超临界锅炉末级过热器升级改造前后性能评估及氧化皮控制措施

摘 要：上锅第一代超临界锅炉的高温受热面频繁发生过氧化皮爆管事故，多个电厂均进行了升级改造。文章通过对改造前后性能、存在问题进行分析，提出了相应的防控措施，对改善高温受热面频发的氧化皮脱落爆管有较好参考指导意义。

关键词：末级过热器；改造；性能评估；氧化皮；控制措施

前言

上锅2003至2006年在引进技术的基础上开始设计制造了第一代600MW级超临界锅炉，根据专题调研，各电厂高温受热面均发生过氧化皮爆管事故，氧化皮爆管事故已经严重影响机组正常运行，如江苏镇江某电厂、江苏沙洲某电厂、江苏太仓某电厂、广东珠海某电厂、福建华电某电厂的高温受热面均发生过氧化皮爆管事故。

在第一代超临界锅炉运行中受热面爆管的现象，主要集中在末级过热器受热面上，对运行数据分析和对所使用材料的进一步理解，爆管的原因主要是受热面在运行中产生了氧化皮，生成的氧化皮在运行的启停过程中剥落后积聚在受热面的弯头部位，在运行中无法将积聚的氧化皮带着，造成管子的流通截面减少或堵塞，出现超温爆管。

1 改造简介

福建华电某电厂1号、2号锅炉是上锅厂在引进技术的基础上制造的第一代600MW超临界直流锅炉。受氧化皮脱落的影响，该电厂1、2号锅炉于2013年3月、2014年5月，对其末级过热器和末级再热器管屏进行了升级改造技改，改造完成后在2013年5月、2014年7月投入运行。1、2号锅炉改造后运行4500至5000小时，结合调停进行四管检查，发现末过末再TP347HFG管材还会产生较多量氧化皮，割管清理后重新投运今正常。

为进一步分析锅炉末级过热器和末级再热器改造前后材料的性能状况，控制改造以后氧化皮的生成与剥落，文章结合西安院对1、2号锅炉升级改造前后对末过末再管屏材料性能评估分析，从氧化皮生成、剥落机理及电厂实际控制措施方面，提出有效控制措施。

2 末级过热器改造前性能分析评估

2.1 改造前末级过热器运行情况及存在的问题

2.1.1 典型爆管事故原因分析

2009年7月11日，2号炉末过前段管屏左数46排前数第9根离顶棚约3米处爆管（材质T91，规格Φ38.1×7.96mm），爆口在爆管段的迎流面，爆口周围氧化皮上分布着密集纵向裂纹。爆口处管径有胀粗，外径最大为45mm，管径最大胀粗率为18%。爆口呈小喇叭状裂开，爆口正中管壁明显减薄，最薄处壁厚为4.5mm。爆口断面粗糙，呈脆性。爆管外壁氧化皮为黑褐色，氧化皮最厚约0.5mm。内壁氧化皮为褐色，较薄且致密。检验发现该管段在长期超温运行中产生蠕变老化，又发生短期超温运行，管壁温度瞬间超过管材的AC1点，使管材的金相组织发生变化，无法承受工作条件下的温度和应力作用，产生短时过热爆管失效。

除此之外，从2009年8月3日到2012年3月20日，1、2号锅炉还相继发生过7次末过超温爆管事故，上述爆管原因均为管内氧化皮较厚，并有脱落现象，管子内壁氧化皮剥落并堆积且无法被蒸汽带走是造成超温的主要原因。

2.1.2 末级过热器氧化皮检测情况

1號锅炉在改造前，电厂对其末级过热器和末级再热器管子内壁氧化皮逢停必检2011年3月小修期间，1号炉末级过热器TP347H材料每根管内部氧化皮脱落重量分布曲线如图1所示。结果表明末级过热器TP347H材料管子内壁普遍存在脱落的氧化皮，绝大部分管子内壁氧化皮重量介于50～150g之间，还有少数管子内壁氧化皮重量在150g以上。

对末级过热器出口段T91的氧化皮进行了检测，末过出口段各屏测点的内壁氧化皮厚度平均值沿炉膛宽度方向的分布如图2所示，从图中可以看出，内壁氧化皮厚度值在左数第5～15、第45～60屏存在两个相对较高的区域，呈驼峰分布；左侧管屏的管子下部的内壁氧化皮厚度总体上稍大于管子上部；右侧管屏的管子下部的内壁氧化皮厚度总体上明显低于管子上部。

图2 末过出口段各屏内壁氧化皮厚度平均值沿炉膛宽度方向分布

2.1.3 末级过热器壁温分布研究

采集PSSS系统典型的末级过热器壁温分布情况分别见图3、图4，不同时期采集到的壁温分布规律基本相同，具体为：（1）末过从左侧第9～15屏吸热偏差最大，宽度吸热偏差系数接近1.25，该区域运行壁温较高；（2）末过左侧5～15屏及左侧45 ～75屏吸热较强，呈现双驼峰现象，总体温度偏差较大；（3）末过壁温最高为600℃左右，末再壁温最高已超过610℃，这些温度相对于原来采用的SA213 T23，T91、TP347H 材料，抗氧化能力已不能满足使用要求。

2.2 材料检验结果

将1号锅炉改造前的末级过热器运行管割取2根管样，#1管样为末过66屏第1根（T91）、#2管样为末过66屏第2根（TP347H），金相检验情况如下：

#1运行管样的金相组织照片如图5所示，材质为T91，管样的显微组织均匀，为回火马氏体；内壁氧化皮总厚度为0.267mm；外层氧化皮为Fe2O3+Fe3O4，Fe2O3成连续层状，在内外层界面处和外层内有较多的孔洞，内层靠近外层的部分呈较疏松，靠近氧化层的金属的部位较致密，氧化层和金属界面处的部分位置出现了开裂。

#2运行管样的金相组织照片如图6所示，材质为TP347H，管样的显微组织均匀，为奥氏体，但壁厚中部和近内部的晶粒度不均匀，6～7级70%， 4级30% ，管样的晶粒度不均匀，局部视场的晶粒度接近GB 5310-2008要求的下限值；内壁氧化皮总厚度为0.040mm；内外层氧化皮分离，外层为Fe2O3+Fe3O4，Fe2O3成断续层状，较疏松，内层氧化皮有少量的空洞。

3 末级过热器改造后性能分析评估

3.1 改造后末级过热器运行情况及存在的问题

3.1.1 末级过热器氧化皮检测情况

1号锅炉在2013年3月大修期间，炉内末过的热段和冷段管屏全部更换，更换为TP347HFG和TP91，5月10日点火，2013年11月21日机组临时停机后，经过10个小时后重新并网，现场壁温显示末过多根管子管壁监测显示温度604℃，而主汽温度为500℃。经停炉检查后发现部分管子弯头部位存在大量氧化皮脱落堵管现象，1号锅炉停运后割管检查，图7为末级过热器热段迎火面弯头氧化皮测量结果，氧化皮堵塞基本发生在末过左侧6～14屏及左侧38 ～72屏，其中炉左数50-4管氧化皮堵塞率为100%，炉左数6-6管氧化皮堵塞率次之，为96.7%。

图7 1号锅炉末级过热器热段迎火面弯头氧化皮测量结果

3.1.2 末级过热器壁温分布研究

采集的2014年7月2日的末级过热器壁温分布情况分别见图8、图9，不同时期采集到的壁温分布规律基本相同，具体为：（1）末过从左侧第6～8屏及左侧44～50屏吸热偏差最大，宽度吸热偏差系数最大为1.23，这两个区域运行壁温较高；（2）末过左侧5～15屏及左侧44 ～51屏吸热较强，呈现双驼峰现象，总体温度偏差较大；（3）末过壁温最高已超过600℃，末再壁温最高已超过630℃，末过和末再存在超温运行的风险。

图8 末级过热器宽度吸热偏差系数分布

图9 末过和末再各屏最高温度分布

3.2 材料检验结果与分析

将1号锅炉改造后的末级过热器新管备品割取2根管样，#3、#4管样材质均为TP347HFG新管，检验情况如下：

3.2.1 金相检验

分别在#3、#4管样上进行金相分析，#3、#4管样的金相组织照片如图10、图11所示，材质为TP347HFG，管样的显微组织均匀，为奥氏体，平均晶粒度为8～9级。ASME SA-213/SA-213M（2010）标准中规定TP347HFG钢的晶粒度为7～10级，因此#3、#4取样管的晶粒度满足标准要求。

图10 #3管样近内壁的金相组织

图11 #4管样近内壁的金相组织

3.2.2 综合试验结果

对2根末级过热器新管取样进行了宏观检验、金相检验、硬度试验、拉伸试验、冲击试验、压扁试验和晶间腐蚀试验，试验结果综述如下：

（1）管样外表面均无磨损、腐蚀、刮伤、鼓包和表面裂纹。

（2）管样的显微组织均匀，为奥氏体，平均晶粒度为8～9级，晶粒度满足ASME SA-213/SA-213M（2010）规定TP347HFG钢的晶粒度为7～10级的技术要求。

（3）管样的布氏硬度值均满足ASME SA-213/SA-213M （2010）对TP347HFG钢的硬度值不大于192HBW的技术要求，管样的室温抗拉性能均能满足ASME 标准中对相应钢号新管的技术要求，并具有较高的冲击韧性，无晶间腐蚀倾向性。

（4）综合试验表明TP347HFG新管材符合ASME 标准。

4 氧化皮生成、剥落机理及影响因素

4.1 氧化皮形成机理

超临界机组蒸汽参数高，高温蒸汽与金属管壁内表面發生化学反应生成氧化皮是不可避免的。裸露金属首先与蒸汽快速反应形成氧化膜，氧化膜形成之后将金属与蒸汽隔开，氧化层的进一步生长是通过氧离子和金属离子的扩散来进行的。在高温水蒸气环境下，由于蒸汽分解产生的氧分压大于Fe2O3、Fe3O4、FeO、Cr2O3和（Fe，Cr）3O4尖晶石相等氧化物的分解压，使得氧离子能比较容易的通过氧化层不断到达内部氧化界面形成铁铬尖晶层，同时金属提供必须的电子和金属离子，从内部扩散穿过氧化层，到达外部界面构成Fe3O4层，从而形成初始的双层氧化层。双层氧化层的生成并不是在原有管壁面的基础上向外增长，而是在原有基面的基础上不断的向基体内外侧衍生增长，外层氧化皮的增厚是铁离子向外扩散的结果，内层氧化皮的增厚是氧离子向内扩散的结果。

4.2 氧化皮形态结构

氧化皮结构形态不仅受到材料的成分影响，还主要受氧化时间，金属温度等一系列其他因素的影响。对于TP347H、Super304H、TP347HFG高铬奥氏体不锈钢，氧化层一般为双层结构，内层是具有良好保护性能的富Cr尖晶石物质（Fe，Cr）3O4，结构致密，不易脱落，外层氧化层是Fe3O4、Fe2O3。细晶奥氏体不锈钢在氧化层和基体界面处以及原奥氏体晶界处还可能存在Cr2O3。

4.3 氧化皮生长影响因素

在高温高压环境下，高温受热面金属氧化皮的生成以及增长，受到众多因素的影响，比如温度、时间、钢材成分和微观组织、热流量变化，预处理工艺等都与之密切相关。不同材料的抗氧化能力差别很大，所以材料成分是管材抗氧化性能的基础影响因素，因此，在不同的需求下选择合适的管材，对于控制和减缓氧化皮的生成有着重要的作用。奥氏体钢内壁氧化皮生产厚度如图12、图13所示，与合金元素Cr含量、晶粒度、温度和时间、水处理方式等有关。由此可知，影响氧化皮生长速度内因是金属材质，外因是温度和时间，水处理控制方式不当有加速氧化皮生长的作用。

图12 不同蒸汽温度下奥氏体钢内壁氧化皮厚度（运行1000小时）

图13 不同蒸汽温度不同时间下奥氏体钢（TP347HFG）内壁氧化皮厚度

4.4氧化皮剥落机理

在高温蒸汽下管材形成不同的氧化层，一般情况下，内层氧化皮结构紧密，性质稳定不易发生脱落，而外层氧化皮结构疏松，内外层界面处存在大量孔洞、微裂纹等缺陷，因此外层容易发生剥落。

金属管材温度变化率是影响氧化皮脱落的主要影响因素。在机组启停过程中，管子壁温的变化幅度越大，加之热膨胀系数的巨大差异，管内的氧化皮在热应力的作用下最容易剥落。另外，在启动初期蒸汽流量较小，不能迅速地将剥落下来的氧化皮带走，大流量时，已经在管径较小的弯头处形成堵塞就会产生超温。所以氧化皮堵塞造成爆管大多发生在机组启动后的一至两周内。

4.5 氧化皮剥落影响因素

4.5.1 内部生长应力

首先，由于界面处的金属离子不断地向外迁移，氧化膜内应力的增长造成基体和氧化膜的变形形成孔洞。这些孔洞的存在使得氧化膜和基体的结合度降低，也改变了内部应力分布容易造成裂纹，破坏了氧化膜结构的稳定性，使得氧化膜趋于脱落。其次，PB值是判断氧化膜完整性的重要判据，它指的是氧化物与形成该氧化物的金属的体积比，例如典型的FeO的PB值为1.68～1.76，Fe3O4的PB值为2.1，这就使得氧化膜内存在一定程度的压应力。最后，金属氧化膜的成分随着氧化的进行以及反应环境的改变等也会产生膜内压应力。

上述膜内应力首先会通过膜的塑性变形来释放，当变形不足以承受所受的压力时，氧化层在自身层内便会产生平行于氧化层的纵向裂纹。当纵向裂纹在氧化层外层弓出弯曲而扩展至氧化层表面时，这部分氧化层外层便会剥落。

4.5.2 氧化皮厚度

氧化皮厚度是影响氧化皮脱落的主要因素。在温度变化时，由于基体和氧化膜以及氧化膜内各层之间的热膨胀系数的差异而造成的热应力以及外部应力，增加了氧化膜所承受的剪应力，使得氧化膜破裂发生剥落。这种氧化层的剥落常常是剥落外层，而内层仍与钢基体结合牢固。典型的如T91 钢的氧化层，就是以这种机理破裂剥落的。

随着氧化皮厚度的增加以及运行时间的增长，氧化皮所允许的应变值逐渐减小，应变值一旦超出允许应变极限，就会发生剥落。这时的厚度就称为临界厚度，它与管材的温度、材质和运行条件有关。著名的阿密特（Armitt）图显示了氧化皮临界厚度与其所承受的总弹性应变关系如图14所示。通常认为奥氏体钢氧化皮临界厚度为150μm，这是有先决条件的，因为氧化皮临界厚度不仅与母管材质有关，还与所承受的总弹性应变以及氧化皮的结构和组成成份有关。

图14 正常运行的过热器与再热器氧化皮剥落数据

4.5.3 受热面管材结构

选用管材的几何结构对氧化皮的脱落有着很明显的影响，不同的管径和壁厚决定了管壁不同的几何构造，从而在承受轴向热应力时表现出明显的差异。在相同内径，不同壁厚的管子，在相同拉力情况下，管子壁厚小的，容易拉长，氧化皮更容易破裂、脱落。在相同壁厚，不同内径，相同拉力情况下，管子内径小的，容易拉长，氧化皮更容易破裂、脱落。

4.5.4 金属管材温度变化率

金属管材温度变化率是影响氧化皮脱落的主要因素。在机组启停过程中，管子壁温的变化幅度越大，氧化皮剥落的临界厚度越小，加之热膨胀系数的巨大差异，管内的氧化皮在热应力的作用下最容易剥落。

综合各因素的影响，可以总结出氧化膜应力随时间在不同阶段的变化规律而变化，如图15所示，在初始阶段由于内部相变等因素会造成一定的张应力，随着氧化过程不断进行，在温度不变时主要受生长应力的作用，当温度发生变化时热应力便成为主导应力，并一直伴随着机械应力的作用。

5 末级过热器和末级再热器改造后氧化皮的控制措施和建议

从以上分析可知，氧化皮的生成是不可避免的，需采取可靠措施，针对超临界锅炉的氧化皮控制，從机组启动、运行、停炉过程和停运期间，采取下列控制原则，减少氧化皮脱落量。

5.1 在锅炉启动过程中控制氧化皮剥落措施

关键是合理控制炉内管壁升温速度，减少炉管扰动，防止氧化皮的剥落。

5.1.1 机组冷态启动前

a.锅炉进水前，锅炉点火前水温尽可能提高至100℃及以上，接近设计要求的111℃。

b.锅炉水质必须符合要求。当分离器出口含铁量Fe<50ug/L时，方可允许锅炉点火。

5.1.2 锅炉冷态点火和升温升压

a.锅炉点火后高旁应尽快开大至30%以上（低旁与之相配合），增加蒸汽通流量，操作过程应控制汽温、汽压变化率符合要求。

b.升温速率按小于1.3℃/min控制，升压速率0.05-0.15MPa/min之间。

c.宜采用大油枪暧炉1小时后再启动磨煤机增投燃料量，启动磨过程应控制总燃料量不变或略增（退油枪方式），保证此期间温升率不大于1.8℃/min。

d.机组负荷低于210MW以下时，以燃烧调整为主要控温手段，禁用过热器及再热器减温水。

e.机组并网后，90MW前加负荷速率≯3MW/min，90MW至240MW加负荷速率≯6MW/min。并网后增加燃料量时，应注意汽温，烟温的变化要稳定，防止温度、压力急剧变化引起氧化皮的大量脱落。

5.2 锅炉启动后尽快将受热面管内残存的氧化皮清除

大蒸汽流量清除氧化皮：

（1）机组并网后，避免长时间停留在低负荷区间，应设法将负荷升至500MW以上，并保持负荷稳定、煤种稳定、汽温/汽压稳定以及不进行影响锅炉燃烧稳定的操作，持续时间至少一周，目的是通过大蒸汽流量带走启动过程可能剥落的少量氧化皮，并尽量避免机组负荷变动和与炉膛热工况大幅度扰动的有关操作，防止在管内残存的氧化皮未清除的情况下新的氧化皮脱落。

（2）对于氧化皮剥落不是特别严重的电站锅炉，可以利用机组旁路系统进行吹扫，但蒸汽吹扫不一定能够清理干净，也可能造成个别锅炉管内氧化皮大量剥落堆积堵塞炉管。

（3）从凝汽器水质含铁量的变化和凝泵入口滤网压差、给水泵入口滤网差压的变化来判断氧化皮的脱落情况。

5.3 锅炉运行过程中减缓氧化皮生成措施

机组正常运行因管壁温度超温、蒸汽含氧量超标等会使氧化皮生成速度加快。

5.3.1 控制汽侧氧含量

炉给水加氧量控制在尽可能控制在10ug/l以下，PH值控制在9.2-9.5，电导控制≯4us/cm，并参考图16所示给水PH、SC、DO关系进行控制。

5.3.2 严格控制受热面蒸汽和金属温度，严禁锅炉超温运行

（1）由于受热面可能存在较大的热偏差，受热面蒸汽温度的控制要服从金属温度，金属温度超温要视情况降低蒸汽温度运行。

a.对于已经加装了炉内受热面壁温测量装置的锅炉，应将TP347H等18-8系列粗晶奥氏体不锈钢锅炉管壁厚中央的运行温度严格控制在630℃以下。

b.对于暂时还没有加装炉内受热面壁温测量装置的锅炉，设定受热面超温预警和报警温度值时，应充分考虑炉外壁温测点所测温度低于炉内管壁实际金属温度以及炉膛内热偏差等因素的影响。

c.在运行中发现金属温度超过允许值，通过降低蒸汽温度和运行方式调整以及蒸汽吹灰无效要考虑降低机组的负荷运行；当出现金属温度普遍超温经调整无效，应选取降负荷等处理方法；任何时候不允许蒸汽参数和受热面金属温度长时间超过允许值运行。

（2）加强受热面的热偏差监视和调整，防止受热面局部超温。

a.在锅炉运行中过热器出口蒸汽温度左右偏差不超过10℃，屏式过热器出口蒸汽温度左右偏差不超过20℃，在热器出口蒸汽温度左右偏差不超过10℃，并且在运行中按照温度高点控制蒸汽温度，锅炉水平烟道转向室左右侧烟温差不大于35℃。

b.在运行中发现受热面蒸汽和金属温度偏差大要积极查找原因进行处理。检查两侧送、引风机出力是否合适，各层二次风挡板和SOFA风挡板实际开度是否一致且足够，检查烟道两侧的烟温偏差，水冷壁两侧金属温度偏差，以及受热面的金属温度分布分析炉膛的热工况是否均匀。

c.充分利用锅炉PSSS系统，尽可能控制吸热偏差Kr系数在1.15～1.25，且保证Kr系数最高点在左侧屏而不在中间屏。

（3）尽量抑制受热面温度周期性波动和温度变化速率，减缓氧化皮剥落。

a.不断完善热工自动控制系统，对机组协调系统的逻辑进一步进行优化，对给水、一、二级减温水、再热器温度自动、负荷控制逻辑不断进行改进，降低系统温度的周期性波动幅度和速率。

b.在机组运行中，正常升、降负荷速率不超过9MW/min，在300-600MW负荷区间内升、降负荷要维持屏式过热器、高温过热器、再热器出口蒸汽温度额定，如由于升降负荷的扰动造成上述温度的波动率超过20℃/5min，要适当降低机组的升、降负荷速率或暂停升降负荷，待温度调整稳定后继续进行负荷变动操作。

（4）对流受热面吸热偏差控制参考措施

a.燃烧器摆角不上摆，能减少炉膛出口烟温差。

b.反切位置的SOFA风门开大降低壁温有明显效果且会减小低温再热器入口烟温偏差。

c.在二次风门开度在300MW负荷以上时，开度不低于20%，250MW时，不低于15%，防止缺氧不利燃烧稳定。二次风门开度很小时同层二次风量分配均匀性变差，火焰中心极易偏斜，低负荷时，尽可能减小停运磨的风量。

d.严格控制过、再热器减温水用量，尽可能做到不使用减温水，用中间点温度来控制主汽温，减小减温水用量，不允许出现减温水用量大且中间点温度在正偏置的情况。

e.按规定吹灰以保证炉膛受热面的清洁，防止因受热面结焦而减小炉膛吸热比例。

f.当末级过热器吸热偏差Kr大于1.25，经开大SOFA风门效果不大时，应采取低位磨或错层磨运行方式，应避免高位磨运行方式。

5.4 锅炉停炉过程中的预防和控制措施

（1）在机组调停过程中，应控制主再汽温温降小于1.3℃/min，压降不大于0.1～0.2MPa/min。

（2）滑参数停机。机组一般不采用滑参数停机，如确有检修需要，则降负荷过程中主汽、再热蒸汽温降率按1℃/min控制，主汽、再热汽温度炉侧不低于420℃，滑停过程汽温控制以降低燃料为主要手段，减温水的使用要适当，在整个滑停过程中减温水使用量不得超过蒸汽流量的10%，减温器后过热度不低于50℃。

（3）在停炉操作过程中，燃料量的控制要求相对稳定，不允许大幅度变化，特别是进行停运磨煤机操作时。

（4）锅炉熄火经过通风吹扫5分钟后，及时停运行锅炉吸送风机，关闭各风门挡板，若无要求则保持锅炉闷炉状态。如需启动风机强制冷，加快冷却速率，强制通风前锅炉闷炉时间不少于24小时，自然通风时间不少于8小时，同时炉放水完毕前不进行锅炉的自然通风工作。

（5）停炉保养要求：每次停炉超过3天时原则上采取热炉放水及真空法干燥炉管，如系炉管泄漏造成停运，则进行只热炉放水，不进行抽真空干燥。

6 结束语

（1）末级过热器在改造前，材质为TP347H的末级过热器管样晶粒度不均匀，局部视场的晶粒度接近GB 5310-2008中对与TP347H近似钢号07Cr18Ni11Nb要求的下限值；末过从左侧第9～15屏吸热偏差最大，宽度吸热偏差系数接近1.25，该区域运行壁温较高；末过左侧5～15屏及左側45 ～75屏吸热较强，呈现双驼峰现象，总体温度偏差较大；末再吸热偏差相对较小，宽度吸热偏差系数最大为1.16；末再左侧3～8屏及19～29屏吸热较强，也呈现双驼峰现象；末过壁温最高为600℃左右，末再壁温最高已超过610℃，这些温度相对于原来采用的SA213 T23，T91、TP347H 材料，抗氧化能力已不能满足使用要求。

（2）末级过热器在改造后，材质为TP347HFG的末级过热器新管的显微组织、晶粒度、力学性能和抗晶间腐蚀性能均合格；末过从左侧第6～8屏及左侧44～50屏吸热偏差最大，宽度吸热偏差系数最大为1.23，这两个区域运行壁温较高；末过左侧5～15屏及左侧44 ～51屏吸热较强，呈现双驼峰现象，总体温度偏差较大；末再吸热偏差相对较小，宽度吸热偏差系数最大为1.18；末再左侧2～6屏及19～29屏吸热较强，也呈现双驼峰现象；末过壁温最高已超过600℃，末再壁温最高已超过630℃，存在超温运行的现象。

（3）超临界机组高温受热面蒸汽侧氧化皮的产生与剥落是不可避免的，文章针对氧化皮的产生、剥落机理及影响因素进行了全面分析，从启动、运行、停炉、保养等环节提出了氧化皮的控制措施和建议，减少了锅炉高温受热面因氧化皮大面积剥落而爆管次数，对实际运行过程有较好指导意义。

参考文献

[1]上海锅炉厂.超临界锅炉设备使用和维护说明书[Z].2006.

[2]徐洪.超临界火电机组蒸汽通道氧化皮剥落理论研究的最新进展[C]//超临界机组技术交流2013年会.

[3]王正品，等.电站用T22和T91高温蒸汽氧化的失效分析[J].铸造技术，2004，25（7）.

[4]西安院.超临界锅炉高温受热面性能评估[Z].2014.

[5]李一飞，修振平，等.控制锅炉氧化皮生成和防止氧化皮脱落措施[Z].华电福建可门公司技术措施.

作者简介：李一飞（1974，11-），男，汉族，福建省莆田市人，本科学历，工程师，单位：福建华电电力工程公司；研究方向：电厂热能动力。