徐紹平 ， 王賢明 ， 彭以超 ， 樓玉民

（1.浙江省能源集團(tuán)有限公司，杭州 310007；2.浙江浙能技術(shù)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(shù)研究重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，杭州 311121）

0 引言

大型超超臨界機(jī)組鍋爐目前普遍采用噴水減溫作為調(diào)節(jié)汽溫的基本手段之一，噴水減溫器具有部件結(jié)構(gòu)簡單、調(diào)溫幅度大、調(diào)節(jié)靈敏度高和易于實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化等特點(diǎn)。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(duì)減溫水進(jìn)行加壓霧化，組合式汽化單元主要通過其特殊的內(nèi)部結(jié)構(gòu)將霧化減溫水進(jìn)一步旋轉(zhuǎn)和剪切破碎，強(qiáng)化了減溫水在汽化單元表面吸熱汽化，從而實(shí)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(dǎo)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(jié)構(gòu)問題產(chǎn)生的機(jī)械疲勞損傷也不容忽視[4]。本文對(duì)近幾年超超臨界機(jī)組中出現(xiàn)的典型減溫器結(jié)構(gòu)（包括旋渦式、多孔噴嘴式以及莫諾克式等）失效案例進(jìn)行分析，研究造成其斷裂失效的機(jī)理，對(duì)工程實(shí)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(jià)值。

1 旋渦式減溫器失效分析

某發(fā)電廠2臺(tái)機(jī)組為北京巴威公司生產(chǎn)的1 000 MW超超臨界機(jī)組，在運(yùn)行僅1年后發(fā)現(xiàn)再熱器二級(jí)噴水減溫器4個(gè)噴頭出現(xiàn)開裂（見圖1a），其噴頭結(jié)構(gòu)形式為旋渦式噴水減溫器，如圖2所示。

1.1 宏觀檢查

對(duì)失效減溫器進(jìn)行解剖并進(jìn)行表面滲透檢測(cè)后發(fā)現(xiàn)：進(jìn)水管及噴頭內(nèi)表面均布滿大量龜裂狀密集型裂紋（見圖1b），裂紋主要從內(nèi)壁向外壁沿網(wǎng)狀擴(kuò)展，呈典型的熱疲勞裂紋特征。大部分內(nèi)壁裂紋已擴(kuò)展至管壁1/3～1/2位置，若繼續(xù)擴(kuò)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(shí)內(nèi)壁受到周向均勻的冷熱交變應(yīng)力（見圖1c）。另外，進(jìn)水管外表面也存在表面裂紋，深度相對(duì)較淺。

1.2 理化檢驗(yàn)

對(duì)減溫器噴頭進(jìn)行化學(xué)成分分析，發(fā)現(xiàn)減溫器成分基本符合標(biāo)準(zhǔn)相關(guān)要求。

圖3為減溫器噴嘴金相組織及裂紋擴(kuò)展形貌?？梢钥闯?，由于凝固過程中的枝晶偏析所導(dǎo)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(kuò)展路徑基本為穿晶擴(kuò)展，與鑄造組織中的元素偏析未見明顯關(guān)系。擴(kuò)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(kuò)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(jié)構(gòu)

圖3 旋渦式噴水減溫器金相組織及裂紋擴(kuò)展形貌

該發(fā)電廠1號(hào)、2號(hào)鍋爐再熱汽溫用煙氣調(diào)溫?fù)醢搴蛧娝疁p溫器來控制。煙氣擋板調(diào)節(jié)效果比再熱器出口氣溫調(diào)節(jié)相對(duì)滯后，再熱器一級(jí)減溫水調(diào)節(jié)基本未投運(yùn)，主要靠再熱器二級(jí)減溫水進(jìn)行調(diào)節(jié)[5]。因負(fù)荷、燃燒等工況的變化，再熱器二級(jí)減溫水投運(yùn)較為頻繁。

綜合以上分析，認(rèn)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(jī)組給水泵中間抽頭來的減溫水平均溫度約為162℃，二級(jí)減溫器進(jìn)口汽溫約530℃，兩者溫度相差較大。當(dāng)減溫水未投用時(shí)，減溫器噴頭內(nèi)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(shí)，內(nèi)表面急劇收縮，產(chǎn)生較大的溫差應(yīng)力，當(dāng)局部應(yīng)力超過材料強(qiáng)度時(shí)會(huì)產(chǎn)生表面裂紋源；由于表面受到三向拉應(yīng)力，因此表面裂紋呈龜裂狀，長期運(yùn)行對(duì)金屬材料產(chǎn)生巨大的危害。

大量減溫水的投運(yùn)方式均為驟啟驟停狀態(tài)，如圖4所示，即需要快速調(diào)溫時(shí)大量地投用減溫水，而蒸汽溫度恢復(fù)正常后即停止減溫水投用，造成內(nèi)壁受到一次熱應(yīng)力變化。當(dāng)需要再次快速調(diào)溫時(shí)，熱應(yīng)力變化再次發(fā)生一次循環(huán)，使得內(nèi)壁經(jīng)受循環(huán)熱應(yīng)力。對(duì)于這種強(qiáng)烈溫差變化的循環(huán)熱應(yīng)力，即使是性能再優(yōu)異的金屬也會(huì)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(hào)、4號(hào)鍋爐為上海鍋爐廠生產(chǎn)的600 MW超超臨界鍋爐，在過熱器三級(jí)減溫器解體檢查時(shí)，發(fā)現(xiàn)噴水管已經(jīng)出現(xiàn)多處斷裂和裂紋（見圖5）。該減溫器結(jié)構(gòu)形式為多孔噴嘴型，為了防止噴水管出現(xiàn)振動(dòng)，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(jié)構(gòu)

2.1 宏觀檢查

對(duì)該發(fā)電廠失效減溫器進(jìn)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(cè)（正對(duì)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(cè)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(yàn)

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(nèi)壁萌生，并向外壁擴(kuò)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(yīng)是減溫管使用過程中高溫循環(huán)熱應(yīng)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(kuò)展速率較慢，非短時(shí)應(yīng)力過大所致。對(duì)橫向斷口局部位置在掃描電鏡下進(jìn)行觀察，可見明顯的貝紋狀紋理，說明裂紋經(jīng)歷了循環(huán)的熱應(yīng)力作用，從而階段性地向前擴(kuò)展，由此可知，導(dǎo)致橫向斷口產(chǎn)生的主要原因是減溫水投入后產(chǎn)生的較大溫差導(dǎo)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(huì)產(chǎn)生熱應(yīng)力，熱應(yīng)力累積至一定程度會(huì)誘發(fā)裂紋萌生和周期性擴(kuò)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(gè)方面進(jìn)行分析：

（1）對(duì)于圖5中的縱向裂紋，裂紋的萌生和擴(kuò)展主要是由于冷熱交變?cè)斐傻臒崞谝鸬?。減溫水溫度較低，與過熱蒸汽相差約300℃，冷熱交變?cè)斐傻臒嵫h(huán)應(yīng)力作用使減溫管的內(nèi)外壁均產(chǎn)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(yùn)方式也造成了疲勞裂紋容易擴(kuò)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(nèi)蒸汽共同作用，會(huì)促使減溫管產(chǎn)生高頻振動(dòng)。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(huì)產(chǎn)生較大的頻繁振動(dòng)，在噴管根部形成疲勞應(yīng)力。減溫管的振動(dòng)會(huì)促使裂紋擴(kuò)展的路徑表現(xiàn)出如圖8所示的明顯機(jī)械疲勞特征，形成許多貝紋線，當(dāng)裂紋擴(kuò)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(nèi)壁連接位置不圓滑，存在應(yīng)力集中現(xiàn)象。減溫水噴入時(shí)產(chǎn)生較大沖擊應(yīng)力，出現(xiàn)較高的應(yīng)力[7]。在減溫水投、停過程中產(chǎn)生的正、反向振動(dòng)力會(huì)直接傳遞至噴管根部，使噴頭底座機(jī)加工退刀槽部位產(chǎn)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?yàn)槔錈峤蛔円鸬臒崞?、噴水管振?dòng)導(dǎo)致的機(jī)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(tái)鍋爐為上海鍋爐生產(chǎn)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(jié)構(gòu)形式為莫諾克型（見圖10a）。圖10b所示為莫諾克型噴嘴結(jié)構(gòu)，莫諾克噴嘴主要包括2個(gè)噴頭，其中基座材質(zhì)為SA182F11，噴嘴材質(zhì)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(jìn)口水管與噴嘴基座交界的位置，如圖10b所示，該位置是結(jié)構(gòu)突變位置，最容易造成局部應(yīng)力集中。除斷口處裂紋以外，噴嘴基座另一側(cè)結(jié)構(gòu)性突變位置也出現(xiàn)1條自外而內(nèi)的貫穿性橫向裂紋。

圖10 莫諾克型減溫器結(jié)構(gòu)

3.2 理化檢驗(yàn)

圖11為斷口形貌，在噴嘴對(duì)面位置的斷口較為平滑，而在噴口側(cè)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(nèi)側(cè)存在較多臺(tái)階，呈現(xiàn)明顯的多源性，并從內(nèi)側(cè)向外側(cè)擴(kuò)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(tái)階位置呈明顯的輻射狀紋理，因此可能由該位置裂紋擴(kuò)展至后期，減溫器發(fā)生高頻振動(dòng)引起振動(dòng)疲勞，從而失穩(wěn)擴(kuò)展引起斷裂。

對(duì)該貫穿性裂紋進(jìn)行金相組織分析，結(jié)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(kuò)展，擴(kuò)展路徑與擴(kuò)展過程中遇到的相類型關(guān)系不大。這也從側(cè)面證明了材質(zhì)本身原因造成裂紋容易擴(kuò)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(duì)莫諾克型減溫器進(jìn)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(jìn)口水管與噴嘴基座交界處，此處容易造成局部應(yīng)力集中。噴嘴正背面位置存在一片密集型的網(wǎng)格狀裂紋，金相組織分析發(fā)現(xiàn)裂紋基本為穿晶擴(kuò)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(jīng)歷了較大起伏的冷熱交變?cè)斐裳h(huán)的熱應(yīng)力所產(chǎn)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?cè)斐傻臒嵫h(huán)應(yīng)力作用使減溫管的內(nèi)外壁均產(chǎn)生了熱疲勞裂紋，驟啟驟停的減溫水投運(yùn)方式加劇了疲勞裂紋的擴(kuò)展。當(dāng)貫穿裂紋擴(kuò)展至一定長度后，噴水管不足以承受振動(dòng)力的作用，就會(huì)發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展，裂紋迅速擴(kuò)展而斷裂，在斷口表面留下大量貫穿整個(gè)管壁厚度的放射痕跡。

（2）莫諾克噴嘴的設(shè)計(jì)存在結(jié)構(gòu)突變，并且?guī)缀鯖]有過渡（圖10斷裂位置），極易產(chǎn)生應(yīng)力集中，實(shí)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(cè)的結(jié)構(gòu)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(yù)留間隙不足，會(huì)導(dǎo)致噴嘴整體膨脹受阻，拘束熱應(yīng)力增加。

圖13 莫諾克噴嘴端塞位置結(jié)構(gòu)

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(duì)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?cè)斐傻臒嵫h(huán)應(yīng)力作用使減溫管的內(nèi)外壁均產(chǎn)生了熱疲勞裂紋；尤其是無減溫水投用時(shí)，減溫器內(nèi)壁為蒸汽溫度，熱應(yīng)變?cè)黾樱划?dāng)減溫水投入時(shí)，內(nèi)壁迅速發(fā)生冷卻產(chǎn)生拉應(yīng)力，當(dāng)拉應(yīng)力到達(dá)屈服點(diǎn)時(shí)產(chǎn)生塑性應(yīng)變，導(dǎo)致裂紋源處的應(yīng)力強(qiáng)度急劇增加，最終導(dǎo)致熱疲勞裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展。

對(duì)于溫差問題，建議對(duì)現(xiàn)有減溫器噴頭進(jìn)行設(shè)計(jì)改進(jìn)，如持續(xù)引入低溫蒸汽對(duì)減溫器內(nèi)壁進(jìn)行冷卻，以防止出現(xiàn)驟熱驟冷的交變應(yīng)力。

（2）運(yùn)行人員操作不規(guī)范。

對(duì)于使用煙氣擋板調(diào)節(jié)再熱氣溫的鍋爐，再熱器減溫器由于會(huì)降低發(fā)電機(jī)組循環(huán)效率[9-10]，在設(shè)計(jì)之初主要是作為事故減溫器，正常運(yùn)行工況下不啟用。而在實(shí)際運(yùn)行過程中，由于煤質(zhì)、燃燒工況、機(jī)組負(fù)荷快速變化，使得再熱器進(jìn)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(jīng)常出現(xiàn)運(yùn)行人員沒有按照規(guī)范要求投用減溫水的情況（或在低負(fù)荷下過早投用，或頻繁投用），尤其作為事故減溫器的二級(jí)再熱器減溫已經(jīng)變成常規(guī)調(diào)溫手段，鍋爐驟啟驟停的減溫水投運(yùn)方式加劇了疲勞裂紋容易擴(kuò)展的狀況。

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

（3）部分減溫器設(shè)計(jì)不合理，噴管或膨脹受阻，存在結(jié)構(gòu)突變或者噴水管與集箱之間存在橫向間隙。

當(dāng)高速蒸汽流沖刷減溫器噴嘴時(shí)（尤其是圓柱體），會(huì)在其背面產(chǎn)生順、逆時(shí)針交替旋轉(zhuǎn)和消失的漩渦（以下稱為“卡門渦流”[12-13]），使得減溫器管產(chǎn)生垂直于氣流和噴水管軸向的振動(dòng)，當(dāng)振動(dòng)頻率達(dá)到減溫器管自身固有頻率時(shí)產(chǎn)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(chǎn)生的振動(dòng)，需要盡可能加強(qiáng)減溫器管的剛性，如在管壁較薄時(shí)應(yīng)避免懸臂梁結(jié)構(gòu)[14]，以增加其固有頻率避開共振區(qū)。

對(duì)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(shè)計(jì)和安裝時(shí)要充分預(yù)留，既要保證可以充分縱向膨脹，也要避免橫向振動(dòng)。

對(duì)于噴嘴存在結(jié)構(gòu)突變的位置，設(shè)計(jì)時(shí)建議增加臺(tái)肩圓角進(jìn)行過渡，以減小應(yīng)力集中，增加該位置疲勞強(qiáng)度。

另外，一般而言，管壁越厚，抵抗熱疲勞應(yīng)力的能力也越差[15]，如圖2中的旋渦式減溫器進(jìn)水管壁厚達(dá)25 mm，當(dāng)出現(xiàn)溫差突變時(shí)，內(nèi)壁產(chǎn)生裂紋的可能性也會(huì)急劇增加。因此，建議保證強(qiáng)度的前提下，在設(shè)計(jì)時(shí)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(duì)減溫器進(jìn)行相關(guān)檢查，沒有及時(shí)發(fā)現(xiàn)設(shè)備的潛在隱患。

5 結(jié)論

針對(duì)近年來超超臨界機(jī)組過熱器及再熱器減溫器開裂問題進(jìn)行專題研究，得出以下結(jié)論：

（1）低溫減溫水與蒸汽之間溫差大，導(dǎo)致減溫器噴嘴產(chǎn)生巨大的溫差熱應(yīng)力是導(dǎo)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(nèi)壁出現(xiàn)驟熱驟冷的交變應(yīng)力，加速了減溫器的熱疲勞失效。

（3）部分減溫器設(shè)計(jì)不合理，如噴水管存在膨脹受阻、結(jié)構(gòu)突變或與集箱存在橫向間隙，從而導(dǎo)致噴水管振動(dòng)加劇產(chǎn)生機(jī)械疲勞開裂，也是某些結(jié)構(gòu)減溫器失效的重要原因。