高压液氨预热器管板环焊缝主副加热局部热处理

陈晶 徐成 张峥 苏厚德 张玉福

DOI：10.20031/j.cnki.0254?6094.202403003

摘 要 管板环焊缝局部热处理是影响高压液氨预热器服役安全的关键制造技术，传统局部热处理时温度分布不均匀、管板约束大，导致残余应力难以消除。对此，采用主副加热局部热处理方法，并验证该方法在高压液氨预热器局部热处理时的有效性。计算与测试结果表明，传统局部热处理仅可降低外表面的轴向和环向残余应力，而内表面轴向应力会略微增大，环向应力降幅较小;主副加热局部热处理使内表面轴向应力由283 MPa降低至100 MPa以下，降幅约64%，环向应力由324 MPa降低至206 MPa，降幅约37%，显著降低了设备内表面应力腐蚀开裂的敏感性。

关键词 高压液氨预热器 局部热处理 管板环缝 残余应力

中图分类号 TQ051   文献标志码 A   文章编号 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

作者简介：陈晶（1983-），高级工程师，从事压力容器焊接及热处理工作，chenjing@lanpec.com。

引用本文：陈晶，徐成，张峥，等.高压液氨预热器管板环焊缝主副加热局部热处理[J].化工机械，2024，51（3）：340-347.

高压液氨预热器是尿素合成的关键装备，它的作用是预热高压氨，减小甲铵预热器的负荷，使甲铵在进入尿素合成塔前充分分解，为合成尿素提供有利条件[1]。在管程侧，高压液氨预热器管箱与管板通过焊接方式连接，不可避免地产生残余应力。随着液氨预热器向高参数、大型化方向发展，管箱与管板环焊缝残余应力分布越发复杂。在氨气等碱性介质作用下，管箱与管板环焊缝处易发生应力腐蚀开裂，如2007年某企业尿素装置高压氨预热器因应力腐蚀多次开裂泄漏，迫使企业多次停工，造成了巨大的经济损失[2]。由于换热管与管板焊接工序在前，该焊缝不宜与管箱入炉整体热处理，因此管箱与管板焊缝只能采取局部热处理方法。

文献[3]的研究发现，采用常规局部热处理方法对环焊缝进行热处理时，冷却过程中加热部位的筒体发生局部收缩变形（俗称“收腰”变形），焊缝处内表面会因此产生新的二次拉应力，易引发应力腐蚀开裂。为此，文献[4]的研究中提出了一种主副加热局部热处理新方法，在传统局部热处理后，距离焊缝一定位置再铺设加热带，进行副加热局部热处理，产生反变形，抵消焊缝处内表面拉应力，甚至产生压应力。主加热起到调控焊缝组织、降低部分残余应力的作用。主加热的关键工艺参数包括升降温速度、保温温度和时间、主加热带宽度等。副加热可以协调主加热造成的变形，产生轴向压应力区，使内壁拉应力降低甚至转变为压应力，有效调控残余应力。副加热的关键工艺参数包括主副加热带间距、副加热带最高温度、副加热带宽度。该方法经过大量实践和应用验证，编制成T/CSTM 00546—2021《承压设备局部焊后热处理规程》。笔者对高压液氨预热器进行主副加热局部热处理试验，同时进行了残余应力计算和测试，为类似工程结构的局部热处理提供参考。

1 试验方法

1.1 试验准备

高压液氨预热器材料为Q345R，邻近管板的管箱壁厚为95 mm，内径950 mm，焊缝中心距离管板90 mm，如图1所示。首先采用氩弧焊进行第1道打底焊接，焊丝牌号ER50?6，焊丝直径2.5 mm，焊接电流、电压、焊接速度分别为120 A、12.5 V、

2 mm/s，打底焊焊道厚度约3 mm，采用焊条电弧焊进行第2～10道填充焊接，焊条牌号J507，焊条规格3.2、4.0 mm，焊接电流、电压、焊接速度分别为100 A、22.5 V、2.2 mm/s（3.2 mm），180 A、24 V、

2.4 mm/s（4.0 mm），填充焊道厚度约6 mm。其余焊道采用埋弧焊工艺，填充材料CHW?S3AR，焊丝直径4 mm，焊接电流、电压、焊接速度分别为515 A、32 V、7 mm/s。焊接坡口为24°的U形坡口。母材与焊材的化学成分列于表1。在焊接过程中，试件不受任何外部约束，焊前预热150 ℃，层间温度控制在150～250 ℃。

1.2 热处理工艺

依据T/CSTM 00546—2021《承压设备局部焊后热处理规程》，采用主副加热技术对高压液氨预热器管箱与管板环焊缝进行局部热处理，其中，主加热和副加热的加热方式是决定热处理效果的关键。由于管板一侧换热管散热较快，电阻加热片比功率小[5]，很难满足GB/T 30583—2014《承压设备焊后热处理规程》中对均温区温度均匀性的规定，而中频感应加热[6，7]具有升温速度快、功率大的优点，更容易保证温度的均匀性。为解决超厚设备、不等厚结构的局部热处理温度不均匀难题，蒋文春教授提出了厚板电磁感应加热局部热处理新方法，构建了局部热处理热工计算模型，从理论上提出了壁厚、直径、电缆间距和缠绕匝数之间的关系模型，形成了电磁感应加热局部热处理工程设计方法和商用软件，并通过大量试验进行了验证。

主加热局部热处理采用中频感应加热的方式，根据上述设计软件计算得到的电磁感应加热工艺参数为：外壁等距缠绕14匝线圈，各匝线圈中心间距为51 mm，第7、8匝之间为焊缝中心线，电缆的总宽度为700 mm，电源功率30～80 kW，平均功率50 kW，试验布置如图2a所示。主加热区保温温度为620 ℃，保温时间为155 min。当温度超过400 ℃时，升温速率为30 ℃/h，降温速率控制在55～65 ℃/h。副加热温度较低，因此采用陶瓷电阻片的加热方式，如图2b所示，仅在管箱侧布置加热带，副加热带中心距焊缝中心的距离为

450 mm，副加热带宽度为200 mm，保温温度为400 ℃，保温时间为120 min，升降温速率设置为30 ℃/h。加热设备布置完毕后，使用保温棉覆盖，减少热耗散，降低温度梯度。

1.3 残余应力测试

文献[4，8]中还提出了压入能量差残余应力测试方法，并研制了便携式测试装备。该方法的基本原理是利用残余应力对压入功的影响来关联应力状态和大小，即拉伸残余应力减小压入功，压缩残余应力增大压入功，如图3所示。通过比较特定形状压头压入相同深度时压入功的改变量，即压入能量差，即可计算残余应力大小。该方法和测试装备仅需在材料表面压入毫微米深度即可便捷、可靠地获取工程结构的残余应力、拉伸强度及硬化指数等多项力学性能指标，具有损伤小、成本低、操作简单及高通量等优点。

利用压入能量差法测试焊接和主副加热局部热处理状态下的轴向和环向残余应力分布。采用Knoop压头分别沿着两个主应力方向压入材料表面特定深度（h=0.05 mm），实时采集并记录压入过程的试验力-深度（F?h）曲线，通过对压入曲线积分求得压入能量，进而根据有应力和无应力状态下的压入能量差δW计算二向残余应力大小[8]：

（φΔW

-ΔW

）=kσ

V

+

A

（φΔW

-ΔW

）=kσ

V

+

A

（1）

式中 A——材料塑性系数;

k——材料弹性系数;

R——材料屈服强度;

V——压头侵入试样的体积;

ΔW——压头沿轴向压入时的压入能量差;

ΔW——压头沿环向压入时的压入能量差;

σ、σ——轴向和环向应力;

φ——压头方向系数。

应力测试位置和测试点分布如图4a所示。测试前使用打磨机粗磨去除表面氧化层后，再用400目的砂纸对测试点抛光以消除机械打磨引入的残余应力，测试过程如图4b所示。

2 焊接与局部热处理残余应力计算模拟

2.1 焊接模拟

蒋文春等建立了大型承压设备的宽热源计算模型[9]，提出了稳态焊接温度场高效算法，进而建立了热-固态相变-弹塑性耦合焊接残余应力高精度计算方法[10～13]，可以精准预测焊接过程温度、组织演变和应力分布情况。笔者借鉴热-固态相变-弹塑性耦合计算方法，根据实际尺寸、焊接和局部热处理工艺，建立高压液氨换热器管板环缝焊接和热处理有限元计算模型。为节省篇幅，详细过程不在此赘述。

温度场分析中，对流和辐射为有限元模型的热交换边界条件。其中，热对流系数为10 W/（m2·K），辐射发射率为0.75，初始温度设置为20 ℃。由于Q345R钢材碳含量较低，固态相变对残余应力影响较小，因此应力场分析中未考虑固态相变的作用[14]。应力计算中总应变增量dε可分解为3个分量，即：

dε=dε+dε+dε（2）

式中 dε——弹性应变增量;

dε——塑性应变增量;

dε——热应变增量。

采用各向同性胡克定律计算弹性应变增量，热应变增量考虑材料热膨胀系数，塑性应变计算依据Von Mises屈服准则。应力场分析中，在模型P1点施加沿x方向的固定约束，在P2点施加沿x、y方向固定约束，如图5所示。

模拟中设定焊缝和母材材料均为Q345R，不同温度下Q345R的热物性能和力学性能参数见表

2[15]。

2.2 主副加热局部热处理模拟

在焊接模拟结束后进行主副加热局部热处理模拟，主副加热带热载荷施加区域与实际工况保持一致，图5示意了主副加热带位置。主副加热的升降温速率、保温时间等参数与试验保持一致，热处理温度曲线如图6所示。以热传导的方式在加热区域施加热载荷，控制模拟温度曲线严格遵循实际温度变化曲线。在未加热区域的表面以热对流、热辐射的方式进行散热，对流散热系数为10 W/（m·K），辐射发射率为0.75。主加热局部热处理结束后，待模型冷却至室温，进行副加热局部热处理。

3 结果与讨论

3.1 轴向应力分布

图7给出了有限元模拟得到的焊态、主加热局部热处理后、副加热局部热处理后3种状态下的轴向残余应力分布云图。可以看出，焊缝和热影响区的高应力向母材区逐渐减小，沿壁厚方向轴向应力从内外表面向厚度中间位置逐渐减小。外表面盖面焊道数量较多，所以高应力区域面积大于内表面。在外表面，焊接后轴向应力最大值为301 MPa，经主加热局部热处理后，降低至

246 MPa，外表面轴向应力平均降幅约17%;副加热局部热处理后外表面轴向应力无明显变化。在内表面，焊后最大轴向应力约为274 MPa，经主加热局部热处理后升至283 MPa;副加热局部热处理后，最大值降低至96 MPa，应力峰值大幅降

低。

图8给出了内外表面沿路径L1、L2（图5）的轴向残余应力分布，可以看出，试验测试的残余应力与模拟得到的应力分布规律和幅值基本吻合，说明有限元模拟和试验测试均能较为准确地反映残余应力分布规律。在内表面，轴向应力经主加热局部热处理后反而增大约10 MPa，经副加热局部热处理后，平均减小约160 MPa，降幅达到64%。外表面的轴向应力经主加热局部热处理后，平均降低60 MPa，经副加热局部热处理后，略微升高10 MPa。计算结果与试验结果均表明：仅进行主加热局部热处理无法消除内表面轴向残余应力，副加热局部热处理可以使内表面的轴向应力大幅降低。应指出的是，内表面轴向应力还可以进一步降低，本工作中设备壁厚较大，副加热时间较短，副加热区产生的反变形略小，所以应力降低幅度受限。

3.2 环向应力分布

焊态、主加热局部热处理后、副加热局部热处理后3种状态的环向残余应力分布如图9所示。较大的环向拉伸应力分布在内外表面区域，在壁厚中间位置较小。在外表面，焊接后最大环向应力位于焊趾处，约为394 MPa，超过了材料屈服强度;经主加热局部热处理后，最大环向应力降低至312 MPa，降低约21%;副加热局部热处理后，外表面环向应力基本不变。在内表面，焊后的最大环向应力在焊根处，约为375 MPa;主加热局部热处理使其最大值降低至324 MPa，降低约14%;副加热局部热处理后，环向应力进一步降低，最大值降低至206 MPa。

图10为内外表面沿路径L1、L2的环向应力分布，测试结果与模拟结果基本吻合。在内表面焊缝和热影响区，主加热局部热处理可以使环向应力平均降低80 MPa，而副加热局部热处理使环向应力进一步降低约120 MPa。外表面环向应力经

主加热局部热处理后，焊缝和热影响区的应力平均降低约110 MPa，副加热局部热处理后基本不变。以上结果说明虽然主加热局部热处理可以在一定程度上降低内、外表面的环向应力，但应力幅值依然较大，副加热局部热处理可使内表面环向应力进一步降低。

3.3 副加热变形分析

图11给出了副加热过程中管箱的径向变形。在副加热局部热处理保温阶段，Z1区域受热膨胀引起的径向变形平均为6.5 mm。此时，Z3区域（焊缝内表面）受到拉伸，Z2区域（焊缝外表面）受到压缩。当副加热温度降低至室温时，Z1区域的径向变形为-1.5 mm，说明Z1区域发生了收腰变形，使得Z3区域受到一定程度压缩。副加热保温阶段Z3区域拉伸产生的应力与原残余应力叠加会使材料组织发生塑性变形，待冷却至室温，塑性变形区域受压，应力降低。副加热区冷却后的收腰变形也会促进Z3区域发生压缩，进而降低内表面应力。

综上所述，采用主副加热局部热处理方法，可以有效降低位于管箱和管板焊缝内表面的焊接残余应力，改善了传统单加热局部热处理难以消除内壁残余应力的问题，显著降低了设备内表面发生应力腐蚀开裂的风险，因此值得推广应用。

4 结论

4.1 焊接后在焊缝内外表面和热影响区存在较大的应力集中现象，最大应力位于内外表面焊趾处，其中轴向应力最大为301 MPa，环向应力最大为394 MPa，已超过材料屈服强度。

4.2 经过传统局部热处理，焊缝外表面环向残余应力平均可降低21%，轴向应力降低17%，内表面环向应力降幅在14%左右，而轴向应力会略微增大。

4.3 副加热局部热处理可使内表面应力大幅降低，其中轴向应力可降低64%，环向应力可降低37%，降低了设备内表面应力腐蚀开裂的敏感性。

4.4 副加热局部热处理降低内表面应力的原因有两个，一是保温阶段，副加热区膨胀使焊缝内表面区域发生塑性变形，降温收缩时产生一定的压应力;二是副加热区域产生的收腰变形使焊缝内表面受到一定程度的压缩，降低了残余应力。

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（收稿日期：2022-12-26，修回日期：2024-05-07）