660mw超臨界機組防止受熱面
氧化皮脫落技術措施
早在上世紀60至70年代，國外就將蒸汽通流部件表面氧化層的形成與剝離作為重點進行過研究，結果認為蒸汽通流部件表面氧化層的形成與剝離主要是由執行工況變化及通流部件的選材等方面因素所決定的。但由於此問題涉及設計選材、機組執行等多種因素，目前難以全面解決。在我國火力發電廠亦曾發生過許多大機組過熱器、再熱器管堵塞爆管、主汽門卡澀和汽輪機部件的固體顆粒侵蝕問題，造成了機組可用率降低和經濟損失。
國內某發電有限責任公司一期工程兩台600mw機組，配置鍋爐為亞臨界、前後牆對沖自然迴圈鍋爐，分別於2023年和2023年投入商業執行。在商業執行兩年後，便開始在二級過熱器處出現爆管現象，爆管外觀及檢測的結果表明過熱器爆管主要原因是管內氧化皮脫落導致受熱面發生堵塞，已較為嚴重的影響了機組安全健康穩定執行。某電廠裝有多台三菱公司的600mw機組，鍋爐為雙爐膛直流爐。
鍋爐出口壓力25.9mpa，再熱器出口壓力4.32mpa，高溫再熱器的管壁溫度設計溫度為615℃。
在2023年10月小修中發現，鍋爐中間部位的高溫再熱器t91管子的硬度降低。經對其內部檢查發現有氧化皮脫落跡象，在出口聯箱內有大量脫落的氧化皮小顆粒，在汽輪機中壓缸和葉片的根部積有fe3o4垢層。從爐排硬度的測量結果分析，再熱器中部的溫度超過568℃。
該廠採取臨時處理措施，降低再熱器出口溫度，由原設計568℃降為548℃執行。待大修時對再熱器管排進行改造，將t91材料改為tp347h。
氧化皮（垢層）剝落的主要原因是由於它和鍋爐管母材的熱膨脹係數不同以及機組在某些執行工況下它們之間存在較大的溫度差。一般情況下，隨著機組執行時間的延長爐管內氧化皮的厚度會增加，在機組頻繁啟動或調峰執行時，爐管溫度的變化很大，促使氧化皮開裂，從而又使深層的金屬被氧化，導致氧化皮進一步增厚。ce公司把爐管內氧化皮剝落的原因解釋為「熱驟冷」（thermal quench）。
在再熱式鍋爐啟動時，再熱器管子內沒有冷的水蒸汽流動。啟動中煙氣的界限溫度為538℃以上，再熱器管子將在「乾燒」狀態下達到這個溫度。當水蒸汽最初進入再熱器時，其溫度大大低於管子的溫度，這時處於熱態爐管內的氧化皮受溫度較低蒸汽的突然冷卻。
在「熱驟冷」作用下，在管子內壁上筒狀的氧化皮（垢層）將出現分離剝落。對於薄的層垢，垢層與管子基體之間的溫差和分離應變最大。在機組熱態啟動時，因為鍋爐部件仍處於高溫狀態，爐管並沒有煙氣流過，所以氧化皮遭受的瞬間冷卻與上述啟動時再熱器管子只有外側煙氣流過的情況相似。
目前，國內外在預防鍋爐管材氧化皮脫落方面雖然已採取了不同方式的處理，但就其產生原因、規律及防治措施還未進行專門系統的研究。我國火電機組逐步向著超臨界及超超臨界引數發展，此類問題將會更為突出。根據國內外機組鍋爐應用不同管材發生氧化皮脫落堵塞管子引發的爆管事件，結合各火電公司經驗提供以下技術措施供參考。
一、鍋爐設計上提高鍋爐受熱面管材材質選取裕度避免因設計裕度低引發受熱面長期超溫產生氧化皮脫落
附件1 上鍋廠600mw超臨界機組鍋爐受熱面設計情況
附件2 各受熱面管材分段示意圖
分隔屏過熱器
後屏過熱器
高溫過熱器
低溫再熱器
高溫再熱器
通過以上資料分析可知：上海原設計鍋爐（比如國華太倉發電公司）末級過熱器與tp347介面管段t23材質最高適用溫度593℃，而出口設計最高溫度金屬溫度593℃，介面部位設計溫度基本接近管子允許溫度，這樣長期執行，該區域管子勢必產生過熱（異常工況：主汽溫度公升高時或風煙工況發生偏斜時），產生氧化皮脫落也是必然的。
江蘇揚州二廠一期2×600mw亞臨界鍋爐，因爐膛設容積熱負荷設計偏高，受熱面管材設計裕度偏低（高過的出口管段選用sa213t22／580℃，僅出口段中上部至聯箱ф50.8×6.9mm管段選用sa213t91／650℃(有一根t22)，若按國內經驗考慮爐外測點測量偏低30℃～60℃,各工況的不僅最高壁溫已超出，平均壁溫亦在許用溫度左右(crt畫面報警值564℃偏高)，管壁超溫現象較嚴重；壁溫最高點基本集中在中間偏兩側的管排。
在與美國b&w的交涉中，其認為爐外測點測量偏低約15℃。即使按此標準高過管壁亦已區域性超溫。查相關資料，無論是asme、ce或riley設計標準，sa一213t22鋼材管子金屬許可溫度均為580℃，但b&w設計標準為602℃，可見美國b&w在高過受熱面選材方面裕量很小甚至無裕量），鍋爐投產以來#1鍋爐過熱器t91因氧化皮脫落爆管一次，超溫停爐一次；#2鍋爐t91管材因氧化皮脫落爆管6次，其原因均為與t91與介面t22（設計裕度偏低後全部改為t91）管材氧化皮脫落引起管道堵塞t91管段超溫所致。
為了避免設計裕度過低導致管材長期處於超溫執行而出現氧化皮脫落堵塞管子而爆管，在投運超臨界機組的電廠利用機組大修或中修，建議將末過上採用sa213 t23改為sa-213 t91提高該區域金屬壁溫裕度，在建或準備建的電廠可依據定電公司鍋爐受熱面選取，在招標檔案中就要要求鍋爐廠將末過材質定位在sa-213 t91和tp347h上，提高設計裕度避免機組投運後因燃燒工況變化引起受熱麵超溫導致氧化皮產生和脫落。
二、sa213-t91鋼的現場焊接採取措施防止根部焊縫和母材的過燒
超臨界機組的工作壓力和溫度很高，alstom公司大量選用sa335-t91管子作為過熱器系統和再熱器系統用管。sa213t91鋼是一種改良型的9cr-1mo鋼，在原9cr-1mo馬氏體鋼中加入v、nb等合金元素，具有良好的抗高溫氧化和抗蠕變效能，ac1為830-850℃，ac3為900-940℃。在550-650℃的許用應力明顯高於10crmo910、x20crmov121鋼；與10crmo910鋼相比，在同等的溫度、壓力條件下，管子壁厚可減小50%，推薦使用溫度為650℃以下。
sa213-t91鋼種可採用鎢極氬弧焊、焊條電弧焊方法進行焊接。預熱溫度和層間溫度應在180-250℃之間，不要超過350℃，在焊後熱處理之前，必須將整個材料的溫度降至180℃以下，以保證馬氏體的充分轉換。
sa213-t91的合金成分相當高，如果採用和低合金鋼相同的焊接工藝，焊縫根部就會過燒，因此，氬弧焊打底時，焊縫根部必須充混合氣體——n2（88%）+h2（12%）進行保護，才能使打底焊縫的根部得到良好的保護，防止根部焊縫和母材的過燒，獲得良好的根部焊縫的成形和符合要求的機械效能。現場焊接工藝保證可降低鍋爐投運後管材蒸汽高溫腐蝕和氧化腐蝕機率。
1、充氣方法
結合外高橋工程，經過現場實踐和效果，焊縫根部充混合氣體進行保護方法，作具體介紹：
如圖三在焊口兩端的兩根管子內都不塞入可溶紙，一根管子遠離焊口的密封蓋1處充入混合氣體，另一根管子遠離焊口的密封蓋2一端作為混合氣體出氣口，這樣混合氣體充氣長度變成44公尺，因此充氣前先用耐高溫鋁箔紙密封整個焊縫，使混合氣體只能流向密封蓋2處的出氣口，提高了混合氣體的充氣速度，也降低了混合氣體的消耗量，實際焊接時的混合氣體充氣流量為10-12l/min，當混合氣體充滿44公尺長的管子內部時，將耐高溫鋁箔紙由仰焊位置至平焊位置撕去二分之一，先進行二分之一焊縫的氬弧焊打底，氬弧焊槍的氬氣流量為9-10l/min，然後再進行另外二分之一焊縫的氬弧焊打底，打底封口時，氣體可以從密封蓋2的出氣口流出，封口處一直保持穩定的氣體流量和壓力，既滿足了氣保護的要求，又解決了平焊位置封口難的矛盾，可操作性比較強，無論是目視檢查還是射線探傷檢查都符合規範要求，取得了良好的效果。這種焊縫根部混合氣體充氣方法在sa213-t91焊口的組合焊接中得到了推廣，焊工一致認可。
2、氬弧焊打底
氬弧焊打底前應檢查焊口的清潔度，對口間隙為2.8mm-3.2mm之間，點焊固定。
然後貼上焊口一半的鋁箔紙，應對根部進行充氫氮混合氣。焊縫根部的焊接方法為內加絲焊法，即對於管子處於水平位置的焊口，由仰焊位置起弧，焊絲由平焊位置通過對口間隙徑向穿過管子，送至仰焊位置的管子內壁處，焊工的視線順著焊絲透過焊縫的對口間隙進行觀察，觀察焊口坡口內壁邊緣及焊絲的熔化情況，如有內咬邊、未焊透、生焊絲等缺陷，應及時改變焊槍的角度及加絲的速度；如還有問題，應將缺陷處的焊縫打磨掉，然後繼續施焊，焊口點焊處應打磨掉，焊好一半後撕去鋁箔紙，再去焊另外一半，以確保內壁焊縫的正常成形。
3、氬弧焊蓋面
由於打底焊縫的厚度在2-2.5mm，氬弧焊蓋面時，存在打底焊縫的二次熔化，所以焊縫根部必須保持混合氣體的充分保護，以免根部過燒。為確保層間熔合良好，蓋面前先用鋒鋼鋸條清理焊縫表面的氧化矽，因為c9 mv ig焊絲焊接後焊縫表面產生的氧化矽比較多，另外如焊縫兩側熔合線處有尖角或溝槽存在，必須打磨至圓滑，再用鋼絲刷清理打底焊縫的表面，直至焊縫表面呈現明亮的金屬光澤。
在蓋面過程中應嚴格控制焊縫的層間溫度，不得大於300℃，溫度控制好，鐵水流動性能好，外表光滑無缺陷，甚至會有金屬光澤出現。如果層間溫度過高，熔化的鋼水的流動性將明顯降低，甚至無法流動，此時若繼續焊接，焊縫的層間溫度會越來越高，焊接操作越來越困難，焊縫的厚度會越來越厚，容易引起夾渣，焊縫成型差，咬邊多，一出現上述焊接症狀，必須立即停止焊接，將層間溫度降下來，並將焊縫修整至正常的厚度，再繼續進行焊接。焊接結束後，必須立即進行表面清理，將二氧化矽等雜物清理清楚，並檢查焊縫是否存在表面缺陷，如咬邊、表面脫節、弧坑等，如有應及時修補，消除缺陷。
4、 熱處理
在焊後熱處理之前，必須將整個材料的溫度降至180℃以下，以保證馬氏體的充分轉換。熱處理採用電加熱的方法，熱處理時公升降溫度速率控制在每小時200度，加熱至740-770度，恆溫30分鐘。
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