非稳态启停工况下有机热载体炉 20# 钢螺旋盘管瞬态热冲击应力演化规律及硬度梯度诱导热疲劳裂纹萌生扩展失效机理研究

引言

有机热载体炉以低压高温、节能高效等显著优势，广泛应用于化工、纺织、制药、建材等工业领域，是现代工业重要的间接供热设备。通过实施烟气余热回收等节能措施，其系统热效率可进一步提升。然而，在追求系统高效运行的同时，炉管在复杂工况下的可靠性问题日益凸显。有机热载体炉炉管多采用螺旋盘管结构，换热效率高。但在长期高温运行过程中，有机热载体极易因高温裂解，在管内壁形成积碳结焦。结焦层热阻极大，导致局部管壁超温，进而引发蠕变变形与过热失效，严重时造成爆管事故3。针对上述稳态运行下的失效模式，国内外学者已从事故统计分析[4]、宏微观失效分析[5]、综合致因机理[6]及炉膛换热数值模拟[7]等角度，积累了较系统的理论基础。然而，针对非稳态启停工况下，由热冲击诱发的疲劳损伤机制，现有研究仍较为欠缺。

在备用锅炉频繁切换投运的工程场景中，冷态盘管突遭高温有机热载体冲击，管壁内外侧将形成显著的瞬态温度梯度。根据薄壁圆筒热应力理论，此温度梯度可诱发量级接近甚至超过材料屈服强度的瞬态热应力[8],导致局部塑性变形积累[9-10],进而触发表面缺陷快速扩展[11]。在热冲击反复作用下，这一过程形成典型热疲劳损伤，最终导致短期内连续发生爆管事件。这类事件具有频次高、突发性强、重复率高、常规检测难以预警等特点，已成为特种设备安全监管的突出难点。

热疲劳理论在承压特种设备领域已有广泛而成熟的应用。BAOLU等[12]建立了考虑温度区间与相变效应的热机械疲劳寿命模型;章骁程等[13]将ASME规范方法应用于承压设备高温疲劳寿命设计;王昕等[14]验证了热循环载荷对大型承压结构完整性的影响规律。在疲劳损伤的定量表征方面，郑修麟等[15]对金属材料的疲劳理论进行了系统性阐述与归纳。针对高温合金低周疲劳与蠕变交互行为的研究已较为深入，CHEN等[16]聚焦于镍基高温合金GH4169在650℃下的损伤演化机制;FAN等[17]提出了适用于316L(N)钢的通用寿命预测模型;YUAN等[18]则探讨了平均应力和棘轮应变对316LN不锈钢低周疲劳行为的影响;而WANG等[19]进一步揭示了9Cr-0.5Mo耐热钢在高温下的疲劳-蠕变耦合失效特征。这些研究共同为高温承压部件寿命预测提供了较完善的方法体系。Paris裂纹扩展公式[20-21]将宏观应力强度因子幅(AK)与微观裂纹扩展速率(da/dN)相关联，是定量评估剩余寿命的重要工具。尽管如此，针对有机热载体炉盘管在“热冲击-材料劣化-循环载荷”多场耦合作用下的独特裂纹扩展行为，目前尚缺乏定量的失效判据与有效的工程抑制策略。

本文以一起典型盘管爆管事件为研究对象，综合宏观检验、金相分析、硬度梯度测量、有机热载体检测等方法，并基于薄壁圆筒理论，进行热应力计算,结合Paris裂纹扩展模型,揭示了热冲击应力与材料微观劣化的协同作用机制，并提出旁通预热与梯度升温控制策略，为提升同类设备的可靠性，提供理论依据与实践参考。

1、事件概况与研究方法

1.1设备参数与事件过程

该企业锅炉系统由3台同型号[YY(Q)W-12000-Y/Q]并联的盘管式有机热载体锅炉组成,通过并联的循环油泵供油。盘管分为内(108mmx 4.5mm)、中、外(后二者为108mm4mm),材质均为20号钢(下文简称“20#钢”),执行标准为GB/T 3087-2022《低中压锅炉用无缝钢管》。

系统原计划2用1备，当时实际仅1台运行(1号),1台阀门部分开启备用(2号),1台完全关闭(3号)。2024年12月6日，将原备用的2号锅炉切换为运行状态后，该锅炉随即发生外圈盘管泄漏(位置8#),制造商更换了损坏管段,并于2025年1月5日恢复运行。2025年1月25日，2号锅炉再次发生外圈盘管泄漏(位置7#)。

1.2失效分析技术路线

为揭示失效机理并进行寿命评估，构建了“现象表征-机理分析-寿命评估-策略提出”4级递进技术路线:首先通过宏观检验(视觉观察、尺寸测量、宏观断口分析)识别失效特征;随后开展金相分析、直读光谱检测、显微硬度测试及有机热载体检测，全面掌握材料与介质的性能状态;然后在此基础上，基于薄壁圆筒模型开展热应力理论计算，结合Paris公式进行裂纹扩展速率计算与寿命预测，揭示失效机理;最终基于分析结果,提出针对性的抑制策略，完成全流程失效分析。

2、结果与失效机理分析

2.1宏观形貌特征

2次爆管的位置及宏观形貌。

宏观检查发现:爆管断面内壁光滑，壁厚未见明显减薄;向火侧断口边缘可见疲劳裂纹萌生区，裂纹沿45°方向从表面向管壁内部扩展。受现场检测条件限制,且爆管后管体受高温烟气氧化、有机热载体燃烧腐蚀及介质冲刷,样品断口表面微观疲劳辉纹特征被完全覆盖，未观测到清晰特征。结合GB/T 30579-2022《承压设备损伤模式识别》中热疲劳损伤模式判定依据，本次失效的启停工况、循环热应力状态、材料性能劣化及应力集中特征均符合热疲劳断裂的判定要求。断口表面存在氧化层及

明显的纵向过热裂纹。此外，炉管外壁表面同样可见明显的氧化层，并且在附近炉管外表面发现了多处明显的纵向裂纹。

通过对比分析发现:爆口均位于烟气对流强度最强烈的外圈区域(7#,8#管上部);破裂路径与盘管轴向呈45°夹角，符合热疲劳裂纹扩展特征，即在循环热应力的作用下,裂纹容易沿最大剪应力方向(与主应力轴呈约45°的方向)萌生和扩展[15];2次事件间隔仅19d,说明裂纹存在并扩展了一段时间,排除单一瞬时过载的可能性。

2.2金相分析

现场使用便携式金相仪BX-500D，依据GB/T13298-2015《金属显微组织检验方法》进行制样，并对关键区域参照DL/T674-1999《火电厂用20号钢珠光体球化评级标准》进行金相分析,结果。

割取断口处前段的盘管样品,使用便携式光谱仪XL2 980Plus,依据GB/T 4336-2016《碳素钢和中低合金钢多元素含量的测定火花放电原子发射光谱法(常规法)》,对样品进行化学成分分析,与GB/T 3087-2022《低中压锅炉用无缝钢管》标准值进行比较,未见异常,成分分析结果见表1。锰元素含量接近上限值，结合金相分析，可见珠光体球化现象，材料可能存在冶炼偏析或长期高温服役导致的元素偏聚。这种微观偏析会降低材料均匀性,加剧热应力集中 [22]。

表1 盘管化学成分分析(质量分数)

Tab.1 Coil chemical composition analysis(mass fraction)

%

2.3有机热载体检测

现场分别对有机热载锅炉系统、储油罐及膨胀槽内有机热载体进行取样。按照GB/T 247472023《有机热载体安全技术条件》规定的标准试验方法进行检测。检测各项指标均符合标准要求，检测结果见表2。

著高于标准上限。这一现象源于泄漏的有机热载体在向火侧剧烈燃烧:一方面,燃烧过程导致管壁表面局部温度远超完全奥氏体化温度，材料发生严重过热;另一方面,高温区域在遭遇冷空气时发生快速冷淬,外圈盘管向火面淬硬层(260~280HB)与背火面软化层(80~95HB)形成高达200HB的硬度梯度,进而导致切向应力集中系数增大,使其成为裂纹萌生优先区域 [23]。

表2 有机热载体检测结果

Tab.2 Organic heat carrier test results

表3 炉管硬度检测结果

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

2.5热冲击应力定量计算

基于薄壁圆筒理论稳态热应力模型,操作压力下盘管周向应力 [8]计算,见式(1):

综合分析表明，有机热载体品质正常，各项指标均处于正常范围,未见明显结焦或劣化迹象,从而排除了有机热载体品质劣化作为本次失效事故诱因的可能性。

式中: p为操作压力,取 0.46 MPa; R为盘管中面半径,取 52 mm;t为盘管壁厚,取 4mm。

2.4硬度梯度与裂纹萌生

在爆管区域进行取样,用HT-200A硬度计,依据GB/T 17394.12014《金属材料里氏硬度试验第1部分:试验方法》进行测量,并通过标准换算将里氏硬度值转换为布氏硬度,如表 3所示。炉管沿径向呈现显著的非均匀硬度分布特征。内圈盘管表面的布氏硬度值处于 131~154 HB范围,符合 DL/T 4382023《火力发电厂金属技术监督规程》对 20 #钢(120~160HB)的要求。外圈盘管背火面硬度则显著低于标准下限,实测值仅为 80~95 HB。有机热载体持续泄漏与燃烧,导致该区域材料长期处于较高温度环境中,接近或高于共析转变开始温度,从而引发组织球化退火软化效应。同时,外圈盘管向火面表面硬度则出现异常升高,达到 260~280 HB,显通过计算得到 σ θ  =  5.98MPa。该应力水平远低于材料屈服强度(20#钢 σ s  ≈245 MPa),表明静态载荷并非失效主因。

当该企业有机热载体炉系统切换至备用炉,并投入运行时,开启进油阀门后,高温有机热载体快速流经炉内盘管,使盘管内表面迅速受热,盘管因内热外冷,势必产生热应力。高温有机热载体的进油温度 180 ∘C,盘管外壁面温度 0  ∘C,若按稳态温度场进行热应力计算 [9],见式(2)。

式中: E为材料的弹性模量,取 2 ×  10 5MPa; α为材料的线膨胀系数,取 1.2 ×10⁻⁵  ∘C ⁻¹; Δt为内外壁温差,取180  ∘C; μ为材料的泊松比,取 0.3;K为筒体的外径与内径之比; K r 为半径比参数。

上式适用于厚壁圆筒,但本例盘管壁厚仅4 mm,属薄壁结构 (K <  1.2),需采用薄壁简化公式 [9−10],见式(3)。

通过计算得到 σ θ  ≈  308.6MPa。在考虑材料的弹性模量和线膨胀系数后,计算出热应力最大值约为308.6 MPa。该值超材料屈服强度(245 MPa),管壁发生塑性变形,且启停瞬态热冲击应力远大于稳态值 [11]。

在高温循环载荷环境下,材料的力学行为不仅受弹性应力控制,还与循环加载引起的微观组织演化密切相关。对镍基合金 GH4169 [16], 316 L( N)不锈钢 [17], 316LN不锈钢 [18]及 9Cr-0.5Mo钢 [19]的研究表明,当热冲击应力超过材料屈服强度时,循环载荷会加速位错滑移、晶界迁移及第二相粗化,导致材料劣化与应力集中形成正反馈。这种“热冲击应力-材料损伤”的耦合效应,正是启停过程中裂纹快速扩展的关键机制。

2.6裂纹扩展与寿命评估

从检查情况看,爆管泄漏会导致盘管过热,形成表面裂纹,因此,有必要对裂纹的断裂性能进行分析。

假设初始裂纹深度为 1mm,在拉伸载荷作用下,该裂纹可以简化为无限大的半椭圆表面裂纹,裂纹最深处处于平面应变状态,其临界断裂应 力 [20−21],见式(4):

式中: σ c 为临界断裂应力,MPa; Q为形状参数; K IC 为断裂韧度,常温下 20 #钢取 150 MPa ⋅ m     [21]; a为裂纹深度,取 0.001m。此时形状参数 Q是 σ c 的函数,见式(5):

通过联立式(4)(5),可计算得出 σ c  ≈519.4 MPa。该计算结果表明,在给定的裂纹尺寸假设条件下,材料所能承受的临界断裂应力达到 519.4 MPa。

尽管静态应力显著低于临界值,但低碳钢基体与高温合金的疲劳机制，在“应力幅值-裂纹扩展”关系中呈现出共性规律。当应力幅值接近材料屈服强度时，裂纹尖端的塑性区尺寸与晶粒尺寸的比值会显著影响Paris公式中的C,m参数。此共性机制使得循环热冲击应力(308.6 MPa)能够引起裂纹扩展速率急剧上升。裂纹扩展速率由 Paris公式计算,见式(6)(7)。

式中: ΔK为应力强度因子幅值, MPa ⋅   m   ; C和 m为材料常数, 20 #钢高温下 C取 1.2 ×  10 ⁻¹¹, m取 4; Y为几何因子(半椭圆表面裂纹,取 1.1)。

通过计算得到 ΔK =  19.0,  da/dN =  1.56 ×  10 ⁻³ mm/cycle。

裂纹扩展速率随深度增加:

积分计算真实穿透循环次数:

式中: a c 为初始裂纹深度,取 0.001 m; a 0 为临界裂纹深度,取 0.004m。

通过积分计算结果,裂纹从初始尺寸扩展至临界尺寸,所需的总循环次数约为 135次。为评估在特定观测周期内的操作安全性,需将总疲劳寿命换算为允许的操作频率。依据 ASME锅炉及压力容器规范 [24],引人安全系数 0.5,可计算出允许的启停频率上限为 3.6次/月。记录显示,同期实际启停 6次,已远超上述安全阈值,从而导致裂纹失稳扩展,并最终造成管壁贯穿。

2.7失效机理分析

有机热载体炉在 19d内连续发生 2次爆管(均发生于外圈盘管顶部向火侧),其核心失效机理为热冲击、材料劣化与循环载荷的耦合效应。系统切换备用炉时, 180  ∘C高温有机热载体与 0  ∘C盘管外壁形成 180  ∘C温差,产生 308.6MPa周向热应力。该应力值已超过 20 #钢屈服强度 (245MPa),且瞬态峰值更高,而操作压力所产生的静态应力仅 5.98 MPa,并非导致失效的主要因素。

进一步分析表明,位于烟气对流强度最高区域的外圈 7 #, 8 #盘管,因油品泄漏并发生燃烧,导致管材组织发生显著劣化:珠光体出现 3级球化,晶粒因过热而粗化。同时,向火侧因淬硬作用,使其硬度升至260~280HB,而背火侧因退火效应软化至80~95HB,两侧形成约200HB的显著硬度梯度。此外,材料中锰含量接近标准上限,可能引发微观尺度上的元素偏聚。上述因素共同加剧了局部应力集中，并为裂纹的萌生提供了条件。

在首次裂纹出现后的19d内,系统累计启停操作达6次，远超设计允许的月均3.6次启停频次。在循环载荷作用下，初始长度约1mm的裂纹，以约1.56x10-3mm/次的速率进行扩展，最终在经历约135次循环后达到临界穿透尺寸，导致爆管发生。

经检测，有机热载体油品关键指标符合相关标准，盘管壁面无明显腐蚀迹象，因此可排除结焦与腐蚀作为本次失效的直接诱因。

3、抑制策略与工程验证

3.1技术路线

基于上述失效机理，有效的抑制策略必须打破该负反馈回路。可归纳为以下3个方面:消除初始驱动力，即通过控制启停温差直接降低热冲击应力，从源头抑制裂纹萌生;阻断协同效应，即通过规避局部超温导致的材料劣化(如硬度梯度的形成)，削弱应力集中效应;管控循环载荷，即限制启停频次至安全阈值内，避免裂纹加速扩展。

3.2具体措施

基于热冲击应力的分析计算，提出了热冲击抑制技术,主要聚焦于以下2个关键方向:实施旁通管路余热利用机制，通过启用DN15旁通管路，确保盘管温度≥100℃,从而显著降低启停过程的盘管温差(\Delta t≤80℃);引入梯度升温控制策略，通过制定升温速率<40℃/h的操作规程，规避局部超温引发的材料微观组织性能劣化风险。同时，限制锅炉月启停频率不超过3~4次，以保障设备安全运行。

3.3抑制策略的理论评估与工程应用实效

3.3.1理论预测评估

基于失效机理模型，对实施控制措施后的系统运行工况进行理论推演，计算结果见表4。最大瞬时热应力由改进前的308.6MPa降至112.3MPa,降幅达63.6%，已低于材料的屈服强度，此外，裂纹扩展速率下降2个数量级。

表4 改进前后热应力对比

Tab.4 Comparison of thermal stress before and after improvement

3.3.2工程应用实效反馈

尽管当前研究尚缺乏微观尺度应力场的直接试验测量数据,但宏观运行结果为此技术方案提供了有力的工程实践佐证。自2025年5月起至2026年2月，严格执行上述控制措施以来，该有机热载体炉已持续稳定运行9个月，在此期间，累计经历正常启停27次，未再发生任何炉管爆管泄漏事件。

3.3.3工程建议与局限性

(1)建议实际运维中将启停温差控制在80℃以内，限制锅炉月启停频率不超过3~4次，并执行<40℃/h的梯度升温规程，从源头降低热冲击应力，减少循环热疲劳损伤，规避材料组织劣化。

(2)Paris公式参数C,m取自标准20#钢数据,未针对实际服役条件下材料发生的性能退化现象(珠光体球化、硬度梯度演变)进行修正。为深化机制理解,后续研究工作将结合原位观测技术,系统研究硬度梯度对裂纹扩展路径的干扰机制。同时，补充扫描电镜断口分析及能谱成分分析，以期在微观尺度上建立材料劣化与裂纹扩展行为的内在关联性。

4、结论

(1)非稳态启停工况下的剧烈热冲击导致管壁瞬时热应力超过材料屈服强度，诱发裂纹萌生;随后，在频繁的启停循环载荷作用下，裂纹发生热疲劳快速扩展直至穿透;材料向火侧与背火侧形成的硬度梯度加速了这一过程。

(2)基于断裂力学分析提出的旁通管预热与梯度升温控制策略，可将热应力降低63.6%，裂纹扩展速率下降2个数量级，有效抑制同类设备的连续爆管风险。

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（注，原文标题：有机热载体炉盘管爆管失效机理及抑制策略）

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