多場耦合條件下工業有機熱載體爐管材淬硬 - 軟化非對稱硬度梯度形成機理及熱疲勞裂紋定向擴展規律研究

引言

有機熱載體爐以低壓高溫、節能高效等顯著優勢，廣泛應用于化工、紡織、制藥、建材等工業領域，是現代工業重要的間接供熱設備。通過實施煙氣余熱回收等節能措施，其系統熱效率可進一步提升。然而，在追求系統高效運行的同時，爐管在復雜工況下的可靠性問題日益凸顯。有機熱載體爐爐管多采用螺旋盤管結構，換熱效率高。但在長期高溫運行過程中，有機熱載體極易因高溫裂解，在管內壁形成積碳結焦。結焦層熱阻極大，導致局部管壁超溫，進而引發蠕變變形與過熱失效，嚴重時造成爆管事故3。針對上述穩態運行下的失效模式，國內外學者已從事故統計分析[4]、宏微觀失效分析[5]、綜合致因機理[6]及爐膛換熱數值模擬[7]等角度，積累了較系統的理論基礎。然而，針對非穩態啟停工況下，由熱沖擊誘發的疲勞損傷機制，現有研究仍較為欠缺。

在備用鍋爐頻繁切換投運的工程場景中，冷態盤管突遭高溫有機熱載體沖擊，管壁內外側將形成顯著的瞬態溫度梯度。根據薄壁圓筒熱應力理論，此溫度梯度可誘發量級接近甚至超過材料屈服強度的瞬態熱應力[8],導致局部塑性變形積累[9-10],進而觸發表面缺陷快速擴展[11]。在熱沖擊反復作用下，這一過程形成典型熱疲勞損傷，最終導致短期內連續發生爆管事件。這類事件具有頻次高、突發性強、重復率高、常規檢測難以預警等特點，已成為特種設備安全監管的突出難點。

熱疲勞理論在承壓特種設備領域已有廣泛而成熟的應用。BAOLU等[12]建立了考慮溫度區間與相變效應的熱機械疲勞壽命模型;章驍程等[13]將ASME規范方法應用于承壓設備高溫疲勞壽命設計;王昕等[14]驗證了熱循環載荷對大型承壓結構完整性的影響規律。在疲勞損傷的定量表征方面，鄭修麟等[15]對金屬材料的疲勞理論進行了系統性闡述與歸納。針對高溫合金低周疲勞與蠕變交互行為的研究已較為深入，CHEN等[16]聚焦于鎳基高溫合金GH4169在650℃下的損傷演化機制;FAN等[17]提出了適用于316L(N)鋼的通用壽命預測模型;YUAN等[18]則探討了平均應力和棘輪應變對316LN不銹鋼低周疲勞行為的影響;而WANG等[19]進一步揭示了9Cr-0.5Mo耐熱鋼在高溫下的疲勞-蠕變耦合失效特征。這些研究共同為高溫承壓部件壽命預測提供了較完善的方法體系。Paris裂紋擴展公式[20-21]將宏觀應力強度因子幅(AK)與微觀裂紋擴展速率(da/dN)相關聯，是定量評估剩余壽命的重要工具。盡管如此，針對有機熱載體爐盤管在“熱沖擊-材料劣化-循環載荷”多場耦合作用下的獨特裂紋擴展行為，目前尚缺乏定量的失效判據與有效的工程抑制策略。

本文以一起典型盤管爆管事件為研究對象，綜合宏觀檢驗、金相分析、硬度梯度測量、有機熱載體檢測等方法，并基于薄壁圓筒理論，進行熱應力計算,結合Paris裂紋擴展模型,揭示了熱沖擊應力與材料微觀劣化的協同作用機制，并提出旁通預熱與梯度升溫控制策略，為提升同類設備的可靠性，提供理論依據與實踐參考。

1、事件概況與研究方法

1.1設備參數與事件過程

該企業鍋爐系統由3臺同型號[YY(Q)W-12000-Y/Q]并聯的盤管式有機熱載體鍋爐組成,通過并聯的循環油泵供油。盤管分為內(108mmx 4.5mm)、中、外(后二者為108mm4mm),材質均為20號鋼(下文簡稱“20#鋼”),執行標準為GB/T 3087-2022《低中壓鍋爐用無縫鋼管》。

系統原計劃2用1備，當時實際僅1臺運行(1號),1臺閥門部分開啟備用(2號),1臺完全關閉(3號)。2024年12月6日，將原備用的2號鍋爐切換為運行狀態后，該鍋爐隨即發生外圈盤管泄漏(位置8#),制造商更換了損壞管段,并于2025年1月5日恢復運行。2025年1月25日，2號鍋爐再次發生外圈盤管泄漏(位置7#)。

1.2失效分析技術路線

為揭示失效機理并進行壽命評估，構建了“現象表征-機理分析-壽命評估-策略提出”4級遞進技術路線:首先通過宏觀檢驗(視覺觀察、尺寸測量、宏觀斷口分析)識別失效特征;隨后開展金相分析、直讀光譜檢測、顯微硬度測試及有機熱載體檢測，全面掌握材料與介質的性能狀態;然后在此基礎上，基于薄壁圓筒模型開展熱應力理論計算，結合Paris公式進行裂紋擴展速率計算與壽命預測，揭示失效機理;最終基于分析結果,提出針對性的抑制策略，完成全流程失效分析。

2、結果與失效機理分析

2.1宏觀形貌特征

2次爆管的位置及宏觀形貌。

宏觀檢查發現:爆管斷面內壁光滑，壁厚未見明顯減薄;向火側斷口邊緣可見疲勞裂紋萌生區，裂紋沿45°方向從表面向管壁內部擴展。受現場檢測條件限制,且爆管后管體受高溫煙氣氧化、有機熱載體燃燒腐蝕及介質沖刷,樣品斷口表面微觀疲勞輝紋特征被完全覆蓋，未觀測到清晰特征。結合GB/T 30579-2022《承壓設備損傷模式識別》中熱疲勞損傷模式判定依據，本次失效的啟停工況、循環熱應力狀態、材料性能劣化及應力集中特征均符合熱疲勞斷裂的判定要求。斷口表面存在氧化層及

明顯的縱向過熱裂紋。此外，爐管外壁表面同樣可見明顯的氧化層，并且在附近爐管外表面發現了多處明顯的縱向裂紋。

通過對比分析發現:爆口均位于煙氣對流強度最強烈的外圈區域(7#,8#管上部);破裂路徑與盤管軸向呈45°夾角，符合熱疲勞裂紋擴展特征，即在循環熱應力的作用下,裂紋容易沿最大剪應力方向(與主應力軸呈約45°的方向)萌生和擴展[15];2次事件間隔僅19d,說明裂紋存在并擴展了一段時間,排除單一瞬時過載的可能性。

2.2金相分析

現場使用便攜式金相儀BX-500D，依據GB/T13298-2015《金屬顯微組織檢驗方法》進行制樣，并對關鍵區域參照DL/T674-1999《火電廠用20號鋼珠光體球化評級標準》進行金相分析,結果。

割取斷口處前段的盤管樣品,使用便攜式光譜儀XL2 980Plus,依據GB/T 4336-2016《碳素鋼和中低合金鋼多元素含量的測定火花放電原子發射光譜法(常規法)》,對樣品進行化學成分分析,與GB/T 3087-2022《低中壓鍋爐用無縫鋼管》標準值進行比較,未見異常,成分分析結果見表1。錳元素含量接近上限值，結合金相分析，可見珠光體球化現象，材料可能存在冶煉偏析或長期高溫服役導致的元素偏聚。這種微觀偏析會降低材料均勻性,加劇熱應力集中 [22]。

表1 盤管化學成分分析(質量分數)

Tab.1 Coil chemical composition analysis(mass fraction)

%

2.3有機熱載體檢測

現場分別對有機熱載鍋爐系統、儲油罐及膨脹槽內有機熱載體進行取樣。按照GB/T 247472023《有機熱載體安全技術條件》規定的標準試驗方法進行檢測。檢測各項指標均符合標準要求，檢測結果見表2。

著高于標準上限。這一現象源于泄漏的有機熱載體在向火側劇烈燃燒:一方面,燃燒過程導致管壁表面局部溫度遠超完全奧氏體化溫度，材料發生嚴重過熱;另一方面,高溫區域在遭遇冷空氣時發生快速冷淬,外圈盤管向火面淬硬層(260~280HB)與背火面軟化層(80~95HB)形成高達200HB的硬度梯度,進而導致切向應力集中系數增大,使其成為裂紋萌生優先區域 [23]。

表2 有機熱載體檢測結果

Tab.2 Organic heat carrier test results

表3 爐管硬度檢測結果

Tab.3 Tab.3 Hardness test results of furnace tubes HB

2.5熱沖擊應力定量計算

基于薄壁圓筒理論穩態熱應力模型,操作壓力下盤管周向應力 [8]計算,見式(1):

綜合分析表明，有機熱載體品質正常，各項指標均處于正常范圍,未見明顯結焦或劣化跡象,從而排除了有機熱載體品質劣化作為本次失效事故誘因的可能性。

式中: p為操作壓力,取 0.46 MPa; R為盤管中面半徑,取 52 mm;t為盤管壁厚,取 4mm。

2.4硬度梯度與裂紋萌生

在爆管區域進行取樣,用HT-200A硬度計,依據GB/T 17394.12014《金屬材料里氏硬度試驗第1部分:試驗方法》進行測量,并通過標準換算將里氏硬度值轉換為布氏硬度,如表 3所示。爐管沿徑向呈現顯著的非均勻硬度分布特征。內圈盤管表面的布氏硬度值處于 131~154 HB范圍,符合 DL/T 4382023《火力發電廠金屬技術監督規程》對 20 #鋼(120~160HB)的要求。外圈盤管背火面硬度則顯著低于標準下限,實測值僅為 80~95 HB。有機熱載體持續泄漏與燃燒,導致該區域材料長期處于較高溫度環境中,接近或高于共析轉變開始溫度,從而引發組織球化退火軟化效應。同時,外圈盤管向火面表面硬度則出現異常升高,達到 260~280 HB,顯通過計算得到 σ θ  =  5.98MPa。該應力水平遠低于材料屈服強度(20#鋼 σ s  ≈245 MPa),表明靜態載荷并非失效主因。

當該企業有機熱載體爐系統切換至備用爐,并投入運行時,開啟進油閥門后,高溫有機熱載體快速流經爐內盤管,使盤管內表面迅速受熱,盤管因內熱外冷,勢必產生熱應力。高溫有機熱載體的進油溫度 180 °C,盤管外壁面溫度 0  °C,若按穩態溫度場進行熱應力計算 [9],見式(2)。

式中: E為材料的彈性模量,取 2 ×  10 5MPa; α為材料的線膨脹系數,取 1.2 ×  10 ?5  °C ?1; Δt為內外壁溫差,取180  °C; μ為材料的泊松比,取 0.3;K為筒體的外徑與內徑之比; K r 為半徑比參數。

上式適用于厚壁圓筒,但本例盤管壁厚僅4 mm,屬薄壁結構 (K <  1.2),需采用薄壁簡化公式 [9?10],見式(3)。

通過計算得到 σ θ  ≈  308.6MPa。在考慮材料的彈性模量和線膨脹系數后,計算出熱應力最大值約為308.6 MPa。該值超材料屈服強度(245 MPa),管壁發生塑性變形,且啟停瞬態熱沖擊應力遠大于穩態值 [11]。

在高溫循環載荷環境下,材料的力學行為不僅受彈性應力控制,還與循環加載引起的微觀組織演化密切相關。對鎳基合金 GH4169 [16], 316 L( N)不銹鋼 [17], 316LN不銹鋼 [18]及 9Cr-0.5Mo鋼 [19]的研究表明,當熱沖擊應力超過材料屈服強度時,循環載荷會加速位錯滑移、晶界遷移及第二相粗化,導致材料劣化與應力集中形成正反饋。這種“熱沖擊應力-材料損傷”的耦合效應,正是啟停過程中裂紋快速擴展的關鍵機制。

2.6裂紋擴展與壽命評估

從檢查情況看,爆管泄漏會導致盤管過熱,形成表面裂紋,因此,有必要對裂紋的斷裂性能進行分析。

假設初始裂紋深度為 1mm,在拉伸載荷作用下,該裂紋可以簡化為無限大的半橢圓表面裂紋,裂紋最深處處于平面應變狀態,其臨界斷裂應 力 [20?21],見式(4):

式中: σ c 為臨界斷裂應力,MPa; Q為形狀參數; K IC 為斷裂韌度,常溫下 20 #鋼取 150 MPa ? m     [21]; a為裂紋深度,取 0.001m。此時形狀參數 Q是 σ c 的函數,見式(5):

通過聯立式(4)(5),可計算得出 σ c  ≈519.4 MPa。該計算結果表明,在給定的裂紋尺寸假設條件下,材料所能承受的臨界斷裂應力達到 519.4 MPa。

盡管靜態應力顯著低于臨界值,但低碳鋼基體與高溫合金的疲勞機制，在“應力幅值-裂紋擴展”關系中呈現出共性規律。當應力幅值接近材料屈服強度時，裂紋尖端的塑性區尺寸與晶粒尺寸的比值會顯著影響Paris公式中的C,m參數。此共性機制使得循環熱沖擊應力(308.6 MPa)能夠引起裂紋擴展速率急劇上升。裂紋擴展速率由 Paris公式計算,見式(6)(7)。

式中: ΔK為應力強度因子幅值, MPa ?   m   ; C和 m為材料常數, 20 #鋼高溫下 C取 1.2 ×10^-11, m取 4; Y為幾何因子(半橢圓表面裂紋,取 1.1)。

通過計算得到 ΔK =  19.0,  da/dN =  1.56 ×  10^?3 mm/cycle。

裂紋擴展速率隨深度增加:

積分計算真實穿透循環次數:

式中: a c 為初始裂紋深度,取 0.001 m; a 0 為臨界裂紋深度,取 0.004m。

通過積分計算結果,裂紋從初始尺寸擴展至臨界尺寸,所需的總循環次數約為 135次。為評估在特定觀測周期內的操作安全性,需將總疲勞壽命換算為允許的操作頻率。依據 ASME鍋爐及壓力容器規范 [24],引人安全系數 0.5,可計算出允許的啟停頻率上限為 3.6次/月。記錄顯示,同期實際啟停 6次,已遠超上述安全閾值,從而導致裂紋失穩擴展,并最終造成管壁貫穿。

2.7失效機理分析

有機熱載體爐在 19d內連續發生 2次爆管(均發生于外圈盤管頂部向火側),其核心失效機理為熱沖擊、材料劣化與循環載荷的耦合效應。系統切換備用爐時, 180  °C高溫有機熱載體與 0  °C盤管外壁形成 180  °C溫差,產生 308.6MPa周向熱應力。該應力值已超過 20 #鋼屈服強度 (245MPa),且瞬態峰值更高,而操作壓力所產生的靜態應力僅 5.98 MPa,并非導致失效的主要因素。

進一步分析表明,位于煙氣對流強度最高區域的外圈 7 #, 8 #盤管,因油品泄漏并發生燃燒,導致管材組織發生顯著劣化:珠光體出現 3級球化,晶粒因過熱而粗化。同時,向火側因淬硬作用,使其硬度升至260~280HB,而背火側因退火效應軟化至80~95HB,兩側形成約200HB的顯著硬度梯度。此外,材料中錳含量接近標準上限,可能引發微觀尺度上的元素偏聚。上述因素共同加劇了局部應力集中，并為裂紋的萌生提供了條件。

在首次裂紋出現后的19d內,系統累計啟停操作達6次，遠超設計允許的月均3.6次啟停頻次。在循環載荷作用下，初始長度約1mm的裂紋，以約1.56x10-3mm/次的速率進行擴展，最終在經歷約135次循環后達到臨界穿透尺寸，導致爆管發生。

經檢測，有機熱載體油品關鍵指標符合相關標準，盤管壁面無明顯腐蝕跡象，因此可排除結焦與腐蝕作為本次失效的直接誘因。

3、抑制策略與工程驗證

3.1技術路線

基于上述失效機理，有效的抑制策略必須打破該負反饋回路。可歸納為以下3個方面:消除初始驅動力，即通過控制啟停溫差直接降低熱沖擊應力，從源頭抑制裂紋萌生;阻斷協同效應，即通過規避局部超溫導致的材料劣化(如硬度梯度的形成)，削弱應力集中效應;管控循環載荷，即限制啟停頻次至安全閾值內，避免裂紋加速擴展。

3.2具體措施

基于熱沖擊應力的分析計算，提出了熱沖擊抑制技術,主要聚焦于以下2個關鍵方向:實施旁通管路余熱利用機制，通過啟用DN15旁通管路，確保盤管溫度≥100℃,從而顯著降低啟停過程的盤管溫差(\Delta t≤80℃);引入梯度升溫控制策略，通過制定升溫速率<40℃/h的操作規程，規避局部超溫引發的材料微觀組織性能劣化風險。同時，限制鍋爐月啟停頻率不超過3~4次，以保障設備安全運行。

3.3抑制策略的理論評估與工程應用實效

3.3.1理論預測評估

基于失效機理模型，對實施控制措施后的系統運行工況進行理論推演，計算結果見表4。最大瞬時熱應力由改進前的308.6MPa降至112.3MPa,降幅達63.6%，已低于材料的屈服強度，此外，裂紋擴展速率下降2個數量級。

表4 改進前后熱應力對比

Tab.4 Comparison of thermal stress before and after improvement

3.3.2工程應用實效反饋

盡管當前研究尚缺乏微觀尺度應力場的直接試驗測量數據,但宏觀運行結果為此技術方案提供了有力的工程實踐佐證。自2025年5月起至2026年2月，嚴格執行上述控制措施以來，該有機熱載體爐已持續穩定運行9個月，在此期間，累計經歷正常啟停27次，未再發生任何爐管爆管泄漏事件。

3.3.3工程建議與局限性

(1)建議實際運維中將啟停溫差控制在80℃以內，限制鍋爐月啟停頻率不超過3~4次，并執行<40℃/h的梯度升溫規程，從源頭降低熱沖擊應力，減少循環熱疲勞損傷，規避材料組織劣化。

(2)Paris公式參數C,m取自標準20#鋼數據,未針對實際服役條件下材料發生的性能退化現象(珠光體球化、硬度梯度演變)進行修正。為深化機制理解,后續研究工作將結合原位觀測技術,系統研究硬度梯度對裂紋擴展路徑的干擾機制。同時，補充掃描電鏡斷口分析及能譜成分分析，以期在微觀尺度上建立材料劣化與裂紋擴展行為的內在關聯性。

4、結論

(1)非穩態啟停工況下的劇烈熱沖擊導致管壁瞬時熱應力超過材料屈服強度，誘發裂紋萌生;隨后，在頻繁的啟停循環載荷作用下，裂紋發生熱疲勞快速擴展直至穿透;材料向火側與背火側形成的硬度梯度加速了這一過程。

(2)基于斷裂力學分析提出的旁通管預熱與梯度升溫控制策略，可將熱應力降低63.6%，裂紋擴展速率下降2個數量級，有效抑制同類設備的連續爆管風險。

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（注，原文標題：有機熱載體爐盤管爆管失效機理及抑制策略）