常规岛主机汽水系统调试经验反馈.docx

常规岛主机汽水系统调试经验反馈一、低压缸喷淋系统CAR1 温度变送模块CT卡性能问题ALSTOM公司在CAR系统上采用的温度变送器大多数为Rochester SC7400型，在调试期间发现了两类故障：其一是由于产品制造质量，表现为卡件供电后出现报警，1CAR和2CAR都出现了几块CT卡不能使用的现象，仅意外事件单UES就开出了7份，后来通过多个材料催交单MQ重新供货或返修，解决了这些CT卡件的制造问题；其二是设计电压等级匹配问题，具体表现为在温度信号输入后却显示无输入，经反复试验研究发现，问题在于现场的供电和卡件内部的阻抗不匹配所致。CT卡本身设计的可用电压等级为24VDC到110VDC之间的几个有效电压区间，现场30VDC供电理论上是好用的，但是由于实际供电并未达到30VDC，又加上电缆长达上百米，较大的电阻致使沿途损耗较大，在电源接通时电压达不到CT卡件内部CPU的激发要求。为了解决这个问题，经过与ALSTOM以及其分包商的反复研究和讨论，鉴于现场的卡件供电线路改造困难，最后决定对CT卡件本体进行了改进，减小了卡件内部集成电路的启动电容，后经实践检验改进效果明显，所有CT卡件好用。根据这一改进，还对所有的CT卡备件进行了改进，保证了今后运行备件的可靠使用。2 1CAR001PO电动机烧毁问题1CAR001PO支流电动机在调试时曾经发生过电机绝缘被击穿的事件：在1CAR001PO运转过程中，首先发现电动机的其中一个散热风机中电流偏小，经检查发现风机的直流电动机动力电缆断路，电流表测量到的仅为励磁电流。在更换电缆之后，检查新电缆完好后重新启动直流泵，发现启动电流居高不下超量程，仅启动 3秒左右后突然电流消失，经检查，直流泵电动机转子绕组绝缘破坏且同时主保险烧毁。在更换备用电动机后经多方寻找原因，最终发现直接原因是由于直流电动机的励磁电缆在更换风扇电缆后也发生不明断裂。如图1所示，正常运转时电动机动力电压 U转子近似于感应图1：流电动机工作电路示意图电势E和绕组压降I转子R绕组之和，而感应电势E感应又正比于励磁电流I励磁，在励磁电缆断裂的情况下合闸以后，I励磁=0，转子绕组不能产生感应电势，R绕组又极小，转子绕组几乎成为无阻导体引起电流I转子过大发热破坏了对地绝缘。励磁电缆断裂引起直流电动机烧毁这件事本身是极其偶然的，但也给了我们很大的教训：在直流电动机的完全正常运转之前的任何一次试启动，对于绕组的绝缘尤其是励磁电缆的通断性都必须留意检查。3 电磁阀2CAR017VA问题2CAR017VA是2CAR015VL调节阀空气管上的电磁隔离阀，必须在可用的情况下才可以进行调节阀的相关试验，但它在设计、供货上面存在严重的不一致问题：系统设计手册SDM第11章及实际供电布置都为125VDC，SDM第9章设备清单显示为48VDC，实际供货1号机组为125VDC等级的，但是2号机组供货却为50VDC的。在2号机组试验时，由于电磁阀实际承受电压等级低于供电电压，电磁线圈电阻过小，发生了连续供电保险熔断的事件，在对供电线路反复检查确认无误后最后才发现了是供电和电磁阀电压等级不一致引起。后来又经过3个多月的跟踪催促，ALSTOM才解决了重新供货的问题，得以对整个调节阀及相关设备调试。4 1CAR001PO电动机启动主继电器烧毁问题1CAR001PO电动机在正式启动前的逻辑验证试启动时(去除了保险)，发现主继电器启动超时并且主触点未动作，数秒后主继电器线圈（见图2中JA1）烧毁，配电柜可感觉焦味。后经过调查发现，由于主继电器线圈与控制触点都是串联在一起，而电机的启动控制回路电缆太长，逻辑启动触点XR1两端AB和就地泵入口阀门闭锁触点XR2两端CD都有几十米，沿程电阻很大；又主继电器JA1的动作特性特殊，它分为两部分，首先是起励过程，需要大电流（即起励电流），吸动衔铁，然后内部通过触点转换为保持首先是起励过程，需要大电流（即起励电流），吸动衔铁，然后内部通过触点转换为保持回路，仅通过小电流（即保持电流）。如图2中修改前简图，由于沿程电阻太大，通过主继电器JA1的电流达不到吸动衔铁起励电流（但是该电流也比保持电流大许多），于是也不能切换到保持回路，因而线圈较长时间发热导致烧毁。针对故障产生的原因，我们对控制回路进行了改进（如图2所示修改后简图），增加了一个普通的辅助继电器，将主继电器JA1直接并在电源两端，后经试验工作完好。图2：电动机控制回路简图5 2CAR004VL限位器问题2CAR004VL上的限位器在安装移交时就发现缺少供货，由于该设备对于2CAR001PO的启动具有联锁作用，为了不影响进度，所有启泵的试验都是通过临时短接线路来实现的，ALSTOM终于在长达半年后解决了供货问题之后，却发现所供限位器性能差劣，鉴于已经维修移交及进度影响，该问题由维修部门帮助给予了维修处理。6 喷头螺纹问题在2CAR系统管线冲洗去除低压缸内临时堵头时发现有一个堵头偏斜导致螺纹损坏，在对螺纹进行修复时发现临时堵头与配合喷头的喷口内螺纹丝扣不一样，工厂封口时安装偏斜并强行封堵力矩过大造成螺纹损坏，最后经过修复仍然不好使用，而只好焊死。经检查，所有临时堵头与喷口的内螺纹丝扣都不一样，幸亏上堵头的力矩不是太大，尚未造成大面积的螺纹损坏。该问题属于制造厂的装配问题。7 控制柜CAR001AR加装空调问题CAR001AR控制柜内部布置有相当多的温度CT卡件，这些部件工作时对于环境温度有一定的要求，在ALSTOM设计的控制柜本身只有加热除湿的装置而没有防止环境温度过高降温的装置，但CT卡件的产品明确说明了高温环境可能导致卡件性能受影响，为此，在调试时特意在现场对该控制柜进行了改造加装了一个空调。二、汽机轴封系统CET1 Rotork电动头接线问题ALSTOM选择的常规岛电动阀门的电动头为Rotork类型的，是较一核先进的智能型电动头，该电动头的内部接线有多个系列，不同的序列在对外的接口端子序号排列等方面还是有一些差别。在调试初期，我们通过检查电动头所附带的电路图发现电动头制造商要求的接线同系统设计存在着一些不符项，似乎是ALSTOM对Rotork的产品认识还不够或两者之间协调不够，致使Rotork电动头仪控接线上设计和施工都有错误。经仔细确认，我们通过TCA和DCR提出了修改要求，最后设计方ALSTOM通过DEN和DEN-SDM解决了这些设计矛盾。2 CET004/005/009VV控制问题CET轴封汽的压力调节是依靠CET004/005/009VV这三个阀门的联合调节实现的，如图3所示，同系统压力信号同向增减的4至20mA的电流信号同时作用三个阀门，CET004VV和CET005VV的E/P应是反向控制的，CET009VV的E/P应是正向控制的。在对三个阀门进行调试的时候，发现如下问题：在对1CET004/005VV的E/P进行设定时，根据系统手册第九章的设备描述，将1CET004/005VV设定为正向控制，却发现阀门不能实现功能要求，经检查控制要求，发现系统手册中存在设计错误，后经DCR得以纠正；2CET004/009VV阀门控制信号线与阀位输出信号线接反：E/P的四个端子分别为两个输入端、两个输出端，当外部信号错输到输出端时，不仅阀门不能动作，还可能损坏E/P转换器；调节阀CET009VV的E/P设定错误：由于CET009VV不同于CET004/005VV的柱塞式阀门结构，它的阀门结构为碟阀，E/P装置上的阀位开度指针指示是相反的，设计手册中阀门进气位置也错误的描述成隔膜下进气，几个矛盾在一起给了调试很大干扰，最后根据阀门本身的阀位指示来确认气动头的0%和100%开度位置这一关键，才对E/P进行了正确的设定。3 2CET低压缸齿封对转子振动影响问题汽机的轴封汽在进入汽轮机转子末端轴封汽腔后，需要转子汽封片的配合来实现密封。在二号机组汽轮机冲转升功率过程中两度出现转子振动超标直至达到跳机。经过振动专家的分析，认为是轴封汽封片在升温过程中膨胀与转子有摩擦，后来对二号低压缸后端、三号低压缸前后端汽封片打开进行了检查，发现并处理了存在的小缺陷，后来运行汽轮机振动稳定。4 轴封凝汽器性能参数检测问题轴封凝汽器用于凝结水吸收轴封排汽热量，在试验程序TP50中要求对轴封凝汽器在设计负荷时的进出口蒸汽、凝结水的温度、压力进行监测，以比较设计参数。但是系统本身设计上却没有一个相应的测点，现场没有条件为了该部分试验内容而去对系统管道开孔设计安装试验口，该部分试验内容无法完成，鉴于这些数据对于系统功能没有大的影响，后经TCR要求取消了该部分的试验内容。5 轴封管线压力仪表管线问题轴封管线的压力仪表用于控制调节门的开度，设计上为了分开控制和显示功能布置了两列仪表管，同时为防止高温蒸汽破坏压力仪表（即压力变送器），在仪表管线中要求形成凝结水，实际布置如图4（图4仅画出一列仪表管），要求有水充满图示h1段和h2段组成的U型管段。两列的仪表分别用于压力控制和数据集中系统KIT显示，在运行初期时发现KIT压力显示比控制压力70mbar高出近20mbar,为确认实际轴封汽压力，发现导致压力差异的原因之一是两个压力变送器安装标高有差异，它们是公用h1段管段，但由于h2段不同就直接导致了压力不一样，原因之二是由于启动前向U型段灌水时用于KIT显示的压力变送器的h2段残留有少量空气，经过处理，两者压力一致。6 轴封疏水箱液位控制问题轴封系统为了有效地利用热效率，将系统抽汽在排放之前与CEX泵的出口水进行了一次热交换，轴封排汽热交换后的凝结水在轴封疏水箱收集后通过调节阀CET016VL排往凝汽器。控制软件P320通过实际液位和设定液位的差进行偏差积分运算控制CET016VL的开度，以恒定疏水箱液位，同时为了防止空气漏入凝汽器，设计上要求轴封疏水箱任何时候至少有最低液位，因此在空气管上设计了一个电磁隔离阀实现气源切断达到彻底关闭调节阀的目的。对系统而言，电磁阀掉电和空气管路失气都为非正常状态，因此对阀门而言，电磁阀掉电和失气时阀门应该设计为同一种开关状态，由于CET016VL为气开阀，失气关阀，液位低低时电磁阀应该为失电而隔离进气达到调节阀完全关闭。但在调试阶段，我们发现系统设计手册中CET016和CET700/900对于电磁阀的控制继电器状态同时描述相反，误导了我们的工作，导致无法实现调节阀正确开关控制，ALSTOM在这个问题也一度迷糊，经过几次设计修改后问题才得以修正。三、主蒸汽旁路系统GCT1 GCT-C的喷水阀的逻辑改造问题在做1GCT-C的试验TP01期间，我们发现在旁路控制阀打开时旁路减温减压喷水阀关闭；而旁路控制阀关闭时旁路减温减压喷水阀打开，动作的联锁关系正好反了。在检查逻辑电路图时我们发现喷水阀的打开是个“或”信号，既核岛对旁路控制阀快开指令的触点和调节信号700CT的触点。当我们断开快开指令触点，发现700CT的触点逻辑正好相反。700CT是由420mA的信号控制。原设计认为小于 4.1 mA时，旁路控制阀的空气管电磁阀GCT244VA、GCT245VA应失电，这样喷水阀关闭；但该喷水阀为气关阀电磁阀带电有气关门，失电无气开门。因此我们把700CT的触点由原先的闭接点改为开接点，逻辑动作正确。2 旁路隔离阀限位开关的改造问题在一号机组的试运期间，曾发现涉及核保护系统的RPB265AA频繁报警事件。由图5可见，该信号加P16和C8将造成跳堆，因此必须立刻解决该问题。通过分析检查，我们发现GCT-C（包括ADG）的手动隔离阀（即图5中列举的阀门）的限位开关为普通的限位开关（无特别防震特性），在蒸汽通过时由于管道的振动使该开关不时断开，但实际阀门是保持在开位。我们根据大亚湾核电站的经验将该系统功能的限位开关全部改为防震型的开关（型号：CROUZET，SP4522 50，SP4522 60，K3）。改造后，报警消失，并在之后运行中状态稳定。3 GCT-C不能由P-mode切换至T-mode问题在前面已说到GCT-C对主蒸汽的控制有两种模式压力控制模式即P-mode和温度控制模式即T-mode。P-mode通常在低负荷下使用，这种模式维持蒸发器的压力在一个设定的压力上，而在机组高负荷运行工况下，GCT-C处于T-mode控制。当岭澳一号机组的核功率为30%时，由运行人员切换GCT-C的控制模式，即由P-mode切换到T-mode，结果受闭锁信号作用无法切换。为了保证模式切换时的稳定，切换时GCT-C的旁路阀门GCT117VV、GCT121VV要求在关闭状态，同时相应的手动隔离阀要为全开状态。通过检查，发现GCT-C的117VV、121VV的关闭信号未到，尽管阀门的状态是与要求一致为关闭状态。最后发现问题出在核岛与常规岛的设计接口上，核岛要求当控制阀关闭时限位开关给开接点，而常规岛的设计为控制阀关闭时限位开关为闭接点。调试期间常规岛的负责人与做逻辑试验的负责人相互沟通不足，做逻辑试验时，对该逻辑试验缺乏全范围确认。通过此事我们认识到应加强试验负责人之间的协调，尤其在系统之间、专业之间，这样可以避免不必要的问题，更加保证质量。4 跳机时GCT喷水压力低信号引发跳堆问题一号机组100%负荷平台进行跳机不跳堆试验时，机组在手动打闸后GCT旁路正常投入运行，大约两分钟后反应堆却突然跳堆，试验失败。经检查、分析后发现引发跳堆的直接原因是跳机后GCT喷水压力长时间不能达到设定的14bar，即触发了汽机跳机后核功率大于10%Pn时GCT不可用引发跳堆的逻辑（见图6）。对该问题的进一步调查后发现，其根本原因表现在三个方面：一是控制给水流量调节阀的函数发生器ADG005GD参数设计不合理，跳机后ADG005GD的生效对CEX025/026VL的开度指令过大，凝结水泵出口到给水流量持续过大，使得另一支流到GCT的喷水减弱，压力降低；二是液位变送器ADG002MN的信号抗干扰能力差；三是GCT喷淋水压力定值14bar偏高。我们从根本原因上对该问题进行了解决，首先，对ADG005GD的参数进行了优化，适当减少了它对CEX025/026VL的开度指令；其次，对ADG002MN进行了改造，对它增加了缓冲箱和节流孔板，提高了液位调节的稳定性；最后，对GCT喷淋水压力定值进行了修改，我们根据大亚湾核电站的经验，将设定值合理地减少了，并在以后的试验中给予了实时跟踪，证明修改成功。5 二号机组首次满负荷跳堆时GCT115/117VV动作异常问题根据系统功能设计，GCT117VV属于旁路第一组阀门中的第二个动作顺序的阀门，GCT115VV属于第二组旁路阀门，即在调节开启时应该是GCT117VV先开，GCT115VV后开，关闭时GCT115先关，GCT117VV后关。然而在二号机组首次满负荷跳堆时在主控制室MIMIC盘上及KIT内显示跳堆时GCT117VV没有打开，而GCT115VV开启之后甚至第一组阀门全部关闭了也长久不见关闭。由于事关核安全，事后我们对这种不符合性问题进行了细致的调查，发现问题都是由于设备故障引起的，GCT115VV开启之后长久不能关闭是由于它的空气管上的电磁阀发生堵塞，空气进入之后很难排出所致，而GCT117VV没有打开实际上只是虚假信息，真正现场它已经开启过，主控制室MIMIC盘及KIT的显示是由于它的限位开关未动作所致，限位开关由于长久未动作而比较呆滞，后经处理完好。6 首次满负荷跳堆时ADG003/005/007VV动作问题根据GCT-C部分试验报告要求鉴定内容，在满负荷跳堆时，主蒸汽到除氧器的三个阀门ADG003/005/007VV作为GCT-C的第四组旁路阀应该有一个快开动作，以平衡核岛和常规岛能量。但是在首次满负荷跳堆试验时却未发现上述三个阀门的快开动作，经检查确认，核岛并没有发过来相应的快开控制信号，然后根据快开指令的相关逻辑图（参见图7），在检查跳堆时的相关数据发现跳堆试验时的温度差信号并没有达到温度阈值407XU1（Hi），再究其原因，是由于在跳堆试验前后汽机功率对应的一回路平均温度差为18.6C （即310C -291.4C），即正常状态实际跳堆后一回路平均温度与电功率参考温度之差不会达到阈值，为防止一回路过冷设计上不需要阀门快开，试验结果是正确的，而仅是报告内容不够全面。7 调节阀空气管的改造问题在正常的工况下，需要测量GCT-C的旁路调节阀开关时间。GCT-C的第一组调节阀和ADG003VV的快开时间小于2.5s；其它调节阀的快开时间小于2s；调节阀的快关时间小于5s；调节阀（除ADG005VV，因该阀门不可调节）的调节开、关时间小于10s。由于调节阀的开、关时间关系到核安全，为确保质量，冷态时手动测量了阀门开关时间，在进汽前又用专门的位移传感器（型号：PGT-420-5）测量了一次。然而就是在进汽前的检测中却发现阀门的开、关时间超时而不满足要求。为发现问题所在，通过调整供气压力和阀门弹簧等各种方法，均无法达到规定的时间。后来在比较两次测量时的现场状态时发现这期间旁路控制阀改造过空气管，控制阀原先的空气管为铜管，由于膨胀及振动的原因，要求将铜管改为金属软管。我们检查了改造后的金属软管，发现金属软管的内径仅为7mm，原铜管的内径为12 mm。这样相当于在空气管加了一个节流孔，使阀门进气、排气速度减慢，造成阀门开、关时间变长。我们用内径为12 mm临时软管替代金属软管，阀门时间就恢复正常。于是我们与设计、施工单位协商，紧急采购了大内径的金属软管，保证了试验的顺利完成，确保了系统功能要求。通过此事，总结出两条经验：1、在做大的或风险大的试验前一定要在正式做之前尽可能模拟真实状况做一遍，模拟试验的时间越接近正式试验越好。例如首次冲机前，汽机的跳机保护统一做一遍，这样可以避免重复风险，保证试验一次成功。2、在出现问题时，首先应检查设备或状况的有什么变化，往往问题就在变化点，这样有助我们迅速找出问题，以便解决问题。四、汽轮机蒸汽和疏水系统GPV1 高压缸推缸问题一号机组在升功率的过程中，发现高压缸负胀差随电功率增加持续增大。最初负胀差的报警阈值为-1.9mm,在汽机并网以后发现负胀差较大，设计方ALSTOM将它改为-2.1mm，然而，当电功率增长到210MW时，负胀差最大已经增长到-2.2mm，当电功率到690MW时，负胀差最大已经增长到-3.03mm。由于潜在的危害无法估量，ALSTOM也对此非常重视而进行了深入地研究，认为所出现的负胀差是可以接受的，该值所反映的膨胀情况不会危及汽轮机安全，并根据实际情况将负胀差的报警将阈值设定为-3.6mm，但同时为了防止高压缸动、静之间可能发生摩擦，决定将高压缸外缸向后端移动1.0mm(为补偿校准误差0.6mm共计1.6mm)。根据运行的情况看来，该问题的处理尚未发现其他问题发生。二号机组启动前也同样予以了处理，未再出现其他情况。2 GPV疏水器液位高频繁报警问题一号机组在汽轮机组升负荷过程中，系统在大于270MW后，疏水器旁路电动门自动关闭，系统进入自动疏水运行模式。但是在低负荷运行工况下发现疏水管路疏水液位高报警频繁出现，疏水旁路电动门经常处于全开状态。对该问题的分析和处理费尽周折：开始分析时怀疑可能是疏水管路中的杂质堵塞疏水器，造成疏水不畅，于是在首次停机消缺时发出工作指令，在施工部门和安装承包商的配合下对疏水器进行解体检查，却未发现堵塞，表明疏水管路流畅，疏水阀阀体工作也正常。后来在参考疏水器的运行与维修手册后发现，对此类疏水器的安装为便于疏水器内的介质冷却而不要求保温，同时在疏水器的进出口的部分管段也不要保温，但现场均打有保温，于是我们暂时拆除2个疏水器的保温进行观察，液位高报警只是有所缓解。考虑可能是疏水管路太细或疏水器选型有误问题，也被相关设计方给予了排除。后来分析认为该疏水器的设计疏水量主要针对于机组高负荷状态，果然随着机组负荷的提高，疏水量逐渐减少，液位高报警最后消失。3 疏水器旁路电动门控制逻辑设计缺陷问题为防止主汽阀后蒸汽过量地从GPV疏水旁路排走，正常运行时GPV的疏水旁路电动阀门的开启动作需要人为操作，即在疏水器高液位报警出现时，经主控操作员确认后，通过主控按钮打开疏水旁路电动门进行疏水，液位恢复正常后再自动关阀。然而，在机组的运行启动试验时，发现高液位报警是在疏水电动门有关闭动作后才消失，同时电动门必须是在主控制室操作后才会关闭，因此主控操作员无法判断何时疏水管路的液位恢复正常，必须通过尝试关闭阀门来判断液位（见图8）。对该问题的设计我们提出了优化的方案（见图8中修改后逻辑图），在出现液位高操作员手动打开阀门之后，若实际液位下降到液位开关之下后，给予5分钟延迟防止液位开关振荡动作然后自动关闭阀门，经过改进，问题解决。五、主蒸汽系统VVP1 温控调节阀动作反向问题VVP疏水箱对地坑排放是即时的，为控制排放温度，对疏水箱设计有温度控制调节的冷却水阀门，它利用特定液体的热膨胀性推动阀门的动作，在一号机组调试时发现该阀门的动作与温度信号相反，即温度低时该阀门开启，温度高时该阀门反而关闭，经现场确认，发现阀门设计供货错误，调节阀的阀杆同阀座相对位置反向，温度高时液体膨胀本来要推开阀门变成了压紧阀门。经重新供货，问题解决。2 主蒸汽疏水液位开关振荡动作问题在主蒸汽管道暖管升压直至汽轮机组50%负荷之前，发现疏水管线液位开关VVP102/103SN开关持续振荡动作，导致疏水旁路电动阀频繁动作甚至持续开启，主控报警灯频闪。 经检查确认，液位开关和疏水器本身都没有什么故障,后对现场布置研究发现问题是由特定的现场布置和工况引起的：由于疏水来自VVP主蒸汽联箱，标高只有4米，导致图9中的整套装置的布置在竖直高度上很紧凑，疏水器的出口与液位开关高差H很小；而这两个液位开关对应的疏水器都是“倒桶”型的，在低负荷时有较多的疏水形成时，疏水器内部总是充满了疏水，很快液位到达液位开关，即使旁路电动阀打开排空部分疏水，电动旁路阀一旦关闭很快液位又上升了引起报警。后来到达高负荷以后，随着主蒸汽管道疏水的减少，疏水器可以从容的排走，主控液位高报警不再闪亮，证明这种布置和设计还是可接受的。六、调试经验与教训1 正确、完整的设计是确保调试进度的决定因素影响调试进度的因素很多，例如设计原因、供货原因、安装原因、调试接口以及人力组织等等，根据岭澳两台机组各自的调试进度看来，设计问题当是影响调试进度的决定因素。2 对系统设计的全面正确理解是执行调试的前提为了系统调试的规范性和全面性，调试基本上都是根据试验程序来进行的。不过，试验程序只是反映试验的功能结果，对于试验条件的要求意图它没有说明，对于调试过程中出现的问题分析它更没有涉及。而对于调试工作而言，真正关键的工作是对调试过程中出现的问题的分析和解决，而不是简单的执行过程，试验结果根本上是要求与系统的设计思想一致，因而说调试人员对系统设计的全面理解是调试开始的前提。就以二号机组而言，由于调试负责人大多对系统有了更深的理解，问题的处理也都更直接明快。3 抓住系统功能是系统调试成功的关键在调试过程中，我们当然需要实现系统所有调试要求，但是在实践中有重点地抓住系统的功能也非常关键。例如对于GCT系统，旁路阀门的正确、有效打开和关闭涉及到核安全，它就是该系统的关键；对CET系统，CET004/005/009VV这三个阀门的联动以确保轴封压力就是该系统的关键；对CAR系统，喷水调节阀能对低压缸温度产生相应的开启动作就是该系统的关键。4 全面、灵活地执行试验程序是调试质量的保证试验程序作为调试工作的最重要依据，要求对系统验证的全面性、必要性是它的特点。在一定的范围内，我们需要灵活的去执行它，比如在调试的逻辑顺序方面有些我们就可以不必拘泥于它的描述。同时，全面地执行试验程序更是调试质量的保证，在调试的高峰时期，试验人员可能会因为检查的项目太过繁杂或是凭经验办事而疏忽掉某些项目而对调试质量造成影响。