锅炉受热面氧化皮形成机理与治理1

2000t/h锅炉高温过热器

氧化皮形成剥离机理分析与综合治理

                                    

摘要：    本文通过分析研究锅炉高过氧化皮形成、剥离及堵塞机理，探讨从运行控制、设备改造、更换管材等方面控制氧化皮形成的措施、方案。

关键词：    炉膛出口烟温  高过爆管  氧化皮剥离

Abstract: Recently, Several superheater tube failure accidents caused by the exfoliation of oxide-scale occurred in the No.2 Power Plant of YangZhou during the boiler start-up.This paper analysed the principle of the exfoliation of oxide-scale, and gave some advice to reduce the ratio of the exfoliation of oxide-scale.

Key words:  FEGT;  superheater tube failure;  the exfoliation of oxide-scale

1、绪论

早在上世纪60至70年代，国外就将蒸汽通流部件表面氧化层的形成与剥离作为重点进行过研究，结果认为蒸汽通流部件表面氧化层的形成与剥离主要是由运行工况变化及通流部件的选材等方面因素所决定的。但由于此问题涉及设计选材、机组运行等多种因素，目前难以全面解决。在我国火力发电厂亦曾发生过许多大机组过热器、再热器管堵塞爆管、主汽门卡涩和汽轮机部件的固体颗粒侵蚀问题，造成了机组可用率降低和经济损失。虽然已采取了不同方式的处理，但就其产生原因、规律及防治措施还未进行专门系统的研究。可以预见随着机组向超临界甚至超超临界参数发展，此类问题将会更为突出。

扬州第二发电有限责任公司（以下简称扬二电）一期工程两台600MW机组，配置锅炉为亚临界、前后墙对冲自然循环锅炉，分别于1998年和1999年投入商业运行。在商业运行20000小时后，便开始在二级过热器处出现爆管现象，爆管外观及检测的结果表明过热器爆管主要原因是管内氧化皮脱落导致受热面发生堵塞，已较为严重的影响了机组安全健康稳定运行，本文重点通过结合扬二电现场实际，通过分析氧化皮的形成机理研究相应的综合治理方案。

2、2000t/h锅炉设备概况及高温过热器爆管记录

2.1    扬州第二发电有限责任公司设备概况：

扬二电一期工程为两台600MW机组，配套锅炉型式为亚临界，一次再热，自然循环，平衡通风，单汽包，半露天煤粉炉，由美国B&W公司制造，锅炉配有六台MPS-G型磨煤机，五台磨煤机运行可达额定出力。锅炉燃烧方式为对冲方式，六套制粉系统对应36只EI-XCL燃烧器。#1机组于1998年11月投产，#2机组于1999年6月投产。

设计煤种为神府烟煤（校核煤种为晋北烟煤）。可燃基挥发份达35%，低位发热量24000KJ/Kg左右，着火、燃烬特性极易，但灰熔点低，为易结渣性煤，T1、T2、T3分别为1197、1221、1263℃。与其它煤种相比，神府煤的热值、内水及氧化钙较高，含硫量及灰熔点较低。

二级过热器出口段示意图：二级过热器的出口段包括个悬吊式组件，由尺寸不同的三种管材组成：SA-213 T11、 T22、 T91（见图1）。

Tube dimensions:：

SA213T12（20.40）

SA213T22（20.40）

SA213T22（20.48）

SA213T91（20.27）

图1.二级过热器出口段示意图

2.2    锅炉爆管原始记录：

扬二电#1、#2炉2001年7月以来，两台锅炉的总运行时间为20,000-30,000小时，高过出口段分别发生了几起爆管事件。其中＃１炉高温过热器爆管1次，一次过热器管超温停炉处理，＃２炉高温过热器爆管6次，基本在机组启动后50小时内超温爆管，成为影响安全生产的首要问题。

2.2.1历次爆管的简要情况

NO.	时间	位置及情况
1	2001.7.8	#2高过出口段31排迎风面第1根T22爆破，距T22变径接头（2”*0.40与2”*0.48）上方约20cm，爆在薄壁T22上。
2	2001.8.7	#2高过出口段31排迎风面第13根T91爆破，距T91变径口上方约15cm。
3	2002.5.7	#1高过出口段10排迎风面第10根T91爆破，距T91变径口上方约15cm。
4	2002.11.14	#2高过出口段34排迎风面第13根T91爆破，距T91变径口上方约15cm。
5	2003.2.9	#2高过出口段11排迎风面第1根T22爆破，距T22变径接头（2”*0.40与2”*0.48）上方约20cm，爆在薄壁T22上。
6	2003.2.10	#2高过出口段10排迎风面第11根T91爆破，距T91变径口上方约1.5m；第9根变色。
7	2003.2.14	#1高过出口段47排迎风面第1根T91超温（由于该管装有温度测点，因而及时发现，停机处理）
8	2003.2.15	#2高过出口段14排迎风面第11根T91爆破，距T91变径口上方约1.5m

2003年5月#2炉小修启动并网升负荷的过程中，相继发现高温过热器出口段第51排迎风面第一管圈、第17排背风面第二管圈、第34排迎风面第一管圈上的热电偶测点温度突升（最高620℃），经分析为在启动过程中内壁氧化皮脱落，造成管子部分堵塞，经采用快速升降负荷变压冲洗，低汽压大流量定压冲洗的方法，将此三根管子内的氧化皮冲走，管壁温度恢复正常，从而避免了一次非计划停炉检修。同时，2003年2月，＃1机节日调停后启动并网升负荷的过程中，制粉系统投用后，高过一金属壁温点异常升高，随着锅炉负荷增加，该点和其它管壁温间的温差不断上升，最高达650℃。锅炉在两天内停运，停炉后进行割管检查，发现管内发生大量氧化皮碎屑沉积。(图2)

2.2.2扬二厂过热器爆管的特征

1.过热器爆管发生有特定时段，即均在机组启动后较短的时间内发生，一般均在并网后50小时内机组带高负荷时发生；

2.过热器爆管的爆口类型均带有明显的短期超温迹象，爆口胀粗显著，边缘减薄明显；

3.除发生爆管的管屏外，其周围管屏并无明显的超温迹象；

4.多次发现所爆的管子下弯头内有氧化皮沉积（见图2）。

图2：过热器管下弯头处的片状氧化物

3、2000t/h锅炉高温过热器爆管原因分析

3.1    爆管的材料检验结论

扬二厂过热器爆管的性质为典型短过热开裂，开裂温度在钢材的两相区Ac1～Ac3之间。而T91、T22钢短时过热爆破皆源于T22钢的长期超温运行。对弯头中的氧化皮结构、成分分析表明：氧化皮中除含致密的Fe2O3 、Fe3O4、磁性氧化层外，还含有在较高温度下形成的松散的FeO。需要加以阐述的是：短期过热由于时间极短，对氧化层量的贡献甚小；另一方面，由于T22钢较厚的壁厚而承受较小的应力，从而使得该钢在相对较高的温度下，即长时超温下运行一段时间，形成大量易脱落的氧化层。在一定的条件下，此氧化层在下部弯头沉积，导致蒸汽流量减少，管壁金属因短期过热而爆管。

3.2    高温蒸汽管内壁氧化膜形成、剥离机理

3.2.1    高温蒸汽管内壁氧化的电化学过程

高温蒸汽管内壁形成的氧化膜是由水蒸汽和铁形成的，其电化学过程如下式：

          3Fe→Fe2++2 Fe3++8e-

               4H2O→4OH-+4H+

    Fe2++2 Fe3++4OH-→Fe3O4+4H+

              4H++4H++8e-→4H2

          3Fe+4H2O→Fe3O4+4H2

3.2.2    高温蒸汽管内壁氧化膜形成机理

高温蒸汽管内壁形成的氧化膜分两层（见图3），内层为原生膜，是蒸汽中的氧离子对铁直接氧化的结果，外层为延伸膜，是蒸汽中的氧离子向里扩散铁离子向外扩散而形成。当温度在570℃以下其氧化铁的结构由钢表面起向外依次为Fe3O4、Fe2O3或Fe2O3、Fe3O4，Fe3O4或Fe2O3都较致密，尤其是Fe3O4可以保护钢材以免其进一步氧化，但在570℃以上的高温下，氧化膜由Fe3O4、Fe2O3、FeO三层组成（见图4）。与金属机体相连的FeO是不致密的，其结构疏松、晶格缺陷多。

图3：蒸汽管内壁形成的氧化膜结构

图4：高于570℃管内壁多层氧化膜结构

3.2.3    氧化层剥离机理

高温蒸汽管内壁生成氧化膜是个自然的过程，在开始时膜形成很快，一旦膜形成后氧化便慢了，与时间呈抛物线关系。但在某些不利运行条件下，如超温（大于570℃）、温度压力波动等，金属表面的双层膜就会变成多层膜的结构，这时氧化和时间又变成直线关系，双层膜先是变成多层膜，再进一步发展成为多个多层膜的多层氧化层结构，然后便会发生剥离，FeO在低于570℃时不稳定，会分解为Fe3O4和Fe，亦易造成氧化层脱落。

氧化层剥离有两个主要条件：一是多层氧化层达到一定厚度（不锈钢0.1MM、铬钼钢0.2—0.5MM），二是温度变化频繁、幅度大、变化率高。过热器或再热器钢材的热胀系数一般在16—20×10-6/℃，而氧化铁的热胀系数一般在9.1×10-6/℃，由于热胀系数的差异，在氧化层达到一定厚度后，在温度发生变化尤其是剧烈或反复变化，氧化皮很容易从金属本体剥离。铬钼钢管的氧化皮内外层同时剥离，剥离厚度达0.2MM，而不锈钢只剥离0.05MM的外层。

3.3    2000t/h锅炉高温过热器爆管原因分析

3.3.1    高温过热器氧化皮的形成原因

扬二电两台机组自调试投入运行后，锅炉存在三个主要问题：过热器减温喷水偏大、水冷壁及炉膛出口受热面的结焦及高过高再部分管屏超温。满负荷时过热器减温喷水量达250t/h(设计值仅为85.65t/h)。仅仅运行两年时间，就已在#2机组首次爆管时发现大量氧化皮。理论和试验均表明汽侧氧化皮的厚度与温度、材料及运行时间关联，按此思路分析主要原因有以下方面：

（1)高过管壁温度偏高形成不致密的多层氧化膜

1999—2000年受热面管壁温度汇总

运行工况		煤种	低温过热器			高温过热器			高温再热器
负荷MW	定/滑压		TMAX/部位℃	T平均℃	△T℃	TMAX/部位℃	T平均℃	△T℃	TMAX/部位℃	T平均℃	△T℃
612	滑	神木	475/T15	448	27	561/T66	545	16	591/T99	559	32
318	滑	神木	438/T13	419	19	556/T67	543	13	556/T	539	17
611	滑	神木	475/T15	444	31	570/T72	555	15	597/T99	562	35
620	滑	神木	466/T17	431	35	580/T72	559	21	588/T85	5	24
611	滑	神木	458/T15	437	21	559/T75	548	11	600/T85	572	28
594	定	神木	424/T24	407	17	561/T75	548	13	585/T99	5	21
506	定	神木	418/T19	410	8	547/T67	538	9	568/T99	548	20
606	定	神木	485/T13	460	25	567/T68	547	20	596/T85	566	30
409	滑	神木	453/T09	442	11	5/T	544	20	5/T99	551	38
615	定	大同	417/T17	407	10	5/T75	552	12	585/T99	561	24
680	滑	神木	466/T11	442	24	567/T67	547	20	594/T85	563	31
558	定	大同	422/T24	399	23	558/T67	545	13	570/T85	547	23
610	定	大同	436/T24	413	23	559/T66	550	9	578/T85	558	20
6	滑	大同	436/T24	421	15	573/T67	555	18	584/T85	559	25
661	滑	神木	459/T15	438	21	568/T74	545	23	600/T85	559	41
665	滑	神木	452/T15	434	18	570/T67	549	21	592/T99	561	32
注：受热面使用钢材/允许温度明细、壁温点布置等 低过：170排四管圈三段、中下段ф50.8×5.6mmSA178C/550℃、上部及出口管ф50.8×5.2mmSA213T12/560℃；壁温测点编号由A侧向B侧数BT005-----BT024。 高过：片混式流、烟气出口侧进口段ф50.8×7.5mmSA213T12/560℃、烟气进口侧进口段ф50.8×7.5mmSA213T22/580℃、出口段ф50.8×10.2mmSA213T22/580℃、炉顶出口段至联箱ф50.8×6.9mmSA213T91/650℃（有一根T22）；壁温测点由A侧向B侧数BT061-----BT080、BT117---122。 高再：85排混式流、烟气出口侧进口段ф57.2×3.8/4.6mmSA213T12/560℃、烟气进口侧进口段ф57.2×3.8/4.6mmSA213T22/580℃、出口段ф50.8×4.6mm、ф57.2×4.6mm SA213T22/580℃、出口段上部由烟气进口侧数1、4、5、6、7、8根：ф50.8×3.8mm SA213T91/650℃、炉顶出口段至联箱ф57.2×5.2mmSA213T22/580℃；壁温测点由A侧向B侧数BT081-----BT100、BT123---126。

高过的出口管段选用SA213T22/580℃，仅出口段中上部至联箱ф50.8×6.9mm管段选用SA213T91/650℃（有一根T22），若按国内经验考虑炉外测点测量偏低30—60℃，上表中各工况的不仅最高壁温已超出，平均壁温亦在许用温度左右（CRT画面报警值5℃偏高），管壁超温现象较严重；壁温最高点基本集中在中间偏两侧的管排。在与美国B＆W的交涉中，其认为炉外测点测量偏低约15℃，即使按此标准高过管壁亦已局部超温。查相关资料，无论是ASME、CE或RILEY设计标准，SA—213T22钢材管子金属许可温度均为580℃，但B＆W设计标准为602℃，可见美国B＆W在高过受热面选材方面裕量很小甚至无裕量。

经过运行优化调整，增加水冷壁吹灰器等改进措施后，高过管壁温超温现象有所减缓，但仍存在部分高过管壁温在高负荷或启停磨时高于570℃（考虑15℃偏差），会在高过管内（特别是出口段）形成不致密的多层氧化膜。

（2)因设计问题，炉膛出口温度高

美国B＆W在锅炉的设计时，对扬二电设计煤种神府煤灰渣特性、制粉系统均匀性差等认识不足，炉膛设计偏小。受热面布置不合理导致炉膛出口烟温(FEGT)高、受热面管壁温高。而FEGT是锅炉设计特别重要的参数，控制FEGT可保证炉膛和对流受热面吸热的平衡。通过比较减温水量的实际值(250t/h)与设计值(85.65t/h)进行的计算表明炉膛的吸热能力比设计的低10%，相应的炉膛出口烟温(FEGT)增加了至少50℃。

目前正在调试的浙江嘉兴电厂两台600MW机组配置锅炉由北京B&W制造，是在扬二电锅炉运行经验的基础上进行优化设计得到的方案，炉膛尺寸的选取更保守、更加安全可靠。该锅炉炉膛的断面及高度均比扬二电锅炉更大，炉膛断面热负荷、容积热负荷更小，这有利于煤粉燃烬及防止炉内结渣和高温腐蚀。（数据比较件下表）

名称	单位	嘉兴发电厂	扬二电
设计煤种		神木烟煤	神府烟煤
空气干燥无灰基挥发分Vdaf	％	36.5	32.00
收到基灰分Aar	％	11.00	15.00
低位发热量Qdw	kJ/kg	22760	23830
灰软化温度ST	℃	1160	1221
着火稳定性指数Rw	℃	5.56	5.66
B&W着火指数		124.7	103.3
燃烬特性指数RJ		5.49	5.44
结渣指数Rz		3.78	1.56
炉膛断面尺寸(深度×宽度)	mm	17400×20100	17373.6×19507.2
炉膛容积	m3	16576(17503)	(14246)
燃烧器区域热负荷	MW/m2	1.174	1.202
炉膛断面热负荷	MW/m2	4.383	4.60
容积热负荷	kW/m2	92.5(87.6)	(102.6)
炉膛高度	m	60.06	55.65
炉膛断面积	m2	349.74	338.9
上排燃烧器至分隔屏底距离	m	21.26	19.37
下排燃烧器至冷灰斗距离	m	3.202	3.2

扬二电两台锅炉实际运行中，特别是高负荷时，高过甚至高再受热面部位有火星冲刷，省煤器灰斗灰粒较大且燃烧不充分，取样灰中常有不完全燃烧的炭粒，极易燃烬的煤种为何有此现象？除了没有足够的燃烬高度外，磨煤机出口一次风粉不均匀亦是主要原因之一。经在1#炉综合测试分析，6台磨中B、C、E、F磨煤机各煤粉管道存在较大偏差，其中最大粉量偏差高达±27%（热态偏差不大于10%），一次风速均存在较大偏差，有的一次风速甚至高达36m/s（正常22-25 m/s）。D磨煤机因煤粉管道走向好粉量分布情况相对较好，将原有静态分离器已改装为动态分离器的A磨煤机各煤粉管道的粉量分布情况最好，粉量偏差均在5%以内。但从A磨动态分离器分离特性试验结果分析，当动态分离器转速仅在85-100RPM范围内有效可调且煤粉细度R90变化幅度很大，分离效果对其转速的变化特别敏感，该特性不便运行人员通过调整动态分离器转速来调整煤粉细度，有待进一步完善。

（3)存在一定的热负荷偏差，引起局部管屏超温：

第31、34屏由于特殊的管屏结构，即每屏12根管子中有8根管子接在出口三通的引出导汽管上，由于在该区域存在涡流区，导致同屏各管流量存在很大的差异。在稳定运行工况时，这一差异还不至于引起超温问题。但由于两级过热器中联结有小集箱，当负荷变动较大时，同屏各管圈发生“抢汽”现象，流量较小的管圈上很容易出现超温，而这些小流量的管圈处于受热较强烈的外圈和第二圈，易发生超温爆管。

高过第10至17屏、54至47屏超温主要是由于烟气侧热负荷分布和蒸汽侧流量分布不匹配造成的，加之两级过热器没有中间混合，焓增较大，对热偏差特别敏感。根据扬州二电运行数据分析，前后墙对冲锅炉炉膛出口热负荷分布基本呈“馒头”状，两侧墙附近由于烟气流速和水冷壁吸热的缘故热负荷较低，中间热负荷分布较为平缓，如图5所示。高过蒸汽侧引入引出方式为T型（图6），流量呈现中间高两侧低的分布（图7）。两项叠加后管内蒸汽焓增（用热偏差表示）呈不均匀分布（图8），第10屏至第17屏的热偏差系数大于1.1，这与现场超温情况是相符的。

图5  沿炉宽烟气侧热负荷分布

图6 过热器引入引出方式

图7 沿炉宽蒸汽流量分布

图8 沿炉宽屏间热偏差（蒸汽焓增）分布

3.3.2高温过热器氧化皮剥离和堵塞的综合原因

以上分析表明导致爆管的主要原因是管内氧化皮剥离并在管道下弯头处堵塞引起短期过热爆管,过热器氧化皮剥离和堵塞的因素有：

（1)部分管屏长期超温，形成含FeO成分的易剥离的多层氧化膜。

（2)在锅炉启停过程中，管子温度变化幅度较大，使得管内氧化皮容易剥离。这解释了为什么所有的爆管均发生在机组的启动阶段。启动初期剥离的氧化皮在小流量的流场中脉动，一般易在管道弯头、变径管处停滞，首先是尺寸大、强度高的氧化皮在管内堵塞形成桥架，小尺寸的氧化皮会不断积聚在桥架上，从而形成恶性循环，直至大流量时很难对其产生扰动并带走，被堵塞管的管壁温就会异常升高（一般在启动第二套制粉系统后270MW负荷前），如发现不及时并采取有效措施，将会导致管子短期超温爆管。

（3)两台机组均为调峰机组，每天的负荷变化范围为240MW-600MW，从而过热器管会产生频繁的温度变化。

（4)形成堵塞最关键的因素是氧化皮尺寸和管内径比例，扬二电高过管弯头处管道内径仅为26.4mm，为管圈的最小尺寸，过小的弯曲半径利于脱落物的阻塞和堆积。

4、防范措施及改造方案探讨

4.1完善监视手段及加强现场管理，高温受热面的壁温测点是监视受热面工况的重要手段，保证锅炉启停及正常运行中监视温度变化趋势，做到早发现、早处理。目前扬二电在高过出口管增设约150只热电偶及相应的数据采集显示系统，结合PI系统将管壁温度、介质温度超限点有机的纳入指标考核中，其效果是明显的。

4.2利用小修等停炉机会，通过分析管壁温高低分布情况，有重点的利用拍片检查的手段来检查确认屏底部弯头部位是否有氧化层碎片的堆积,测量炉管外径胀粗判断是否存在超温情况，做到早发现、早处理，同时能对受热面寿命进行有效的跟踪评价。

4.3目前运行人员可采取的控制措施

4.4.1正常运行中，两台机运行时尽量合理调配机组负荷，控制单台机负荷270MW以上，合理调整燃烧更况，加强对锅炉主、再热汽温及锅炉各受热面壁温的控制及调整，尽量减少主、再热汽温及锅炉各受热面壁温的大幅度波动。

4.4.2吹灰是去除积灰和增强炉膛吸热的有效手段。扬二电已在燃烧器区另外安装了42只吹灰器，并调整了吹灰方式和次数。从过热器减温水量的变化可看出吹灰的的效果(图9)。炉膛吹灰后，过热器减温水量减少了大约60t/h，表明炉膛吸热能力增加了4%。同样，过热器管壁温度地降低5—10℃。

图9.炉膛吹灰在过热器减温水量上的效果

4.4.3煤种会影响锅炉炉膛吸热量及出口烟温，可掺烧高热值低灰分高灰熔点的煤种，降低炉膛出口烟温，降低管壁温度。

4.4.4机组启动过程中采取的主要措施：

（1)由于低负荷阶段（炉点火—240MW负荷）受热面氧化皮易剥离并堵塞，机组启动过程中，合理安排启动节点：锅炉起压后及时投入旁路系统——机组冲转至3000rpm后尽早投入高低加、暖好两台磨——机组并网后及时安排小机的冲转准备工作——60MW时进行小机的冲转暖机逐步将主汽压升至8.5MPa将一台汽泵并入给水系统运行，在汽包管壁温度、汽机差胀及缸胀允许的情况下应缩短机组启动时间。小机能否在并网前冲转暖机有必要进一步探讨。

（2)注意减温水的调整，控制汽温上升率1.85℃/min以下平稳上升，60MW以下时尽量少投用二级减温水。

（3)加强锅炉管壁温度的监视，发现异常点尽早带负荷至270MW以上，必要时采用快速升降负荷变压冲洗，低汽压大流量定压冲洗的方法，但需要注意的是氧化皮剥离后进入汽轮机将会造成主汽门卡涩和固体颗粒侵蚀汽轮机部件的危害问题。

4.4.5机组滑停过程中采取的主要措施：

（1)注意主汽温及锅炉金属壁温的监视和调整，控制汽温下降率小于1.85℃/min平稳下降，机组负荷降至100MW以下时少用二级减温水。

（2)在300MW—270MW负荷之间，逐步控制主汽压11MPA，主汽温475℃左右，保证其滑停时间，在汽缸绝对膨胀基本不降时逐步减负荷，能保证滑停质量的同时，相对缩短机组在低负荷阶段的滑停时间。

（3)机组停炉后尽量不采用强制通风冷却方式。

4.4中长期改造方案探讨

4.4.1改善磨煤机出口煤粉均匀性，保证其偏差不大于10%，煤粉均匀性改善后优化调整配风降低炉膛出口烟温，不仅能进一步降低锅炉减温水量、管壁温，同时能降低飞灰可燃物，减轻屏过、高过及高再部位的积焦（灰）问题，安全经济效益是明显的。

（1)将现有静态分离器全部改装为可调特性好的动态分离器，目前该技术在发达国家（特别是德国）已很成熟，在扬二电1#炉A磨上改装的动态分离器总体效果是有的，但可调特性差，应在进一步吸收国外经验的基础上不断完善，并在其它磨上实施。

（2)可在磨煤机出口增装双可调煤粉分配器，该技术目前在国内较成熟，并能控制磨煤机出口煤粉浓度偏差不大于10%。

4.4.2解决汽侧热负荷偏差，避免局部管屏超温。对于高温过热器第31、31屏，可在流量较大的管子入口处加装节流圈，使12根管子的流量均匀；对于第10至17屏,可在靠近炉膛两侧的管屏小集箱上加节流圈，使这部分管屏的蒸汽流量分配到第10至第17管屏、第47至54屏上，使所增加的蒸汽流量来平衡烟气侧的热负荷，从而降低壁温。

4.4.3更换Cr含量高的管材提高金属抗氧化能力

氧化皮剥落的问题在铁素体和奥氏体材料上均有发生，各种材料在抗氧化和剥落上有所差别，材料中Cr含量的增加有助于提高金属抗氧化能力，减缓氧化皮剥落的发生。如高温受热面常用材料中T91抗氧化性能优于T22材料，其允许管壁温可在620—650℃以上，扬二电锅炉是因制造厂总体设计存在偏差引起的一系列问题，结合以上方案的改造可局部整屏更换高特级管材。