潘曉棟，楊 剛，谷文斌，蔣文春，王金光，楊 靖，王迎君

(1.二重(鎮(zhèn)江)重型裝備有限責(zé)任公司,江蘇鎮(zhèn)江 212000；2.中國石油大學(xué)(華東) 新能源學(xué)院，山東青島 266580； 3.中國石化工程建設(shè)有限公司,北京 100101)

0 引言

加氫反應(yīng)器是石油煉制工業(yè)的關(guān)鍵設(shè)備，主要用于加氫裂化、加氫精制以及催化重整等工藝過程[1]。焊后熱處理是加氫反應(yīng)器的關(guān)鍵制造工藝，起到消除焊接殘余應(yīng)力，改善焊縫組織性能的作用，直接影響其制造質(zhì)量和全壽命周期安全性[2-4]。隨著我國千萬噸煉油基地規(guī)模的發(fā)展，加氫反應(yīng)器尺寸不斷增大，直徑突破6 m，壁厚達(dá)352 mm，受設(shè)備尺寸、環(huán)境條件、在役補(bǔ)焊等限制，無法開展整體熱處理，只能采用局部熱處理。

目前，加氫反應(yīng)器合攏焊縫的局部熱處理主要采用卡式爐加熱的方式。鄭紅果等[5-6]測量了卡式爐熱處理后加氫反應(yīng)器環(huán)向焊接接頭硬度，結(jié)果表明，接頭處硬度有所下降，能滿足硬度值要求，但未考慮內(nèi)壁殘余應(yīng)力的消除效果。王澤軍等[7]通過對管道局部熱處理應(yīng)力分布的研究，發(fā)現(xiàn)外壁應(yīng)力隨加熱帶寬度增加緩慢下降，但加熱帶寬度增加對內(nèi)壁應(yīng)力釋放作用不大。陸?zhàn)┑萚8]研究了加氫反應(yīng)器在不同局部熱處理工藝條件下的應(yīng)力分布，發(fā)現(xiàn)熱處理后內(nèi)壁焊接殘余應(yīng)力無法得到有效消除。NIE等[9]提出采用第二加熱帶能有效降低球形和圓柱形容器接管焊縫在局部熱處理過程中的有害溫度梯度，降低產(chǎn)生的有害應(yīng)力。JIN等[10]研究發(fā)現(xiàn)，傳統(tǒng)局部熱處理方法在焊縫處施加單加熱帶，在冷卻過程中出現(xiàn)收腰變形，內(nèi)表面會因此產(chǎn)生新的二次拉應(yīng)力，從而提出主副加熱的熱處理新方法。蔣文春等[11]通過大量計(jì)算、測試和工程應(yīng)用，并聯(lián)合設(shè)計(jì)制造單位，制定了T/CSTM 00546—2021《承壓設(shè)備局部焊后熱處理規(guī)程》。本文針對加氫反應(yīng)器進(jìn)行主副加熱局部熱處理，通過試驗(yàn)和模擬分析焊態(tài)、單加熱熱處理、主副加熱熱處理的殘余應(yīng)力分布，研究主副加熱熱處理對加氫反應(yīng)器內(nèi)壁應(yīng)力消除的影響，證明主副加熱局部熱處理的有效性。

1 主副加熱局部熱處理方法

主副加熱局部熱處理方法是在傳統(tǒng)單一主加熱帶的基礎(chǔ)上，在距焊縫中心一定距離位置施加副加熱帶的熱處理方法。主加熱起到調(diào)控焊縫組織性能、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、保溫溫度和時間、主加熱帶寬度(WPHB)等;副加熱可以協(xié)調(diào)主加熱造成的變形，產(chǎn)生一個軸向壓應(yīng)力區(qū)，使內(nèi)壁拉應(yīng)力降低甚至轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，有效地調(diào)控殘余應(yīng)力，降低應(yīng)力腐蝕開裂風(fēng)險,副加熱的主要工藝參數(shù)包括主副加熱帶間距(WDCB)、副加熱帶最高溫度(TA)、副加熱帶寬度(WAHB)，如圖1所示。主副加熱工藝參考團(tuán)體標(biāo)準(zhǔn)T/CSTM 00546—2021《承壓設(shè)備局部焊后熱處理規(guī)程》執(zhí)行。

圖1 主副加熱帶布置示意Fig.1 Setup diagram of primary and secondary heating strips

2 試驗(yàn)研究

2.1 試驗(yàn)對象的制備

研究對象為某加氫反應(yīng)器筒節(jié)，材料為12Cr2Mo1V，內(nèi)徑5 800 mm，厚度310 mm。由于加氫反應(yīng)器尺寸較大，內(nèi)部含有大量腐蝕介質(zhì)，為提高耐腐蝕能力，需對內(nèi)壁進(jìn)行不銹鋼堆焊，堆焊層坡口如圖2所示。過渡層選用309L，耐蝕層選用316L，焊接工藝參數(shù)如表1所示。

圖2 堆焊層坡口示意Fig.2 Schematic diagram of welding groove of surfacing layer

表1 焊接工藝參數(shù)Tab.1 Welding process parameters

2.2 熱處理加熱過程

卡式爐依靠天然氣燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔鈱ぜM(jìn)行加熱。在加熱過程中，燃料在密閉體內(nèi)燃燒產(chǎn)生高溫?zé)煔?，高溫?zé)煔馔ㄟ^熱輻射、熱對流和熱傳導(dǎo)把熱量傳遞給被加熱工件。通過控制爐膛的溫度，實(shí)現(xiàn)工件按照熱處理工藝的要求進(jìn)行升溫-保溫-降溫過程，達(dá)到改善組織性能、消除殘余應(yīng)力的作用?？ㄊ綘t由爐體、供油供風(fēng)系統(tǒng)、燃燒點(diǎn)火系統(tǒng)和管線電氣系統(tǒng)等組成[5]，見圖3。卡式爐有8個燒嘴，兩邊各4個，上下對稱分布，通過不斷切換燒嘴的火焰大小，可以實(shí)現(xiàn)合理控制溫度?？ㄊ綘t上部有2個煙囪，方便煙氣的排出。爐膛內(nèi)部設(shè)置8個測溫?zé)犭娕迹挥诿總€燒嘴對側(cè)的內(nèi)壁面處，筒體處設(shè)置7個控溫?zé)犭娕肌?/p>

圖3 卡式爐結(jié)構(gòu)Fig.3 Card furnace structure

熱處理開始時，先通風(fēng),然后通氣,最后電子點(diǎn)火燃燒。操作人員需每隔0.5 h記錄一次控溫?zé)犭娕紲囟?，通過控制柜監(jiān)測測溫?zé)犭娕嫉臄?shù)據(jù)，利用PID反饋系統(tǒng)不斷調(diào)節(jié)，保證溫度的均勻性。整個保溫期間，做好溫度的控制，加熱中心區(qū)(即焊接接頭中心線)內(nèi)任何一支熱電偶的讀數(shù)不應(yīng)超過保溫溫度范圍。

2.3 卡式爐主副加熱熱處理試驗(yàn)

主副加熱局部熱處理工藝曲線如圖4所示。

圖4 主副加熱局部熱處理工藝曲線Fig.4 Curve of local heat treatment process for primary and secondary heating

主加熱帶寬度WPHB=2 800 mm，400 ℃以上升溫速度不超過55 ℃/h，將主加熱帶升溫至705 ℃，保溫 5 h，用熱電偶記錄熱處理過程內(nèi)外壁溫度分布情況，確保溫差控制在14 ℃以內(nèi)。保溫結(jié)束后，降溫速度不超過50 ℃/h，當(dāng)溫度低于400 ℃時，出爐自然冷卻，主加熱局部熱處理現(xiàn)場見圖5(a)。當(dāng)主加熱帶溫度降至室溫時，再進(jìn)行副加熱帶升降溫過程。副加熱帶最高溫度TA=300 ℃、保溫時間2 h，副加熱帶寬度WAHB=2 800 mm，主副加熱帶間距WDCB=1 600 mm。副加熱局部熱處理現(xiàn)場如圖5(b)所示，需要使用2臺卡式爐分布于焊縫兩側(cè)同時進(jìn)行局部熱處理。

(a)主加熱

(b)副加熱圖5 卡式爐合攏焊縫主副加熱局部熱處理現(xiàn)場Fig.5 Local heat treatment site of primary and secondary heating closure weld of cassette furnace

2.4 殘余應(yīng)力測試

本文依據(jù)測試標(biāo)準(zhǔn)GB/T 24179—2009《金屬材料 殘余應(yīng)力測定 壓痕應(yīng)變法》[12]，采用壓痕應(yīng)變法測試筒體內(nèi)表面熱處理前后的殘余應(yīng)力分布。壓痕法是一種易操作的表面無損測試方法[13-14]，其測試裝置如圖6(a)所示。該方法將電阻應(yīng)變片作為測量應(yīng)變的敏感元件，利用球形壓頭在應(yīng)變柵軸線中心施加沖擊載荷制造壓痕，并用應(yīng)變儀記錄壓痕區(qū)外彈性區(qū)應(yīng)變增量的變化[15]。利用預(yù)先標(biāo)定的彈性應(yīng)變εe與應(yīng)變增量Δε之間的關(guān)系得到殘余應(yīng)變，殘余應(yīng)力可由胡克定理即公式(1)(2)計(jì)算得到[16]：

(a)壓痕法測試裝置

(b)壓痕法測試路徑圖6 殘余應(yīng)力測試現(xiàn)場Fig.6 Residual stress measurement site

(1)

(2)

式中，σx為徑向殘余應(yīng)力，MPa；σy為環(huán)向殘余應(yīng)力，MPa；E為彈性模量;υ為泊松比;εx,εy為殘余彈性應(yīng)變分量。

壓痕法測試路徑如圖6(b)所示。為保證測量結(jié)果準(zhǔn)確性，測試過程嚴(yán)格按照GB/T 24179—2009中壓痕應(yīng)變法步驟進(jìn)行，粘貼完應(yīng)變片并等干燥后再施加載荷。測試時，選擇環(huán)焊縫內(nèi)壁圓周3點(diǎn)鐘方向和6點(diǎn)鐘方向兩條路徑進(jìn)行測試，每條路徑焊縫中心和焊縫邊緣共選取5個點(diǎn)，最后再取兩條路徑應(yīng)力測試結(jié)果的平均值，以降低人為因素造成的誤差。

3 有限元計(jì)算

3.1 有限元建模及網(wǎng)格劃分

根據(jù)第2.1節(jié)中實(shí)際研究對象的尺寸，建立二維軸對稱模型(見圖7)。在焊縫及熱影響區(qū)附近的網(wǎng)格劃分較密，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域較稀疏，共計(jì)14 626個節(jié)點(diǎn)、14 365個單元。溫度場計(jì)算采用DCAX4單元，應(yīng)力場計(jì)算采用CAX4R單元，熱分析和應(yīng)力分析采用相同的單元和節(jié)點(diǎn)數(shù)量。

圖7 焊縫網(wǎng)格劃分示意Fig.7 Schematic diagram of weld mesh generation

3.2 有限元分析方案

采用順次耦合的方法計(jì)算焊接殘余應(yīng)力[17]，首先進(jìn)行熱源的輸入，得到焊接的溫度場分布，再將溫度場的計(jì)算結(jié)果作為殘余應(yīng)力計(jì)算的預(yù)定義場[18]。在焊接模擬基礎(chǔ)上，依據(jù)熱處理工藝曲線添加熱處理分析步，以實(shí)現(xiàn)升溫-保溫-降溫的過程，從而得到最終熱處理溫度場和應(yīng)力場的分布情況

3.3 材料參數(shù)

母材12Cr2Mo1V鋼的熱力性能參數(shù)如表2所示，同時考慮相變潛熱對焊接溫度的影響，相變潛熱值為300 kJ/kg。

表2 不同溫度下12Cr2Mo1V鋼性能參數(shù)Tab.2 Material property parameters of 12Cr2Mo1V steel at different temperatures

內(nèi)壁堆焊過渡層材料為309L，耐蝕層為316L。兩個材料的成分相近[19]，316L鋼熱力性能參數(shù)如表3所示。其焊接過程中硬化特征明顯，因此采用非線性混合硬化模型[20-21]，該硬化模型由各向同性硬化(見式(3))與非線性隨動硬化(見式(4))兩部分構(gòu)成[22]。

表3 不同溫度下316L鋼性能參數(shù)Tab.3 Material property parameters of 316L steel at different temperatures

(3)

(4)

表4 不同溫度下316L鋼循環(huán)硬化參數(shù)Tab.4 Cycle hardening parameters of 316L steel at different temperatures

3.4 熱源模型

采用內(nèi)生熱源進(jìn)行焊接溫度的計(jì)算，其熱流密度的計(jì)算公式為[18]：

q=ηUI/(Sv)

(5)

式中,η為電弧熱效率；U為電弧電壓；I為焊接電流；S為焊縫截面積；v為焊接速度。

3.5 邊界條件設(shè)置

在焊接溫度場中，在模型外表面設(shè)置對流換熱和輻射換熱的邊界條件，邊界溫度取20 ℃。

在應(yīng)力場計(jì)算中，對端部進(jìn)行軸向約束，防止剛體移動和轉(zhuǎn)動。

4 結(jié)果與討論

4.1 傳統(tǒng)單加熱熱處理后殘余應(yīng)力分析

圖8、圖9分別示出了焊態(tài)和傳統(tǒng)熱處理后的焊縫附近軸向和環(huán)向殘余應(yīng)力分布云圖。內(nèi)外表面的焊態(tài)軸向和環(huán)向應(yīng)力均表現(xiàn)為較大拉應(yīng)力。經(jīng)傳統(tǒng)熱處理后，焊縫附近軸向應(yīng)力呈現(xiàn)為外壓內(nèi)拉狀態(tài)，內(nèi)壁應(yīng)力相對于焊態(tài)有所升高。環(huán)向應(yīng)力沿厚度方向整體有所改善，內(nèi)外表面軸向和環(huán)向應(yīng)力均降低。

圖8 軸向應(yīng)力分布云圖Fig.8 Axial stress distribution nephogram

圖9 環(huán)向應(yīng)力分布云圖Fig.9 Circumferential stress distribution nephogram

圖10示出沿焊縫內(nèi)表面測試路徑在焊態(tài)和傳統(tǒng)熱處理后的殘余應(yīng)力試驗(yàn)和模擬結(jié)果?？梢钥闯?，有限元模擬結(jié)果與壓痕法殘余應(yīng)力測試結(jié)果基本吻合，最大誤差值為40 MPa，證明有限元模擬的正確性。沿該路徑的焊態(tài)軸向應(yīng)力為拉應(yīng)力，最大值297 MPa，大于屈服強(qiáng)度254 MPa。采用傳統(tǒng)單一熱源局部熱處理方法后，內(nèi)表面仍為拉應(yīng)力，最大值增至330 MPa，增加33 MPa。焊態(tài)環(huán)向應(yīng)力最大值為341 MPa，傳統(tǒng)熱處理后，內(nèi)表面最大應(yīng)力降至261 MPa，降低80 MPa，降幅約25%?？梢姡瑐鹘y(tǒng)局部熱處理可降低內(nèi)壁環(huán)向應(yīng)力，但軸向應(yīng)力消除效果較差，這是因?yàn)樵诰植繜崽幚砝鋮s過程中，焊縫收縮，且由于端部的拘束作用，產(chǎn)生收腰變形，使內(nèi)表面受拉、外表面受壓，在內(nèi)表面產(chǎn)生新的二次拉應(yīng)力所致。

(a)軸向應(yīng)力

(b)環(huán)向應(yīng)力圖10 焊態(tài)和傳統(tǒng)熱處理方法殘余應(yīng)力試驗(yàn)與模擬結(jié)果對比Fig.10 Comparison of residual stress test and simulation results between as-welded state and conventional heat treatment method

4.2 主副加熱熱處理后殘余應(yīng)力分析

圖11、圖12分別示出傳統(tǒng)單一熱源和主副加熱局部熱處理后的焊縫附近軸向和環(huán)向應(yīng)力分布云圖?？梢钥闯觯捎弥鞲奔訜釤崽幚矸椒ê?，沿厚度方向應(yīng)力水平改善，內(nèi)表面軸向應(yīng)力明顯降低。

圖11 軸向應(yīng)力分布云圖Fig.11 Axial stress distribution nephogram

圖12 環(huán)向應(yīng)力分布云圖Fig.12 Circumferential stress distribution nephogram

圖13示出了沿分析路徑在傳統(tǒng)熱處理和主副加熱熱處理后的殘余應(yīng)力試驗(yàn)和模擬結(jié)果。內(nèi)表面采用主副加熱局部熱處理方法后，焊縫內(nèi)表面應(yīng)力明顯降低，軸向應(yīng)力由330 MPa降至217 MPa，小于材料的屈服強(qiáng)度254 MPa，降幅約35%；相對于焊態(tài)297 MPa降低80 MPa，降幅約30%，且在內(nèi)表面焊縫附近應(yīng)力分布均勻。環(huán)向應(yīng)力由261 MPa降為181 MPa，降幅約30%；相對于焊態(tài)341 MPa，降幅約50%。這是由于副加熱區(qū)與焊縫區(qū)形成溫度梯度，產(chǎn)生了反變形，抵消了部分收腰變形，使內(nèi)壁拉應(yīng)力降低[10]。由此可見，卡式爐主副加熱熱處理方法對加氫反應(yīng)器內(nèi)壁堆焊層殘余應(yīng)力有良好的消除效果。

(a)軸向應(yīng)力

(b)環(huán)向應(yīng)力圖13 傳統(tǒng)熱處理方法和主副加熱局部熱處理殘余應(yīng)力試驗(yàn)與模擬結(jié)果對比Fig.13 Comparison of residual stress test and simulation results between conventional heat treatment method and primary and secondary heating method

5 結(jié)論

本文采用卡式爐加熱方式對加氫反應(yīng)器進(jìn)行主副加熱局部熱處理，并通過壓痕應(yīng)變法和有限元模擬結(jié)合，驗(yàn)證了該方法在降低殘余應(yīng)力方面的有效性。具體結(jié)論如下。

(1)利用有限元法及壓痕試驗(yàn)法發(fā)現(xiàn)，合攏焊縫的內(nèi)外壁均在焊后產(chǎn)生較大的殘余應(yīng)力，傳統(tǒng)熱處理后外壁應(yīng)力降為壓應(yīng)力，但內(nèi)壁堆焊層應(yīng)力消除效果不明顯。

(2)采用主副加熱方法后，內(nèi)壁軸向應(yīng)力最大值由焊態(tài)的297 MPa降為217 MPa，降幅約30%；環(huán)向應(yīng)力最大值由焊態(tài)的341 MPa降為181 MPa，降幅約50%。

(3)主副加熱方法可以有效降低加氫反應(yīng)器焊縫內(nèi)表面的拉應(yīng)力，使殘余應(yīng)力分布更加均勻，應(yīng)力消除效果明顯。