徐紹平 ， 王賢明 ， 彭以超 ， 樓玉民

（1.浙江省能源集團有限公司，杭州 310007；2.浙江浙能技術研究院有限公司，杭州 311121；3.浙江省火力發(fā)電高效節(jié)能與污染物控制技術研究重點實驗室，杭州 311121）

0 引言

大型超超臨界機組鍋爐目前普遍采用噴水減溫作為調節(jié)汽溫的基本手段之一，噴水減溫器具有部件結構簡單、調溫幅度大、調節(jié)靈敏度高和易于實現(xiàn)自動化等特點。目前發(fā)電廠噴水減溫器多為混合式減溫器，主要包含減溫水的霧化單元和組合式汽化單元，其中霧化單元主要對減溫水進行加壓霧化，組合式汽化單元主要通過其特殊的內部結構將霧化減溫水進一步旋轉和剪切破碎，強化了減溫水在汽化單元表面吸熱汽化，從而實現(xiàn)降低汽溫的目的。

減溫器噴嘴的工作環(huán)境十分惡劣，一方面需要承受高溫蒸汽作用，另一方面又要承受低溫減溫水的快冷，極易導致材料出現(xiàn)熱疲勞損傷[1-3]。另外，由于減溫器噴嘴本身的結構問題產生的機械疲勞損傷也不容忽視[4]。本文對近幾年超超臨界機組中出現(xiàn)的典型減溫器結構（包括旋渦式、多孔噴嘴式以及莫諾克式等）失效案例進行分析，研究造成其斷裂失效的機理，對工程實際中處理減溫器斷裂失效及其它熱疲勞失效有很好的借鑒及參考價值。

1 旋渦式減溫器失效分析

某發(fā)電廠2臺機組為北京巴威公司生產的1 000 MW超超臨界機組，在運行僅1年后發(fā)現(xiàn)再熱器二級噴水減溫器4個噴頭出現(xiàn)開裂（見圖1a），其噴頭結構形式為旋渦式噴水減溫器，如圖2所示。

1.1 宏觀檢查

對失效減溫器進行解剖并進行表面滲透檢測后發(fā)現(xiàn)：進水管及噴頭內表面均布滿大量龜裂狀密集型裂紋（見圖1b），裂紋主要從內壁向外壁沿網狀擴展，呈典型的熱疲勞裂紋特征。大部分內壁裂紋已擴展至管壁1/3～1/2位置，若繼續(xù)擴展則有可能整體發(fā)生粉碎性破壞；局部裂紋已裂穿。裂紋均勻而密集，說明投入減溫水時內壁受到周向均勻的冷熱交變應力（見圖1c）。另外，進水管外表面也存在表面裂紋，深度相對較淺。

1.2 理化檢驗

對減溫器噴頭進行化學成分分析，發(fā)現(xiàn)減溫器成分基本符合標準相關要求。

圖3為減溫器噴嘴金相組織及裂紋擴展形貌?？梢钥闯?，由于凝固過程中的枝晶偏析所導致的侵蝕較深區(qū)域，其局部還存在條狀的夾雜，說明該減溫器由鑄造工藝制成。裂紋擴展路徑基本為穿晶擴展，與鑄造組織中的元素偏析未見明顯關系。擴展裂紋以一次裂紋為主，二次裂紋較少；裂紋尖端也較為圓鈍，表明擴展速率較慢。

1.3 失效分析

圖1 旋渦式噴水減溫器噴嘴開裂宏觀形貌

圖2 旋渦式噴水減溫器噴頭結構

圖3 旋渦式噴水減溫器金相組織及裂紋擴展形貌

該發(fā)電廠1號、2號鍋爐再熱汽溫用煙氣調溫擋板和噴水減溫器來控制。煙氣擋板調節(jié)效果比再熱器出口氣溫調節(jié)相對滯后，再熱器一級減溫水調節(jié)基本未投運，主要靠再熱器二級減溫水進行調節(jié)[5]。因負荷、燃燒等工況的變化，再熱器二級減溫水投運較為頻繁。

綜合以上分析，認為旋渦式噴水減溫器失效主要是由于驟啟驟停的減溫水投用引起的熱疲勞造成的。該機組給水泵中間抽頭來的減溫水平均溫度約為162℃，二級減溫器進口汽溫約530℃，兩者溫度相差較大。當減溫水未投用時，減溫器噴頭內表面溫度基本等于再熱蒸汽溫度；在溫度較低的減溫水投用時，內表面急劇收縮，產生較大的溫差應力，當局部應力超過材料強度時會產生表面裂紋源；由于表面受到三向拉應力，因此表面裂紋呈龜裂狀，長期運行對金屬材料產生巨大的危害。

大量減溫水的投運方式均為驟啟驟停狀態(tài)，如圖4所示，即需要快速調溫時大量地投用減溫水，而蒸汽溫度恢復正常后即停止減溫水投用，造成內壁受到一次熱應力變化。當需要再次快速調溫時，熱應力變化再次發(fā)生一次循環(huán)，使得內壁經受循環(huán)熱應力。對于這種強烈溫差變化的循環(huán)熱應力，即使是性能再優(yōu)異的金屬也會出現(xiàn)開裂失效。

圖4 再熱器減溫水投用曲線（2016.03.07—2016.03.08）

2 多孔噴嘴型減溫器失效分析

某發(fā)電廠3號、4號鍋爐為上海鍋爐廠生產的600 MW超超臨界鍋爐，在過熱器三級減溫器解體檢查時，發(fā)現(xiàn)噴水管已經出現(xiàn)多處斷裂和裂紋（見圖5）。該減溫器結構形式為多孔噴嘴型，為了防止噴水管出現(xiàn)振動，采用上下兩端固定方式，如圖6所示。

圖5 多孔噴嘴型減溫器宏觀斷裂形貌

圖6 多孔噴嘴型減溫器結構

2.1 宏觀檢查

對該發(fā)電廠失效減溫器進行宏觀形貌觀察，歸納了以下失效特征：

（1）在多孔噴嘴上方約5～9 cm位置存在橫向斷口或者橫向貫穿裂紋。

（2）在多孔噴嘴的右側（正對噴嘴方向）與橫向裂紋交界處存在1條軸向貫穿裂紋，長約10～15 cm，其裂紋下端在多孔噴嘴頂部高度。

（3）在多孔噴嘴的正背側存在1條軸向貫穿裂紋，長約25～35 cm，其裂紋下端為與下方端塞交界位置。

（4）端塞與噴嘴管交界處存在橫向裂紋。

2.2 理化檢驗

圖7為多孔噴嘴型減溫器縱向裂紋的橫截面形貌，可以看出：縱向裂紋從減溫器噴嘴內壁萌生，并向外壁擴展，最終貫穿；裂紋較為平直，主要呈穿晶形態(tài)；裂紋尖端較鈍，應是減溫管使用過程中高溫循環(huán)熱應力所致。

圖8為多孔噴嘴型減溫器斷口的掃描電鏡形貌。斷口整體較為平滑、塑性變形較小，整體斷口呈現(xiàn)出脆性斷裂，說明裂紋擴展速率較慢，非短時應力過大所致。對橫向斷口局部位置在掃描電鏡下進行觀察，可見明顯的貝紋狀紋理，說明裂紋經歷了循環(huán)的熱應力作用，從而階段性地向前擴展，由此可知，導致橫向斷口產生的主要原因是減溫水投入后產生的較大溫差導致的熱疲勞。噴水管組織在蒸汽高溫和減溫水低溫交替熱循環(huán)作用下會產生熱應力，熱應力累積至一定程度會誘發(fā)裂紋萌生和周期性擴展。

圖7 多孔噴嘴型減溫器縱向裂紋橫截面裂紋形貌

圖8 多孔噴嘴型減溫器斷口微觀形貌

2.3 失效分析

造成多孔噴嘴型減溫器的失效原因，可以從以下幾個方面進行分析：

（1）對于圖5中的縱向裂紋，裂紋的萌生和擴展主要是由于冷熱交變造成的熱疲勞引起的。減溫水溫度較低，與過熱蒸汽相差約300℃，冷熱交變造成的熱循環(huán)應力作用使減溫管的內外壁均產生了熱疲勞裂紋[6]，尤其圖5中縱向裂紋的生成均為這種原因。驟啟驟停的減溫水投運方式也造成了疲勞裂紋容易擴展。

（2）減溫器噴嘴布置在蒸汽正中間，噴嘴汽化的蒸汽與管道內蒸汽共同作用，會促使減溫管產生高頻振動。另外，減溫水噴管末端的端塞沒有固定好，噴管與末端定位裝置之間存在間隙，也會產生較大的頻繁振動，在噴管根部形成疲勞應力。減溫管的振動會促使裂紋擴展的路徑表現(xiàn)出如圖8所示的明顯機械疲勞特征，形成許多貝紋線，當裂紋擴展到一定程度即發(fā)生如圖5所示的失穩(wěn)斷裂。

（3）端塞與套筒內壁連接位置不圓滑，存在應力集中現(xiàn)象。減溫水噴入時產生較大沖擊應力，出現(xiàn)較高的應力[7]。在減溫水投、停過程中產生的正、反向振動力會直接傳遞至噴管根部，使噴頭底座機加工退刀槽部位產生疲勞斷裂。

因此，造成多孔噴嘴型噴水減溫器的主要失效原因為冷熱交變引起的熱疲勞、噴水管振動導致的機械疲勞等。

3 莫諾克型減溫器失效分析

3.1 宏觀檢查

某發(fā)電廠2臺鍋爐為上海鍋爐生產的600 MW超超臨界鍋爐，圖9為其再熱器減溫器斷裂宏觀失效形貌，減溫器結構形式為莫諾克型（見圖10a）。圖10b所示為莫諾克型噴嘴結構，莫諾克噴嘴主要包括2個噴頭，其中基座材質為SA182F11，噴嘴材質為2Cr13。

圖9 莫諾克型減溫器宏觀斷裂形貌

莫諾克型噴嘴斷裂的位置比較統(tǒng)一，均位于進口水管與噴嘴基座交界的位置，如圖10b所示，該位置是結構突變位置，最容易造成局部應力集中。除斷口處裂紋以外，噴嘴基座另一側結構性突變位置也出現(xiàn)1條自外而內的貫穿性橫向裂紋。

圖10 莫諾克型減溫器結構

3.2 理化檢驗

圖11為斷口形貌，在噴嘴對面位置的斷口較為平滑，而在噴口側區(qū)域斷口較為粗糙，為最終斷裂區(qū)域。

圖11 莫諾克型減溫器斷口形貌

斷口內側存在較多臺階，呈現(xiàn)明顯的多源性，并從內側向外側擴展。斷口左下角呈現(xiàn)明顯的貝紋狀紋理，貝紋跨距較大，且貝紋末端臺階位置呈明顯的輻射狀紋理，因此可能由該位置裂紋擴展至后期，減溫器發(fā)生高頻振動引起振動疲勞，從而失穩(wěn)擴展引起斷裂。

對該貫穿性裂紋進行金相組織分析，結果如圖12所示，裂紋兩邊金相組織基本為鐵素體和粒裝貝氏體，裂紋起源并無明顯晶粒變形，裂紋基本穿晶擴展，擴展路徑與擴展過程中遇到的相類型關系不大。這也從側面證明了材質本身原因造成裂紋容易擴展的可能性較小。

圖12 莫諾克減溫器裂紋微觀形貌

3.3 失效分析

對莫諾克型減溫器進行失效分析發(fā)現(xiàn)，莫諾克型噴嘴斷裂的位置比較統(tǒng)一，均位于進口水管與噴嘴基座交界處，此處容易造成局部應力集中。噴嘴正背面位置存在一片密集型的網格狀裂紋，金相組織分析發(fā)現(xiàn)裂紋基本為穿晶擴展，裂紋尖端較圓鈍，呈熱疲勞特征。因此該區(qū)域密集型裂紋也是經歷了較大起伏的冷熱交變造成循環(huán)的熱應力所產生的。

因此，造成莫諾克型減溫器噴嘴斷裂的原因主要有：

（1）冷熱交變造成的熱循環(huán)應力作用使減溫管的內外壁均產生了熱疲勞裂紋，驟啟驟停的減溫水投運方式加劇了疲勞裂紋的擴展。當貫穿裂紋擴展至一定長度后，噴水管不足以承受振動力的作用，就會發(fā)生失穩(wěn)擴展，裂紋迅速擴展而斷裂，在斷口表面留下大量貫穿整個管壁厚度的放射痕跡。

（2）莫諾克噴嘴的設計存在結構突變，并且?guī)缀鯖]有過渡（圖10斷裂位置），極易產生應力集中，實際上最終斷裂的斷口以及尚未斷裂的貫穿性裂紋都在噴頭兩側的結構突變位置上。

（3）減溫器噴嘴的端塞與集箱的管壁之間存在一定的間隙，如圖13所示，以保證減溫水管可以充分膨脹[8]。若預留間隙不足，會導致噴嘴整體膨脹受阻，拘束熱應力增加。

圖13 莫諾克噴嘴端塞位置結構

4 討論與建議

歸納上述3種典型的噴水減溫器失效案例，對減溫器失效原因提出以下討論及建議：

（1）減溫水溫度與集箱蒸汽溫度差異較大。

冷熱交變造成的熱循環(huán)應力作用使減溫管的內外壁均產生了熱疲勞裂紋；尤其是無減溫水投用時，減溫器內壁為蒸汽溫度，熱應變增加；當減溫水投入時，內壁迅速發(fā)生冷卻產生拉應力，當拉應力到達屈服點時產生塑性應變，導致裂紋源處的應力強度急劇增加，最終導致熱疲勞裂紋失穩(wěn)擴展。

對于溫差問題，建議對現(xiàn)有減溫器噴頭進行設計改進，如持續(xù)引入低溫蒸汽對減溫器內壁進行冷卻，以防止出現(xiàn)驟熱驟冷的交變應力。

（2）運行人員操作不規(guī)范。

對于使用煙氣擋板調節(jié)再熱氣溫的鍋爐，再熱器減溫器由于會降低發(fā)電機組循環(huán)效率[9-10]，在設計之初主要是作為事故減溫器，正常運行工況下不啟用。而在實際運行過程中，由于煤質、燃燒工況、機組負荷快速變化，使得再熱器進口溫度偏高，再熱器減溫器為控制蒸汽溫度需迅速噴入減溫水，以防再熱器超溫[11]。

而目前經常出現(xiàn)運行人員沒有按照規(guī)范要求投用減溫水的情況（或在低負荷下過早投用，或頻繁投用），尤其作為事故減溫器的二級再熱器減溫已經變成常規(guī)調溫手段，鍋爐驟啟驟停的減溫水投運方式加劇了疲勞裂紋容易擴展的狀況。

因此，建議在鍋爐運行過程中加強燃燒工況調整，在確保汽溫得到有效調控的前提下盡量減少減溫水流量和投運頻次，以延長減溫器的使用壽命。在機組并網前盡量避免投用減溫水，尤其低負荷階段要盡可能避免投用大量減溫水。

（3）部分減溫器設計不合理，噴管或膨脹受阻，存在結構突變或者噴水管與集箱之間存在橫向間隙。

當高速蒸汽流沖刷減溫器噴嘴時（尤其是圓柱體），會在其背面產生順、逆時針交替旋轉和消失的漩渦（以下稱為“卡門渦流”[12-13]），使得減溫器管產生垂直于氣流和噴水管軸向的振動，當振動頻率達到減溫器管自身固有頻率時產生共振，極易造成減溫器管斷裂。因此，為了盡量降低卡門渦流產生的振動，需要盡可能加強減溫器管的剛性，如在管壁較薄時應避免懸臂梁結構[14]，以增加其固有頻率避開共振區(qū)。

對于膨脹容易受阻的位置，如圖13中的端塞和管壁之間的間隙，在設計和安裝時要充分預留，既要保證可以充分縱向膨脹，也要避免橫向振動。

對于噴嘴存在結構突變的位置，設計時建議增加臺肩圓角進行過渡，以減小應力集中，增加該位置疲勞強度。

另外，一般而言，管壁越厚，抵抗熱疲勞應力的能力也越差[15]，如圖2中的旋渦式減溫器進水管壁厚達25 mm，當出現(xiàn)溫差突變時，內壁產生裂紋的可能性也會急劇增加。因此，建議保證強度的前提下，在設計時盡量減小減溫水管壁厚。

（4）未按照規(guī)程、管理規(guī)定的要求，對減溫器進行相關檢查，沒有及時發(fā)現(xiàn)設備的潛在隱患。

5 結論

針對近年來超超臨界機組過熱器及再熱器減溫器開裂問題進行專題研究，得出以下結論：

（1）低溫減溫水與蒸汽之間溫差大，導致減溫器噴嘴產生巨大的溫差熱應力是導致減溫器出現(xiàn)裂紋的主要原因。

（2）低溫減溫水投用頻繁，造成減溫器內壁出現(xiàn)驟熱驟冷的交變應力，加速了減溫器的熱疲勞失效。

（3）部分減溫器設計不合理，如噴水管存在膨脹受阻、結構突變或與集箱存在橫向間隙，從而導致噴水管振動加劇產生機械疲勞開裂，也是某些結構減溫器失效的重要原因。