超临界火电机组锅炉

第一篇：超临界火电机组锅炉

超超临界机组锅炉新型耐热钢的焊接

范长信 张红军 董

雷 周荣灿

(西安热工研究院有限公司，陕西省 西安市 710032)

摘

要：目前火电机组正在向着高参数大容量方向发展，蒸汽温度和压力进一步提高，为此开发采用了一些新型马氏体耐热钢和奥氏体耐热钢，这些钢的合金元素含量较以前的锅炉用钢较高，焊接性相比之下有所下降。本文主要介绍了超超临界机组锅炉用新钢种的焊接性、焊接接头的组织、力学性能和典型的失效方式。 关键词：超超临界;锅炉;耐热钢;焊接性;性能

1前言

超超临界机组的出现，提高了机组的效率，减少了污染物的排放，是目前火电发展的必然趋势。蒸汽温度超过了600℃，蒸汽压力超过了25MPa，而且还在不断的升高，这有赖于新型耐热钢的不断发展。目前应用于超超临界机组过路的新型马氏体耐热钢有P9

1、P92(NF616)、E9

11、P122(HCM12A)等，奥氏体耐热钢有TH347HFG、Super304和HR3C等。这些钢的合金元素含量均大于10%，给焊接带来一定的困难[1-2] 。

焊接接头的失效是电站高温承压部件失效的一种主要方式，常常具有早期失效的倾向。因此提高焊接接头的完整性对电站机组的安全运行是十分重要的。焊接接头的完整性主要是焊接接头的性能与母材相一致，表现在成分、组织、性能、结构的连续性。通常我们并不能够使接头的性能与母材完全一致，但是我们总是努力使其趋向一致。过去一般认为焊接接头中存在缺陷，但是现在大多数的高温焊接接头中均不存在影响使用安全性的宏观缺陷。取而代之的是焊接接头组织的不均匀性和由此引起的蠕变性能的不均匀性。与母材相比，焊接接头组织的不均匀将会使其存在强度或大或小、塑性或高或低的区域。这些组织不同的区域在使用过程中将会产生不同的蠕变速率，导致接头中应力的错配和早期失效。在未来电站和焊接接头的设计中，必须考虑焊接接头的性能，使其对电站安全性的危害最小化[3]。

超超临界机组锅炉中的一些新型耐热钢在国内是首次使用，对它们的焊接性能研究尚少，对其焊接接头性能的研究更是空白，应引起高度重视。本文主要介绍了超超临界锅炉用钢焊接接头的性能，对这些新型耐热钢进行了焊接性分析。

2超超临界机组锅炉用新型马氏体耐热钢的焊接

超超临界机组锅炉用新型马氏体耐热钢主要有T/P9

1、T/P9

2、E911和 T/P122等，常用于超超临界机组管道和过热器管上。这些钢由于Cr含量较高，在加工制造过程中容易产生δ铁素体。T/P91是在9Cr-1Mo钢基础上通过加入Nb、V、N等合金元素而形成的新型耐热钢，其使用温度小于585℃。T/P92和E911是在T/P91耐热钢基础上发展起来的新型耐热钢，其中T/P92是在T/P91的基础上通过加入1.5~2.0%W代替部分Mo元素，Mo元素含量下降到0.3~0.6%而形成，E911是在T/P91的基础上加入0.9~1.1%W而形成，它们的使用温度可升高到630℃。这些9%Cr钢具有良好的力学性能。T/P122是新型的12%Cr耐热钢，由于Cr含量的增大，在加工制造工程中更容易出现δ铁素体，通常加入1%的Cu来抑制这种有害组织的形成，这种钢的抗氧化性较好。马氏体钢的下一步发展是在这些钢的基础上加入Co、B等合金元素来进一步提高抗蠕变性能和抗氧化性能。虽然这些钢的抗蠕变和抗氧化性能较好，但

314 在实际工业生产过程中，如果没有合适的焊接工艺来保证，这些钢的优越性也难以发挥出来。 2.1 新型马氏体耐热钢焊接性分析

新型马氏体耐热钢一般通过控轧控冷工艺制造，在焊接过程中，焊缝金属没有这种控轧控冷的机会，很难通过细晶强化和位错强化来改善焊接接头的性能，故焊接接头的性能和母材之间存在一定的差异。这些马氏体耐热钢焊接接头劣化的方式主要有： 2.1.1焊接接头的脆化

马氏体耐热钢焊接接头的脆化主要有粗晶组织引起的脆化和淬硬组织引起的脆化两种脆化方式。焊缝金属晶粒粗大是由于在焊接过程中，奥氏体化时间较长，晶粒长大速度较快，且在焊接过程中不像母材生产过程中有控轧控冷的机会形成的。故在焊接过程中应使用较低的焊接线能量。由于这些钢的合金元素含量较高，焊后冷却速度控制不当就会导致淬硬组织的形成，从而导致焊接接头的脆化。故可采取预热的方法来解决这一问题。 2.1.2热影响区的软化

马氏体耐热钢的供货状态为正火+回火，即调质处理。焊接时，在细晶热影响区和临界热影响区将会产生软化现象。造成这一现象的主要原因是焊接时，细晶热影响区的所经受的温度稍高于Ac3，临界热影响区所经受的温度在Ac1~Ac3之间，处于这一温度区间的金属发生部分奥氏体化，沉淀强化相在这一过程中不能够完全溶解在奥氏体中，在随后的热过程中未溶解的沉淀相发生粗化，造成这一区域的强度降低。软化对短时高温拉伸强度影响不大，但降低持久强度，长期高温运行后，在软化区常常会产生Ⅳ型裂纹。焊接线能量、预热温度对软化带影响较大，焊接线能量大预热温度高，软化区宽。所以，焊接线能量不宜大，预热温度不能高，软化区宽度越窄，其拘束强化作用越强，软化带的影响越小。 2.1.3焊接冷裂纹

冷裂纹是在焊后冷却过程中在Ms点以下或更低的温度范围内形成的一种裂纹，又称延迟裂纹。产生这种裂纹的三要素为淬硬组织、氢元素和应力。马氏体耐热钢焊接冷却过程控制不当往往形成淬硬组织，这一组织会导致裂纹的形成。焊接过程中氢主要来源于母材和焊条，氢的含量越高越易聚集形成裂纹，制造、安装中一般选用低氢型焊条且制订了严格的烘培和保温工艺就是这个原因。拉应力也是产生冷裂纹的一个主要因素，在焊接过程中应尽量减少拘束度，防止产生较大的拘束应力。

理想的焊接工艺是采用适当的工艺措施保证在焊接过程中不产生裂纹，减少脆化、软化等问题，同时还要保证全马氏体组织的形成，满足焊接接头的质量要求。 2.2 新型马氏体耐热钢焊接接头的化学成分

新型马氏体耐热钢的焊接所选用的焊接材料一般是与之匹配的焊接材料。下面简要地阐述一下这些钢焊接接头的化学成分。 2.2.1 T/P91钢[5]

对于T/P91钢，为保证焊接接头足够的韧性，应对焊接接头中的合金元素含量进行控制。Nb元素对冲击韧性的影响较大，焊接接头中Nb的含量一般不低于0.04%， Nb的含量设计为0.04~0.07%。Ni能够有效改善焊接接头的冲击韧性，对Ni含量的适当控制是有益的，这是由于以下两个方面的原因决定的。第

一、它降低了Ac1点，使得Ac1与PWHT(焊后热处理)温度接近，改善了回火性能。第

二、它减少了δ铁素体形成的倾向，δ铁素体的存在对焊接

[4]

315 接头的性能是不利的。可是当Ni含量>1%时，这种元素将会产生一定的副作用，它使得Ac1降低幅度较大，PWHT温度超过了Ac1，PWHT时，发生奥氏体化，在随后的冷却过程中形成未回火的马氏体组织。长期服役过程中，过量的Ni还会改变沉淀相的变化发展过程，恶化蠕变性能，故Ni的含量一般控制在0.4~1.0%。V、C、N等对焊缝金属韧性的影响不大。Mn含量较母材为高，主要目的是为了脱氧，保证形成合适的焊缝金属。可是一些专家认为Mn+Ni的含量最大不超过1.5%，以防止它们过多降低Ac1。在这个限制条件下，为保证脱氧Mn含量较高，Ni的含量可减少到0.5%。Si也是一种有效的脱氧剂，与Cr共同作用可提高这种钢的抗氧化性。尽管有一些规范规定焊缝金属的Si含量和P91母材一致，但降低Si的含量有助于韧性的改善，在这一点上，AWS规定焊材中Si的含量不高于0.30%，低于母材中Si的含量。 2.2.2 T/P92钢[6-7]

T/P92马氏体钢的韧性水平较T/P91低，蠕变强度较高，对于它们的填充金属一般要求SMAW、SAW焊接时要保证室温冲击韧性CVN>41J。试验已经证明，使用和T/P92相同化学成分的焊材将会导致焊接接头韧性和蠕变强度的降低，尤其对SAW，这种情况更为严重。这样以来必须对每种合金元素的作用以及合金元素之间的相互作用进行研究，以确定合适的焊材成分，同时最为重要的是对N、Ni、Mn、Co和B含量进行优化。C、N化合物的形成以及元素B对蠕变断裂强度有着重要的影响，它们的加入增加了材料的屈服强度和抗拉强度，但降低了塑性和韧性。Mn和Ni对强度的影响不大，但是，Mn和Ni的含量超过基体金属的上限能够显著改善焊接接头的韧性，同时降低Ac1，一般它们的极限值由Ac1来确定。Mn和Ni的含量一般<1.5%，同时可以用Co来代替部分Ni。为了避免δ铁素体的生成，应适当控制W的含量。B能够提高蠕变强度，但降低焊接接头的韧性，成分含量应控制在基体金属下限左右。V、Nb、Co对韧性不利，同时易导致热裂纹，因此其含量也应控制在下限左右。除了这些元素的影响，也应考虑Ti、Al氮化物的影响。 2.2.3 E911和T/P122钢[5]

E911钢的化学成分和T/P92钢相似，其焊接接头化学成分的分析可参照T/P92钢的成分分析。对于T/P122钢，由于其合金元素含量较高，焊接时，容易在焊接接头中产生δ铁素体。这两种钢焊接接头成分的分析均可借鉴T/P91钢和T/P92钢的分析方法。Nb元素对冲击韧性的影响较大，Ni对冲击韧性的改善有利，但同时Ni还降低Ac1，故其含量不易太大。Mn和Si是有效的脱氧剂，合适的含量对于改善焊接接头的性能有利。 2.3 新型马氏体耐热钢焊接接头的组织

这些新型马氏体耐热钢顾名思义可知其组织包括焊接接头的组织均为马氏体。焊接接头是一个不均匀体，对于不同的区域，因经历的热过程不同，导致微观组织不同，例如马氏体板条的位向、大小、原奥氏体晶粒度、碳化物的类型、形状、分布等在BM、HAZ、WM的分布有或大或小的差异，当然其力学性能也有区别，如WM和BM的硬度、强度高于FG、ICHAZ，长期运行容易在FG、ICHAZ形成IV型损伤等。下面以T/P92钢为例介绍一下这种马氏体耐热钢焊接接头的组织。

图1给出了T/P92焊接接头的宏观和微观组织形貌。宏观形貌为均匀的多层焊缝金属和回火的HAZ组成，HAZ宽度为2~3mm。

图2给出了T/P92焊接接头焊缝金属的TEM像，可以看出在焊态下，组织为典型的回火

[8]

316 马氏体+M23C6颗粒在原奥氏体晶界和亚晶界处的弥散分布，偶尔可以看到岛状的δ铁素体，这种δ铁素体处在M23C6颗粒的包围之中。PWHT后，组织发生了相当大的回复，但马氏体结构和M23C6颗粒在焊缝晶界的分布清晰可见，如图2b所示。

在T/P92焊接接头的细晶热影响区(FGHAZ)，焊态下，发现了薄弱的回火马氏体组织，马氏体板条不清晰，M23C6颗粒的分布也不够均匀，如图3a所示。PWHT后可以观察到亚晶以及低密度位错的存在，其中部分亚晶已发生了多边化，如图3b所示。

图1 P92焊接接头在PWHT后的宏观和微观组织形貌

2.4 新型马氏体耐热钢焊接接头的力学性能

T/P9

1、T/P92(NF616)、E9

11、T/P122(HCM12A)焊接接头合金元素含量较高，这些合金元素具有固溶强化和沉淀强化的作用，焊接接头的力学性能水平较高。在室温横向焊接

317 图2 P92焊接接头焊缝金属的TEM像a)焊态 b)PWHT

图3 P92焊接接头HAZ的TEM像a)焊态 b)PWHT 接头拉伸试验时断裂发生在母材上，可以认为室温下母材的强度低于焊接接头。高温下的蠕变性能有所差别，下面给出了母材和焊缝金属的高温蠕变性能。 2.4.1 母材的蠕变性能

图4给出了不同钢种在100MPa下运行100000h的使用温度范围。可以看出新型马氏体耐热钢的使用温度已超过了600℃，且这些新型高Cr钢的蠕变断裂强度与奥氏体钢相当。图中虽然没有给出T/P122钢在同一条件下的使用温度，但是相关资料已证实这种钢的使用性能优于T/P92钢，其抗氧化性较好， T/P122钢的使用温度也可在600℃以上。这些新型马氏体耐热钢优越具有很好的抗蠕变性能和耐蚀性，能够减少部件的厚度，提高使用温度。 2.4.2 焊缝金属的蠕变性能

许多试验业已证明这些新型耐热钢焊接接头的高温失效位置主要在焊接接头的热影响区，热影响区是焊接接头的薄弱区域，这主要与其所经受的热过程有关。对于焊缝金属，一些试验结果表明采用匹配焊接材料使得焊缝金属的高温(600℃、650℃)蠕变断裂强度均低于母材。对于T/P9

1、T/P9

2、E911钢采用匹配焊接材料焊接时可以得出以下结论：

1) 焊缝金属的蠕变断裂强度低于母材。

2) 随着试验持久时间的增加，焊缝金属的蠕变断裂强度与母材的差距越来越大。 新型马氏体耐热钢的横向焊接接头高温蠕变试验的失效位置在HAZ的外侧，即靠近母材的HAZ，一般称之为细晶热影响区和临界热影响区。这一区域在焊接过程中发生部分奥氏体化，大多数C、N化合物沉淀析出，PWHT时发生再结晶。由于缺少C、N等晶内强化元素，从而使这一区域的马氏体组织发生软化。在这一软化区域经常发生IV型损伤，以前的经验表明在

[5][9]

318 图4 不同材料在100MPa/100000h下的最大使用温度

所有的CrMo耐热钢中均存在这种现象。由焊接接头的硬度测量也可知道这一区域的硬度比母材和焊缝金属也低许多，一般情况下这种差距约在30HV左右。

横向焊接接头在高温低应力下发生的IV型损伤是CrMo钢的一个典型特征，然而在低温高应力短时持久试验下，焊接接头的失效发生在母材处。从目前的电站使用经验看这种焊接接头的主要损伤还是IV型损伤，可见焊缝金属的蠕变性能对焊接接头的寿命影响不大，除非它和IV型损伤区共同作用。一些专家接受了这个观点。同时，也存在其它两种关于焊缝金属对焊接接头性能影响的观点，特别是焊缝金属的优化可以延迟IV型损伤的发生，这两种观点都认为焊缝金属的蠕变强度将影响蠕变量在焊接接头不同区域的分布。一种观点是降低焊缝金属的强度，使其与IV型区的强度相当。另一种观点是扩大焊接接头熔合区的宽度，这一区域的强度和母材相当，以减少IV型区的蠕变量，延长使用寿命。

普遍认为焊接接头的失效模式受控于HAZ，但是目前关于焊缝金属的选择是否能够延迟损伤或延长部件的使用寿命并没有统一的观点。 2.5 焊缝金属的韧性

新型马氏体耐热钢焊接时如果焊接参数选用不当，很容易产生粗大的马氏体、没有回火的马氏体，还有可能形成δ铁素体等，这些组织都对焊接接头的韧性不利。虽然高温时接头的脆性断裂是不可能的，但考虑水压试验、检修等因素，通常对焊接接头的室温冲击韧也有要求。影响焊接接头的室温冲击韧性的因素如下： 2.5.1 接方法的影响

焊接方法将对焊接接头的韧性有着重要的影响。采用GTAW氩气保护焊，以及使用固体焊丝和金属芯焊丝(MCW)可是使焊接接头在PWHT后获得较高的室温冲击韧性。韧性与氧含量有关，GTAW(氧含量100～200ppm)

319 2.5.2 化学成分的影响

一般情况下，能够改善蠕变性能的元素均恶化焊缝金属的韧性，例如Nb、V、N和Si等，其中N和Si的影响较小。能够抑制δ铁素体形成，保证获得全马氏体组织的合金元素对焊缝金属的蠕变性能和韧性均有利。 2.5.3后热处理的影响

焊后热处理的目的是降低焊接残余应力和改善组织性能。为了保证焊接接头的韧性，焊后热处理的回火作用是非常重要的，它可以使焊接接头获得完全回火的马氏体组织。实际应用时涉及到回火温度和时间的选择。 2.5.4 其它因素的影响

焊接过程中发生的晶粒细化对焊接接头的韧性也有一定的影响。此外，焊层厚度、焊接时的对口以及焊接环境等也对接头的韧性有一定的影响。焊层厚度薄，韧性较高。

对于焊缝金属，不同的标准对其室温(+20℃)冲击韧性有着不同的要求。对于T/P91钢焊缝金属，AWS没有对其室温(+20℃)冲击韧性做出要求，但在非强制性的附录A5.5-96中建议这种钢焊接接头的冲击韧性可由厂商和顾客协商确定。在欧洲的EN 1599:1997中规定了这种钢焊缝金属的室温(+20℃)冲击韧性最小值不得低于38J，平均值不得低于41J。这些值与专家们提出的PWHT后室温(+20℃)冲击韧性在35~50J之间是一致的。

3 超超临界机组锅炉用新型奥氏体耐热钢的焊接[10-11]

鉴于高温过热器(SH)和高温再热器(RH)的蒸汽参数较高，在设计时必须充分考虑其烟气侧腐蚀和蒸汽侧氧化的性能。一般的铁素体耐热钢虽然强度上能够满足SH/RH的要求，但其抗烟气侧腐蚀和蒸汽侧氧化的性能较差，不利于机组的安全可靠的运行，所以在SH/RH设计时，一般可采用奥氏体不锈钢。目前超超临界机组SH/RH的主要设计材料为TP347HFG、Super30

4、HR3C等。这些材料的合金含量如Cr、Ni等较铁素体耐热钢有着很大的提高。为了保证焊接接头和母材具有较佳的匹配性，焊接材料的选取也必须为奥氏体型焊接材料。奥氏体耐热钢由于热膨胀系数大，导热性能差，在焊接和使用过程中易出现下列问题： 3.1 晶间腐蚀

晶间腐蚀是奥氏体耐热钢一种极其危险的破坏形式。它的特点是沿晶界开始腐蚀，从表面上看，一般不容易发觉,但它使承压管道焊接接头的力学性能显著下降和容易发生早期破坏。根据“碳化物析出造成晶间贫铬”理论,在450～850℃范围内，C和Cr易在奥氏体晶粒边界处形成碳化铬,使得晶粒边界处局部贫铬。晶界处的含Cr量被降低到小于12%，钢材因此丧失了耐腐蚀性能。另外，Fe-Cr合金在400～550℃长期加热时，会产生一种特殊的脆性,其硬度显著提高，冲击韧性严重下降,称为475℃脆性。而在实际焊接过程中经过测量发现，焊接接头往往是在400～550℃这个温度区间停留的时间最长，所以对475℃脆性这个问题需要多加关注。 3.2 应力腐蚀裂纹

应力腐蚀裂纹(stress corrosion cracking 简称SCC)是应力和腐蚀联合作用引起的一种低应力脆性裂纹。奥氏体不锈钢线膨胀系数大，导热性差，在结构复杂、刚度较大的情况下，焊接变形受到约束，焊后构件特别是焊接接头存在较大的焊接残余应力，而奥氏体耐热

320 钢的组织特征和腐蚀介质的存在，满足了产生SCC的充要条件，从而使奥氏体不锈钢产生SCC的倾向较大。奥氏体耐热钢的SCC有晶间、晶内和晶间/晶内混合等三种形式，但是以晶间SCC最常见。 3.3 热裂纹

热裂纹主要有结晶裂纹和液化裂纹两种形式，结晶裂纹是在结晶后期，由于低熔点共晶形成的液态薄膜消弱了晶粒间的联系，在拉应力作用下发生开裂的裂纹;液化裂纹是指近缝区或多层间部位在热循环的作用下被金属重新熔化，在拉伸力的作用下，沿奥氏体晶界开裂的裂纹。 3.4 再热裂纹

由于奥氏体不锈钢热膨胀系数大，导热率低，故在焊接时接头附近的温度场和变形量极不均匀，导致很大的残余应力。在随后的PWHT(SR)或者高温服役时，残余应力的释放以及应力集中会使晶界的塑性变形较大，从而产生裂纹。这种裂纹一般出现在粗晶HAZ区，属沿晶裂纹，在粗晶区易于扩展，扩展一旦遇到细晶组织即停止。

奥氏体不锈钢焊缝热影响区的划分不像铁素体钢，尽管微观组织的变化如晶粒长大、溶质的析出以及距熔合线0-5mm区域的碳化物分布的变化，但是并没有相变发生，由于大的热膨胀系数和低的热传导率，在与焊缝连接的母材中存在较大的塑性变形。这个应变影响区SAZ(strain affected zone)与焊接参数(如焊条直径、电流/电压以及电极的摆动幅度等)有关，能够扩展到距熔合线约25mm处。

稳定化奥氏体钢如TP321和TP347中的再热裂纹是一个长期形成的过程。焊后冷却过程中碳化物在母材位错处的沉淀析出，导致晶内强化，晶界区域的蠕变集中以及后来形成的低塑性晶间裂纹。TP316由于没有强碳化物形成元素和相对高的蠕变塑性，一度被认为对于再热裂纹是免疫的。可是，在SAZ中存在复杂的多轴残余应力，与单轴应力相比，塑性大量下降。在英国能源电站的TP316钢焊接接头中曾出现过再热裂纹。以上提及的再热裂纹部分地归因于大零件的壁厚，其具有大的拘束。

对于奥氏体钢，再热裂纹发生在接近熔合线到距熔合线几毫米范围内，经常出现在最后一层焊道之下。可是对于厚壁或结构复杂的部件，再热裂纹也存在于SAZ中。 3.5 疲劳裂纹

由于机组的频繁启停，容易在设备的高应力区域出现疲劳裂纹，疲劳裂纹很难被发现，但其危害性极强。焊接接头存在缺陷(气孔、夹渣、夹钨、未熔合等)的区域容易形成疲劳源。

通过对奥氏体不锈钢焊接接头的大量等温疲劳试验，发现奥氏体钢存在两个奥氏体-铁素体脆性转变温度范围：350-550℃及550-950℃，Broek认为产生疲劳裂纹的因素主要有两点 ，即碳、氮、铬磷化物、铬氧化物、σ相和其它中间相的共同沉淀作用;无任何沉淀相，但有复杂铬化物的形成，容易造成晶格扭曲和晶间硬化作用。

碳化物和脆性沉淀相的含量低于6%时，疲劳裂纹的扩展速度不会超过正常状态下的两倍;但当Laves相、σ相和碳化物的含量超过7%时，疲劳裂纹的扩展速度会超过正常状态下的五倍，;当σ相和碳化物的含量高于6%时，疲劳裂纹的扩展速度不是很稳定。

321 4 结束语

电站高温焊接接头的完整性对于电站的安全运行有着重要的影响，由于焊接接头的组织性能不均匀，导致焊接接头在运行过程中产生应力的再分配和蠕变应变在软化区域的集中，使得这一区域有着早期失效的倾向。

1) 有焊接接头的HAZ性能较差，相对来说它们是安全的薄弱部位。

2) 对于马氏体耐热钢主要存在的问题有焊接接头的脆化、热影响区的软化、焊接冷裂纹和长时服役时产生的IV型裂纹等。

3)对于奥氏体耐热钢主要存在的问题有焊接接头中的晶间腐蚀、应力腐蚀、热裂纹、再热裂纹和疲劳裂纹等。

超超临界机组锅炉中的一些新型耐热钢在我国没有使用经验，应引起重视，在下面几个方面加强研究，以保障我国超超临界机组锅炉的制造、安装质量，确保超超临界机组的安全运行。

1)新型耐热钢的合金化原理、冶金特点; 2)新型耐热钢的常温及高温性能;

3)新型耐热钢的焊接性及焊接工艺、焊后热处理工艺和异种钢焊接工艺; 4) 新型耐热钢的热加工性能及工艺;

5) 新型耐热钢服役后组织、性能的变化规律及寿命评估。

参考文献：

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作者简介

范长信，1962年出生，研究生，硕士，教授级高工，国际焊接工程师。长期从事电站金属技术监督、电站材料焊接研究和电站锅炉压力容器检验工作。

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第二篇：火电机组高端锅炉耐热钢特点和国产化进程

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本帖被 ez-wzx 执行锁定操作(2010-02-15) 1 火电机组选材

我国火电机组的生产制造主要是超超临界和超临界机组，亚临界机组的比例很小，今后发展超超临界的比例将要超过超临界机组。

在超临界机组中高端用耐热钢主要是T91/P9

1、TP347H、TP347HFG。在超超临界机组中高端用耐热钢主要是T92/P9

2、T91/P9

1、T122/P1

22、TP347HFG、Super304H、HR3C以及XA70

4、NF709R。目前国内建造中紧缺的是P9

1、T92/P9

2、TP347HFG、Super304H和HR3C，其中T91/P9

1、T9

2、TP347HFG和Super304H国内已经供货，P92和HR3C全部依赖进口，供不应求，价格昂贵。 2 高端锅炉耐热钢的特点

铁素体钢主要集中在T91/P9

1、T92/P9

2、T122/P122，都是马氏体钢，国际上习惯称为铁素体钢。共同的特点是含Cr量在9%～12%Cr，加入W、Mo固溶强化元素和少量析出强化元素，如Nb、V、N、B以及Cu。以下介绍几种耐热钢的主要特点。 2.1 T91/P91钢

1)T91/P91钢的强化

主要依靠M23C6析出相的强化，其次是MX相强化和Mo的固溶强化，在高温长时使用后会析出σ相，当σ相在<2级且弥散分布时对强度有贡献，当σ相长大后就失去了强化作用，同时在σ相周围区域贫Cr。在高温长时运行后M23C6会发生粗化(即长大)使持久强度下降，MX相是一个比较稳定的相，对长时持久强度贡献大，日本学者Abe和欧洲的研究表明，在几万小时后可能发生MX→Z相转变，即若干个MX相聚集成Z相而使强度逐渐下降。T91/P91钢中马氏体板条对强度有明显影响，涉及到板条束的尺寸和板条中的亚结构。T91/P91钢在国内外使用表明，组织稳定，基本满足使用需求。 2)钢中Cr量的控制

应当引起重视的是钢中Cr的含量，标准是8.0%～9.5%，而生产厂往往在冶炼中把Cr的含量控制在下限，即8.2%～ 8.3%，尤其是T91在炉内使用会发生管外表面腐蚀严重，对管内抗蒸汽腐蚀性能也不利。因此，用户在订货时需要与钢厂、钢管厂要求在中限以上，以保证T91/P91钢管高温长时的抗腐蚀性。 3)T91/P91钢中Al、Ti含量的控制

Al在钢中会与钢中的氧结合成粒状Al2O3，与钢中的N结合成AlN。粒状Al2O3是夹杂物，对钢的强度和抗腐蚀性能不利，关键是AlN，AlN是尖角的不规则的脆性相，在应力条件下可能在尖角处由于应力集中而萌生裂纹，危害性大。Al2O3和AlN的生成都会降低钢的塑性性能。夹杂物与基体之间由于微电池效应会发生腐蚀现象，对钢不利。因此，在近几年来国际上重视钢中Al、Ti及Zr量的控制，在ASME 213M-07，ASME 213-08中都规定了Al≤0.02%，Ti≤0.01%，Zr≤0.01%。 4)关于S、P、O含量的看法

在标准中S、P的规定是比较宽的，从日本进口的钢管和质保书看，控制是严的。S是有害元素，主要形成MnS夹杂，由于是塑性夹杂物，对热加工塑性变形影响不大，对钢的塑性性能影响也不大，但是，我们认为MnS夹杂在钢中的存在可以看作是微裂纹的存在，MnS的强度很低，在长时应力条件下会在这些薄弱区域发生微裂纹的发展，因此，会对钢的高温持久强度产生影响。S含量低，MnS的尺寸、数量、形态分布都会改善，条状的MnS变成点状不连续分布、数量减少，尺寸减少都会减少MnS的负面影响。从供货情况来看，日本进口钢管中S含量一般在0.003%以下，国产在0.006%以下，质量好。P含量高一般会影响热加工塑性，可能会影响焊缝的塑性，目前供货在0.020%以下，可以满足生产和使用。氧含量在标准中没有规定，日本进口管分析[O]在20～35ppm，国产在30～60ppm，有炉外精炼条件的特钢厂[O]一般在30～45ppm，[O]低必然会降低钢中氧化物夹杂的级别，改善氧化物夹杂的尺寸、数量、分布和形态，低的[O]会改善钢的性能，但是，会增加炼钢的成本。

5)关于δ-铁素体

T91/P91钢的Cr当量不高，T91钢管中一般不出现δ-铁素体，在大口径厚壁的P91钢管中由于成分偏析和热加工等原因往往会出现δ-铁素体，对钢的持久强度会有不利影响。因此，要求钢的冶炼中使成分均匀化，尤其是浇注成钢锭，要求钢锭中不发生偏析，最好进行高温扩散退火。 2.2 T92/P92钢

1)T92/P92钢的强化：

T92/P92钢是在T91/P91钢基础上发展的，是日本新日铁钢铁公司神原瑞夫和小田克朗在1987年研制成功，即NF616。钢中加入1.50%～2.00%W，把Mo量由0.85～1.05%降到0.30%～0.60%，采用W-Mo复合强化，W+Mo的总量达到1.80%～2.60%，超过T/P91的一倍，同时加入0.001%～ 0.006%B，目的是提高钢的高温持久强度。

T92/P92钢主要依靠M23C6及Laves相(AB2)的强化，其次是MX相强化和固溶强化以及B对晶界的强化。由于B元素加入M23C6相中会抑制M23C6的长大，即在高温下T92/P92中的M23C6长大速度低于T91/P91钢中M23C6的长大速度，即粗化的程度减弱，可以使钢的高温持久强度下降减缓。

T92/P92钢中加入约1.8% W在调质处理状态钢中就存在Laves相，最初的析出量比M23C6量要少很多，但在高温下析出速度快，增量大，在几千小时后的析出量与M23C6相当，成为主要强化相。MX相即(Nb,V)(C,N)相在高温下比M23C6和Laves相稳定，析出相增长不多，尺寸在纳米级，因此，对持久强度有明显贡献。固溶在固溶体中的W和Mo由于置换固溶而强化基体，固溶在固溶体中的N由于间隙引起晶格畸变也能使固溶体强化，T92/P92中的B还强化晶界。由于以上各方面的强化作用使得T92/P92比T91/P91的持久强度大幅度提高，普遍认为可用于620～650℃蒸汽参数机组。 2)钢中Cr量控制

由于T92/P92钢的使用温度比T/P91钢高，抗蒸汽腐蚀和管外壁抗灰腐蚀的要求相应提高，因此希望Cr量控制在中限以上，甚至中上限为好，但在上限会出现δ-铁素体。 3)关于δ铁素体

P92钢由于大口径厚壁，普遍存在δ-铁素体，日本住友公司控制水平高，可能出现δ-铁素体少。这是P92钢的一个重要问题，δ-铁素体的出现，必然降低钢的长时持久强度，要避免δ-铁素体的生成，难度比P91要大，原因是钢中Cr含量应当在中限-中上限，W+Mo总量比P91中高一倍，导致钢的Cr当量提高，这就要求炼钢的技术提高，保证钢锭中不发生偏析。我们认为P92钢中含Ni量需要放宽，比如≤0.60%，有利于降低Cr当量。大钢锭最好进行高温扩散退火，使钢中成分均匀。钢管的热加工温度必须严格控制，防止δ-铁素体的生成。

2.3 T122/P122 T122/P122钢是在T92/P92的基础上发展起来的，是日本住友公司伊势田敦朗在1991年研制成功的。为了提高抗腐蚀性能将Cr量由9%提高到11%，同时加入约1%Cu。 1)T122/P122钢的强化

T122/P122钢中W含量由T92/P92的1.5%～2.0%提高到1.50%～2.50%，V含量由0.15%～0.25%提高到0.15%～ 0.30%，并加入1%Cu，除了T92/P92的固溶强化，M23C6相、Laves相、MX相强化并增加了纳米级的富Cu相强化。T122/P122钢的设计思想是增加W的固溶强化，增加V量提高MX相的析出，再加上富Cu相析出，达到比T92/P92更高的持久强度，实际上比T92/P92低，其原因之一可能是由于Laves相大量析出并长大而引起的。 2)δ-铁素体

伊势田敦朗忽略了δ-铁素体的危害作用，由于Cr、W、V含量的增加导致钢的Cr当量高，增加1%Cu后仍然处于临界状态，在T122/P122中不同程度地存在δ-铁素体，虽然Ni的上限提高到≤0.50%，实际上δ-铁素体甚至多达30%以上，导致高温持久强度下降比T/P92低。从日本和欧洲电站使用情况表明，T122/P122的抗腐蚀性能较好，强度比T91/P91好，总的效果不如T92/P92，2007年ASME公布T122/P122持久强度比原先公布的下降27%，T92/P92钢下降15%，因此，目前设计中大多不采用T122/P122，目前在日本、欧洲以及我们都在T122/P122钢的基础上调整成分，目的是持久强度不低于T92/P92，而抗灰腐蚀性能提高以满足620～650℃蒸汽参数机组的需求。 2.4 TP347H和TP347HFG TP347H和TP347HFG是在18-10奥氏体的基础上0.32%～1.0%Nb和0.06%～ 0.10%N，使钢的高温强度大幅度提高。 1)钢的强化

主要是M23C6相的强化，其次是NbC相和MX相即Nb(C,N)的强化以及Nb的固溶强化。

2)钢的抗灰腐蚀性能

由于大幅度地提高Cr量，抗蒸汽腐蚀和抗灰腐蚀性能比铁素体钢大幅度提高。 3)TP347HFG 通常称细晶347，由于细晶粒钢的抗蒸汽腐蚀性能明显提高，因此采用荒管在1200℃固溶，然后冷轧大变形加工使钢的晶粒碎化，在成品管再结晶温度进行固溶处理，使钢管保持在7级以上晶粒度。

4)关于TP347HFG持久强度高于TP347H的分析

1983年日本住友公司寺西洋志研制成功TP347HFG钢。

TP347H和TP347HGF的生产过程有不同，TP347HGF钢的生产为了获得细晶，在穿管后的管要经过1200～1250℃高温固溶，在这个过程中大块的一次NbC有很大部分溶解到固溶体中，钢管或是持久试样在高温长时过程中析出更多的二次细小弥散的NbC或是Nb(C,N),因而导致TP347HFG钢比未经过高温固溶处理的TP347H具有更高的持久强度 5)TP347HFG生产工艺的意义

TP347HFG生产过程中采用1200～1250℃高温固溶处理的工艺，不仅提高了TP347H钢的强度和抗腐蚀性能，更重要的是为以后的Super304H、HR3C等奥氏体耐热钢管的生产提供了理论指导。

2.5 Super304H(S30432)

Super304H(S30432)钢是日本住友公司1991年椹木義淳与三菱公司合作研制成功，为超超临界机组的开发奠定了基础。该钢是在18-8的基础上吸收多元素复合强化理论研制成功的。

1)Super304H钢的强化特点

该钢在18-8的基础上添加Nb、Cu、N、B，主要是M23C6相的强化，其次是MX即Nb(C，N)相和富Cu相的强化，固溶Nb、N起到一定的固溶强化，B进入晶界使晶界得到强化。 2)抗灰腐蚀性能

由于钢中含18%Cr，在> 650℃高温下使用时抗腐蚀性能显得不足，主要表现在抗蒸汽腐蚀和抗晶间腐蚀性能方面。

在欧洲，超超临界锅炉中采用Super304H钢管制作过热器管使用曾发生蒸汽腐蚀剂严重的现象。研究表明，管内壁经过喷丸处理，使表面50μ级厚度变成细晶，表层硬度也相应地提高，抗蒸汽腐蚀性能明显提高。在机理方面，有人认为晶粒细化后提高了晶内Cr量往晶界和内层表面的扩散速度，保证了管内壁表层中的Cr含量，因而提高了抗蒸汽腐蚀性能。目前国内已能大批量喷丸处理，成本较高。 3)晶间腐蚀

关于晶间腐蚀，近年来用户提出供货钢管必须抗晶间腐蚀，是防止钢管在运行前发生晶间腐蚀而开裂。根据我们几年的研究，Super304H晶间腐蚀性能与成分和热处理工艺有关。晶间腐蚀的机理是晶界富集M23C6后导致晶界及邻近区域贫Cr，在650 ～700℃敏化处理后会产生晶间腐蚀。因此，生产Super304H炼钢中C、Nb含量必须控制，钢管固溶热处理后必须快冷。 4)晶粒度

目前用户订货中要求≥7级。这种要求是基于抗蒸汽腐蚀要求，日本有学者认为≥8级晶粒度会使抗蒸汽腐蚀性能大幅度提高，可以不进行喷丸处理。 3 高端锅炉耐热钢国产化的进程

T91/P91钢在80年后期随着美国CE公司超临界机组的进口而引进。90年代初我们开展了T91钢的研究并开始了国产化的进程，经过几年努力，研究院、钢厂、锅炉厂的紧密合作，宝钢、长钢生产的钢管都通过了评审，批量供应锅炉厂使用。

P91的进程较慢，由于炼钢和热加工条件的限制，直到目前我国还不能生产P91全部规格钢管，只能生产直径小于800mm的大口径、厚壁管。目前，武汉重型铸锻件公司、成都无缝钢管厂、北方重工集团、江苏扬州诚德钢管公司、天津钢管公司、河北宏润钢管公司能生产部分大口径钢管，大规格厚壁管仍然是从日本、欧洲、美国进口。国外进口管质量良莠不均，价格昂贵，工期不保，对锅炉厂制造和电站建设压力很大，由于原材料涨价太快，锅炉厂在销售机组后出现大幅度亏损。

T92/P92钢国产化工作，主要是从90年代末国内合作进行T92的研究和国产化工作的。2006年宝钢通过T92钢管评审后开始批量供货，供应锅炉厂热轧钢管。P92钢管国内正在试制阶段，现在全部依靠进口。进口管不同程度的存在δ-铁素体。

TP347H国内生产已有十年。TP347HFG国内也已经试制成功，宝钢、江苏宜兴钢管厂等厂家已批量供货。钢铁研究总院在1996年开始了Super304H钢的研究，2003年科技部下达863计划与宝钢、哈锅一起进行国产化研究和试制。通过十年来各单位共同努力，对钢的成分、热变形、热处理、晶间腐蚀，高温长时时效和高温持久试样的组织和相结构分析，通过钢厂设备改造和大生产的批量试制，终于获得了成功。2008年已有五家企业通过评审，现已大批量向锅炉厂供货，有宝钢、浙江久立特材科技公司、江苏武进钢管公司、江苏华新钢管公司、江苏宜兴精密钢管厂。

火电机组高端锅炉耐热钢的国产化工作已逐步展开,今后我国将增加研发力度，建立火电机组用钢性能数据库。纵观中国火电的迅速发展，展望未来，我们充满信心和希望

第三篇：超超临界火电厂材料研究综述及选材分析

周荣灿 范长信

(西安热工研究院有限公司，陕西 西安 710032)

摘

要：超超临界火力发电是现阶段技术上最成熟、技术经济性最好的已经实现商业运行的火电技术，在最近数十年将有广阔的应用前景。由于蒸汽温度和压力的提高对关键部件的抗蠕变、疲劳、高温氧化与腐蚀等性能都提出了更苛刻的要求，耐热材料的开发及其应用是发展超超临界发电技术的最重要的基础。本文对国际上各阶段的研究计划及其中的材料研究内容进行了简要介绍。并对超超临界发电机组中各关键部件采用的耐热材料的发展进行了回顾。国内近已有数台超超临界机组开始投入建设，超超临界火电技术在我国有着非常广阔的发展前景。但国内目前机组的建设只能立足于材料的国际采购，对于新型耐热材料还需要进行大量的加工工艺研究和服役特性研究，以保障机组顺利建设和安全可靠运行。本文同时对现阶段超超临界火力发电机组所采用的几种典型新型耐热钢的性能进行了归纳和介绍，并根据机组的不同参数对锅炉部件材料的选择进行了分析和讨论。

关键词：超超临界火电厂;耐热钢;性能;选材

1 前言

火力发电行业目前面临两方面的压力，首先市场竞争的加剧需要降低发电成本，另一方面人们对全球环境问题日益关注，要求电厂降低SOX、NOx、CO2的排放，满足严格的环保要求。发展洁净煤发电技术是解决这些问题的关键，就目前以及将来一段时间内，在众多的洁净煤发电技术中超超临界发电技术的继承性和可行性最高，同时具有较高的效率和最低的建设成本。

除了上世纪50、60年代投运的几台超超临界机组外，从90年代初到目前为止全世界已经新建超超临界机组超过60台，其参数还在不断地提高。我国也正积极发展超超临界燃煤发电技术，已经有几座超超临界电厂正在建设之中。

2 材料技术在超超临界发电中的作用

超超临界机组相对超临界机组蒸汽温度和压力参数的提高对电站关键部件材料带来了更高和更新的要求,尤其是材料的热强性能、抗高温腐蚀和氧化能力、冷加工和热加工性能等，因此材料和制造技术成为发展先进机组的技术核心。

国际上已经在运营或在设计建设阶段的超超临界机组温度参数大多在566-620℃，压力则分为25MPa、27MPa和30-31MPa三个级别。高的蒸汽参数对电站用钢提出了更苛刻的要求，对锅炉来说具体表现在：

高温强度 对于主蒸汽管道、过热器/再热器管、联箱和水冷壁材料都必须有与高蒸汽参数相适应的高温持久强度。

高温腐蚀 烟气侧的腐蚀是影响过热器、再热器、水冷壁寿命的一个重要因素，当金属温度提高，烟气腐蚀将大幅度上升，因此超超临界机组中腐蚀问题更加突出。

蒸汽侧的氧化 运行温度的提高加剧了过热器、再热器甚至包括联箱和管道等蒸汽通流部件的蒸汽侧氧化，这将导致三种后果：氧化层的绝热作用引起金属超温;氧化层的剥落在弯头等处堵塞引起超温爆管以及阀门泄漏;剥落的氧化物颗粒对汽机前级叶片的冲蚀。因此在过热器、再热器等材料选择中应充分考虑到抗蒸汽氧化及氧化层剥落性能。

32 热疲劳性能 由于机组启停、变负荷和煤质波动引起的热应力，对于主蒸汽管道、联箱、阀门等厚壁部件，材料的抗热疲劳性能是与高温强度同等重要的指标，应在保证强度的前提下尽可能选择热导率高和热膨胀系数低的铁素体耐热钢。

对汽机而言，其中的转子、叶片以及其它旋转部件承受巨大的离心力，运行参数的提高对耐热钢的热强性能提出了更高要求，而汽缸、阀门等由于温度和压力的提高也需要更好的热强性能，高温紧固件需要有更高的拉伸屈服强度和蠕变松弛强度、在蒸汽环境下的抗应力腐蚀能力以及足够的韧性、塑性以避免蠕变裂纹形成。机组的启停、变负荷与煤质的波动要求厚壁部件如转子、缸体、阀门材料有低的热疲劳和蠕变疲劳敏感性。对再热蒸汽温度高于593℃的低压转子还必须考虑材料在该温度范围内的回火脆性。

3 国外耐热钢开发计划

历史上曾经在50-60年代投运了几台USC机组，包括美国Philo 6(125MW，31MPa/621℃/565℃/538℃)、Eddystone 1(325MW，34.5MPa，649℃/566℃/566℃)、英国的Drakelow 1

2###(375MW，24MPa/593℃)、联邦德国Hüls化工厂的自备电厂1机(85MW，29.4MPa，600℃/560℃/650℃)等。但由于技术和经济原因，美国和德国的机组都只能降低参数运行，如Eddystone 1大多数时间是在32.4MPa/605℃的参数下运行，制造和运行中出现的多数的问题都是材料问题，受当时的材料技术水平限制，厚壁部件采用奥氏体耐热钢，奥氏体钢的低导热系数和高热膨胀系数引起高温热应力和疲劳开裂。考虑到建设成本和可用率，后来新建的机组退回到了亚临界参数。直到70年代中期能源危机的出现及随后的燃料价格攀升才使人们重新考虑高参数发电技术，促成了一系列发展超临界和超超临界发电技术的合作研究计划。由于已充分认识到耐热材料对成功实现高参数机组建造和可靠运行的决定作用，这些研发项目都把耐热材料的研究和应用作为主要内容，其研究结果构成了目前超超临界机组的材料技术基础。目前还在进行新一轮研究计划为今后20-30年提供发电技术，如欧盟的Thermie AD700和COST

536、美国的Vision 21和日本的New Sunshine计划等。 3.1 欧洲的超超临界机组材料研究 3.1.1 COST 501计划

欧洲超超临界电站材料的研发主要在COST(Cooperation in Science & Technology)计划的支持下完成。1983-1997年期间进行的COST 501计划主要开发化石燃料电厂部件用先进材料，研究范围非常广，几乎包括了耐热钢、高温合金、ODS合金、陶瓷等各种材料的开发和性能研究。在汽轮机发电技术中，COST 501计划的目标是建立29.4MPa/600℃/600℃和29.4MPa/600℃/620℃的机组，其中包括高N和含硼铁素体钢的开发、联箱及管接头的整体粉末冶金制备等。在COST 501中由来自欧盟各国的汽轮机和锅炉制造商、钢铁生产企业、电力公司参与研究和开发，并与VGB、Brite-Euram、Marcko、ECCC等机构和项目紧密结合。整个项目分为三个阶段进行：第一阶段有12个国家参与，共104个项目，总经费1500万欧元;第二阶段14个国家参与，共210个项目，总经费4800万欧元;第三阶段集中于开发高效低排放系统所需的材料，共16个国家参与，有超过200个项目。在COST 501中开发出了E911锅炉管和高温蒸汽管道材料以及COST E、COST F和COST B等汽轮机转子材料、G-X12CrMoWVNbN9 1和G-X12CrMoWVNbN 10 1 1铸钢等，同时对P9

1、E911等材料的加工工艺和性能进行了全面的研究。

#33 3.1.2 COST 522计划

COST 522计划是欧洲在先进发电技术领域的一项新的举措，即“21世纪的发电：高效率、低污染的发电厂”，它是在以往的COST计划特别是COST501计划成功的基础上的继续。该计划1998年8月开始，到2003年结束。其中有16个欧盟国家的70个不同机构参与，共有100多个研究项目。计划开发合适的材料、涂层和表面处理以满足：

 最高入口蒸汽温度650℃的蒸汽轮机电厂;

 燃烧室温度1450℃、NOx排放小于10ppm的燃气轮机的需要。

在蒸汽轮机项目中，将应用铁素体钢建造蒸汽参数为29.4MPa/620℃/650℃的超超临界机组，效率达到50%左右。同时还将改善寿命预测的方法，建立描述蠕变和低周疲劳行为的材料模型，并改善电厂模拟技术和运行状态的监测。分为锅炉和汽轮机两个子项目，图1是COST 522蒸汽轮机发电项目组的组织图。

图1 COST 522蒸汽轮机发电项目组的组织

表1 AD700项目的时间表

3.1.3 Thermie AD700项目

欧盟还启动了最新一轮的研发计划-Thermie AD700 PF Power Plant(兆卡计划-先进的700℃燃煤电厂)，即在今后20年实现37.5MPa/700℃参数运行，效率达到55%的目标，Thermie计划由40多个欧洲公司资助，预计于2015年完成。其中关键部件将采用Ni基高温合金,材料研究工作集中于高温长期运行部件的蠕变性能、烟气和蒸汽腐蚀氧化、热疲劳性能

34 和厚壁部件的生产、焊接能力等。例如他们正计划用改良Inconel 617(54Ni-22Cr-1.2Co- 9Mo-1Al-0.3Ti)制造用于高温出口部件的锅炉大口径管。作为过热器管这种材料的750℃/10h持久强度要达到100MPa，作为其它高温区域用的大口径管道700℃的强度达到100MPa。但是制造改良Inconel大口径管的工艺还有待开发。

Thermie计划是围绕两个主题进行组织的：更清洁的能源系统包括可再生能源;有助于提高欧盟竞争力的经济高效的能源系统。AD 700项目共分6个阶段(表1)。 3.1.4 COST 536计划

即“环境友好电厂的关键部件合金的开发”

通过前期的COST501和522项目开发出了一系列的9-12%Cr钢，部分已经应用取得了良好的效益，目前最先进的火电机组参数在600-620℃，通过对这类材料进行改进可使蒸汽温度提高到640-650℃，获得2-3%的效率增益，而成本却不明显提高。COST 536与前面两个项目相比，主要从三个层次集中于一些新的技术领域：

在纳米尺度(合金开发和组织稳定性)的计算机辅助合金设计和模拟;

在介观尺度(力学和氧化性能测试)解决同时获得高的高温强度与抗氧化性能所面临的挑战，通常需要开发涂层材料;

在宏观尺度(部件制造和测试)解决实际部件与实验室试制材料之间的性能差异，以及常规无损检测技术在新材料应用中的局限性。

在该项目之前已经启动了Komet650、Supercoat以及AD700等项目。正在执行的AD700面向的是700℃电厂的材料开发和设计以及示范电厂的建设，需要采用镍基高温合金并导致建设成本的大幅度增加。本项目将支持和补充AD700项目：

能用于640-650℃的改良钢种将减少价格贵的多的镍基合金的数量从而降低成本; 减少镍基合金的数量还有助于提高机组的运行灵活性。

COST 501和522是两个比较成功的项目，COST536是前两个项目的继续，前二者通过经验和半经验方法进行材料研究，本项目通过借助计算机辅助合金成分设计程序、组织稳定性和特定组织的蠕变性能预测的计算机模拟、试验数据的神经网络分析等一系列理论性更强的方法进行。

本项目为期五年，有欧盟14个国家参与，研究经费约13000万欧元。

除此之外，在欧洲各国还有自己的耐热材料研究项目，如德国的MARKCO和VGB1

58、英国洁净煤技术项目等。 3.2 日本的新材料研究

日本的钢铁生产企业如住友金属、NKK、新日铁、神户制钢和锅炉、汽机制造商如三菱、东芝等都投入了大量的力量开发用于先进的燃煤发电机组用的新型耐热材料，比较成功的有新日铁的NF616(T/P92)、住友金属的HCM2S、HCM12A、Super304H、TP347HFG、HR3C等锅炉部件用钢和TMK1和TMK2等转子用钢。 80年代初，日本启动了超超临界发电技术的研究计划，由电源开发公司(EPDC)领衔，钢铁、锅炉、汽机制造厂和研究机构参加。由于日本当时已经开发出了一系列的9-12Cr%铁素体耐热钢和奥氏体耐热钢，其蠕变强度和耐腐蚀性能都很好，因此日本对超超临界机组的研究主要集中于这些耐热材料在现场应用中的性能数据和可靠性。第一阶段(1981-1993年)

35 的研究内容包括材料基础性试验、593℃和649℃下锅炉、汽机的单元试验、高温转子试验和超高温汽轮机运行验证试验等，其目标是开发应用9-12%Cr铁素体耐热钢的31.4MPa/593℃/593℃/593℃以及应用奥氏体钢的34.3MPa/649℃/649℃/649℃的两次再热机组;第二阶段(1994-2000年)的目标是开发应用铁素体钢的30MPa/630℃/630℃的一次再热机组。

表2 低合金耐热钢的化学成分

1997年起日本国立金属研究所(NRIM)启动了一项用于35MPa/650℃参数级别的超超临界机组大口径管道和联箱的高级铁素体耐热钢的研究计划。目前日本还在进行所谓的“新阳光(New Sunshine)”的发电技术研究计划，建立运行温度700℃的发电机组，该项目由日本电力(即以前的电源开发公司)牵头，得到了日本通产省的大力支持，目前正对所需材料进行研究。

3.3 美国的研究计划

美国电科院(Electrical Power Research Institute，EPRI)早在1978-1980年间就开始了一些基础研究，1986年EPRI又组织了包括美国、日本和欧洲锅炉汽机制造厂参与的RP1403项目，为期八年，对电站锅炉厚截面部件用钢、材料的标准化、现场试用等进行研究。该项目研究结果证实NF616(P92)和HCM12A(P122)钢是制造锅炉厚截面部件的合适材料。

2000年美国能源部启动了一项 “Vision 21”计划，为15以后建立能使用煤、天然气、石油焦、生活垃圾等多种原料且能生产电能、液体燃料、化工品、氢或者生产供热等多种产品的工厂提供技术支持，且要求实现零排放，蒸汽参数达到760℃，可能的话进一步达到870℃。

尽管欧洲和日本均将下一步的开发目标定在700℃，但对美国市场，700℃不是最佳的选择，因为在这个温度下，锅炉管烟气侧的腐蚀仍然非常严重。烟气侧的腐蚀与煤的性能密切相关，且对美国某些烟煤特别严重。大量的实验室研究表明液态碱金属硫酸铁引起烟气侧腐蚀的温度与合金有一定关系，对于高耐蚀合金(>25%Cr)为600-650℃，对低耐蚀合金(<20%Cr)为650-700℃。但所有实验室工作都证实在750℃或以上烟气侧的腐蚀绝大多数都消失了。研究表明最严重的腐蚀出现在600-675℃，在725℃以上腐蚀大幅度降低。

因此对于美国市场新一代的锅炉设计必须是过热器/再热器温度超过烟气腐蚀最严重的范围，760℃的设计目标看来是比较合适的。这种锅炉设计与其它地方的相比无论从整体上还是满足美国市场的特殊性方面都有很大的优势。目前为止提供用于5年期材料研究的经费为2100万美元，其中包括高温热交换器材料、耐火材料、氢分离薄膜材料等。

4 耐热材料的发展

36 4.1低合金(1-3%Cr)钢

低合金钢在火电厂锅炉中作为压力部件得到了大量应用，特别是过热器、再热器的低温区域以及水冷壁，在联箱和管道中应用也比较普遍。其关键的性能要求包括：  450℃以下良好的抗拉强度(120MPa);  550℃以下的持久强度;

 无需焊后热处理的优异焊接性能;  良好的蒸汽氧化性能;

 通过堆焊或喷涂获得优异的抗烟气腐蚀性能。

长期以来这类钢中的主力钢种包括锅炉材料P

11、P22以及12Cr1MoV等和汽轮机材料1CrMoV(表2)。随后住友金属开发了T/P23，通过在T22基础成分中以W取代部分Mo并添加Nb、V提高蠕变强度，降低了C提高焊接性能，同时加入微量B提高淬透性以获得完全的贝氏体组织。与此同时，欧洲开发了T24/P24，其合金化特点是通过V、Ti、B的多元微合金化提高蠕变性能。T23在550℃的许用应力接近T91，600℃的蠕变强度比T22高93%，T24的高温强度还要略高一些。这两种钢具有优异的焊接性能，无需焊后热处理即可将接头硬度控制在350-360HV10以下，因此适合作为超超临界机组的水冷壁材料，也可取代10CrMo9

10、12Cr1MoV等材料作为亚临界机组的高温管道和联箱，降低壁厚。 4.2 9-12%Cr马氏体钢

9-12%Cr马氏体钢是电厂中重要的一类材料，用于锅炉和汽轮机的许多部件，包括锅炉管、联箱、管道、转子、汽缸等。

对于锅炉用9-12%Cr钢，主要的要求包括蠕变强度和运行温度下的组织稳定性、高的AC1温度、良好的焊接性能和低的IV型裂纹敏感性、抗蒸汽氧化能力、疲劳性能等。图2是锅炉用9-12%Cr钢的发展过程。其中的T/P91钢是美国在80年代开发的一种综合性能优异的9%Cr钢，目前在我国的亚临界和超临界机组中得到了广泛的应用。在P91的基础上通过以W取代

图2 9-12%Cr钢的发展

37 部分Mo获得了T/P92和E911(T/P911)两种新型钢种。在12%Cr钢中通过相同的合金化思想开发了P122，只是为了避免出现δ铁素体，其中还加入了1%Cu。这三种钢高温强度比P91都有不同程度的提高，是目前阶段的超超临界机组(蒸汽温度<620℃)的联箱和高温蒸汽管道的主要材料。下一代的9-12%Cr马氏体钢是在这三种钢的基础上进一步增加W含量并添加Co，即NF12和SAVE12等，预计可以用到650℃。

在汽轮机的转子、叶片、汽缸和阀体中对这类材料的性能要求包括：低周疲劳性能、蠕变强度、低的应力腐蚀敏感性、铸造性能等等。

普通的12Cr%钢作为565℃以下汽机转子锻件具有足够的持久强度和抗热疲劳性能以及韧性等。9-12Cr%汽机用钢的合金强化趋势与锅炉钢是类似的。英国的12Cr0.5MoVNbN(H46)是发展的基础。美国

五、六十年代在H46的基础上降低Nb含量来降低固溶处理温度和保证韧性，并减少Cr含量抑制δ-铁素体得到10.5Cr1MoVNbN(GE)以及GE调整型，同时还在12CrMoV基础上开发含W的12Cr%转子用钢AISI 422，这些钢与1.0CrMoV相比具有更好的性能，其中GE钢在565℃的超临界机组成功应用了25年。日本在H46基础上添加B开发了10.5Cr1.5MoVNbB(TAF)用于燃气轮机涡轮盘和小型汽机转子。但在运行在595℃和650℃的超临界和超超临界机组中上述钢种的蠕变强度尚不足。日本70年代开发了12Cr-MoVNb系列593℃级别的TR1100(TMK1)和TOS101和12Cr-MoVNbWN系列620℃级别的TR1150(TMK2)和TOS107，更高合金含量的12Cr-MoVNbW 系列钢TR1200和12Cr-MoVNbWCoB系列钢TOS110则用于入口温度高于630℃的转子，其中TMK1和TMK2已被用于日本593℃以上的超临界机组。

在欧洲也在COST 501下开发了9.5Cr-MoVNbB(COST“B”)、10.5Cr-MoVNbWN(COST“E”)和10.2Cr-MoVNbN(COST“F”)等一系列转子用钢，这些钢的原型锻件已被用于理化分析和短时和长时力学性能测试，其中COST“F”和COST“E”已应用于欧洲的超超临界机组。除了转子用钢，日本还开发了593℃使用的汽缸材料9.5Cr1MoVNbN(TOS 301)以及更高温度使用的9.5Cr0.5Mo2WVNbN(TOS 302)和9.5Cr0.5Mo2WVNbNB3.0Co(TOS 303)。欧洲相应地开发了G-X12CrMoWVNbN9 1和G-X12CrMoWVNbN 10 1 1两种铸钢材料。 4.3 奥氏体耐热钢

奥氏体钢主要用于过热器、再热器，所有奥氏体钢可以看作是由18Cr8Ni(AISI 302)基础上发展起来的，分为15Cr%、18Cr%、20-25Cr%和高Cr-高Ni四类。15Cr%系列奥氏体钢尽管强度很高但抗腐蚀性能差应用较少。目前在普通蒸汽条件下使用的18Cr%钢有TP304H、TP321H、TP316H和TP347H，其中TP347H具有最高的强度，通过热处理使其晶粒细化到8级以上即得到TP347HFG细晶钢，提高了蠕变强度和抗蒸汽氧化能力，对于提高过热器管的稳定性起着重要的作用，在国外许多超超临界机组中得到了大量应用。在TP304H基础上通过Cu、Ni、N合金化得到18Cr10NiNbTi(Tempaloy A-1)和18Cr9NiCuNbN(Super304H)，强度得到了提高，经济性很好。20-25Cr%钢和高Cr-高Ni钢抗腐蚀和蒸汽氧化性能很好，但相对于强度来说价格过于昂贵限制了其使用。但新近开发的20-25Cr%钢具有优异的高温强度和相对低廉的成本，包括25Cr20NiNbN(TP310NbN)、20Cr25NiMoNbTi(NF709)、22Cr15NiNbN(Tempaloy A-3)和更高强度级别的22.5Cr18.5NiWCuNbN(SAVE 25)，这些钢通过奥氏体稳定元素N、Cu取代Ni来降低成本。

38 4.4 Ni基高温合金

高温合金早已用于航空领域，在目前的蒸汽发电机组中仅限用于叶片和紧固件材料。在电力行业只有采用先进的高温度设计才会对这类材料产生兴趣。如果蒸汽参数提高到700℃以上，机组的许多部件将只能采用高温合金。包括定向凝固和单晶合金在内的Ni基合金正在进行评估应用在汽轮机中。

通常认为蒸汽温度700℃左右的超临界锅炉设计中将要求联箱和主蒸汽管道在最高750℃下工作，这远远超出了铁素体钢的能力，而奥氏体钢的热疲劳问题也使得它们用于此厚壁部件不太可能。尽管蠕变强度的要求对Ni基高温合金来说不过分，但其它要求如焊接性能、成形性能和抗腐蚀性能不容易达到。在美国和欧洲的最新研发计划中都在对高温合金的工艺性能、力学性能进行评估。

5 机组关键部件的选材分析

在超超临界机组中，关键的部件包括水冷壁、高温过热器/再热器及其出口联箱、主汽和再热汽管道、汽轮机高中压转子、叶片、汽缸等。在前面已经对这些部件材料的性能要求和相应的材料进行了简要的介绍，下面对锅炉部件材料选择进行介绍，因为这些部件选材是否合理对机组的可用率影响最大，在国外目前已投运的超超临界机组中这些部件出现的材料问题相对较多。 5.1 水冷壁

考虑到膜式水冷壁安装和检修的操作条件，膜式水冷壁制造材料需要采用焊后不需热处理的钢材，受此限制，尽管水冷壁的温度与其它高温部件相比不是太高，由于材料的选择范围非常有限，水冷壁也机组是向高参数过渡的关键部件之一。

超超临界机组主蒸汽压力和炉膛热负荷的升高会提高水冷壁的温度。例如在32.5MPa/620℃的蒸汽参数下出口端的汽水温度达到475℃左右，投运初期的管壁中央温度为497℃，垢层增厚后可提高到513℃左右，热负荷最高区域的管子外壁温度可达到524℃，最高的瞬时温度可达到539℃。此时需要合金含量更高、耐热性能更好的材料。图1是一些水冷壁候选材料的持久强度。 丹麦的Konvoj 1&2机组(29MPa/582℃/580℃/580℃，199

7、1998年投运)选用了熟悉#的13CrMo44作为水冷壁材料，该材料焊后不需热处理。按照外径38mm、壁厚6.3mm计算其最大允许汽温435℃，即使增加壁厚也仅为450℃。13CrMo44是当时最好的成熟水冷壁材料，业主当时不愿承担采用未经考验的新钢种的风险。 在T22基础上开发了两种新钢种HCM2S(T23)和7CrMoVTiB10 10(T24)焊接性能都很好，焊后硬度低于360HV10，不需要进行焊前预热和焊后热处理，许用金属壁温达到545℃和560℃，是主蒸汽温度620℃以下锅炉水冷壁的最佳候选材料。对于更高的蒸汽参数，三菱开发的HCM12是一种选择，该钢种也无需焊后热处理(但需要焊前预热)，而蠕变性能更佳，但高的δ-铁素体含量(30%)使得加工困难，长期性能还需进一步考证。同时三菱还试图在T23中添加稀土进一步提高性能。 为了降低NOX的排放，现代的锅炉还采用分段燃烧的技术，这对水冷壁是一个严峻的考验，因为考虑到成本和焊接性能，水冷壁材料的合金含量尤其是Cr含量并不太高，其抗腐蚀能力

39 有限，在炉膛的下部的还原性气氛将会导致严重的水冷壁管减薄(1-3mm/年)，在使用高硫煤时必须考虑这一点，采用Cr含量稍高的钢种、表面喷涂处理甚至采用共挤复合管子。 5.2 汽水分离器

直流锅炉的汽水分离器容积较大，在40-100%负荷之间汽水分离器仅仅作为蒸汽流通部件，而在更低的负荷时，水冷壁出口的工质是汽水两相流，汽水分离器将其中的水从饱和蒸汽中分离出来送回锅炉给水，蒸汽送至过热器。在启停过程中汽水分离器经历从湿态到干态运行的转换，承受严重的热疲劳应力。在超超临界机组中主蒸汽压力的提高、水冷壁出口介质温度的升高，对汽水分离器材料的蠕变性能要求也有所提高。可供选择的材料包括P

12、P

22、P

23、X20CrMoV121以及P91等，低强度的材料会使壁厚增加，影响启停速率和运行灵活性。但可以增加分离器的数量来减少所需的壁厚。 5.3 联箱与管道

末级过热器、再热器出口联箱与主蒸汽、再热蒸汽管道位于炉膛外边，不需要考虑烟气腐蚀问题，由于没有烟气加热，可以认为其蒸汽温度即为金属温度。两者对材料的要求基本一致，主要是高温蠕变强度和热疲劳性能、抗蒸汽氧化能力等。不同之处是联箱材料的选择需要考虑到与过热器、再热器和出口连接管之间的焊接问题。

联箱与管道的首选材料是铁素体耐热钢，因为低的热膨胀系数和高的热导率可以允许较高的启停速率而不会导致这些部件严重的热疲劳损伤。超超临界机组的蒸汽温度通常高于566℃，目前采用的联箱和管道用钢主要有P9

1、P9

2、P122和E911。

P91在国内已经有10余年的使用经验，在日本P91钢最高使用温度超过了600℃，但在欧洲，根据欧洲蠕变合作委员会(ECCC)的建议，P91的设计许用应力比美国和日本低10%，认为P91只能用于25MPa/593℃或30MPa/580℃以下的蒸汽参数。建议在我国的机组中使用温度不超过580℃。

P92和E911是在P91的基础上添加的1.8%和1.0%的W并适当降低Mo，P122的W含量与P92相近，但Cr含量由9%提高到了12%，同时添加了1.0%Cu以抑制δ-铁素体的析出。这三种钢可用于34MPa/620℃以下的蒸汽参数。

在ASME标准的数据中，P122和P92在600℃的许用应力要比P91高30%左右，E911只比P91高10%，但根据欧洲的最新测试结果表明，P92和P122的长期蠕变性能实际并没有那么大的优势。

由于W含量较高，P92和P122在高温下运行的组织稳定性低于P91，脆化倾向较大，高温强度降低明显，而E911介于其中。P122由于Cr含量高，抗蒸汽氧化能力更好。所有这些钢作为厚壁部件时焊接接头有Ⅳ型断裂的倾向，即在临近母材的HAZ细晶区发生的蠕变强度低于母材的断裂，在强度设计时必须考虑到这点。

对580℃的蒸汽温度，P91可以满足强度要求，且在国内已经有较多的使用和加工经验;对600℃左右的蒸汽温度，P92和E911有一定优势，如果汽温进一步提高到620℃左右，建议采用12%Cr的P122等材料，因为600℃以上9%Cr钢的蒸汽氧化性能略显不足。

从供货来源上考虑，P92目前有3家生产厂，E911和P122各只有一家，对应的焊接材料P92有4家生产厂，其余两种新材料也只有一家。

新近开发的NF12和SAVE12以及最近Fuijita刚报道的NF12改良型期望能用于650℃，

40 但这些材料尚不成熟，缺乏足够的性能数据。欧洲的COST计划也在寻求开发在620℃以上蠕变强度和抗蒸汽氧化能力更高的12%Cr钢。

尽管奥氏体钢有热膨胀系数高、导热性差、价格昂贵等不足，选择奥氏体钢作为联箱、管道材料仍然在人们的考虑当中，因为这些缺点在一定程度上可以通过某些方式得到补偿，或者当温度进一步升高时，这种选择是不得以的事情。首先由于蒸汽管道、联箱的温度对奥氏体钢来说不是太高，可以选择合金含量低一些的钢种，如X3CrNiMoN1713，成本可以降低。同时奥氏体钢的高强度可以使壁厚降低从而提高容许温升速率，如600℃、30MPa下P91钢的联箱容许温升速率仅为X3CrNiMoN1713联箱的一半。除此之外，还可以从采取结构设计措施来避免奥氏体钢的不足，如增加平行的小尺寸的蒸汽通道的数量、设置末级前的中间联箱等都可以减薄壁厚。通过这些措施X3CrNiMoN1713可以用到35MPa/620℃或25MPa/650℃以下的场合。目前已经有4家德国电站决定大量采用该钢种，其中包括Lippendorf 两台800MW的机组R、S和Boxberg 4机组(440MW)。 5.4 过热器/再热器

过热器/再热器管在锅炉中是服役条件最为复杂、恶劣的部件，需要同时满足蠕变强度、烟气侧抗腐蚀和飞灰冲蚀性能、蒸汽侧抗氧化性能等。同时还需有较好的加工性能和经济性。

受到烟气侧腐蚀的限制，除非燃煤的含S量极低，一般蒸汽温度566℃以上的过热器/再热器管需要采用奥氏体耐热钢。在常规的奥氏体不锈钢中，TP304H、TP321H、TP316H和TP347H等这些钢在蒸汽温度620℃以下的超超临界机组作为高温过热器/再热器时抗烟气腐蚀性也是足够的，蠕变强度偏低但通过增加壁厚可以满足要求。欧洲早期一些蒸汽参数为580℃的超超临界机组就选用了TP321等常规不锈钢。但在USC机组的SH/RH选材中，蒸汽侧的氧化性能是一个至关重要的指标，常规的奥氏体不锈钢难以满足要求，上述欧洲机组在运行一段时间后即因氧化皮剥落造成机组停机，最后降低参数运行。

过热器、再热器材料抗蒸汽侧的氧化性能也是选择时考虑因素之一，运行温度的提高加剧了过热器、再热器的蒸汽氧化，这将导致三种后果：内侧氧化层的绝热作用引起金属超温;氧化层的剥落在弯头等处堵塞引起超温爆管;蒸汽流中的氧化物颗粒对汽机前级叶片的冲蚀。9%Cr钢的蒸汽氧化速率限制其使用温度不高于600℃，12%Cr铁素体钢抗蒸汽氧化能力稍高一些。

管子内壁镀Cr是一种有效的蒸汽氧化控制方法，对300系列不锈钢进行内表面喷丸处理也很有效，但工程上没有得到大量应用。新开发的TP347HFG、Super30

4、HR3C是目前主要的USC机组末级过热器/再热器材料。

Super304H是在TP304H的基础上添加了3.0%Cu并以Nb、N合金化，通过析出富Cu相对基体进行强化。Super304H的600-700℃的持久强度比TP347H至少提高了20%。在保证晶粒细小的前提下，蒸汽氧化性能得到提高。焊接性能优于TP347H。

TP347HFG是对TP347H的热加工工艺进行调整，使晶粒度由ASTM4-5#提高到8#以上，这种细晶粒的材料可以有效促进Cr的扩散，在蒸汽环境下形成保护性的Cr2O3，蒸汽氧化速率降低一个数量级以上。600℃的蠕变强度比粗晶粒TP347H高20-30%。焊接性能优于TP347H。

HR3C是在25%Cr的TP310基础上添加了Nb、N，运行过程中析出NbCrN相，使强度得到大幅度提高。由于Cr含量的增加，抗蒸汽氧化性能也较好。但这种钢最初是作为垃圾焚烧电#

41 站用抗腐蚀材料开发的，在超超临界机组中的运行时间偏短。

三种材料都能满足蒸汽温度620℃以下的超超临界锅炉中过热器、再热器管的强度要求，但订货时需要对组织提出要求以保证良好的氧化性能。三种钢种均已经开发出相应的焊接材料。

国内近几年开始研究超超临界机组的相关技术，并有数台机组开始投入建设，由于煤电将在很长时间内在我国占主导地位，超超临界火电技术在我国有着非常广阔的发展前景。

然而近几十年来国内的电站新材料开发几乎处于完全停滞状态，目前超临界和超超临界机组甚至包括部分亚临界机组的关键材料或部件几乎完全依赖进口，这种状态在短期内还无法改变;从国外购买先进材料是发展超超临界技术的最现实的途径。

另一方面，国内对于现阶段超超临界机组所需各种新材料的加工工艺和服役特性研究也刚起步，缺乏足够的材料加工和使用经验，为了保证机组的顺利建设和将来长期安全可靠的运行还需要进行大量工作。

6 结束语

超超临界发电是一种前景广阔的洁净煤发电技术。在超超临界蒸汽参数条件下，对机组一些关键部件都提出了更高的性能要求，合理选材是保证机组安全可靠的基础。目前国际上的成熟材料可以满足34MPa/620℃参数条件的要求，国外还在开发650-760℃参数下机组的高温材料。国内目前发展超超临界发电技术只能完全依靠国外的新型耐热材料，并有许多材料研究工作亟待进行。

参考文献：

[1] R. Viswanathan et al, Materials for Ultrasupercritical Coal Power Plants-Boilers Materials：Part 1，JMEPEG (2001)10:81-95. [2] R. Viswanathan et al, Materials for Ultrasupercritical Coal Power Plants-Turbine Materials：Part 2 ibid, 96-101. [3] Cleaner Coal Technology Programme technology status report 018: Review of status of advanced materials for power generation. [4] 国内外超超临界机组材料及焊接研究资料汇编，西安热工研究院有限公司.

______________________ 作者简介：

周荣灿(1971-),工学博士，主要研究方向为新型电站材料的服役特性。

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第四篇：1000MW超超临界机组的先进设计与经济运行分析

作者：李虎 引言

华能玉环电厂安装4×1000MW超超临界燃煤发电机组，在全国首次采用国际先进的超超临界燃煤发电技术，是国家“863计划”中引进超超临界机组制造技术的依托工程，也是我国“十五”重点建设项目。经过精心安装与调试，

1、2号机组已经于2006年提前实现双投，运行半年来，设备稳定，机组各项指标达到设计要求。经测算，额定负荷下的锅炉效率为93.88%，汽轮机热耗为7295.8kJ(kW.h)，发电煤耗为270.6g/(kW.h)，氮氧化物排放量为270mg/m3，供电煤耗为283.2g/(kW.h)，机组热效率高达45.4%，达到国际先进水平，二氧化硫排放浓度为17.6mg/m3，优于发达国家排放控制指标。

3、4号机组也将力争于2007年投产。

一、1000MW机组特点

玉环电厂超超临界机组主要设计参数见表1。

1.1 汽轮机特点

机组汽轮机由上海电气集团联合西门子公司设计，为单轴四缸四排汽;所采用的积木块是西门子公司近期开发的3个最大功率可达到1100MW等级的HMN型积木块组合：1个单流圆筒型H30高压缸，1个双流M30中压缸，2个N30双流低压缸。汽轮机4根转子分别由5只径向轴承支承，除高压转子由2个径向轴承支承外，其余3根转子，即中压转子和2根低压转子均只有1只径向轴承支承，提高了轴承稳定性，也缩短了轴向的长度，使轴总长度仅为29m。整个高压缸静子件和整个中压缸静子件由它们的猫爪支承在汽缸前后的2个轴承座上。而低压部分静子件中，外缸重量与其他静子件的支承方式是分离的，即外缸的重量完全由与它悍在一起的凝汽器颈部承担，其他低压部件的重量通过低压内缸的的猫爪由其前后的轴承座支承。所有轴承座与低压缸猫爪之间的滑动支承面均采用低摩擦合金，具有良好的摩擦性能，不需要润滑，有利于机组顺畅膨胀。盘车装置采用液压电动机，采用顶轴油驱动，安装在机头位置，位于1号轴承座内。 1.1.1 高压缸的特点

高压缸采用双层缸设计。外缸为桶形设计，内缸为垂直纵向平分面结构，有较高的承压能力。由于缸体为旋转对称结构，避免了不理想的材料集中，使得机组在启动停机或快速变负荷时缸体的温度梯度很小，可将热应力保持在一个很低的水平。高压缸为单流程设计，叶片级通流面积比双流程要增加1倍，叶片端损大幅度下降，与其他公司机型的高压缸相比，其效率可提高4.5%～7%。 1.1.2 中压缸的特点

中压缸采用双流程和双层缸设计。中压高温进汽仅局限于内缸的进汽部分，中压缸进汽第一级除了与高压缸一样采用了低反动度叶片级(约20%的反动度)和切向进汽的第一级斜置静叶结构外，还采取了切向涡流冷却技术，降低了中压转子的温度。中压外缸只承受中压排汽的较低压力和较低温度，这样汽缸的法兰部分就可以设计得较小。同时，外缸中的压力也降低了内缸法兰的负荷，因为内缸只需要承受压差。 1.1.3 低压缸的特点

低压缸采用2个双流设计。外缸与轴承座分离，直接坐落在凝汽器上。内缸直接通过轴承支撑在基础上，并以推位装置与中压外缸相连，以保证机组膨胀时的动静间隙。内外缸通过波纹管连接，使低压缸不承受转子重量又可自由膨胀。所采用的末级叶片为自由叶片，长1146mm，是目前世界上已定型并批量生产的最长的全速汽轮机叶片。该叶片1997年在丹麦电厂投运，至今运行已有10年。玉环1000MW汽轮机的大修间隔可达到96000h(约12年)。 1.1.4 补汽阀的应用

全周进汽不存在其他机型调节级强度和进汽不均诱发汽轮机激振问题。玉环机组所采用的补汽阀技术，从主汽门后引出一路蒸汽经过补汽阀进入高压缸的第5级后，形成全周进汽定-滑-定运行模式，使机组能不必为具有快速调峰而让主调门保持节流状态，进一步提高了机组效率。玉环电厂汽轮机全周进汽加补汽阀的设计同时解决了正常滑压调峰负荷高效率、第1级叶片的安全性和部分进汽对转子产生附加汽隙激振3个技术问题。正常调峰及额定负荷运行时，补汽阀为全关状态。补汽阀全开流量是额定工况的108%，即补汽阀流量为8%，可使额定工况以及所有小于额定工况时的热耗下降23kJ/(kW.h)，而一旦开始补汽，机组的经济性将随补汽量的增加而下降。 1.2 锅炉特点

华能玉环电厂为哈尔滨锅炉厂引进日本三菱技术生产的超超临界参数变压运行垂直水冷壁直流炉，单炉膛、一次中间再热、八角双切圆燃烧方式、平衡通风、固态排渣、全钢悬吊Π结构型锅炉。

二、机组的经济、环保、稳定运行

1、2号机组2006年实现双投并运行半年多来，推行华能精细管理思路，机组运行稳定，自动控制良好，机组效率较高。根据我国权威专业研究机构对机组运行半年后的性能指标现场测试，各项技术性能指标均达到或优于设计值。

2.1 实行精细管理，推行管理革命

玉环电厂作为华能集团的标杆电厂，以270人定员编制，管理、运营国际一流的4×1000MW超超临界机组，努力实践技术水平最高，经济效益最好，单位kW用人最少，国内最好，国际优秀的“四最一优”建设目标。

玉环电厂将4台机组的集控集中布置在汽轮机厂房外的固定端，以营造舒适的工作环境，集控室四周为环形海景下班幕墙，举目远眺，美丽的乐清湾尽收眼底。每台机组配备集控运行人员5人，4台机组稳定运行时既可相互调配，处理事故时又可相互支援。外围辅控网络也引入集控室，化学、灰控均在值长监视之下，这样既方便日常管理又改善了工作环境。在厂级生产管理上，燃料和脱硫运行维护工作承包给华能长兴电厂，检修工作承包给基建单位浙江火电和天津电建，并由生产部对口统一管理。运行部配正、副主任各1名，机、炉、电、化、安专工各1名。最简约的人员定制，创造出了最大的工作效率。

分部试运阶段，在调试的指挥下，运行全面接管分散控制系统(DCS)操作和现场巡检，不仅可以及时纠正调试人员的差错，还加深了对新设备的认识，顺利实现了168h试运行后的平稳交接。

2台机组转入商业运营后，在华能国际电力股份公司的指导下，玉环电厂积极汲取我国电力管理的宝贵经验，借鉴国际先进的管理理念，规范“两票三制”，推行灵活激励机制，采取先进的厂级监控信息系统(SIS)和管理信息系统(MIS)，结合国际一流的发电机组，培养一流的管理与技术人才。 2.2 机组调峰负荷下的高效率、环保、稳定运行

机组最低不投油稳燃负荷为350MW，在500～1000MW的负荷区间内，机组具有很高的热效率，还可以20MW/min的变化率升降负荷，具有灵活而强大的调峰能力。机组投产后，正常自动投入率均为100%，机组的负荷调度也均采用自动发电控制(AGC)方式，由浙江省调度中心根据电网需求远方灵活加减负荷。 2.2.1 汽轮机各负荷下的高效运行

玉环电厂汽轮发电机组采用多项先进技术和设计理念，在正常运行中，各项主要指标均居于我国首位。机组在TMCR工况下，机组的厂用电率为4.45%(含脱硫)，汽轮机热耗率为7291.6kJ/(kW.h)。即使在8.04/10.08kPa高背压的夏天，汽轮机的热耗率也仅为7300kJ/(kW.h)，不但远远低于华能石洞口二厂

1、2号机的7647.6kJ(kW.h)和外高桥

5、6号机的7420kJ/(kW.h)，也优于上海电气集团的7316kJ/(kW.h)的保证值。机组在调阀全开时负荷可以达到1039MW，可以满足短时调峰需求。汽轮机各工况下的主要参数见表2。

玉环电厂高加采用双列布置，每一列配一个水侧大旁路。当任意一个高加出现异常时，须单侧整列高加退出运行。

5、6号低加则采用单列布置，各有单独旁路。

7、8号低加分别设置在高、低凝汽器喉部。在机组启动过程中，高低加热器在出力达到200MW以前即已经正常投入，正常运行时通过抽汽加热凝水和给水，可提高机组循环热效率。为了配合四缸四排汽的汽轮机结构，凝汽器采用双背压结构，循环水分2路以串联的方式先进入低压凝汽器，再进入高压凝汽器，水侧内、外圈可以在运行中实现单侧隔离。灵活的热力系统设计给机组的在线运行提供了更高的可靠性保障。在半年的运行中，出现过高加水位计泄露、低加调门卡死等现象，通过加热器解列的方式均得到了处理。由于海水的腐蚀性较强，凝汽器与循环水管道连接的金属环膨胀节出现过多次泄漏，通过单侧循环水隔离后，放尽该侧凝汽器海水，即可堵住漏点。在缺陷处理过程中，机组的带负荷能力基本没有受到影响，机组的效率也基本上可得到保证。高加全切、5号低加切除、凝汽器单侧隔离工况下的主要数据见表3。

2.2.2 锅炉在各负荷下的高效运行

玉环电厂是沿海港口电厂，锅炉燃煤主要为神华煤和进口的印尼煤，均为较高挥发分煤，低位发热量也与设计煤种相近。煤的各项指标与锅炉设计煤种相近。正常运行中，采用上5台磨煤机即B、C、D、E、F磨运行，A磨煤机备用的模式。根据煤种特性，磨煤机出口温度一般维持在65～75℃，磨煤机出口分离器采用随煤量而改变的变频控制，煤粉细度R90正常在25%左右。在燃用这几种煤种的情况下，锅炉在各工况下运行稳定，BRL(锅炉额定工况)下的平均锅炉效率为93.74%，高于保证值93.65%，750MW和500MW下的锅炉效率分别为94.10%和93.89%，低负荷运行时锅炉效率较高。NOx排放浓度为281mg/m3，优于国家标准，BMCR工况下，机组负荷可达1082MW，过热蒸汽流量为2952t/h，高于保证值2950t/h。表4列出了燃用煤种和设计煤种的比较。表5列出了不同运行方式下的满负荷参数。

在750MW负荷下，CDEF四台磨煤机运行，可以维持运行参数为：过热蒸汽温度为600.3℃，再热蒸汽温度为600.1℃，空预器进口氧量为4.08%，排烟温度为126.3℃，灰渣含碳量分别为0.20%、0.49%，锅炉效率为94.09%。在500MW负荷下，CDEF4台磨煤机运行，可以维持运行参数为：过热蒸汽温度为600.0℃,再热蒸汽温度为598.2℃，空预器进口氧量为5.54%，排烟温度为122.3℃灰渣含碳量分别为0.69%、0.52%。该运行工况下的锅炉效率为93.56%。 2.2.2 机组汽水品质

对汽水品质的高要求也是超超临界机组的一个特点。

对于超超临界直流锅炉，运行中没有排污，运行参数高，金属材料余度不大，同时汽轮机结构更为精密，汽水品质不合格会造成受热面腐蚀和汽轮机通流部分结垢，既影响机组效率又影响设备安全，所以对于汽水品质要求极为严格。玉环机组在正常运行中，汽水品质控制达到了要求，运行良好。锅炉BMCR时汽水品质参数如表6所示。

三、结论

(1)玉环电厂超超临界机组选型正确，设计新颖，技术先进，大量采用了P92新材料，首次采用26.25MPa/600℃/600℃超超临界参数，机组热效率达45.4%，实际供电煤耗仅283.2g/(kW.h)，达到了国际先进水平。

(2)玉环电厂的设计方案中，不占良田，生产用水应用海水淡化，在选用低硫低硝燃烧技术的基础上，同期安装脱硫装置，NOx的排放浓度仅为241.1mg/m3([O2]=6%,干态)，此排放浓度亦远远低于国家标准GB13223第一时段的排放要求，在国际上也达到了先进水平，证明了超超临界技术的环保效益，也实践了华能发展绿色公司的诺言。

(3)2台机组半年多的生产运行，积累了1000MW级超超临界机组的生产及管理经验。在不断探索、优化的过程中，对超超临界机组运营掌握程度在逐步加深，可以供国内同行借鉴和参考。玉环电厂的成功建设与投产，也证明我国已经初步掌握了制造、安装、调试和管理运行世界前沿的超超临界机组技术。

四、参考文献

[1]李虎，张峰.1000MW超超临界机组2953t/h锅炉设计特点及生产实践[J].电力设备，2007,8(5):6-10.

第五篇：1000MW超超临界直接空冷机组可行性与经济性探讨

[摘要]论述了我国大容量超超临界机组技术以及大容量直接空冷机组技术的现状和发展趋势。通过对国内大型汽轮机制造厂1000MW超超临界汽轮机和600MW空冷汽轮机型式和特点的分析，提出了1000MW超超临界空冷汽轮机可由1000MW超超临界汽轮机的高中压缸模块及600MW二缸二排汽空冷汽轮机低压缸模块组合而成，并对其经济性进行了论述，同时提出了1000MW超超临界空冷机组设计时应考虑及需进一步研究的问题。

[关键词]汽轮机，1000MW，超超临界机组，空冷，可行性，经济性

0、引言

随着《国家中长期科学和技术发展规划纲要(2006-2020)》及《中华人民共和国国民经济和社会发展第十一个五年规划纲要》的确定和实施，电源建设将向节约资源和环境保护方向发展。基于这种发展趋势，结合中国“贫油少气多煤”的一次能源结构特点，决定了我国燃煤电厂在很长一段时间内将占居我国电力的较大份额，而超临界和超超临界技术在机组效率上又有着无可争议的优势，对于节约燃煤有着明显的效果。我国缺水的资源状况决定了节约用水在燃煤电厂建设中的重要性，而大型空冷机组技术又是火力发电厂颇为有效的一项节水技术。随着大型超超临界机组技术和大型空冷机组技术的不断发展，能否将2种技术有效地融合，形成超超临界空冷机组，在节约用水的同时节约燃料，这是我们需要研究和考虑的问题。

1、我国超超临界机组技术发展现状及趋势

超(超)临界发电技术经过几十年的发展，目前已是世界上先进、成熟和进入商业化运行的洁净煤发电技术之一，在世界上不少国家推广应用并取得了明显的节能和改善环境的效果。目前一些国家已经公布了发展下阶段超超临界机组的计划，主蒸汽压力将提高到35～40MPa，主蒸汽温度将提高到700t，再热汽温提高到720℃，机组的供电效率将达到50%～55%。

我国超(超)临界机组起步较晚，但发展十分迅速。随着华能沁北电厂超临界机组国产化的实践，中国超临界机组的发展进入了一个崭新的阶段，目前，国内有数十台超临界机组已经或即将投入商业运行。超临界机组的建设模式又为国产超超临界机组的发展奠定了基础，目前华能玉环电厂2×1000MW超超临界机组及华电国际邹县发电厂四期工程2×1000MW超超临界机组已经投入运行。这些电厂的成功运行，标志着我国大容量超超临界机组的设计、安装、调试和运行进入一个崭新的阶段。

2、我国大容量直接空冷技术发展现状

自1938年空冷技术首次在发电厂应用以来，经过60多年的发展，空冷技术日趋完善，空冷机组单机容量不断增大。1978年，美国怀俄达克电厂360MW直接空冷机组投运;1987年，南非马丁巴电厂6×665MW直接空冷机组投运;1988年，南非肯达尔电厂6×686MW间接空冷机组投运。在我国，已有一批300MW和600MW亚临界直接空冷机组投入商业运行。2004年，中国电力工程顾问集团公司通过通辽电厂1x600MW空冷机组，组织东北电力设计院、西北电力设计院、华北电力设计院及哈尔滨空调器厂对空冷系统国产化进行了技术研究，并将研究成果成功地应用于工程项目之中，通辽电厂将于2007年投入运行。华能铜川电厂

2x600MW机组等电厂也采用国产化直接空冷技术进行设计和建设。这标志着我国空冷汽轮机及空冷系统的设计、制造、安装、调试和运行水平已经迈上新的台阶。随着超临界机组设计、制造技术的掌握以及超临界机组的投入运行，超临界技术与空冷技术的结合已成为现实，目前也有数个600MW超临界空冷机组电厂在设计和建设中。

3、1000MW超超临界直接空冷技术可行性探讨

3.1、锅炉

空冷汽轮机与湿冷汽轮机在进汽量要求上的差异，1000MW超超临界空冷机组所配的锅炉蒸发量比同容量超超临界湿冷机组所配的锅炉蒸发量略大，其他的技术要求如锅炉型式、炉膛容积热负荷、断面热负荷、燃烧器区域热负荷、燃烧器布置、水冷壁形式、受热面布置形式、各受热面材料选择、锅炉启动系统的配置以及锅炉控制系统等均与超超临界湿冷机组所配的锅炉一样。因此，超超临界空冷机组所配的锅炉在技术上是成熟和可行的。

3.2、汽轮机

1000MW超超临界直接空冷机组的关键设备之一在于汽轮机，由于其具有进口参数高、排汽背压高且随环境温度变化幅度大等特点，使其高中压缸具备湿冷1000MW超超临界汽轮机高中压缸的基本特性，而低压缸具备空冷亚临界汽轮机低压缸的基本特性，可采用多个600MW空冷汽轮机低压缸模块组合而成。对于高中压缸，通过近几年超超临界机组技术的引进、消化和吸收，其设计和制造技术均已基本成熟。对于600MW空冷机组低压缸，目前国产空冷机组已经投入运行，其设计和制造技术也已经成熟。而超超临界空冷汽轮机的主要问题在于将超超临界高中压缸模块与空冷机组低压缸模块有机地结合，对于通流面积、轴系的稳定性及末级叶片等关键参数进行复核、计算和调整，在技术上应该可以满足相关规范的要求。现就目前国内1000MW超超临界湿冷汽轮机和600MW亚临界空冷汽轮机的特点及组合进行介绍和分析。

东方汽轮机厂1000MW超超临界湿冷汽轮机型式为单轴、一次中间再热、四缸四排汽型式，高压缸Ⅱ+8级，中压缸2×6级，低压缸2×2×6级，末级叶片1092.2mm。次末级叶片637mm。600MW空冷汽轮机为冲动式、单轴、一次中间再热、高中压合缸，三缸四排汽形式或二缸二排汽，高压缸8级，中压缸6级，低压缸2x2x6级。末级叶片661mm(三缸四排汽)或863/762mm(二缸二排汽)。对于1000MW超超临界空冷汽轮机，可选用1000MW超超临界湿冷汽轮机的高中压缸模块与600MW二缸二排汽空冷汽轮机的低压缸模块进行组合，轴系稳定性、通流面积及末级叶片等应进行重新复核。

哈尔滨汽轮机厂1000MW超超临界湿冷汽轮机型式为单轴、一次中间再热、四缸四排汽型式，高压缸11+9级，中压缸2×7级，低压缸2×2×6级，末级叶片1219.2mm，次末级叶片637mm。600MW空冷汽轮机为反动式、单轴、一次中间再热、高中压合缸，三缸四排汽形式或二缸二排汽，高压缸Ⅱ+8级，中压缸6级，低压缸2×2×6级，末级叶片620mm(三缸四排汽)或940mm(二缸二排汽)。对于1000MW超超临界空冷汽轮机可选用1000MW超超临界湿冷汽轮机的高中压缸模块与600MW二缸二排汽空冷汽轮机的低压缸模块进行组合，轴系稳定性、通流面积及末级叶片等应进行重新复核。

上海汽轮机厂1000MW超超临界湿冷汽轮机型式为单轴、一次中间再热、四缸四排汽型式，高压缸14级，中压缸2x13级，低压缸2x2x6级，高中压缸采用筒形结构，各缸之间采用单轴承支撑，末级叶片1146mm，次末级叶片633.9mm。600MW空冷汽轮机为单轴、一次中间再热、高中压合缸。三缸四排汽型式或二缸二排汽，高压缸1+9级，中压缸6级，低压缸2×2×7级，末级叶片665mm。对于1000MW超超临界空冷汽轮机，可选用1000MW超超临界湿冷汽轮机的高中压缸模块与600MW二缸二排汽空冷汽轮机的低压缸模块进行组合，轴系稳定性、通流面积及末级叶片等应进行重新复核。

对于600MW及1000MW空冷汽轮机，根据不同的机组容量、排汽数量及设计背压，各制造厂均有不同的末级叶片系列，东方汽轮机厂末级叶片系列主要有863mm和762mm;哈尔滨汽轮机厂末级叶片系列主要有620mm、680mm、780Him和940nlm;上海汽轮机厂末级叶片系列主要有910mm、720mm和665mm。

此外，超超临界空冷汽轮机在材料选择、防固体颗粒侵蚀、防止蒸汽激振等方面采用的原则和措施与超超临界湿冷汽轮机是一样的。

通过以上分析，采用1000MW超超临界湿冷汽轮机的高中压缸模块与600MW空冷汽轮机二缸二排汽的低压缸模块进行组合，可形成四缸四排汽的1000MW超超临界空冷汽轮机。

3.3、空冷系统

超临界机组空冷系统与亚临界机组空冷系统的优化、选择和配置计算方法是相同的。对于1000MW超超临界空冷机组，按照北方某电厂的气象条件，计算出空冷凝汽器的散热面积约为210万-240万m。空冷凝汽器布置在主厂房A排外高架平台上，平台高约50m。每台机组空冷凝汽器由80-84个冷却段组成，可排成10列×8行或9列×9行或12列×7行或8列×10行，每列管束设有顺流换热器风机和逆流换热器风机。而对于9列×9行和8列×10行的配置方式，需要进行环境风影响和风机群效应等方面的研究。

3.4、给水系统配置

由于空冷机组对于气象条件的敏感性，国内外直接空冷机组大多采用电动给水泵。对于1000MW超超临界空冷机组，由于给水压力要求较高，给水流量也比较大，给水泵轴功率将达到40000kW左右，对给水泵的驱动形式应进行综合技术经济比较后确定。若选择电动驱动方式，则在选择单台电动给水泵容量时，必须要考虑大容量电机及液力耦合器调节范围的因素。当采用汽动给水泵方案时。应研究给水泵汽轮机循环冷却水的冷却方式，应保证给水泵汽轮机有比较稳定的背压。

3.5、凝结水精处理系统

超超临界机组汽水品质要求比亚临界机组高，因此，对于超超临界机组，对凝结水进行除铁和阴阳离子交换精处理是保证其汽水晶质的重要手段。而对于1000MW超超临界空冷机组，由于空冷系统庞大，汽水空间较大，使凝结水中铁离子含量较高。另外，空冷系统背压的变化范围较大，特别是夏季，气温较高时，凝结水的温度也较高，将对精处理系统中阴阳树脂的运行产生不利的影响，因此在选择夏季满发背压时应考虑阴阳树脂运行温度的限制，同时在选择凝结水精处理系统设置时，应充分考虑空冷机组的特点，采用阴阳分床或粉末树脂覆盖过滤器精处理系统等方式，确保凝结水精处理系统安全稳定运行，为锅炉提供合格的凝结水。

3.6、空冷装置的布置协调及土建结构问题

目前，我国建设的直接空冷电厂中，空冷凝汽器均布置于汽机房A排柱之外。其纵向长度与主厂房长度基本协调，如2×300MW机组主厂房长度为155m，空冷凝汽器为2×(28-32)段，占地约为155m×50m(长×宽);2×600MW机组主厂房长度为170-195m，空冷凝汽器一般为2×56段，占地为181.5m×84m(长×宽)，2×300MW和2×600MW机组主厂房长度与空冷凝汽器的布置基本上是协调一致的。而对于2×1000MW机组，主厂房长度为185-210m，空冷凝汽器占地为283m×82m(12列×7行)或220m×108m(9列X9行)或245m×96m(10列×8行)或195m×120m(8列×10行)，如何协调好主厂房与空冷凝汽器之间的布置问题，同时处理好大宽度布置方式环境风影响和风机群效应是应该考虑的问题。

2在土建结构方面，对于不同的布置形式，需要对空冷支架的结构形式及在不同荷载下的受力、振型、结构频率、变形、轴压比的特点和规律以及柱顶节点的选用原则等方面的问题进行进一步计算和实验验证。

3.7、排汽管道

若1000MW超超临界空冷机组的排汽管道采用4根，每根管道的直径将达到6000mm左右，管道在主厂房内外如何布置以及如何将蒸汽均匀分配给空冷凝汽器是需要考虑的问题。若将4根排汽管道合并为2根，其直径将达到约8000mm，管道的加固形式、管道在不同的布置形式和不同荷载组合下的应力分布状况以及管道内流体特性状况等问题，均需通过科学先进的计算方法以及实验进行计算和验证，这一方面也需要做进一步的工作。

4、1000MW超超临界直接空冷机组经济性

当汽轮机设计背压为15kPa时，亚临界空冷机组的热耗率约为8065kJ/(kW·h)。超临界空冷机组的热耗率约为7760kJ/(kW·h)，超超临界空冷机组的热耗率比亚临界空冷机组的热耗值低约6%，热耗率应在7560-7600kJ/(kW·h)。表1为空冷机组热耗率比较。

若锅炉效率按93%、管道效率98%、年利用小时数按5500h、标煤价格按照350元/t计算，对于2×1000MW超超临界空冷机组和3×660MW超临界空冷机组，其发电标准煤耗分别计算如表2所示。

经过对同容量超超临界空冷机组与超临界空冷机组投资估算进行比较，2×1000MW超超临界空冷机组投资比3×660MW超临界空冷机组的投资高31000万元。虽然2×1000MW超超临界空冷机组投资比3×660MW超临界空冷机组的投资高，但年标准煤耗低，在同样的评价因素及一定的标准煤价格下，2×1000MW超超临界空冷机组含税上网电价有可能比3×660MW超临界空冷机组的含税上网电价低。经测算，某电厂的2×1000MW超超临界空冷机组含税上网电价比3×660MW超临界空冷机组的含税上网电价低约4元/(MW·h)。

5、结论及建议

(1)我国1000MW超超临界机组技术和600MW亚临界二缸二排汽空冷机组技术已经基本成熟，1000MW超超临界机组已投入运行，600MW超临界二缸二排汽空冷机组已设计完成。采用1000MW超超临界湿冷汽轮机的高中压缸模块与600MW二缸二排汽空冷汽轮机的低压缸模块进行组合形成四缸四排汽的1000MW超超临界空冷机组，在技术上是可行的。

(2)将超超临界技术与空冷技术有效地结合成为超超临界空冷机组，在技术上是可行的，并有较好的节煤节水效果，但应注意由于其具有进口参数高、排汽背压高且随环境温度变化幅度大等特点，汽轮机本体通流面积、低压缸末级叶片及排汽面积的选择、轴系稳定性的计算以及与其相关的外部系统的配置和选择应进行深入的分析、研究和计算。空冷系统空气动力特性、汽轮机排汽管道的应力状况、排汽管道内蒸汽的动力特性、不同布置形式下的环境风影响和风机群效应、空冷支架的结构形式及在不同荷载下的受力、振型、频率、变形、轴压比的特点和规律以及柱顶节点的选用原则等方面的问题有待于进一步计算和实验验证。

(3)1000MW超超临界空冷机组比1000MW超临界空冷机组发电标准煤耗低7g/(kW·h)。2台1000MW超超临界空冷机组比超临界空冷机组年节约标准煤约80000t(年利用小时数按5500h)，投资高约31000万元(2005年价格水平)。在同样的评价因素下以及一定的标准煤价格下，2×1000MW超超临界空冷机组含税上网电价有可能比3×660MW超临界空冷机组的含税上网电价低。

(4)空冷机组具有良好的节水效果，在缺水的地区采用空冷机组是一种较好的技术方案。至于是选用亚临界空冷、超临界空冷还是选用超超临界空冷机组，应结合当地的电网情况、煤价水平、工程造价水平、电价水平以及环保要求等诸多因素进行科学地评价后确定。