高壓液氨預(yù)熱器管板環(huán)焊縫主副加熱局部熱處理

陳晶 徐成 張崢 蘇厚德 張玉福

DOI：10.20031/j.cnki.0254?6094.202403003

摘 要 管板環(huán)焊縫局部熱處理是影響高壓液氨預(yù)熱器服役安全的關(guān)鍵制造技術(shù)，傳統(tǒng)局部熱處理時(shí)溫度分布不均勻、管板約束大，導(dǎo)致殘余應(yīng)力難以消除。對(duì)此，采用主副加熱局部熱處理方法，并驗(yàn)證該方法在高壓液氨預(yù)熱器局部熱處理時(shí)的有效性。計(jì)算與測試結(jié)果表明，傳統(tǒng)局部熱處理僅可降低外表面的軸向和環(huán)向殘余應(yīng)力，而內(nèi)表面軸向應(yīng)力會(huì)略微增大，環(huán)向應(yīng)力降幅較小;主副加熱局部熱處理使內(nèi)表面軸向應(yīng)力由283 MPa降低至100 MPa以下，降幅約64%，環(huán)向應(yīng)力由324 MPa降低至206 MPa，降幅約37%，顯著降低了設(shè)備內(nèi)表面應(yīng)力腐蝕開裂的敏感性。

關(guān)鍵詞 高壓液氨預(yù)熱器 局部熱處理 管板環(huán)縫 殘余應(yīng)力

中圖分類號(hào) TQ051?? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼 A?? 文章編號(hào) 0254?6094（2024）03?0340?08

Local Heating Treatment for Main and Auxiliary Heating of the Tubesheets

Girth Weld on High?pressure Liquid Ammonia Preheater

CHEN Jing1， 2， XU Cheng1， 2， ZHANG Zheng1， 2， SU Hou?de1， 2， ZHANG Yu?fu1， 2

（1.Lanpec Technologies Limited （Shanghai ）; 2. Lanpec Technologies Limited）

Abstract??? The local heat treatment of tubesheets girth weld means great to the service safety of high?pressure liquid ammonia preheaters. Both uneven temperature distribution and large tubesheet constraint in traditional local heat treatment make it difficult to eliminate residual stress. Therefore， the local heat treatment method for main and auxiliary heating was adopted， and the effectiveness of this method in the high?pressure liquid ammonia preheater was verified. Both calculation and test results show that， the traditional local heat treatment only reduces the axial and circumferential residual stress of the outer surface， while the axial stress of the inner surface increases slightly and the circumferential stress decreases slightly. The local heat treatment for the main and auxiliary heating can reduce the axial stress of the inner surface from 283 MPa to less than 100 MPa， a decrease of about 64%， and the circumferential stress from 324 MPa to 206 MPa， a decrease of about 37%， which can significantly reduce the sensitivity to stress corrosion cracking on the equipments inner surface.

Key words? ??high?pressure liquid ammonia preheater， local heat treatment， tubesheet grith weld， residual stress

作者簡介：陳晶（1983-），高級(jí)工程師，從事壓力容器焊接及熱處理工作，chenjing@lanpec.com。

引用本文：陳晶，徐成，張崢，等.高壓液氨預(yù)熱器管板環(huán)焊縫主副加熱局部熱處理[J].化工機(jī)械，2024，51（3）：340-347.

高壓液氨預(yù)熱器是尿素合成的關(guān)鍵裝備，它的作用是預(yù)熱高壓氨，減小甲銨預(yù)熱器的負(fù)荷，使甲銨在進(jìn)入尿素合成塔前充分分解，為合成尿素提供有利條件[1]。在管程側(cè)，高壓液氨預(yù)熱器管箱與管板通過焊接方式連接，不可避免地產(chǎn)生殘余應(yīng)力。隨著液氨預(yù)熱器向高參數(shù)、大型化方向發(fā)展，管箱與管板環(huán)焊縫殘余應(yīng)力分布越發(fā)復(fù)雜。在氨氣等堿性介質(zhì)作用下，管箱與管板環(huán)焊縫處易發(fā)生應(yīng)力腐蝕開裂，如2007年某企業(yè)尿素裝置高壓氨預(yù)熱器因應(yīng)力腐蝕多次開裂泄漏，迫使企業(yè)多次停工，造成了巨大的經(jīng)濟(jì)損失[2]。由于換熱管與管板焊接工序在前，該焊縫不宜與管箱入爐整體熱處理，因此管箱與管板焊縫只能采取局部熱處理方法。

文獻(xiàn)[3]的研究發(fā)現(xiàn)，采用常規(guī)局部熱處理方法對(duì)環(huán)焊縫進(jìn)行熱處理時(shí)，冷卻過程中加熱部位的筒體發(fā)生局部收縮變形（俗稱“收腰”變形），焊縫處內(nèi)表面會(huì)因此產(chǎn)生新的二次拉應(yīng)力，易引發(fā)應(yīng)力腐蝕開裂。為此，文獻(xiàn)[4]的研究中提出了一種主副加熱局部熱處理新方法，在傳統(tǒng)局部熱處理后，距離焊縫一定位置再鋪設(shè)加熱帶，進(jìn)行副加熱局部熱處理，產(chǎn)生反變形，抵消焊縫處內(nèi)表面拉應(yīng)力，甚至產(chǎn)生壓應(yīng)力。主加熱起到調(diào)控焊縫組織、降低部分殘余應(yīng)力的作用。主加熱的關(guān)鍵工藝參數(shù)包括升降溫速度、保溫溫度和時(shí)間、主加熱帶寬度等。副加熱可以協(xié)調(diào)主加熱造成的變形，產(chǎn)生軸向壓應(yīng)力區(qū)，使內(nèi)壁拉應(yīng)力降低甚至轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，有效調(diào)控殘余應(yīng)力。副加熱的關(guān)鍵工藝參數(shù)包括主副加熱帶間距、副加熱帶最高溫度、副加熱帶寬度。該方法經(jīng)過大量實(shí)踐和應(yīng)用驗(yàn)證，編制成T/CSTM 00546—2021《承壓設(shè)備局部焊后熱處理規(guī)程》。筆者對(duì)高壓液氨預(yù)熱器進(jìn)行主副加熱局部熱處理試驗(yàn)，同時(shí)進(jìn)行了殘余應(yīng)力計(jì)算和測試，為類似工程結(jié)構(gòu)的局部熱處理提供參考。

1 試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)準(zhǔn)備

高壓液氨預(yù)熱器材料為Q345R，鄰近管板的管箱壁厚為95 mm，內(nèi)徑950 mm，焊縫中心距離管板90 mm，如圖1所示。首先采用氬弧焊進(jìn)行第1道打底焊接，焊絲牌號(hào)ER50?6，焊絲直徑2.5 mm，焊接電流、電壓、焊接速度分別為120 A、12.5 V、

2 mm/s，打底焊焊道厚度約3 mm，采用焊條電弧焊進(jìn)行第2～10道填充焊接，焊條牌號(hào)J507，焊條規(guī)格3.2、4.0 mm，焊接電流、電壓、焊接速度分別為100 A、22.5 V、2.2 mm/s（3.2 mm），180 A、24 V、

2.4 mm/s（4.0 mm），填充焊道厚度約6 mm。其余焊道采用埋弧焊工藝，填充材料CHW?S3AR，焊絲直徑4 mm，焊接電流、電壓、焊接速度分別為515 A、32 V、7 mm/s。焊接坡口為24°的U形坡口。母材與焊材的化學(xué)成分列于表1。在焊接過程中，試件不受任何外部約束，焊前預(yù)熱150 ℃，層間溫度控制在150～250 ℃。

1.2 熱處理工藝

依據(jù)T/CSTM 00546—2021《承壓設(shè)備局部焊后熱處理規(guī)程》，采用主副加熱技術(shù)對(duì)高壓液氨預(yù)熱器管箱與管板環(huán)焊縫進(jìn)行局部熱處理，其中，主加熱和副加熱的加熱方式是決定熱處理效果的關(guān)鍵。由于管板一側(cè)換熱管散熱較快，電阻加熱片比功率小[5]，很難滿足GB/T 30583—2014《承壓設(shè)備焊后熱處理規(guī)程》中對(duì)均溫區(qū)溫度均勻性的規(guī)定，而中頻感應(yīng)加熱[6，7]具有升溫速度快、功率大的優(yōu)點(diǎn)，更容易保證溫度的均勻性。為解決超厚設(shè)備、不等厚結(jié)構(gòu)的局部熱處理溫度不均勻難題，蔣文春教授提出了厚板電磁感應(yīng)加熱局部熱處理新方法，構(gòu)建了局部熱處理熱工計(jì)算模型，從理論上提出了壁厚、直徑、電纜間距和纏繞匝數(shù)之間的關(guān)系模型，形成了電磁感應(yīng)加熱局部熱處理工程設(shè)計(jì)方法和商用軟件，并通過大量試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。

主加熱局部熱處理采用中頻感應(yīng)加熱的方式，根據(jù)上述設(shè)計(jì)軟件計(jì)算得到的電磁感應(yīng)加熱工藝參數(shù)為：外壁等距纏繞14匝線圈，各匝線圈中心間距為51 mm，第7、8匝之間為焊縫中心線，電纜的總寬度為700 mm，電源功率30～80 kW，平均功率50 kW，試驗(yàn)布置如圖2a所示。主加熱區(qū)保溫溫度為620 ℃，保溫時(shí)間為155 min。當(dāng)溫度超過400 ℃時(shí)，升溫速率為30 ℃/h，降溫速率控制在55～65 ℃/h。副加熱溫度較低，因此采用陶瓷電阻片的加熱方式，如圖2b所示，僅在管箱側(cè)布置加熱帶，副加熱帶中心距焊縫中心的距離為

450 mm，副加熱帶寬度為200 mm，保溫溫度為400 ℃，保溫時(shí)間為120 min，升降溫速率設(shè)置為30 ℃/h。加熱設(shè)備布置完畢后，使用保溫棉覆蓋，減少熱耗散，降低溫度梯度。

1.3 殘余應(yīng)力測試

文獻(xiàn)[4，8]中還提出了壓入能量差殘余應(yīng)力測試方法，并研制了便攜式測試裝備。該方法的基本原理是利用殘余應(yīng)力對(duì)壓入功的影響來關(guān)聯(lián)應(yīng)力狀態(tài)和大小，即拉伸殘余應(yīng)力減小壓入功，壓縮殘余應(yīng)力增大壓入功，如圖3所示。通過比較特定形狀壓頭壓入相同深度時(shí)壓入功的改變量，即壓入能量差，即可計(jì)算殘余應(yīng)力大小。該方法和測試裝備僅需在材料表面壓入毫微米深度即可便捷、可靠地獲取工程結(jié)構(gòu)的殘余應(yīng)力、拉伸強(qiáng)度及硬化指數(shù)等多項(xiàng)力學(xué)性能指標(biāo)，具有損傷小、成本低、操作簡單及高通量等優(yōu)點(diǎn)。

利用壓入能量差法測試焊接和主副加熱局部熱處理狀態(tài)下的軸向和環(huán)向殘余應(yīng)力分布。采用Knoop壓頭分別沿著兩個(gè)主應(yīng)力方向壓入材料表面特定深度（h=0.05 mm），實(shí)時(shí)采集并記錄壓入過程的試驗(yàn)力-深度（F?h）曲線，通過對(duì)壓入曲線積分求得壓入能量，進(jìn)而根據(jù)有應(yīng)力和無應(yīng)力狀態(tài)下的壓入能量差δW計(jì)算二向殘余應(yīng)力大小[8]：

（φΔW

-ΔW

）=kσ

V

+

A

（φΔW

-ΔW

）=kσ

V

+

A

（1）

式中 A——材料塑性系數(shù);

k——材料彈性系數(shù);

R——材料屈服強(qiáng)度;

V——壓頭侵入試樣的體積;

ΔW——壓頭沿軸向壓入時(shí)的壓入能量差;

ΔW——壓頭沿環(huán)向壓入時(shí)的壓入能量差;

σ、σ——軸向和環(huán)向應(yīng)力;

φ——壓頭方向系數(shù)。

應(yīng)力測試位置和測試點(diǎn)分布如圖4a所示。測試前使用打磨機(jī)粗磨去除表面氧化層后，再用400目的砂紙對(duì)測試點(diǎn)拋光以消除機(jī)械打磨引入的殘余應(yīng)力，測試過程如圖4b所示。

2 焊接與局部熱處理殘余應(yīng)力計(jì)算模擬

2.1 焊接模擬

蔣文春等建立了大型承壓設(shè)備的寬熱源計(jì)算模型[9]，提出了穩(wěn)態(tài)焊接溫度場高效算法，進(jìn)而建立了熱-固態(tài)相變-彈塑性耦合焊接殘余應(yīng)力高精度計(jì)算方法[10～13]，可以精準(zhǔn)預(yù)測焊接過程溫度、組織演變和應(yīng)力分布情況。筆者借鑒熱-固態(tài)相變-彈塑性耦合計(jì)算方法，根據(jù)實(shí)際尺寸、焊接和局部熱處理工藝，建立高壓液氨換熱器管板環(huán)縫焊接和熱處理有限元計(jì)算模型。為節(jié)省篇幅，詳細(xì)過程不在此贅述。

溫度場分析中，對(duì)流和輻射為有限元模型的熱交換邊界條件。其中，熱對(duì)流系數(shù)為10 W/（m2·K），輻射發(fā)射率為0.75，初始溫度設(shè)置為20 ℃。由于Q345R鋼材碳含量較低，固態(tài)相變對(duì)殘余應(yīng)力影響較小，因此應(yīng)力場分析中未考慮固態(tài)相變的作用[14]。應(yīng)力計(jì)算中總應(yīng)變增量dε可分解為3個(gè)分量，即：

dε=dε+dε+dε（2）

式中 dε——彈性應(yīng)變增量;

dε——塑性應(yīng)變增量;

dε——熱應(yīng)變增量。

采用各向同性胡克定律計(jì)算彈性應(yīng)變增量，熱應(yīng)變增量考慮材料熱膨脹系數(shù)，塑性應(yīng)變計(jì)算依據(jù)Von Mises屈服準(zhǔn)則。應(yīng)力場分析中，在模型P1點(diǎn)施加沿x方向的固定約束，在P2點(diǎn)施加沿x、y方向固定約束，如圖5所示。

模擬中設(shè)定焊縫和母材材料均為Q345R，不同溫度下Q345R的熱物性能和力學(xué)性能參數(shù)見表

2[15]。

2.2 主副加熱局部熱處理模擬

在焊接模擬結(jié)束后進(jìn)行主副加熱局部熱處理模擬，主副加熱帶熱載荷施加區(qū)域與實(shí)際工況保持一致，圖5示意了主副加熱帶位置。主副加熱的升降溫速率、保溫時(shí)間等參數(shù)與試驗(yàn)保持一致，熱處理溫度曲線如圖6所示。以熱傳導(dǎo)的方式在加熱區(qū)域施加熱載荷，控制模擬溫度曲線嚴(yán)格遵循實(shí)際溫度變化曲線。在未加熱區(qū)域的表面以熱對(duì)流、熱輻射的方式進(jìn)行散熱，對(duì)流散熱系數(shù)為10 W/（m·K），輻射發(fā)射率為0.75。主加熱局部熱處理結(jié)束后，待模型冷卻至室溫，進(jìn)行副加熱局部熱處理。

3 結(jié)果與討論

3.1 軸向應(yīng)力分布

圖7給出了有限元模擬得到的焊態(tài)、主加熱局部熱處理后、副加熱局部熱處理后3種狀態(tài)下的軸向殘余應(yīng)力分布云圖?？梢钥闯觯缚p和熱影響區(qū)的高應(yīng)力向母材區(qū)逐漸減小，沿壁厚方向軸向應(yīng)力從內(nèi)外表面向厚度中間位置逐漸減小。外表面蓋面焊道數(shù)量較多，所以高應(yīng)力區(qū)域面積大于內(nèi)表面。在外表面，焊接后軸向應(yīng)力最大值為301 MPa，經(jīng)主加熱局部熱處理后，降低至

246 MPa，外表面軸向應(yīng)力平均降幅約17%;副加熱局部熱處理后外表面軸向應(yīng)力無明顯變化。在內(nèi)表面，焊后最大軸向應(yīng)力約為274 MPa，經(jīng)主加熱局部熱處理后升至283 MPa;副加熱局部熱處理后，最大值降低至96 MPa，應(yīng)力峰值大幅降

低。

圖8給出了內(nèi)外表面沿路徑L1、L2（圖5）的軸向殘余應(yīng)力分布，可以看出，試驗(yàn)測試的殘余應(yīng)力與模擬得到的應(yīng)力分布規(guī)律和幅值基本吻合，說明有限元模擬和試驗(yàn)測試均能較為準(zhǔn)確地反映殘余應(yīng)力分布規(guī)律。在內(nèi)表面，軸向應(yīng)力經(jīng)主加熱局部熱處理后反而增大約10 MPa，經(jīng)副加熱局部熱處理后，平均減小約160 MPa，降幅達(dá)到64%。外表面的軸向應(yīng)力經(jīng)主加熱局部熱處理后，平均降低60 MPa，經(jīng)副加熱局部熱處理后，略微升高10 MPa。計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果均表明：僅進(jìn)行主加熱局部熱處理無法消除內(nèi)表面軸向殘余應(yīng)力，副加熱局部熱處理可以使內(nèi)表面的軸向應(yīng)力大幅降低。應(yīng)指出的是，內(nèi)表面軸向應(yīng)力還可以進(jìn)一步降低，本工作中設(shè)備壁厚較大，副加熱時(shí)間較短，副加熱區(qū)產(chǎn)生的反變形略小，所以應(yīng)力降低幅度受限。

3.2 環(huán)向應(yīng)力分布

焊態(tài)、主加熱局部熱處理后、副加熱局部熱處理后3種狀態(tài)的環(huán)向殘余應(yīng)力分布如圖9所示。較大的環(huán)向拉伸應(yīng)力分布在內(nèi)外表面區(qū)域，在壁厚中間位置較小。在外表面，焊接后最大環(huán)向應(yīng)力位于焊趾處，約為394 MPa，超過了材料屈服強(qiáng)度;經(jīng)主加熱局部熱處理后，最大環(huán)向應(yīng)力降低至312 MPa，降低約21%;副加熱局部熱處理后，外表面環(huán)向應(yīng)力基本不變。在內(nèi)表面，焊后的最大環(huán)向應(yīng)力在焊根處，約為375 MPa;主加熱局部熱處理使其最大值降低至324 MPa，降低約14%;副加熱局部熱處理后，環(huán)向應(yīng)力進(jìn)一步降低，最大值降低至206 MPa。

圖10為內(nèi)外表面沿路徑L1、L2的環(huán)向應(yīng)力分布，測試結(jié)果與模擬結(jié)果基本吻合。在內(nèi)表面焊縫和熱影響區(qū)，主加熱局部熱處理可以使環(huán)向應(yīng)力平均降低80 MPa，而副加熱局部熱處理使環(huán)向應(yīng)力進(jìn)一步降低約120 MPa。外表面環(huán)向應(yīng)力經(jīng)

主加熱局部熱處理后，焊縫和熱影響區(qū)的應(yīng)力平均降低約110 MPa，副加熱局部熱處理后基本不變。以上結(jié)果說明雖然主加熱局部熱處理可以在一定程度上降低內(nèi)、外表面的環(huán)向應(yīng)力，但應(yīng)力幅值依然較大，副加熱局部熱處理可使內(nèi)表面環(huán)向應(yīng)力進(jìn)一步降低。

3.3 副加熱變形分析

圖11給出了副加熱過程中管箱的徑向變形。在副加熱局部熱處理保溫階段，Z1區(qū)域受熱膨脹引起的徑向變形平均為6.5 mm。此時(shí)，Z3區(qū)域（焊縫內(nèi)表面）受到拉伸，Z2區(qū)域（焊縫外表面）受到壓縮。當(dāng)副加熱溫度降低至室溫時(shí)，Z1區(qū)域的徑向變形為-1.5 mm，說明Z1區(qū)域發(fā)生了收腰變形，使得Z3區(qū)域受到一定程度壓縮。副加熱保溫階段Z3區(qū)域拉伸產(chǎn)生的應(yīng)力與原殘余應(yīng)力疊加會(huì)使材料組織發(fā)生塑性變形，待冷卻至室溫，塑性變形區(qū)域受壓，應(yīng)力降低。副加熱區(qū)冷卻后的收腰變形也會(huì)促進(jìn)Z3區(qū)域發(fā)生壓縮，進(jìn)而降低內(nèi)表面應(yīng)力。

綜上所述，采用主副加熱局部熱處理方法，可以有效降低位于管箱和管板焊縫內(nèi)表面的焊接殘余應(yīng)力，改善了傳統(tǒng)單加熱局部熱處理難以消除內(nèi)壁殘余應(yīng)力的問題，顯著降低了設(shè)備內(nèi)表面發(fā)生應(yīng)力腐蝕開裂的風(fēng)險(xiǎn)，因此值得推廣應(yīng)用。

4 結(jié)論

4.1 焊接后在焊縫內(nèi)外表面和熱影響區(qū)存在較大的應(yīng)力集中現(xiàn)象，最大應(yīng)力位于內(nèi)外表面焊趾處，其中軸向應(yīng)力最大為301 MPa，環(huán)向應(yīng)力最大為394 MPa，已超過材料屈服強(qiáng)度。

4.2 經(jīng)過傳統(tǒng)局部熱處理，焊縫外表面環(huán)向殘余應(yīng)力平均可降低21%，軸向應(yīng)力降低17%，內(nèi)表面環(huán)向應(yīng)力降幅在14%左右，而軸向應(yīng)力會(huì)略微增大。

4.3 副加熱局部熱處理可使內(nèi)表面應(yīng)力大幅降低，其中軸向應(yīng)力可降低64%，環(huán)向應(yīng)力可降低37%，降低了設(shè)備內(nèi)表面應(yīng)力腐蝕開裂的敏感性。

4.4 副加熱局部熱處理降低內(nèi)表面應(yīng)力的原因有兩個(gè)，一是保溫階段，副加熱區(qū)膨脹使焊縫內(nèi)表面區(qū)域發(fā)生塑性變形，降溫收縮時(shí)產(chǎn)生一定的壓應(yīng)力;二是副加熱區(qū)域產(chǎn)生的收腰變形使焊縫內(nèi)表面受到一定程度的壓縮，降低了殘余應(yīng)力。

參 考 文 獻(xiàn)

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（收稿日期：2022-12-26，修回日期：2024-05-07）