引言

有機熱載體爐以低壓高溫、節(jié)能高效等顯著優(yōu)勢，廣泛應(yīng)用于化工、紡織、制藥、建材等工業(yè)領(lǐng)域，是現(xiàn)代工業(yè)重要的間接供熱設(shè)備。通過實施煙氣余熱回收等節(jié)能措施，其系統(tǒng)熱效率可進一步提升。然而，在追求系統(tǒng)高效運行的同時，爐管在復(fù)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(jié)構(gòu)，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(nèi)壁形成積碳結(jié)焦。結(jié)焦層熱阻極大，導(dǎo)致局部管壁超溫，進而引發(fā)蠕變變形與過熱失效，嚴重時造成爆管事故3。針對上述穩(wěn)態(tài)運行下的失效模式，國內(nèi)外學(xué)者已從事故統(tǒng)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(shù)值模擬[7]等角度，積累了較系統(tǒng)的理論基礎(chǔ)。然而，針對非穩(wěn)態(tài)啟停工況下，由熱沖擊誘發(fā)的疲勞損傷機制，現(xiàn)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(tài)盤管突遭高溫有機熱載體沖擊，管壁內(nèi)外側(cè)將形成顯著的瞬態(tài)溫度梯度。根據(jù)薄壁圓筒熱應(yīng)力理論，此溫度梯度可誘發(fā)量級接近甚至超過材料屈服強度的瞬態(tài)熱應(yīng)力[8],導(dǎo)致局部塑性變形積累[9-10],進而觸發(fā)表面缺陷快速擴展[11]。在熱沖擊反復(fù)作用下，這一過程形成典型熱疲勞損傷，最終導(dǎo)致短期內(nèi)連續(xù)發(fā)生爆管事件。這類事件具有頻次高、突發(fā)性強、重復(fù)率高、常規(guī)檢測難以預(yù)警等特點，已成為特種設(shè)備安全監(jiān)管的突出難點。

熱疲勞理論在承壓特種設(shè)備領(lǐng)域已有廣泛而成熟的應(yīng)用。BAOLU等[12]建立了考慮溫度區(qū)間與相變效應(yīng)的熱機械疲勞壽命模型;章驍程等[13]將ASME規(guī)范方法應(yīng)用于承壓設(shè)備高溫疲勞壽命設(shè)計;王昕等[14]驗證了熱循環(huán)載荷對大型承壓結(jié)構(gòu)完整性的影響規(guī)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(tǒng)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(yù)測模型;YUAN等[18]則探討了平均應(yīng)力和棘輪應(yīng)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(yù)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(yīng)力強度因子幅(AK)與微觀裂紋擴展速率(da/dN)相關(guān)聯(lián)，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(huán)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(jù)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(yīng)力計算,結(jié)合Paris裂紋擴展模型,揭示了熱沖擊應(yīng)力與材料微觀劣化的協(xié)同作用機制，并提出旁通預(yù)熱與梯度升溫控制策略，為提升同類設(shè)備的可靠性，提供理論依據(jù)與實踐參考。

1、事件概況與研究方法

1.1設(shè)備參數(shù)與事件過程

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

系統(tǒng)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(guān)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(tài)后，該鍋爐隨即發(fā)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(fù)運行。2025年1月25日，2號鍋爐再次發(fā)生外圈盤管泄漏(位置7#)。

1.2失效分析技術(shù)路線

為揭示失效機理并進行壽命評估，構(gòu)建了“現(xiàn)象表征-機理分析-壽命評估-策略提出”4級遞進技術(shù)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(zhì)的性能狀態(tài);然后在此基礎(chǔ)上，基于薄壁圓筒模型開展熱應(yīng)力理論計算，結(jié)合Paris公式進行裂紋擴展速率計算與壽命預(yù)測，揭示失效機理;最終基于分析結(jié)果,提出針對性的抑制策略，完成全流程失效分析。

2、結(jié)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(fā)現(xiàn):爆管斷面內(nèi)壁光滑，壁厚未見明顯減薄;向火側(cè)斷口邊緣可見疲勞裂紋萌生區(qū)，裂紋沿45°方向從表面向管壁內(nèi)部擴展。受現(xiàn)場檢測條件限制,且爆管后管體受高溫?zé)煔庋趸?、有機熱載體燃燒腐蝕及介質(zhì)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(jié)合GB/T 30579-2022《承壓設(shè)備損傷模式識別》中熱疲勞損傷模式判定依據(jù)，本次失效的啟停工況、循環(huán)熱應(yīng)力狀態(tài)、材料性能劣化及應(yīng)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(fā)現(xiàn)了多處明顯的縱向裂紋。

通過對比分析發(fā)現(xiàn):爆口均位于煙氣對流強度最強烈的外圈區(qū)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(huán)熱應(yīng)力的作用下,裂紋容易沿最大剪應(yīng)力方向(與主應(yīng)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(xiàn)場使用便攜式金相儀BX-500D，依據(jù)GB/T13298-2015《金屬顯微組織檢驗方法》進行制樣，并對關(guān)鍵區(qū)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(jié)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(jù)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(fā)射光譜法(常規(guī)法)》,對樣品進行化學(xué)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(jié)果見表1。錳元素含量接近上限值，結(jié)合金相分析，可見珠光體球化現(xiàn)象，材料可能存在冶煉偏析或長期高溫服役導(dǎo)致的元素偏聚。這種微觀偏析會降低材料均勻性,加劇熱應(yīng)力集中 [22]。

表1 盤管化學(xué)成分分析(質(zhì)量分數(shù))

Tab.1 Coil chemical composition analysis(mass fraction)

%

2.3有機熱載體檢測

現(xiàn)場分別對有機熱載鍋爐系統(tǒng)、儲油罐及膨脹槽內(nèi)有機熱載體進行取樣。按照GB/T 247472023《有機熱載體安全技術(shù)條件》規(guī)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(jié)果見表2。

著高于標準上限。這一現(xiàn)象源于泄漏的有機熱載體在向火側(cè)劇烈燃燒:一方面,燃燒過程導(dǎo)致管壁表面局部溫度遠超完全奧氏體化溫度，材料發(fā)生嚴重過熱;另一方面,高溫區(qū)域在遭遇冷空氣時發(fā)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(dǎo)致切向應(yīng)力集中系數(shù)增大,使其成為裂紋萌生優(yōu)先區(qū)域 [23]。

表2 有機熱載體檢測結(jié)果

Tab.2 Organic heat carrier test results

表3 爐管硬度檢測結(jié)果

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

2.5熱沖擊應(yīng)力定量計算

基于薄壁圓筒理論穩(wěn)態(tài)熱應(yīng)力模型,操作壓力下盤管周向應(yīng)力 [8]計算,見式(1):

綜合分析表明，有機熱載體品質(zhì)正常，各項指標均處于正常范圍,未見明顯結(jié)焦或劣化跡象,從而排除了有機熱載體品質(zhì)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(qū)域進行取樣,用HT-200A硬度計,依據(jù)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(zhuǎn)換為布氏硬度,如表 3所示。爐管沿徑向呈現(xiàn)顯著的非均勻硬度分布特征。內(nèi)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(fā)電廠金屬技術(shù)監(jiān)督規(guī)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(xù)泄漏與燃燒,導(dǎo)致該區(qū)域材料長期處于較高溫度環(huán)境中,接近或高于共析轉(zhuǎn)變開始溫度,從而引發(fā)組織球化退火軟化效應(yīng)。同時,外圈盤管向火面表面硬度則出現(xiàn)異常升高,達到 260~280 HB,顯通過計算得到 σ θ  =  5.98MPa。該應(yīng)力水平遠低于材料屈服強度(20#鋼 σ s  ≈245 MPa),表明靜態(tài)載荷并非失效主因。

當該企業(yè)有機熱載體爐系統(tǒng)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(jīng)爐內(nèi)盤管,使盤管內(nèi)表面迅速受熱,盤管因內(nèi)熱外冷,勢必產(chǎn)生熱應(yīng)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(wěn)態(tài)溫度場進行熱應(yīng)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(shù),取 1.2 ×  10 ?5  °C ?1; Δt為內(nèi)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(nèi)徑之比; K r 為半徑比參數(shù)。

上式適用于厚壁圓筒,但本例盤管壁厚僅4 mm,屬薄壁結(jié)構(gòu) (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(shù)后,計算出熱應(yīng)力最大值約為308.6 MPa。該值超材料屈服強度(245 MPa),管壁發(fā)生塑性變形,且啟停瞬態(tài)熱沖擊應(yīng)力遠大于穩(wěn)態(tài)值 [11]。

在高溫循環(huán)載荷環(huán)境下,材料的力學(xué)行為不僅受彈性應(yīng)力控制,還與循環(huán)加載引起的微觀組織演化密切相關(guān)。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(yīng)力超過材料屈服強度時,循環(huán)載荷會加速位錯滑移、晶界遷移及第二相粗化,導(dǎo)致材料劣化與應(yīng)力集中形成正反饋。這種“熱沖擊應(yīng)力-材料損傷”的耦合效應(yīng),正是啟停過程中裂紋快速擴展的關(guān)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(dǎo)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(shè)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(yīng)變狀態(tài),其臨界斷裂應(yīng) 力 [20?21],見式(4):

式中: σ c 為臨界斷裂應(yīng)力,MPa; Q為形狀參數(shù); 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(shù) Q是 σ c 的函數(shù),見式(5):

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

盡管靜態(tài)應(yīng)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(yīng)力幅值-裂紋擴展”關(guān)系中呈現(xiàn)出共性規(guī)律。當應(yīng)力幅值接近材料屈服強度時，裂紋尖端的塑性區(qū)尺寸與晶粒尺寸的比值會顯著影響Paris公式中的C,m參數(shù)。此共性機制使得循環(huán)熱沖擊應(yīng)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(yīng)力強度因子幅值, MPa ?   m   ; C和 m為材料常數(shù), 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(huán)次數(shù):

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(jié)果,裂紋從初始尺寸擴展至臨界尺寸,所需的總循環(huán)次數(shù)約為 135次。為評估在特定觀測周期內(nèi)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(jù) ASME鍋爐及壓力容器規(guī)范 [24],引人安全系數(shù) 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(dǎo)致裂紋失穩(wěn)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(nèi)連續(xù)發(fā)生 2次爆管(均發(fā)生于外圈盤管頂部向火側(cè)),其核心失效機理為熱沖擊、材料劣化與循環(huán)載荷的耦合效應(yīng)。系統(tǒng)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(chǎn)生 308.6MPa周向熱應(yīng)力。該應(yīng)力值已超過 20 #鋼屈服強度 (245MPa),且瞬態(tài)峰值更高,而操作壓力所產(chǎn)生的靜態(tài)應(yīng)力僅 5.98 MPa,并非導(dǎo)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(qū)域的外圈 7 #, 8 #盤管,因油品泄漏并發(fā)生燃燒,導(dǎo)致管材組織發(fā)生顯著劣化:珠光體出現(xiàn) 3級球化,晶粒因過熱而粗化。同時,向火側(cè)因淬硬作用,使其硬度升至260~280HB,而背火側(cè)因退火效應(yīng)軟化至80~95HB,兩側(cè)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(fā)微觀尺度上的元素偏聚。上述因素共同加劇了局部應(yīng)力集中，并為裂紋的萌生提供了條件。

在首次裂紋出現(xiàn)后的19d內(nèi),系統(tǒng)累計啟停操作達6次，遠超設(shè)計允許的月均3.6次啟停頻次。在循環(huán)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(jīng)歷約135次循環(huán)后達到臨界穿透尺寸，導(dǎo)致爆管發(fā)生。

經(jīng)檢測，有機熱載體油品關(guān)鍵指標符合相關(guān)標準，盤管壁面無明顯腐蝕跡象，因此可排除結(jié)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(shù)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?？蓺w納為以下3個方面:消除初始驅(qū)動力，即通過控制啟停溫差直接降低熱沖擊應(yīng)力，從源頭抑制裂紋萌生;阻斷協(xié)同效應(yīng)，即通過規(guī)避局部超溫導(dǎo)致的材料劣化(如硬度梯度的形成)，削弱應(yīng)力集中效應(yīng);管控循環(huán)載荷，即限制啟停頻次至安全閾值內(nèi)，避免裂紋加速擴展。

3.2具體措施

基于熱沖擊應(yīng)力的分析計算，提出了熱沖擊抑制技術(shù),主要聚焦于以下2個關(guān)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(guī)程，規(guī)避局部超溫引發(fā)的材料微觀組織性能劣化風(fēng)險。同時，限制鍋爐月啟停頻率不超過3~4次，以保障設(shè)備安全運行。

3.3抑制策略的理論評估與工程應(yīng)用實效

3.3.1理論預(yù)測評估

基于失效機理模型，對實施控制措施后的系統(tǒng)運行工況進行理論推演，計算結(jié)果見表4。最大瞬時熱應(yīng)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(shù)量級。

表4 改進前后熱應(yīng)力對比

Tab.4 Comparison of thermal stress before and after improvement

3.3.2工程應(yīng)用實效反饋

盡管當前研究尚缺乏微觀尺度應(yīng)力場的直接試驗測量數(shù)據(jù),但宏觀運行結(jié)果為此技術(shù)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(zhí)行上述控制措施以來，該有機熱載體爐已持續(xù)穩(wěn)定運行9個月，在此期間，累計經(jīng)歷正常啟停27次，未再發(fā)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(nèi)，限制鍋爐月啟停頻率不超過3~4次，并執(zhí)行<40℃/h的梯度升溫規(guī)程，從源頭降低熱沖擊應(yīng)力，減少循環(huán)熱疲勞損傷，規(guī)避材料組織劣化。

(2)Paris公式參數(shù)C,m取自標準20#鋼數(shù)據(jù),未針對實際服役條件下材料發(fā)生的性能退化現(xiàn)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(xù)研究工作將結(jié)合原位觀測技術(shù),系統(tǒng)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(nèi)在關(guān)聯(lián)性。

4、結(jié)論

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

(2)基于斷裂力學(xué)分析提出的旁通管預(yù)熱與梯度升溫控制策略，可將熱應(yīng)力降低63.6%，裂紋擴展速率下降2個數(shù)量級，有效抑制同類設(shè)備的連續(xù)爆管風(fēng)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）