超臨界鍋爐末級過熱器升級改造前后性能評估及氧化皮控制措施

摘 要：上鍋第一代超臨界鍋爐的高溫受熱面頻繁發生過氧化皮爆管事故，多個電廠均進行了升級改造。文章通過對改造前后性能、存在問題進行分析，提出了相應的防控措施，對改善高溫受熱面頻發的氧化皮脫落爆管有較好參考指導意義。

關鍵詞：末級過熱器；改造；性能評估；氧化皮；控制措施

前言

上鍋2003至2006年在引進技術的基礎上開始設計制造了第一代600MW級超臨界鍋爐，根據專題調研，各電廠高溫受熱面均發生過氧化皮爆管事故，氧化皮爆管事故已經嚴重影響機組正常運行，如江蘇鎮江某電廠、江蘇沙洲某電廠、江蘇太倉某電廠、廣東珠海某電廠、福建華電某電廠的高溫受熱面均發生過氧化皮爆管事故。

在第一代超臨界鍋爐運行中受熱面爆管的現象，主要集中在末級過熱器受熱面上，對運行數據分析和對所使用材料的進一步理解，爆管的原因主要是受熱面在運行中產生了氧化皮，生成的氧化皮在運行的啟停過程中剝落后積聚在受熱面的彎頭部位，在運行中無法將積聚的氧化皮帶著，造成管子的流通截面減少或堵塞，出現超溫爆管。

1 改造簡介

福建華電某電廠1號、2號鍋爐是上鍋廠在引進技術的基礎上制造的第一代600MW超臨界直流鍋爐。受氧化皮脫落的影響，該電廠1、2號鍋爐于2013年3月、2014年5月，對其末級過熱器和末級再熱器管屏進行了升級改造技改，改造完成后在2013年5月、2014年7月投入運行。1、2號鍋爐改造后運行4500至5000小時，結合調停進行四管檢查，發現末過末再TP347HFG管材還會產生較多量氧化皮，割管清理后重新投運今正常。

為進一步分析鍋爐末級過熱器和末級再熱器改造前后材料的性能狀況，控制改造以后氧化皮的生成與剝落，文章結合西安院對1、2號鍋爐升級改造前后對末過末再管屏材料性能評估分析，從氧化皮生成、剝落機理及電廠實際控制措施方面，提出有效控制措施。

2 末級過熱器改造前性能分析評估

2.1 改造前末級過熱器運行情況及存在的問題

2.1.1 典型爆管事故原因分析

2009年7月11日，2號爐末過前段管屏左數46排前數第9根離頂棚約3米處爆管（材質T91，規格Φ38.1×7.96mm），爆口在爆管段的迎流面，爆口周圍氧化皮上分布著密集縱向裂紋。爆口處管徑有脹粗，外徑最大為45mm，管徑最大脹粗率為18%。爆口呈小喇叭狀裂開，爆口正中管壁明顯減薄，最薄處壁厚為4.5mm。爆口斷面粗糙，呈脆性。爆管外壁氧化皮為黑褐色，氧化皮最厚約0.5mm。內壁氧化皮為褐色，較薄且致密。檢驗發現該管段在長期超溫運行中產生蠕變老化，又發生短期超溫運行，管壁溫度瞬間超過管材的AC1點，使管材的金相組織發生變化，無法承受工作條件下的溫度和應力作用，產生短時過熱爆管失效。

除此之外，從2009年8月3日到2012年3月20日，1、2號鍋爐還相繼發生過7次末過超溫爆管事故，上述爆管原因均為管內氧化皮較厚，并有脫落現象，管子內壁氧化皮剝落并堆積且無法被蒸汽帶走是造成超溫的主要原因。

2.1.2 末級過熱器氧化皮檢測情況

1號鍋爐在改造前，電廠對其末級過熱器和末級再熱器管子內壁氧化皮逢停必檢2011年3月小修期間，1號爐末級過熱器TP347H材料每根管內部氧化皮脫落重量分布曲線如圖1所示。結果表明末級過熱器TP347H材料管子內壁普遍存在脫落的氧化皮，絕大部分管子內壁氧化皮重量介于50～150g之間，還有少數管子內壁氧化皮重量在150g以上。

對末級過熱器出口段T91的氧化皮進行了檢測，末過出口段各屏測點的內壁氧化皮厚度平均值沿爐膛寬度方向的分布如圖2所示，從圖中可以看出，內壁氧化皮厚度值在左數第5～15、第45～60屏存在兩個相對較高的區域，呈駝峰分布；左側管屏的管子下部的內壁氧化皮厚度總體上稍大于管子上部；右側管屏的管子下部的內壁氧化皮厚度總體上明顯低于管子上部。

圖2 末過出口段各屏內壁氧化皮厚度平均值沿爐膛寬度方向分布

2.1.3 末級過熱器壁溫分布研究

采集PSSS系統典型的末級過熱器壁溫分布情況分別見圖3、圖4，不同時期采集到的壁溫分布規律基本相同，具體為：（1）末過從左側第9～15屏吸熱偏差最大，寬度吸熱偏差系數接近1.25，該區域運行壁溫較高；（2）末過左側5～15屏及左側45 ～75屏吸熱較強，呈現雙駝峰現象，總體溫度偏差較大；（3）末過壁溫最高為600℃左右，末再壁溫最高已超過610℃，這些溫度相對于原來采用的SA213 T23，T91、TP347H 材料，抗氧化能力已不能滿足使用要求。

2.2 材料檢驗結果

將1號鍋爐改造前的末級過熱器運行管割取2根管樣，#1管樣為末過66屏第1根（T91）、#2管樣為末過66屏第2根（TP347H），金相檢驗情況如下：

#1運行管樣的金相組織照片如圖5所示，材質為T91，管樣的顯微組織均勻，為回火馬氏體；內壁氧化皮總厚度為0.267mm；外層氧化皮為Fe2O3+Fe3O4，Fe2O3成連續層狀，在內外層界面處和外層內有較多的孔洞，內層靠近外層的部分呈較疏松，靠近氧化層的金屬的部位較致密，氧化層和金屬界面處的部分位置出現了開裂。

#2運行管樣的金相組織照片如圖6所示，材質為TP347H，管樣的顯微組織均勻，為奧氏體，但壁厚中部和近內部的晶粒度不均勻，6～7級70%， 4級30% ，管樣的晶粒度不均勻，局部視場的晶粒度接近GB 5310-2008要求的下限值；內壁氧化皮總厚度為0.040mm；內外層氧化皮分離，外層為Fe2O3+Fe3O4，Fe2O3成斷續層狀，較疏松，內層氧化皮有少量的空洞。

3 末級過熱器改造后性能分析評估

3.1 改造后末級過熱器運行情況及存在的問題

3.1.1 末級過熱器氧化皮檢測情況

1號鍋爐在2013年3月大修期間，爐內末過的熱段和冷段管屏全部更換，更換為TP347HFG和TP91，5月10日點火，2013年11月21日機組臨時停機后，經過10個小時后重新并網，現場壁溫顯示末過多根管子管壁監測顯示溫度604℃，而主汽溫度為500℃。經停爐檢查后發現部分管子彎頭部位存在大量氧化皮脫落堵管現象，1號鍋爐停運后割管檢查，圖7為末級過熱器熱段迎火面彎頭氧化皮測量結果，氧化皮堵塞基本發生在末過左側6～14屏及左側38 ～72屏，其中爐左數50-4管氧化皮堵塞率為100%，爐左數6-6管氧化皮堵塞率次之，為96.7%。

圖7 1號鍋爐末級過熱器熱段迎火面彎頭氧化皮測量結果

3.1.2 末級過熱器壁溫分布研究

采集的2014年7月2日的末級過熱器壁溫分布情況分別見圖8、圖9，不同時期采集到的壁溫分布規律基本相同，具體為：（1）末過從左側第6～8屏及左側44～50屏吸熱偏差最大，寬度吸熱偏差系數最大為1.23，這兩個區域運行壁溫較高；（2）末過左側5～15屏及左側44 ～51屏吸熱較強，呈現雙駝峰現象，總體溫度偏差較大；（3）末過壁溫最高已超過600℃，末再壁溫最高已超過630℃，末過和末再存在超溫運行的風險。

圖8 末級過熱器寬度吸熱偏差系數分布

圖9 末過和末再各屏最高溫度分布

3.2 材料檢驗結果與分析

將1號鍋爐改造后的末級過熱器新管備品割取2根管樣，#3、#4管樣材質均為TP347HFG新管，檢驗情況如下：

3.2.1 金相檢驗

分別在#3、#4管樣上進行金相分析，#3、#4管樣的金相組織照片如圖10、圖11所示，材質為TP347HFG，管樣的顯微組織均勻，為奧氏體，平均晶粒度為8～9級。ASME SA-213/SA-213M（2010）標準中規定TP347HFG鋼的晶粒度為7～10級，因此#3、#4取樣管的晶粒度滿足標準要求。

圖10 #3管樣近內壁的金相組織

圖11 #4管樣近內壁的金相組織

3.2.2 綜合試驗結果

對2根末級過熱器新管取樣進行了宏觀檢驗、金相檢驗、硬度試驗、拉伸試驗、沖擊試驗、壓扁試驗和晶間腐蝕試驗，試驗結果綜述如下：

（1）管樣外表面均無磨損、腐蝕、刮傷、鼓包和表面裂紋。

（2）管樣的顯微組織均勻，為奧氏體，平均晶粒度為8～9級，晶粒度滿足ASME SA-213/SA-213M（2010）規定TP347HFG鋼的晶粒度為7～10級的技術要求。

（3）管樣的布氏硬度值均滿足ASME SA-213/SA-213M （2010）對TP347HFG鋼的硬度值不大于192HBW的技術要求，管樣的室溫抗拉性能均能滿足ASME 標準中對相應鋼號新管的技術要求，并具有較高的沖擊韌性，無晶間腐蝕傾向性。

（4）綜合試驗表明TP347HFG新管材符合ASME 標準。

4 氧化皮生成、剝落機理及影響因素

4.1 氧化皮形成機理

超臨界機組蒸汽參數高，高溫蒸汽與金屬管壁內表面發生化學反應生成氧化皮是不可避免的。裸露金屬首先與蒸汽快速反應形成氧化膜，氧化膜形成之后將金屬與蒸汽隔開，氧化層的進一步生長是通過氧離子和金屬離子的擴散來進行的。在高溫水蒸氣環境下，由于蒸汽分解產生的氧分壓大于Fe2O3、Fe3O4、FeO、Cr2O3和（Fe，Cr）3O4尖晶石相等氧化物的分解壓，使得氧離子能比較容易的通過氧化層不斷到達內部氧化界面形成鐵鉻尖晶層，同時金屬提供必須的電子和金屬離子，從內部擴散穿過氧化層，到達外部界面構成Fe3O4層，從而形成初始的雙層氧化層。雙層氧化層的生成并不是在原有管壁面的基礎上向外增長，而是在原有基面的基礎上不斷的向基體內外側衍生增長，外層氧化皮的增厚是鐵離子向外擴散的結果，內層氧化皮的增厚是氧離子向內擴散的結果。

4.2 氧化皮形態結構

氧化皮結構形態不僅受到材料的成分影響，還主要受氧化時間，金屬溫度等一系列其他因素的影響。對于TP347H、Super304H、TP347HFG高鉻奧氏體不銹鋼，氧化層一般為雙層結構，內層是具有良好保護性能的富Cr尖晶石物質（Fe，Cr）3O4，結構致密，不易脫落，外層氧化層是Fe3O4、Fe2O3。細晶奧氏體不銹鋼在氧化層和基體界面處以及原奧氏體晶界處還可能存在Cr2O3。

4.3 氧化皮生長影響因素

在高溫高壓環境下，高溫受熱面金屬氧化皮的生成以及增長，受到眾多因素的影響，比如溫度、時間、鋼材成分和微觀組織、熱流量變化，預處理工藝等都與之密切相關。不同材料的抗氧化能力差別很大，所以材料成分是管材抗氧化性能的基礎影響因素，因此，在不同的需求下選擇合適的管材，對于控制和減緩氧化皮的生成有著重要的作用。奧氏體鋼內壁氧化皮生產厚度如圖12、圖13所示，與合金元素Cr含量、晶粒度、溫度和時間、水處理方式等有關。由此可知，影響氧化皮生長速度內因是金屬材質，外因是溫度和時間，水處理控制方式不當有加速氧化皮生長的作用。

圖12 不同蒸汽溫度下奧氏體鋼內壁氧化皮厚度（運行1000小時）

圖13 不同蒸汽溫度不同時間下奧氏體鋼（TP347HFG）內壁氧化皮厚度

4.4氧化皮剝落機理

在高溫蒸汽下管材形成不同的氧化層，一般情況下，內層氧化皮結構緊密，性質穩定不易發生脫落，而外層氧化皮結構疏松，內外層界面處存在大量孔洞、微裂紋等缺陷，因此外層容易發生剝落。

金屬管材溫度變化率是影響氧化皮脫落的主要影響因素。在機組啟停過程中，管子壁溫的變化幅度越大，加之熱膨脹系數的巨大差異，管內的氧化皮在熱應力的作用下最容易剝落。另外，在啟動初期蒸汽流量較小，不能迅速地將剝落下來的氧化皮帶走，大流量時，已經在管徑較小的彎頭處形成堵塞就會產生超溫。所以氧化皮堵塞造成爆管大多發生在機組啟動后的一至兩周內。

4.5 氧化皮剝落影響因素

4.5.1 內部生長應力

首先，由于界面處的金屬離子不斷地向外遷移，氧化膜內應力的增長造成基體和氧化膜的變形形成孔洞。這些孔洞的存在使得氧化膜和基體的結合度降低，也改變了內部應力分布容易造成裂紋，破壞了氧化膜結構的穩定性，使得氧化膜趨于脫落。其次，PB值是判斷氧化膜完整性的重要判據，它指的是氧化物與形成該氧化物的金屬的體積比，例如典型的FeO的PB值為1.68～1.76，Fe3O4的PB值為2.1，這就使得氧化膜內存在一定程度的壓應力。最后，金屬氧化膜的成分隨著氧化的進行以及反應環境的改變等也會產生膜內壓應力。

上述膜內應力首先會通過膜的塑性變形來釋放，當變形不足以承受所受的壓力時，氧化層在自身層內便會產生平行于氧化層的縱向裂紋。當縱向裂紋在氧化層外層弓出彎曲而擴展至氧化層表面時，這部分氧化層外層便會剝落。

4.5.2 氧化皮厚度

氧化皮厚度是影響氧化皮脫落的主要因素。在溫度變化時，由于基體和氧化膜以及氧化膜內各層之間的熱膨脹系數的差異而造成的熱應力以及外部應力，增加了氧化膜所承受的剪應力，使得氧化膜破裂發生剝落。這種氧化層的剝落常常是剝落外層，而內層仍與鋼基體結合牢固。典型的如T91 鋼的氧化層，就是以這種機理破裂剝落的。

隨著氧化皮厚度的增加以及運行時間的增長，氧化皮所允許的應變值逐漸減小，應變值一旦超出允許應變極限，就會發生剝落。這時的厚度就稱為臨界厚度，它與管材的溫度、材質和運行條件有關。著名的阿密特（Armitt）圖顯示了氧化皮臨界厚度與其所承受的總彈性應變關系如圖14所示。通常認為奧氏體鋼氧化皮臨界厚度為150μm，這是有先決條件的，因為氧化皮臨界厚度不僅與母管材質有關，還與所承受的總彈性應變以及氧化皮的結構和組成成份有關。

圖14 正常運行的過熱器與再熱器氧化皮剝落數據

4.5.3 受熱面管材結構

選用管材的幾何結構對氧化皮的脫落有著很明顯的影響，不同的管徑和壁厚決定了管壁不同的幾何構造，從而在承受軸向熱應力時表現出明顯的差異。在相同內徑，不同壁厚的管子，在相同拉力情況下，管子壁厚小的，容易拉長，氧化皮更容易破裂、脫落。在相同壁厚，不同內徑，相同拉力情況下，管子內徑小的，容易拉長，氧化皮更容易破裂、脫落。

4.5.4 金屬管材溫度變化率

金屬管材溫度變化率是影響氧化皮脫落的主要因素。在機組啟停過程中，管子壁溫的變化幅度越大，氧化皮剝落的臨界厚度越小，加之熱膨脹系數的巨大差異，管內的氧化皮在熱應力的作用下最容易剝落。

綜合各因素的影響，可以總結出氧化膜應力隨時間在不同階段的變化規律而變化，如圖15所示，在初始階段由于內部相變等因素會造成一定的張應力，隨著氧化過程不斷進行，在溫度不變時主要受生長應力的作用，當溫度發生變化時熱應力便成為主導應力，并一直伴隨著機械應力的作用。

5 末級過熱器和末級再熱器改造后氧化皮的控制措施和建議

從以上分析可知，氧化皮的生成是不可避免的，需采取可靠措施，針對超臨界鍋爐的氧化皮控制，從機組啟動、運行、停爐過程和停運期間，采取下列控制原則，減少氧化皮脫落量。

5.1 在鍋爐啟動過程中控制氧化皮剝落措施

關鍵是合理控制爐內管壁升溫速度，減少爐管擾動，防止氧化皮的剝落。

5.1.1 機組冷態啟動前

a.鍋爐進水前，鍋爐點火前水溫盡可能提高至100℃及以上，接近設計要求的111℃。

b.鍋爐水質必須符合要求。當分離器出口含鐵量Fe<50ug/L時，方可允許鍋爐點火。

5.1.2 鍋爐冷態點火和升溫升壓

a.鍋爐點火后高旁應盡快開大至30%以上（低旁與之相配合），增加蒸汽通流量，操作過程應控制汽溫、汽壓變化率符合要求。

b.升溫速率按小于1.3℃/min控制，升壓速率0.05-0.15MPa/min之間。

c.宜采用大油槍曖爐1小時后再啟動磨煤機增投燃料量，啟動磨過程應控制總燃料量不變或略增（退油槍方式），保證此期間溫升率不大于1.8℃/min。

d.機組負荷低于210MW以下時，以燃燒調整為主要控溫手段，禁用過熱器及再熱器減溫水。

e.機組并網后，90MW前加負荷速率≯3MW/min，90MW至240MW加負荷速率≯6MW/min。并網后增加燃料量時，應注意汽溫，煙溫的變化要穩定，防止溫度、壓力急劇變化引起氧化皮的大量脫落。

5.2 鍋爐啟動后盡快將受熱面管內殘存的氧化皮清除

大蒸汽流量清除氧化皮：

（1）機組并網后，避免長時間停留在低負荷區間，應設法將負荷升至500MW以上，并保持負荷穩定、煤種穩定、汽溫/汽壓穩定以及不進行影響鍋爐燃燒穩定的操作，持續時間至少一周，目的是通過大蒸汽流量帶走啟動過程可能剝落的少量氧化皮，并盡量避免機組負荷變動和與爐膛熱工況大幅度擾動的有關操作，防止在管內殘存的氧化皮未清除的情況下新的氧化皮脫落。

（2）對于氧化皮剝落不是特別嚴重的電站鍋爐，可以利用機組旁路系統進行吹掃，但蒸汽吹掃不一定能夠清理干凈，也可能造成個別鍋爐管內氧化皮大量剝落堆積堵塞爐管。

（3）從凝汽器水質含鐵量的變化和凝泵入口濾網壓差、給水泵入口濾網差壓的變化來判斷氧化皮的脫落情況。

5.3 鍋爐運行過程中減緩氧化皮生成措施

機組正常運行因管壁溫度超溫、蒸汽含氧量超標等會使氧化皮生成速度加快。

5.3.1 控制汽側氧含量

爐給水加氧量控制在盡可能控制在10ug/l以下，PH值控制在9.2-9.5，電導控制≯4us/cm，并參考圖16所示給水PH、SC、DO關系進行控制。

5.3.2 嚴格控制受熱面蒸汽和金屬溫度，嚴禁鍋爐超溫運行

（1）由于受熱面可能存在較大的熱偏差，受熱面蒸汽溫度的控制要服從金屬溫度，金屬溫度超溫要視情況降低蒸汽溫度運行。

a.對于已經加裝了爐內受熱面壁溫測量裝置的鍋爐，應將TP347H等18-8系列粗晶奧氏體不銹鋼鍋爐管壁厚中央的運行溫度嚴格控制在630℃以下。

b.對于暫時還沒有加裝爐內受熱面壁溫測量裝置的鍋爐，設定受熱面超溫預警和報警溫度值時，應充分考慮爐外壁溫測點所測溫度低于爐內管壁實際金屬溫度以及爐膛內熱偏差等因素的影響。

c.在運行中發現金屬溫度超過允許值，通過降低蒸汽溫度和運行方式調整以及蒸汽吹灰無效要考慮降低機組的負荷運行；當出現金屬溫度普遍超溫經調整無效，應選取降負荷等處理方法；任何時候不允許蒸汽參數和受熱面金屬溫度長時間超過允許值運行。

（2）加強受熱面的熱偏差監視和調整，防止受熱面局部超溫。

a.在鍋爐運行中過熱器出口蒸汽溫度左右偏差不超過10℃，屏式過熱器出口蒸汽溫度左右偏差不超過20℃，在熱器出口蒸汽溫度左右偏差不超過10℃，并且在運行中按照溫度高點控制蒸汽溫度，鍋爐水平煙道轉向室左右側煙溫差不大于35℃。

b.在運行中發現受熱面蒸汽和金屬溫度偏差大要積極查找原因進行處理。檢查兩側送、引風機出力是否合適，各層二次風擋板和SOFA風擋板實際開度是否一致且足夠，檢查煙道兩側的煙溫偏差，水冷壁兩側金屬溫度偏差，以及受熱面的金屬溫度分布分析爐膛的熱工況是否均勻。

c.充分利用鍋爐PSSS系統，盡可能控制吸熱偏差Kr系數在1.15～1.25，且保證Kr系數最高點在左側屏而不在中間屏。

（3）盡量抑制受熱面溫度周期性波動和溫度變化速率，減緩氧化皮剝落。

a.不斷完善熱工自動控制系統，對機組協調系統的邏輯進一步進行優化，對給水、一、二級減溫水、再熱器溫度自動、負荷控制邏輯不斷進行改進，降低系統溫度的周期性波動幅度和速率。

b.在機組運行中，正常升、降負荷速率不超過9MW/min，在300-600MW負荷區間內升、降負荷要維持屏式過熱器、高溫過熱器、再熱器出口蒸汽溫度額定，如由于升降負荷的擾動造成上述溫度的波動率超過20℃/5min，要適當降低機組的升、降負荷速率或暫停升降負荷，待溫度調整穩定后繼續進行負荷變動操作。

（4）對流受熱面吸熱偏差控制參考措施

a.燃燒器擺角不上擺，能減少爐膛出口煙溫差。

b.反切位置的SOFA風門開大降低壁溫有明顯效果且會減小低溫再熱器入口煙溫偏差。

c.在二次風門開度在300MW負荷以上時，開度不低于20%，250MW時，不低于15%，防止缺氧不利燃燒穩定。二次風門開度很小時同層二次風量分配均勻性變差，火焰中心極易偏斜，低負荷時，盡可能減小停運磨的風量。

d.嚴格控制過、再熱器減溫水用量，盡可能做到不使用減溫水，用中間點溫度來控制主汽溫，減小減溫水用量，不允許出現減溫水用量大且中間點溫度在正偏置的情況。

e.按規定吹灰以保證爐膛受熱面的清潔，防止因受熱面結焦而減小爐膛吸熱比例。

f.當末級過熱器吸熱偏差Kr大于1.25，經開大SOFA風門效果不大時，應采取低位磨或錯層磨運行方式，應避免高位磨運行方式。

5.4 鍋爐停爐過程中的預防和控制措施

（1）在機組調停過程中，應控制主再汽溫溫降小于1.3℃/min，壓降不大于0.1～0.2MPa/min。

（2）滑參數停機。機組一般不采用滑參數停機，如確有檢修需要，則降負荷過程中主汽、再熱蒸汽溫降率按1℃/min控制，主汽、再熱汽溫度爐側不低于420℃，滑停過程汽溫控制以降低燃料為主要手段，減溫水的使用要適當，在整個滑停過程中減溫水使用量不得超過蒸汽流量的10%，減溫器后過熱度不低于50℃。

（3）在停爐操作過程中，燃料量的控制要求相對穩定，不允許大幅度變化，特別是進行停運磨煤機操作時。

（4）鍋爐熄火經過通風吹掃5分鐘后，及時停運行鍋爐吸送風機，關閉各風門擋板，若無要求則保持鍋爐悶爐狀態。如需啟動風機強制冷，加快冷卻速率，強制通風前鍋爐悶爐時間不少于24小時，自然通風時間不少于8小時，同時爐放水完畢前不進行鍋爐的自然通風工作。

（5）停爐保養要求：每次停爐超過3天時原則上采取熱爐放水及真空法干燥爐管，如系爐管泄漏造成停運，則進行只熱爐放水，不進行抽真空干燥。

6 結束語

（1）末級過熱器在改造前，材質為TP347H的末級過熱器管樣晶粒度不均勻，局部視場的晶粒度接近GB 5310-2008中對與TP347H近似鋼號07Cr18Ni11Nb要求的下限值；末過從左側第9～15屏吸熱偏差最大，寬度吸熱偏差系數接近1.25，該區域運行壁溫較高；末過左側5～15屏及左側45 ～75屏吸熱較強，呈現雙駝峰現象，總體溫度偏差較大；末再吸熱偏差相對較小，寬度吸熱偏差系數最大為1.16；末再左側3～8屏及19～29屏吸熱較強，也呈現雙駝峰現象；末過壁溫最高為600℃左右，末再壁溫最高已超過610℃，這些溫度相對于原來采用的SA213 T23，T91、TP347H 材料，抗氧化能力已不能滿足使用要求。

（2）末級過熱器在改造后，材質為TP347HFG的末級過熱器新管的顯微組織、晶粒度、力學性能和抗晶間腐蝕性能均合格；末過從左側第6～8屏及左側44～50屏吸熱偏差最大，寬度吸熱偏差系數最大為1.23，這兩個區域運行壁溫較高；末過左側5～15屏及左側44 ～51屏吸熱較強，呈現雙駝峰現象，總體溫度偏差較大；末再吸熱偏差相對較小，寬度吸熱偏差系數最大為1.18；末再左側2～6屏及19～29屏吸熱較強，也呈現雙駝峰現象；末過壁溫最高已超過600℃，末再壁溫最高已超過630℃，存在超溫運行的現象。

（3）超臨界機組高溫受熱面蒸汽側氧化皮的產生與剝落是不可避免的，文章針對氧化皮的產生、剝落機理及影響因素進行了全面分析，從啟動、運行、停爐、保養等環節提出了氧化皮的控制措施和建議，減少了鍋爐高溫受熱面因氧化皮大面積剝落而爆管次數，對實際運行過程有較好指導意義。

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作者簡介：李一飛（1974，11-），男，漢族，福建省莆田市人，本科學歷，工程師，單位：福建華電電力工程公司；研究方向：電廠熱能動力。