(nèi)壁的傳熱系數(shù)，W／（m2·K）.

以某600MW超臨界機(jī)組高溫過(guò)熱器為例進(jìn)行試算.若r3＝0.0191m，rm＝0.0155m，r2＝0.0121m，rn＝0.0120m，r1＝0.0119m，λ1＝3 W／（m·K），λ2＝30W／（m·K），那 么 Δt′＝1.2314Δt，其中氧化膜總厚度為200μm，即有氧化膜時(shí)爐管汽－壁溫差值是無(wú)氧化膜時(shí)的1.2314倍.在實(shí)際運(yùn)行中，可根據(jù)上文高溫受熱面爐內(nèi)汽溫和壁溫的在線監(jiān)測(cè)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行實(shí)時(shí)修正.

3 高溫受熱面氧化膜應(yīng)力在線計(jì)算模型

高溫受熱面管內(nèi)壁氧化膜中的主要應(yīng)力狀態(tài)可表述為［8］

式中：σ外部為來(lái)自運(yùn)行過(guò)程的外部應(yīng)力，如內(nèi)部蒸汽壓力；σ生長(zhǎng)為合金蒸汽氧化過(guò)程本身產(chǎn)生的應(yīng)力，包括本征生長(zhǎng)應(yīng)力和幾何生長(zhǎng)應(yīng)力，其中本征生長(zhǎng)應(yīng)力需要通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)得，幾何生長(zhǎng)應(yīng)力則可以通過(guò)相應(yīng)模型計(jì)算；σ溫變?yōu)闇刈冞^(guò)程中由于氧化膜各層、基材間的熱膨脹系數(shù)不同而產(chǎn)生的應(yīng)力；σ蠕變?yōu)橛苫幕蜓趸ぴ谂c時(shí)間相關(guān)的蠕變變形中所產(chǎn)生的應(yīng)力.

按照汽溫和壁溫的在線監(jiān)測(cè)方法，每根爐管按材質(zhì)和彎頭等分為若干個(gè)計(jì)算點(diǎn)，每個(gè)計(jì)算點(diǎn)既是汽溫和壁溫計(jì)算點(diǎn)，也是應(yīng)力和應(yīng)變計(jì)算點(diǎn)，計(jì)算點(diǎn)的截面幾何模型見(jiàn)圖2.對(duì)氧化膜應(yīng)力計(jì)算模型進(jìn)行了適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化.如圖2所示，整個(gè)模型包含3層，即從煙氣側(cè)到蒸汽側(cè)分別為合金基材層、Fe－Cr尖晶層及Fe3O4與Fe2O3合層.考慮每1層均為厚度一致、成分均勻的單層結(jié)構(gòu).由于Fe2O3一般不連續(xù)為1層，最內(nèi)層按Fe3O4和Fe2O3合層考慮，其熱膨脹系數(shù)等參數(shù)均根據(jù)Fe3O4和Fe2O3的比例取相應(yīng)參數(shù)的加權(quán)平均值.筆者暫不考慮塑性變形和蠕變效應(yīng)的影響，假設(shè)金屬和氧化膜均為始終處于彈性階段的各向同性材料.溫度場(chǎng)（溫變場(chǎng)）和氧化膜幾何尺寸可按上文模型進(jìn)行計(jì)算.基于熱彈性力學(xué)理論進(jìn)行建模［9］，可求出應(yīng)力場(chǎng)的解析解.

對(duì)任意第k（k＝1，2，3）層，計(jì)算可得

圖2 氧化膜應(yīng)力計(jì)算模型Fig.2 Calculation model for stress in oxide scales

式中：σr為徑向應(yīng)力，MPa；ri為第k層內(nèi)徑，m；ro為第k層外徑，m；pi為第k層內(nèi)壓力，MPa；po為第k層外壓力，MPa；α為熱膨脹系數(shù)；E為彈性模量，MPa；A為溫變系數(shù)；ν為泊松比；r為第k層半徑，m；σθ為周向應(yīng)力，MPa；σz為軸向應(yīng)力，MPa；ΔT為溫變，ΔT ＝A＋Bln r，K.

2個(gè)相鄰層交界面處的連續(xù)性條件為

聯(lián)立方程組即可求得相鄰層間的徑向壓力

式中：k為層數(shù)，k＝1，2；第k層的外徑用rk表示；p0為管內(nèi)蒸汽壓力，p0＝pin，MPa；p3為管外煙氣壓力，p3＝pout，MPa.

4 高溫受熱面氧化膜脫落評(píng)估方法

高溫受熱面蒸汽側(cè)氧化膜失效是氧化膜脫落的主要原因，可以根據(jù)失效所處的應(yīng)力環(huán)境劃分為拉應(yīng)力和壓應(yīng)力下的失效破裂.在拉應(yīng)力下，氧化膜失效的主要形式有貫穿裂紋、分層和脫落等；在壓應(yīng)力下，氧化膜失效的主要形式有壓曲、分層和脫落等.判斷氧化膜失效的方法采用臨界應(yīng)變能準(zhǔn)則［8，10-11］，即當(dāng)氧化膜中存儲(chǔ)的彈性應(yīng)變能 G 大于界面分離所需的能量時(shí)，氧化膜發(fā)生脫落.

由于氧化膜內(nèi)部或表面已存在的缺陷而形成的拉應(yīng)力貫穿裂紋的判斷準(zhǔn)則可表述為

式中：KIC為臨界斷裂韌度，MPa／m1／2；γ為表面斷裂能，J／m2.

氧化膜的脫落判斷準(zhǔn)則可表述為

式中：εr為徑向應(yīng)變；εθ為周向應(yīng)變；dox為氧化膜厚度，m；kexf為經(jīng)驗(yàn)修正系數(shù)，考慮到氧化膜脫落位置和空洞率等影響因素，可根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)割管掃描電鏡分析結(jié)果對(duì)γ值進(jìn)行實(shí)際修正.

氧化膜在彎管處堆積的可能性則可根據(jù)氧化膜脫落面積比例［10］、脫落質(zhì)量、堆積密度、蒸汽流速、氧化膜厚度、管子內(nèi)徑和彎頭位置等進(jìn)行推算.

5 鍋爐高溫受熱面蒸汽側(cè)氧化膜管理系統(tǒng)

鍋爐高溫受熱面蒸汽側(cè)氧化膜管理系統(tǒng)是通過(guò)理論及試驗(yàn)研究，實(shí)現(xiàn)氧化膜預(yù)測(cè)、預(yù)警、預(yù)防的一套實(shí)時(shí)信息（SIS）高級(jí)應(yīng)用.

5.1 主要功能

鍋爐高溫受熱面蒸汽側(cè)氧化膜管理系統(tǒng)主要有7個(gè)功能.

（1）汽溫、壁溫監(jiān)測(cè)：顯示監(jiān)測(cè)受熱面各屏、各管、各計(jì)算點(diǎn)的爐內(nèi)汽溫、壁溫的分布棒狀圖；顯示同屏各管、各計(jì)算點(diǎn)的爐內(nèi)汽溫、壁溫分布棒狀圖；顯示沿每根管子長(zhǎng)度方向各計(jì)算點(diǎn)的爐內(nèi)汽溫、壁溫分布折線圖.

（2）壽命監(jiān)測(cè)：對(duì)于壁溫在線監(jiān)測(cè)計(jì)算的每1點(diǎn)，根據(jù)其材料特性，實(shí)時(shí)計(jì)算出當(dāng)前應(yīng)力值，并結(jié)合汽溫和壁溫在線監(jiān)測(cè)計(jì)算結(jié)果，計(jì)算相應(yīng)的蠕變壽命損耗率.

（3）氧化膜厚度監(jiān)測(cè)：顯示監(jiān)測(cè)受熱面各屏、各管沿管子長(zhǎng)度方向各點(diǎn)蒸汽側(cè)氧化膜厚度分布的棒狀圖.可根據(jù)檢修期間超聲波測(cè)厚或割管掃描電鏡分析結(jié)果對(duì)其預(yù)測(cè)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行修正.

（4）應(yīng)力應(yīng)變監(jiān)測(cè)：對(duì)于汽溫、壁溫在線監(jiān)測(cè)計(jì)算的各點(diǎn)，依據(jù)其材料、氧化膜厚度和溫度變化等因素，實(shí)時(shí)計(jì)算出氧化膜當(dāng)前的應(yīng)力、應(yīng)變值，并顯示其隨運(yùn)行工況的變化趨勢(shì).

（5）氧化膜脫落預(yù)測(cè)：根據(jù)氧化膜應(yīng)力情況，實(shí)時(shí)計(jì)算氧化膜應(yīng)變能及各類(lèi)氧化膜失效的臨界應(yīng)變能，預(yù)測(cè)出各點(diǎn)氧化膜的脫落和在彎管處的堆積情況，可根據(jù)運(yùn)行中實(shí)際脫落情況修正臨界應(yīng)變能值.

（6）運(yùn)行指導(dǎo)：根據(jù)受熱面沿?zé)煹缹挾确较驘崞罘植记闆r和應(yīng)力變化趨勢(shì)等，結(jié)合當(dāng)前的運(yùn)行方式，對(duì)受熱面高熱偏差運(yùn)行原因進(jìn)行自動(dòng)分析，并給出運(yùn)行指導(dǎo)建議.

（7）檢修管理：輸入和查詢(xún)各受熱面各監(jiān)測(cè)計(jì)算點(diǎn)檢驗(yàn)、氧化膜測(cè)厚、應(yīng)力狀態(tài)和壽命評(píng)估的結(jié)果，輸入和查詢(xún)各監(jiān)測(cè)受熱面爐管的材料和規(guī)格等特性數(shù)據(jù).

5.2 應(yīng)用情況

鍋爐高溫受熱面蒸汽側(cè)氧化膜管理系統(tǒng)目前已在某電廠600MW超臨界鍋爐上實(shí)施，用以監(jiān)測(cè)末級(jí)過(guò)熱器和末級(jí)再熱器的壁溫和氧化膜狀態(tài).該系統(tǒng)于2012年12月正式投運(yùn)，實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)爐內(nèi)受熱面管束的壁溫變化情況，并對(duì)氧化膜應(yīng)力狀態(tài)和脫落情況進(jìn)行在線計(jì)算和預(yù)測(cè).

圖3實(shí)時(shí)顯示了某工況下高溫過(guò)熱器和高溫再熱器的屏間熱偏差分布，并給出了運(yùn)行調(diào)整的建議，可以指導(dǎo)運(yùn)行人員合理調(diào)整燃燒工況，其中圖3（a）和圖3（b）的熱偏差性能指標(biāo)分別為15.41%和10.79%.盡量將熱偏差控制在允許的偏差線以下，可有效降低偏差屏爐內(nèi)壁溫和汽溫水平，同時(shí)也減緩了氧化膜生成速率，降低了氧化膜脫落的可能性.

圖4給出了某次停爐過(guò)程中高溫過(guò)熱器第6屏第1根第10計(jì)算點(diǎn)外層氧化膜中平均周向應(yīng)變的變化趨勢(shì)，其中該計(jì)算點(diǎn)的材料為T(mén)P347H，對(duì)應(yīng)Arrhenius常數(shù)為5.0×109μm／h［2］，激活能為171 kJ／mol［2］.根據(jù)最近1次割管掃描電鏡分析和氧化皮測(cè)厚數(shù)據(jù)以及相應(yīng)的溫度統(tǒng)計(jì)值，推算可得到該系統(tǒng)投運(yùn)時(shí)的氧化皮初始厚度，再按照上文中爐內(nèi)壁溫、汽溫在線監(jiān)測(cè)計(jì)算和氧化皮厚度在線監(jiān)測(cè)計(jì)算等模型進(jìn)行實(shí)時(shí)運(yùn)算，到本次機(jī)組停爐時(shí)該計(jì)算點(diǎn)的平均氧化膜厚度約為120μm.由圖4可以看出，在停爐過(guò)程中，氧化膜外層周向應(yīng)變?yōu)樨?fù)值，氧化膜周向受壓；隨著降溫過(guò)程的進(jìn)行，周向應(yīng)變值逐漸增大，直至達(dá)到臨界壓應(yīng)變，預(yù)示該計(jì)算點(diǎn)可能發(fā)生了氧化膜脫落，實(shí)際的X射線拍片檢測(cè)結(jié)果也證實(shí)該管發(fā)生了氧化膜的脫落和堆積.

圖3 熱偏差運(yùn)行指導(dǎo)Fig.3 Operation instructions for control of thermal deviation

圖4 停爐過(guò)程中氧化膜應(yīng)變的變化趨勢(shì)Fig.4 Strain curves of oxide scale during shutdown process

另外，利用該系統(tǒng)監(jiān)測(cè)得到的超溫時(shí)間排序、氧化膜生成厚度和應(yīng)力狀態(tài)情況等，可確定檢修時(shí)檢測(cè)的重點(diǎn)區(qū)域，節(jié)約人力、物力和時(shí)間.該系統(tǒng)可以為鍋爐高溫受熱面的安全運(yùn)行和優(yōu)化檢修提供準(zhǔn)確的指導(dǎo)和數(shù)據(jù)支持.

6 結(jié) 論

（1）利用鍋爐高溫受熱面蒸汽側(cè)氧化膜在線監(jiān)測(cè)系統(tǒng)可以減小沿?zé)煹缹挾确较虻臒崞?，有效降低偏差屏的爐內(nèi)溫度，減緩管內(nèi)氧化膜生成速率.通過(guò)對(duì)溫度變化速率和氧化膜應(yīng)力狀態(tài)的實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)，可以積極預(yù)防氧化膜的脫落和堆積.該系統(tǒng)可以為鍋爐的安全運(yùn)行和優(yōu)化檢修提供有效手段.

（2）由于鍋爐高溫受熱面蒸汽側(cè)氧化膜在線監(jiān)測(cè)系統(tǒng)目前累積的數(shù)據(jù)較少，使得理論計(jì)算模型可能存在一定的偏差，后續(xù)工作需要利用大量的現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)對(duì)模型參數(shù)進(jìn)行進(jìn)一步的完善和修正.

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