承压设备厚板中频感应加热局部热处理试验研究

摘要：为了实现承压设备总装环缝局部热处理，基于中频感应加热技术，研究了超厚板在感应加热过程中的温度分布规律及温度均匀性。热处理过程中均温区的温度均匀性是保证局部热处理效果的关键。以马鞍形厚板为研究对象，进行感应加热试验，利用布置在不同深度的热电偶测量感应加热过程中沿壁厚方向的温度演化曲线。同样，将感应加热应用于加氢反应器筒体，测量感应加热过程中沿轴向方向的温度演化曲线。结果表明：马鞍形厚板在整个感应加热过程中沿壁厚方向最大温差在17 ℃以内，在保温阶段的最大温差为 14.4 ℃；加氢反应器筒体焊接接头均温区在整个感应加热过程中最大温差在 42 ℃以内，在保温阶段的最大温差为 12 ℃。感应加热温度控制精度能够满足超厚板局部热处理均温性的要求，可在大型厚壁容器局部热处理中推广应用。

关键词：承压设备；筒体合拢缝；局部热处理；中频感应加热；均温性

0 前言

承压设备是石化行业的关键设备[1-3]，在焊接制造过程中不可避免地产生焊接残余应力，对应力腐蚀开裂(Stress corrosion cracking, SCC)、蠕变和疲劳失效影响较大。因此，国内外标准均要求采用热处理的方法来恢复焊接接头的力学性能及消除焊接残余应力。大型化是石化装备的发展趋势。近年来，不乏出现 2 000 万 t、4 000 万 t 超级大炼油，带来单体设备的超大化，尺寸不断突破世界记录。如加氢反应器的壁厚由 200 mm 增加到现在的 352 mm，直径也由 3～4 m 增加到了 5～6 m。超限塔器直径已从以往 5～6 m 突破到 12～18 m。装备大型化使承压装备向极端尺寸发展，给制造和安全带来极大挑战。当前，大型承压设备由于受到直径和长度的限制，采用分段整体热处理、总装合拢焊缝局部热处理的方式进行制造[4]。对于超大直径超壁厚的此类容器，卡式炉加热是我国加氢反应器总装环缝局部热处理的主要方法[5]。加氢反应器材料为加钒钢时，热处理温度为 705 ℃±14 ℃[4]。材料为铬钼钢时，热处理温度为 690 ℃±14 ℃。保温过程中的温差不能超过 28 ℃[4]。可见，加氢反应器在局部热处理中对温度均匀性的要求较高。温度过高或过低都不利于获得最佳的母材、焊缝的抗回火脆化性能和理想的综合力学性能。目前，工业上对大型承压设备进行局部焊后热处理的加热方式主要包括陶瓷电阻加热片加热、火焰加热和感应加热[6]。陶瓷电阻加热片加热的最大壁厚为 70 mm。卡式炉、模块炉通常采用火焰加热，能源消耗巨大，能量利用率低，不符合国家对节能环保的要求。现场采用卡式炉进行热处理需要重新布置天然气管线，成本昂贵。除此之外，对于现场立式加氢反应器总装缝的热处理也是不适用的。产品大型化后现场制造的案例越来越多，总装环缝最终焊后热处理手段较少，亟需开发先进的加热方式。感应加热技术[7-8]具有清洁、高效、节能、环保的优势，在国内核电、风电、船舶、航空等有着广泛的现场应用。因此，采用感应加热进行焊后热处理是一种可行的加热方式。

研究人员对感应加热温度均温性进行了有益的有限元模拟和试验研究。李向国等[9-10]采用有限元方法对堆芯补水箱筒体内壁和管板一次侧堆焊及焊后消氢感应加热温度场进行了数值模拟，分析了感应加热过程中感应线圈结构和参数对温度场分布的影响，实际温度测量比模拟温度吻合较好。陈保洁[11]利用有限元软件对圆管型焊缝进行感应加热模拟，提出了内外保温及变电流的加热方式满足热处理温差要求。冯晓明[12]以加氢反应器弯管为研究对象，研究了采用不同缠绕匝数及升温速率等试验参数组合下的工艺曲线，为电磁感应加热技术提供参考。孙国辉等[12]探讨了蒸汽发生器管板堆焊时采用感应加热预热和后热的可行性。

然而，感应加热温度场的研究主要集中在采用有限元模拟结合表面温度测试对堆焊结构的预热消氢研究较多。对于超厚板焊后热处理研究较少，尤其针对焊后热处理超厚板沿厚度方向的温度均匀性。基于此，本文通过超厚板感应加热均温性试验，研究从单侧进行感应加热沿不同厚度的温度分布规律。同时，本文将感应加热技术应用到超厚加氢反应器筒体的局部热处理中，测试了感应加热过程中轴向温度分布规律，用于指导超厚筒体的局部热处理，进一步证明感应加热对于超厚板局部热处理的可行性。

1 厚板感应加热均温性试验

采用马鞍形厚板进行感应加热试验，材质为Q345R，直径为 2 900 mm，厚度为 218 mm，弧面曲率半径为 4 500 mm，如图 1 所示。

马鞍形厚板感应加热的热处理工艺要求如下：将马鞍形厚板由室温加热至 705 ℃±14 ℃，保温4 h。300 ℃以下不要求控制升降温速率，300 ℃以上升温速度不大于 55 ℃/h。

热电偶采用普通 K 型热电偶丝和不锈钢铠装 K型热电偶。为了研究感应加热过程中沿厚度方向温度的分布规律，在马鞍形试板中心位置钻不同深度的孔，采用不锈钢铠装 K 型热电偶进行测温，钻孔位置如图 2 所示。研究不同厚度方向温度分布的测温热电偶编号为 C1～C10，相对应测温点的深度如图 2b 所示。其中，C1～C5、C6～C10 的间距为40 mm。感应加热电源的控温热电偶分别布置在 C1与 C6、C3 与 C8 及 C5 与 C10 中间位置的外壁及对应的内壁，相对应热电偶的编号分别为 C11 和 C12、C13 和 C14 及 C15 和 C16。

马鞍形厚板内外壁分别进行保温，保温层的形状和尺寸根据工件实际尺寸进行确定。内外壁保温的直径为 2 900 mm，保温层厚度分别为 100 mm 和50 mm。根据马鞍形厚板感应加热均温性试验的工艺要求，经热工计算采用 160 kW 或 240 kW 中频感应加热电源 1 台。采用 2 根 85 m、120 mm2的耐高温合金电缆，并联盘绕在工件外壁进行感应加热，电缆盘绕如图 3 所示。

检测接线及热电偶，感应电源开机，选用恒功率模式或工艺模式，将输出功率或温度曲线输入到控制面板，接通电源开始对马鞍形厚板进行感应加热。

2 结果与讨论

2.1 均温性验证

感应加热电源功率随时间的变化曲线如图 4 所示。从图 4 可以看出，整个感应加热过程中电源的功率在 30～80 kW 变化，平均功率为 50 kW。在0.5 h、7.5 h 及 17.5 h 的瞬时输出功率出现峰值，分别为 72 kW，110 kW 和 130 kW。试验中感应加热电源功率为 160 kW，能够满足感应加热要求。感应加热电源的输出功率与热处理工艺相匹配。升温过程中，感应电源的输出功率增大；均温过程中，感应电源的输出功率会降低。在感应加热 26 h 之前，感应加热功率出现了规律性波动。在保温过程中，感应电源的输出功率为恒值，约为 30 kW。

以马鞍形厚板控温热电偶 C13 和 C14 为例，图5 给出了 C13 和 C14 热电偶温度及最大温差随时间变化的温度曲线。其中 C13 是马鞍形厚板外壁的测温热电偶，位于感应电缆下方，C14 是马鞍形厚板内壁的测温热电偶。从图 5 可以看出，从室温至705 ℃的升温阶段，马鞍形厚板的外壁温度一直比内壁的温度高，最大温差为加热第 7.5 h 时的 17 ℃。这是因为感应加热的热源产生于被加热工件表面以下 10 mm 的范围内，热量从外壁传到内壁需要热传递的推动力，这就带来沿壁厚的温差，传递热量越多温差越大。在整个感应加热阶段，最大温差在 6～17 ℃。在 705 ℃的保温阶段，马鞍形厚板的内壁温度与外壁温度最大温差为 11.3 ℃。由于采用了步进式温度均匀性控制方法，电源根据工件的温度反馈形成温度闭环控制，电源的启停是间歇的，从而有助于工件在保温阶段各区域的温度分布均匀。

图 6 为感应加热过程中马鞍形厚板不同深度测温点温度随时间的变化曲线。从图 6 可以看出，不同深度的测温点在感应加热过程中的升温趋势一致。在保温阶段，C7-200 的温度最高，C10-20的温度最低。由于 C7-200 接近马鞍形厚板布置感应电缆的外壁，温度较高，热量由外壁向内壁传递，C10-20 温度降低。两者最大温差为 14.4 ℃，能够满足超厚板局部热处理均温性的要求。

图 7 为感应加热过程中不同时刻马鞍形厚板不同深度的测温点随时间变化的温度曲线。从图7 可以看出，不同时刻从表面到 218 mm 深度的不同测温点的温度差异不大。在整个感应加热过程中，马鞍形厚板的内壁温度稍高于外壁温度，总体呈现从马鞍形厚板的表面向内部温度逐渐升高。热传导趋势是从工件表面向内部传导，也就是热量从表面向内壁传递。但在不同的阶段，工件的厚度方向上热量传导方向是不断变化的，取决于两侧的保温或散热条件以及电源的输出功率大小。距马鞍形厚板外壁距离为 8 mm 即深度为210 mm 的测温点，在不同时刻工件的表层温度最高，为感应加热的发热层。越接近表面，由于保温及散热的影响，温度稍有所降低。由于热量由外壁向内壁传递过程中存在热惯性，使得内壁的温度较外壁温度有所偏高。整体而言，感应加热区域的温度均匀性较好。

2.2 产品应用

2.2.1 筒体合拢缝感应加热局部热处理

筒体合拢缝感应加热局部热处理所采用的工件为某项目加氢反应器上封头所连接的筒体，筒体的材质为 12Cr2Mo1VⅣ，壁厚为 268 mm，内径为φ 4 500 mm。感应加热的焊缝在筒体 1B 环缝上进行，该段筒体焊缝位置及尺寸如图 8 所示。

加氢反应器筒体合拢缝局部热处理的保温温度为 705 ℃±14 ℃，保温时间为 5 h。300 ℃以下不要求控制升降温速率，300 ℃以上升降温速率不大于 55 ℃/h。焊后热处理工艺曲线图如图 9 所示。

为了研究感应加热过程中筒体轴向不同距离的温度分布规律，以筒体焊缝 1B 中点位置为起点，在筒体不同方位(12 点钟、3 点钟及 6 点钟)的内外壁点焊热电偶。采用 K 型测温热电偶，共 40 个测温点，内壁外壁分别 20 个，热电偶的布置示意图如图 10 所示。内外壁热电偶布置位置相对应。外壁热电偶编号(C01、C02、C03…)，内壁热电偶编号(C01'、C02'、C03'…)。其中 C01、C02、C10、C11、C12、C13(内外壁共 12个测温点)，需要达到热处理温度和温差要求。

筒体外壁以焊缝为中心，左右两侧对称布置保温棉，其宽度 2 500 mm，保温厚度 50 mm，保温总宽度为 5 000 mm。保温层缠绕时采用逐层搭接的方式，搭接宽度 100～200 mm，搭接厚度不超过 50 mm。筒体内壁敷设 100 mm 厚保温棉，保温宽度为5 000 mm。内壁保温棉通过内壁焊接固定框架固定。

根据筒体合拢缝感应加热局部热处理的工艺要求，经热工计算，采用 4 台 200 kW 感应加热电源，热处理时每台电源配置 4 根 120 mm2耐高温合金电缆缠绕于筒体进行加热。每根电缆长 60 m，每台电源采用 4 根耐高温感应电缆并排缠绕 3 圈。电缆缠绕以焊缝为中心，共缠绕 48 匝。电缆覆盖在工件外壁面的总宽度为 2 200 mm，如图 11 所示。

2.2.2 筒体合拢缝感应加热局部热处理可行性验证

图 12 为感应加热电源功率随时间的变化曲线。筒体合拢缝感应加热采用 4 台 200 kW 的感应电源。从图 12 可以看出，整个热处理过程中电源的输出功率随时间的变化规律基本一致。1 号电源和 4 号电源、2 号电源和 3 号电源由于采用同步同频技术，电源输出频率变化规律一致。在升温阶段，4 台感应电源的总输出功率较大，输出功率最大可以达到 467 kW，平均功率为 260 kW。可见，采用 4 台 200 kW 的感应电源能够实现此筒体的感应加热。接近保温阶段时，感应电源的输出功率快速下降，导致总功率下降，从而避免超温。在保温阶段，功率先降低然后保持恒定，电源输出总功率为 150 kW。在降温阶段，感应电源的输出功率急剧下降，恒定为 0 kW。

图 13 为筒体合拢缝 12 点钟方位焊缝中心及距焊缝中心65 mm处内外壁温度及最大温差随时间变化的温度曲线。从图 13a 可以看出，在感应加热及保温阶段，筒体的外表面温度一直高于内表面温度。由于筒体壁厚达 268 mm，感应加热的热源产生于被加热工件表面以下 10 mm 的范围内，热量从筒体外表面向内表面传导，同时也向轴向方向进行散热。在降温阶段，筒体的外表面温度一直低于内表面温度。这是因为外壁要减少感应电缆与工件的距离，保温棉仅为 50 mm，内壁保温棉较厚，为 100 mm。内壁散热相比外壁小。从图 13b 可以看出，12 点钟方位的焊缝中心及距焊缝中心 65 mm 处内外壁最大温差，在整个感应加热过程中变化规律类似，最大温差为加热 7.5 h 时，温差为32.5 ℃。在加热阶段，焊缝中心的最大温差整体上小于距焊缝中心 65 mm 处的温差。在保温阶段，焊缝位置的最大温差在 8 ℃以内，距焊缝中心 65 mm 处的最大温差在 12 ℃以内。在降温阶段，焊缝中心的最大温差整体上大于距焊缝中心 65 mm 处的温差，最大相差 8 ℃。整个感应加热过程中的最大温差远小于加氢反应器局部热处理过程中的设计要求的最大 80 ℃的温差。

图14为筒体合拢缝6点钟方位焊缝中心及距焊缝中心65 mm处内外壁温度和最大温差的随时间变化的温度曲线。从图 14 可以看出，在感应加热过程中，6 点钟位置的温度、最大温差曲线与 12 点钟的规律类似。在 7.9 h 至 24.5 h 之间，由于 6 点钟方位焊缝中心内表面热电偶(C12'-6)温度记录异常，分布规律与距焊缝中心 65 mm 处相差较大，故只分析24.5 h 之后的数据。从图 14b 可以看出，6 点钟方位的焊缝中心及距焊缝中心 65 mm 处内外壁最大温差，在 24.5 h 之后变化规律类似，最大温差在 18 ℃。在保温阶段，焊缝位置的最大温差在 6 ℃以内，距焊缝中心 65 mm 处的最大温差在 5 ℃以内。在降温阶段，均温区最大温差为 8 ℃。

图 15 为感应加热过程中不同时刻筒体合拢缝内外壁温度随轴向距离的变化曲线。从图 15a可以看出，在感应加热的各个阶段，12 点钟相同轴向距离的外壁温度总高于内壁。越接近焊缝，内外壁温差越小。越远离焊缝，温差越大。随着热处理时间的增加，感应加热温度越高，沿轴向方向的温度梯度增加，保温阶段(63.5 h)温度梯度最大。在保温阶段，距焊缝中心 365 mm 的范围内，温度在热处理保温温度 705 ℃±14 ℃以内，为局部热处理的均温区。6 点钟方向的温度变化规律和 12 点类似。

2.2.3 硬度测试结果

表 1 给出了加氢反应器筒体合拢缝焊接接头硬度测试结果。热处理前，热影响区最大，焊缝次之，母材最小。感应加热局部热处理后，各个区域的硬度值明显降低，并在合理的范围之内，满足标准HRC≤220 的要求。

2.2.4 能耗成本分析

以本文所研究的加氢反应器相同尺寸的筒体为例，进行能耗统计分析。表 2 给出了加氢反应器筒体合拢缝采用卡式炉、模块化炉及感应加热的能耗对比。从统计的数据来看，中频感应加热节能效果显著，热处理成本较低，是卡式炉加热的 21.4%，是模块化炉的 20%。

2.3 中频感应加热技术的推广应用

通过上述均温性试验研究，验证了感应加热技术可行性和经济性。中国一重将中频感应加热技术应用到神华煤制油加氢反应器总装缝的最终热处理。除此之外，青岛兰石将中频感应加热技术在某化工企业 300 万 t/年渣油加氢裂化装置千吨级锻焊式悬浮床反应器总装缝局部热处理上成功应用，如图 16 所示。中频感应加热技术在加氢反应器上的成功应用，对我国加氢反应器的制造效率和产品质量具有重大意义。

3 结论

(1) 超厚板感应加热均温性试验结果表明，从单侧进行感应加热，在整个工件厚度截面加热过程中温差控制 17 ℃以内，尤其是浅表面感应涡电流集中区域无明显温度突变区域。

(2) 超厚加氢反应器筒体环缝在感应加热保温过程中均温区最大温差为 12 ℃，能够满足 GB/T150 及 GB/T 30583 的均温区温差要求。

(3) 电磁感应加热清洁、环保、高效，加热参数调整方便，控温精度高，可在大型厚壁容器局部热处理中推广应用。

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文章来源机械工程学报 ›› 2023, Vol. 59 ›› Issue (8): 83-90.doi: 10.3901/JME.2023.08.083