張立新

（國家能源菏澤發(fā)電有限公司，山東 菏澤 274032）

0 引言

新能源裝機(jī)迅猛增長是能源結(jié)構(gòu)清潔化改革的需要。新能源發(fā)電的隨機(jī)性導(dǎo)致電網(wǎng)調(diào)峰困難，要求現(xiàn)役火電機(jī)組提高靈活性及深度調(diào)峰能力，以維持電網(wǎng)穩(wěn)定［1］。鍋爐無法始終在設(shè)計工況下運(yùn)行，汽溫變化不可避免。因噴水減溫器具有結(jié)構(gòu)簡單、調(diào)溫幅度大、調(diào)節(jié)靈敏和易于實現(xiàn)自動化等特點(diǎn)，噴水減溫已經(jīng)成為電站鍋爐調(diào)節(jié)汽溫的基本手段。

目前的噴水減溫器多為混合式減溫器，減溫器噴嘴、筒體以及集箱管座等部件的工作環(huán)境較差，極易導(dǎo)致材料出現(xiàn)熱疲勞損傷；在發(fā)生減溫器異常運(yùn)行如套管損傷等故障時，還會對下游受熱面和集箱產(chǎn)生較大影響。

介紹了噴水減溫器失效的原因及種類，討論了其安全性問題，并結(jié)合一具體故障對失效原因和實際運(yùn)行中存在的問題進(jìn)行分析。所得結(jié)論對今后處理類似問題具有一定參考意義。

1 噴水減溫器失效基本形式

減溫器噴嘴工作環(huán)境惡劣，一方面承受蒸汽加熱，一方面承受減溫水的快冷，材料極易出現(xiàn)熱疲勞損傷［2-4］。另外，由于減溫器噴嘴本身結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的機(jī)械疲勞損傷也不容忽視［5-6］。除了對減溫器自身造成損傷外，再熱器集箱連接管彎頭開裂［7］、減溫器套筒定位銷釘脫落堵塞高溫再熱器管造成爆管［8］、鍋爐啟動過程因減溫水投用不當(dāng)致使超（超）臨界機(jī)組鍋爐高溫爐管內(nèi)壁氧化皮剝落堵塞引起的過熱爆管［9］等事故頻發(fā)。

減溫器及其構(gòu)件失效形式根據(jù)裂紋形態(tài)劃分為熱疲勞裂紋和機(jī)械疲勞裂紋兩種。部分承受交變熱應(yīng)力和交變機(jī)械應(yīng)力的構(gòu)件還會發(fā)生熱-機(jī)械疲勞裂紋，此類裂紋兼有熱疲勞裂紋和機(jī)械疲勞裂紋兩者的特征。

1.1 裂紋擴(kuò)展的基本原則

根據(jù)斷裂力學(xué)理論［10］，材料或構(gòu)件中萌生的小裂紋或先天存在的裂紋在交變應(yīng)力的作用下，并不能使材料立即斷裂，但由于局部的高應(yīng)力，這些小裂紋會隨著循環(huán)次數(shù)的增加而慢慢變長，直到臨界裂紋長度才失穩(wěn)斷裂，這一過程稱為亞臨界裂紋擴(kuò)展，或簡稱疲勞裂紋擴(kuò)展。

從宏觀來看，裂紋的起源及走向遵從應(yīng)力原則和強(qiáng)度原則。

應(yīng)力原則。裂紋的走向由零件最大主應(yīng)力確定。在金屬脆性斷裂、疲勞斷裂和應(yīng)力腐蝕斷裂情況下，裂紋的擴(kuò)展方向一般都垂直于主拉伸應(yīng)力的方向。

強(qiáng)度原則。裂紋擴(kuò)展方向不僅按照應(yīng)力的原則進(jìn)行，而且還按材料強(qiáng)度的原則進(jìn)行。裂紋擴(kuò)展的強(qiáng)度原則是裂紋總是要沿著最小阻力路線—即材料的薄弱環(huán)節(jié)或缺陷處擴(kuò)展。

1.2 熱疲勞的影響因素

1.2.1 合金物理性能

在彈性范圍內(nèi)，熱應(yīng)力σ 為

式中：K 為與約束條件有關(guān)的系數(shù)；E 為彈性模量；a為熱膨脹系數(shù)；ΔT 為熱循環(huán)溫度變化幅度。

由式（1）可知，熱應(yīng)力的大小與鋼的彈性模量、熱膨脹系數(shù)、熱傳導(dǎo)系數(shù)等物理性能有關(guān)。

1.2.2 顯微組織

疲勞強(qiáng)度與晶粒大小、晶界狀態(tài)、組織穩(wěn)定性有關(guān)。均勻的等軸細(xì)晶粒有較好的熱疲勞強(qiáng)度。粗晶粒時，裂紋易沿晶界產(chǎn)生和擴(kuò)展。大小不均勻的晶粒也容易產(chǎn)生熱疲勞裂紋。

1.2.3 塑性

彈性范圍內(nèi)應(yīng)力和應(yīng)變成正比。材料的抗拉強(qiáng)度越大，疲勞強(qiáng)度也越高，對交變應(yīng)變的抗力也越大。

1.2.4 工作條件

工作條件的描述參數(shù)主要包括：熱循環(huán)最高溫度Tmax、最低溫度Tmin、溫度變化幅度ΔT 和平均溫度Tm。熱應(yīng)變?nèi)Q于ΔT，故產(chǎn)生一定深度裂紋的循環(huán)次數(shù)取決于ΔT。隨著ΔT 的增加，材料的熱疲勞強(qiáng)度下降。熱循環(huán)上限溫度Tmax對熱疲勞強(qiáng)度影響很大。對CrMoV 鋼的試驗表明，隨著Tmax的提高，熱疲勞強(qiáng)度迅速降低。如當(dāng)Tmax值足以引起組織的變化時，影響就更大。若ΔT 不變，Tm提高熱疲勞強(qiáng)度也降低。

1.3 熱疲勞裂紋與機(jī)械疲勞裂紋的區(qū)分

區(qū)分熱疲勞損壞與機(jī)械疲勞損壞，一般根據(jù)裂紋宏觀形貌、微觀特征和受力情況、環(huán)境因素加以分析。

2 再熱器微量噴水減溫器

2.1 減溫器本體

2.1.1 事故簡述

2015 年12 月，某廠1 號鍋爐乙側(cè)再熱器微量噴水減溫器后部筒體開裂泄漏（下稱裂紋A）見圖1，為環(huán)向開裂，裂紋位于噴管后吊架下部。筒體內(nèi)壁有數(shù)條環(huán)向裂紋，分布于圖示紅框區(qū)域。光譜及金相分析無異常。

圖1 1 號鍋爐乙側(cè)再熱器微量噴水減溫器筒體泄漏

2.1.2 失效分析

再熱器微量噴水減溫器為單噴頭混合式，噴管下部懸空，噴頭中心位于減溫器軸線，噴水方向與蒸汽流向一致，減溫器內(nèi)部有混合套管。

裂紋A 位于蒸汽流程下游的直管段，除吊架外，附近無應(yīng)力集中點(diǎn)。

斷裂部位附近塑性變形不明顯，內(nèi)壁有密集的相互平行的直線叢狀裂紋，裂紋垂直于管子軸線，減溫器內(nèi)壁龜裂紋的特征符合熱疲勞裂紋的描述。高溫再熱器入口蒸汽溫度為455.9 ℃，減溫水溫度為240 ℃，在二者混合不理想的情況下，減溫水直接沖擊套筒或筒體，受沖擊體承受210 ℃左右的交變熱應(yīng)力。

形成減溫器內(nèi)壁熱循環(huán)溫度差的唯一可能是減溫水與蒸汽混合不均勻形成的汽水混合物直接沖擊減溫器內(nèi)壁。測量其厚度顯示泄漏裂紋A 附近管壁有輕微減薄。

減溫器套管開裂失效的原因，應(yīng)是減溫水流向發(fā)生了偏轉(zhuǎn)沖擊到套管內(nèi)壁所致。減溫水流向發(fā)生偏轉(zhuǎn)的原因有：1）噴水管形變；2）噴水孔形變；3）噴管承受交變熱應(yīng)力發(fā)生熱疲勞開裂，減溫水通過裂紋沖擊到套管內(nèi)壁。

熱疲勞裂紋的存在使減溫器韌性降低。減溫器膨脹受到裂紋A 處吊架的約束，筒體內(nèi)壁熱疲勞裂紋逐漸擴(kuò)展形成與軸向拉伸應(yīng)力垂直的裂紋A 并開裂泄漏。

2.2 入口集箱管孔間筒體和減溫器后彎頭焊縫

2.2.1 事故簡述及金屬檢驗

2016 年，2 號鍋爐高溫再熱器入口集箱甲側(cè)管排管孔間筒體發(fā)生開裂泄漏（下稱裂紋B）。對此處進(jìn)行磁粉檢測，發(fā)現(xiàn)裂紋B 位于集箱甲側(cè)起第一排管孔第2-3-4 列間，裂紋已延伸至管座角焊縫，如圖2 所示。超聲波檢測發(fā)現(xiàn)其余管孔間的筒體內(nèi)壁存在龜裂紋。

2017 年，2 號鍋爐甲側(cè)再熱器微量噴水減溫器后（按汽水流程區(qū)分前后，下同）彎頭后高溫再熱器入口集箱開裂泄漏（下稱裂紋C），見圖3。裂紋C 位于彎頭后高溫再熱器入口集箱焊縫熔合線一側(cè)。集箱內(nèi)壁有龜裂紋。

圖2 2 號鍋爐高溫再熱器入口集箱甲側(cè)管孔間筒體裂紋B

圖3 2 號鍋爐甲側(cè)微量噴水器 后高溫再熱器入口集箱 筒體裂紋C

2.2.2 失效分析

裂紋B、C 均位于2 號鍋爐甲側(cè)再熱器微量噴水減溫器后方。二者宏觀形貌不同：B 處龜裂紋為輻射狀，C 處龜裂紋為龜甲狀，二者均承受交變熱應(yīng)力，裂紋B、C 處龜裂紋為熱疲勞裂紋。

如圖4 所示，再熱器入口集箱僅管孔區(qū)域近爐前側(cè)存在龜裂紋，彎頭后焊縫熔合線處裂紋也是在爐前一側(cè)，可知集箱入口處蒸汽溫度不均勻，近爐前側(cè)變化較劇烈。

圖4 2 號鍋爐高溫再熱器入口集箱甲側(cè)管孔間筒體內(nèi)壁龜裂紋

裂紋B 處管孔的孔口邊緣屬于應(yīng)力集中位置，在主拉伸應(yīng)力作用下，細(xì)小的龜裂紋擴(kuò)展形成了與軸向拉伸應(yīng)力方向垂直的泄漏裂紋。裂紋C 處為截面突變的壁厚最薄處且是焊縫應(yīng)力集中的熔合線，在主拉伸應(yīng)力作用下，細(xì)小的龜裂紋擴(kuò)展形成了與應(yīng)力方向垂直的泄漏裂紋。此兩處泄漏裂紋均符合裂紋擴(kuò)展應(yīng)力原則和強(qiáng)度原則。

3 壁式再熱器至中溫再熱器導(dǎo)汽管后彎頭

3.1 壁式再熱器至中溫再熱器導(dǎo)汽管后彎頭開裂

2016 年9 月，6 號鍋爐壁式再熱器—中溫再熱器A 側(cè)導(dǎo)汽管（Φ609.6 mm×22.2 mm，20 G）后彎頭下焊縫上部開裂泄漏（下稱裂紋E），見圖5。

裂紋E 為周向裂紋，位于彎頭下焊縫上熔合線上5～6 mm 處，水平投影在彎頭外弧。彎頭外壁有明顯機(jī)械削薄，削薄厚度不均。內(nèi)壁也有機(jī)械削薄。金相正常，除裂紋E 外，未見其他表面缺陷。

2017 年7 月，5 號鍋爐壁式再熱器至中溫再熱器B 側(cè)導(dǎo)汽管后彎頭下焊縫上部開裂泄漏（下稱裂紋F）。

圖5 6 號鍋爐壁式再熱器—中溫再熱器A 側(cè)導(dǎo)汽管后彎頭裂紋E

裂紋F 處結(jié)構(gòu)、宏觀形貌、開裂位置與裂紋E 類似。除泄漏裂紋外，彎頭外壁加工臺階與焊縫之間發(fā)現(xiàn)大量細(xì)小密集平行的周向裂紋，位于如圖6 所示兩紅色記號筆標(biāo)示的平行線間。超聲波檢測發(fā)現(xiàn)彎頭側(cè)內(nèi)壁疑似裂紋，集中于外弧部分。

圖6 5 號鍋爐壁式再熱器—中溫再熱器B 側(cè)汽管后彎頭裂紋F 處細(xì)小裂紋

3.2 失效分析

3.2.1 導(dǎo)汽管彎頭內(nèi)外壁細(xì)小周向裂紋

再熱器微量噴水減溫器位于導(dǎo)汽管，噴水調(diào)節(jié)為自動。經(jīng)查詢實時曲線，24 h 機(jī)組負(fù)荷變動頻繁，機(jī)組負(fù)荷較高時減溫水量投入較穩(wěn)定，機(jī)組負(fù)荷陡降或陡增時減溫水大量投入，汽溫曲線波形陡峭，多個時間點(diǎn)瞬時溫差達(dá)100 ℃以上。

再熱汽溫的交替變化形成了交變熱應(yīng)力，零件截面上產(chǎn)生溫度梯度，梯度最大處造成應(yīng)變集中，熱應(yīng)變最大的區(qū)域發(fā)生局部開裂，在交變熱應(yīng)力作用下不斷擴(kuò)展。熱疲勞裂紋始發(fā)于受熱表面應(yīng)變最大區(qū)域，有若干疲勞裂紋源，裂紋垂直于應(yīng)力方向［11］。彎頭外弧內(nèi)壁處受汽流沖刷較嚴(yán)重，屬于溫度變化最劇烈、熱應(yīng)變最大的區(qū)域，此處細(xì)小裂紋符合熱疲勞裂紋特征描述。

3.2.2 裂紋E、F

根據(jù)宏觀及壁厚檢查，繪制5 號、6 號鍋爐壁式再熱器至中溫再熱器導(dǎo)汽管后彎頭焊縫剖面結(jié)構(gòu)，如圖7 所示。

圖7 壁式再熱器至中溫再熱器導(dǎo)汽管后彎頭焊縫剖面

裂紋E、F 有以下應(yīng)力集中因素：壁式再熱器至中溫再熱器導(dǎo)汽彎頭內(nèi)外壁存在尖銳臺階；內(nèi)壁臺階處靠近焊縫上熔合線；導(dǎo)汽管直管水平段較長，后彎頭下部垂直管段較短，管系膨脹應(yīng)力集中于后彎頭下焊縫處。

汽溫交變使導(dǎo)汽管道熱脹冷縮產(chǎn)生了交變載荷。彎頭近焊縫坡口內(nèi)外壁尖銳臺階及焊縫上熔合線使圖6 紅色標(biāo)記部分成為彎頭最薄弱的區(qū)域，承受管系的交變膨脹應(yīng)力產(chǎn)生了低周疲勞損壞。

4 鍋爐過熱器三級減溫器

4.1 事故簡述

2017 年5 月，A 修中對某廠1 025 t／h 鍋爐的A、B 側(cè)三級減溫器（Φ406.4 mm×50 mm，12 Cr1MoVG）噴水管座角焊縫進(jìn)行磁粉檢測，發(fā)現(xiàn)A 側(cè)角焊縫下熔合線裂紋1 處，B 側(cè)2 處，見圖8。同年11 月，A 側(cè)三級減溫器噴水管座角焊縫運(yùn)行中發(fā)生開裂泄漏，見圖9。泄漏裂紋L2 位于角焊縫，橫向開裂。停機(jī)后發(fā)現(xiàn)角焊縫外表面開裂3 處，其中1 處為泄漏裂紋L2；減溫器筒體內(nèi)部有疑似裂紋反射，位于蒸汽流向的左右兩側(cè)。在對裂紋進(jìn)行磨除的過程中，發(fā)現(xiàn)減溫器筒體內(nèi)部裂紋是泄漏裂紋L2 的延伸，見圖10，紅色虛線為超聲波檢測發(fā)現(xiàn)的減溫器筒體內(nèi)部裂紋示意。2018 年，對過熱器一二三級減溫器進(jìn)行了磁粉、超聲波檢測：一級減溫器未見缺陷；B 側(cè)二級減溫器筒體內(nèi)壁有疑似裂紋的強(qiáng)烈反射；A、B 側(cè)三級減溫器筒體有疑似裂紋的強(qiáng)烈反射，位于蒸汽流向的左右兩側(cè)，B 側(cè)管座角焊縫上熔合線位置發(fā)現(xiàn)裂紋2 處。

圖8 鍋爐A、B 側(cè)過熱器三級減溫器熔合線裂紋焊補(bǔ)處

圖9 鍋爐A 側(cè)過熱器三級減溫器泄漏裂紋L2 位置

圖10 鍋爐A 側(cè)過熱器三級減溫器簡體內(nèi)部裂紋情況

4.2 失效分析

4.2.1 減溫器基本結(jié)構(gòu)

過熱器二三級減溫器結(jié)構(gòu)類似，均為混合噴水式，如圖11 所示。多孔式噴管上端固定，下端懸空。通過A-A 剖面圖可以看出，噴管通過6 個固定塊、2個半圓弧板固定于管座內(nèi)壁，固定塊緊貼在噴管與半圓弧板之間，2 個半圓弧板對接處留有間隙。一級減溫器除噴管下部固定外，內(nèi)部構(gòu)造與二三級減溫器類似。

4.2.2 噴水管座角焊縫熔合線裂紋

角焊縫為T 型接頭。在5 號爐二三級減溫水管座角焊縫產(chǎn)生的6 處裂紋中，有5 處沿熔合線開裂，方向與軸向應(yīng)力方向（蒸汽流向）垂直；僅有1 處裂紋（L2）方向與熔合線垂直，但開裂方向也與軸向應(yīng)力方向垂直。

圖11 過熱器二三級減溫器結(jié)構(gòu)

管座角焊縫熔合線開裂的原因如下。

1）焊接接頭熔合線屬于應(yīng)力集中區(qū)。

2）12 CrlMoVG 厚壁管座焊接和熱處理工藝不良，焊接接頭殘余應(yīng)力大、性能差。管座與筒體硬度符合DL／T 438—2016 標(biāo)準(zhǔn)［12］，焊縫硬度略高于兩側(cè)母材109～115 HB，不符合DL／T 869—2012 標(biāo)準(zhǔn)［13］；焊縫硬度超標(biāo)應(yīng)是焊接及熱處理工藝參數(shù)選擇不當(dāng)、質(zhì)量把控不嚴(yán)造成的。近幾年，12 CrlMoVG 鋼厚壁部件發(fā)生了大量接頭開裂［14-19］。12 CrlMoVG 鋼厚壁接頭與中薄壁件比，其殘余應(yīng)力狀態(tài)改變、斷裂韌度、疲勞強(qiáng)度等降低，厚度方向殘余應(yīng)力加大，當(dāng)采用中薄壁件焊接工藝焊接厚壁件時，甚至導(dǎo)致接頭裂紋。

3）減溫水噴水管座壁厚較厚，剛性較大，管系膨脹受阻。減溫水管座規(guī)格為Φ160 mm×40 mm，壁厚較厚，剛性較大。減溫水管道與減溫器內(nèi)介質(zhì)溫度不同，管座處承受管道膨脹應(yīng)力，存在膨脹受阻的可能。

4）噴管振動形成機(jī)械疲勞。減溫水噴管上端固定，下端懸空。過熱蒸汽沖擊噴管后形成卡門渦流，渦流脫落頻率與噴管聲學(xué)駐波頻率耦合而發(fā)生共振，振動形成的交變載荷傳導(dǎo)到管座應(yīng)力集中區(qū)——角焊縫熔合線粗晶區(qū)，根據(jù)裂紋擴(kuò)展應(yīng)力原則與強(qiáng)度原則，此處逐步擴(kuò)展形成了低周機(jī)械疲勞裂紋。

4.2.3 減溫器內(nèi)壁龜裂紋及噴水管座角焊縫裂紋

角焊縫橫向裂紋L2 為貫穿性裂紋，挖除過程中發(fā)現(xiàn)該裂紋與筒體內(nèi)壁裂紋連為一體，筒體內(nèi)壁裂紋為龜裂紋。龜裂紋應(yīng)為熱疲勞裂紋：三級減溫器筒體無明顯變形，龜裂紋處金相檢驗未見蠕變孔洞；無交變機(jī)械載荷；內(nèi)壁除混合管外無其他結(jié)構(gòu)件。排除此處裂紋為機(jī)械疲勞、蠕變、過熱等可能。

噴管上端固定，下端懸空，一方面由于承受交變熱應(yīng)力形成熱疲勞裂紋；另一方面蒸汽沖刷造成噴管振動，承受低周交變彎曲應(yīng)力形成機(jī)械疲勞裂紋。噴管損壞的情形有：

1）噴管在固定塊處開裂，減溫水通過管座內(nèi)兩塊圓弧板的間隙噴射到管座角焊縫根部及減溫器左右兩側(cè)，造成噴射位置熱疲勞裂紋；

2）噴管于混合管孔上部左右兩側(cè)開裂，減溫水繞過混合管噴射到管座及減溫器內(nèi)壁；在管孔下部泄漏，減溫水沖刷混合管，減溫水從混合管裂紋處沖刷減溫器內(nèi)壁并造成熱疲勞裂紋，此裂紋擴(kuò)展至管座角焊縫根部。因噴水方向與汽流一致，這種情況發(fā)生的可能不大。

5 機(jī)組運(yùn)行方式與減溫水投入的關(guān)系

5.1 鍋爐運(yùn)行方式

某廠125 MW 機(jī)組鍋爐實際使用煤種與設(shè)計煤種一致，再熱汽溫的調(diào)整，使用煙氣擋板作為基本調(diào)整手段，微量噴水作為細(xì)調(diào)。2 號爐再熱器微量噴水減溫器噴水量不大，投用頻率不高。

5.2 鍋爐運(yùn)行規(guī)程中關(guān)于汽溫調(diào)節(jié)的規(guī)定

該廠1 025 t／h 鍋爐，為消除過熱器出口左右汽溫偏差，過熱汽溫的調(diào)節(jié)采用三級減溫，一級為主要調(diào)溫手段，三級為細(xì)調(diào)，二級作備用并保護(hù)后屏。正常運(yùn)行中，優(yōu)先用燃燒調(diào)節(jié)，不用或少用減溫水；再熱汽溫調(diào)節(jié)主要靠燃燒器噴口擺動，噴水減溫器微調(diào)并調(diào)節(jié)兩側(cè)汽溫偏差。

5.3 鍋爐實際運(yùn)行中關(guān)于汽溫調(diào)節(jié)存在的問題

調(diào)峰機(jī)組AGC 投入后機(jī)組負(fù)荷變動頻繁，競價上網(wǎng)、煤炭價格高企迫使發(fā)電企業(yè)努力降低燃料成本，鍋爐實際運(yùn)行中往往摻燒其他低成本煤種。5 號、6 號鍋爐設(shè)計煤種為煙煤，摻燒經(jīng)濟(jì)煤種（貧煤、無煙煤）后，受熱面、燃燒器未進(jìn)行改造，煙氣溫度升高，蒸汽吸熱量增加，造成超溫風(fēng)險。噴水減溫自動投入，但汽溫控制存在一系列問題。

5.3.1 汽溫自動調(diào)節(jié)的邏輯

調(diào)閱5 號鍋爐過熱器三級減溫器2019-07-04T16∶42∶00 至2019-07-05T16∶43∶00 之間的調(diào)節(jié)門開度與負(fù)荷關(guān)系曲線，在負(fù)荷由250MW 降至170 MW時，三級減溫水量快速降到0，此時減溫器出口溫度由475 ℃快速升至510 ℃；負(fù)荷穩(wěn)定在170 MW的時間段，三級減溫器噴水量卻不是恒定的，減溫器瞬時溫差在10～40 ℃間波動；在負(fù)荷由170 MW 升到220 MW 時，噴水量有兩次大的波動，最低至0，最大到16 t／h。噴水量曲線陡峭，汽溫自動調(diào)節(jié)沒有達(dá)到平緩調(diào)節(jié)的目的，汽溫自動調(diào)節(jié)品質(zhì)不好，邏輯存疑。

5.3.2 極端情況下汽溫調(diào)節(jié)手段

日志內(nèi)常有由于煤質(zhì)導(dǎo)致主汽溫超溫?zé)o法控制的記錄。經(jīng)調(diào)閱5 號鍋爐過熱器一二三級減溫器調(diào)節(jié)門開度與負(fù)荷關(guān)系曲線，在2019-07-08T10∶43∶00至14∶43∶00 間，一級減溫器調(diào)節(jié)門多次全開，始終投入；二級減溫器調(diào)節(jié)門多次全開全關(guān)；三級減溫器始終投入。汽溫調(diào)節(jié)手段失效，說明鍋爐燃料適應(yīng)性不好。

6 討論與建議

1）減溫器及相關(guān)部件的失效模式與監(jiān)督檢驗。DL／T 438—2016《火力發(fā)電廠金屬技術(shù)監(jiān)督規(guī)程》第8.2.3 款規(guī)定了在役機(jī)組減溫器集箱的檢查方式［12］。事實證明，減溫器失效的主要模式除了減溫器本體熱疲勞外，還有下游彎頭應(yīng)力集中處熱—機(jī)械疲勞、下游集箱入口管孔間熱—機(jī)械疲勞、噴管熱—機(jī)械疲勞、減溫水管座角焊縫熔合線機(jī)械疲勞等。通過對裂紋宏觀形貌、部件運(yùn)行機(jī)制及應(yīng)力分析，可初步確定裂紋類型和失效原因。

2）部分噴水減溫器結(jié)構(gòu)不合理。調(diào)峰機(jī)組過熱器二三級減溫器實際使用頻率高于設(shè)計預(yù)期。對于懸臂式的噴管，一方面存在熱疲勞損壞，另一方面存在發(fā)生共振的可能，此結(jié)構(gòu)部件壽命明顯低于兩端固定的噴管。

3）汽溫自動調(diào)節(jié)邏輯存在不足。目前鍋爐汽溫調(diào)節(jié)主要依賴易實現(xiàn)自動化、調(diào)節(jié)靈敏的噴水減溫方式。需進(jìn)一步梳理優(yōu)化汽溫自動調(diào)節(jié)邏輯，在保證不超溫的前提下，以有序投入減溫水、盡量減少出口蒸汽溫差、減小減溫水量為原則，避免汽溫頻繁劇烈波動。

4）鍋爐受熱面須改造。對于設(shè)計煤種變動的鍋爐，為了機(jī)組安全及適應(yīng)市場競爭，應(yīng)考慮對受熱面、燃燒器等進(jìn)行改造，避免汽溫調(diào)節(jié)手段失效、負(fù)荷上不去的情況發(fā)生。