摘要：為了實現承壓設備總裝環縫局部熱處理，基于中頻感應加熱技術，研究了超厚板在感應加熱過程中的溫度分布規律及溫度均勻性。熱處理過程中均溫區的溫度均勻性是保證局部熱處理效果的關鍵。以馬鞍形厚板為研究對象，進行感應加熱試驗，利用布置在不同深度的熱電偶測量感應加熱過程中沿壁厚方向的溫度演化曲線。同樣，將感應加熱應用于加氫反應器筒體，測量感應加熱過程中沿軸向方向的溫度演化曲線。結果表明：馬鞍形厚板在整個感應加熱過程中沿壁厚方向最大溫差在17 ℃以內，在保溫階段的最大溫差為 14.4 ℃；加氫反應器筒體焊接接頭均溫區在整個感應加熱過程中最大溫差在 42 ℃以內，在保溫階段的最大溫差為 12 ℃。感應加熱溫度控制精度能夠滿足超厚板局部熱處理均溫性的要求，可在大型厚壁容器局部熱處理中推廣應用。

關鍵詞：承壓設備；筒體合攏縫；局部熱處理；中頻感應加熱；均溫性

0 前言

承壓設備是石化行業的關鍵設備[1-3]，在焊接制造過程中不可避免地產生焊接殘余應力，對應力腐蝕開裂(Stress corrosion cracking, SCC)、蠕變和疲勞失效影響較大。因此，國內外標準均要求采用熱處理的方法來恢復焊接接頭的力學性能及消除焊接殘余應力。大型化是石化裝備的發展趨勢。近年來，不乏出現 2 000 萬 t、4 000 萬 t 超級大煉油，帶來單體設備的超大化，尺寸不斷突破世界記錄。如加氫反應器的壁厚由 200 mm 增加到現在的 352 mm，直徑也由 3～4 m 增加到了 5～6 m。超限塔器直徑已從以往 5～6 m 突破到 12～18 m。裝備大型化使承壓裝備向極端尺寸發展，給制造和安全帶來極大挑戰。當前，大型承壓設備由于受到直徑和長度的限制，采用分段整體熱處理、總裝合攏焊縫局部熱處理的方式進行制造[4]。對于超大直徑超壁厚的此類容器，卡式爐加熱是我國加氫反應器總裝環縫局部熱處理的主要方法[5]。加氫反應器材料為加釩鋼時，熱處理溫度為 705 ℃±14 ℃[4]。材料為鉻鉬鋼時，熱處理溫度為 690 ℃±14 ℃。保溫過程中的溫差不能超過 28 ℃[4]。可見，加氫反應器在局部熱處理中對溫度均勻性的要求較高。溫度過高或過低都不利于獲得最佳的母材、焊縫的抗回火脆化性能和理想的綜合力學性能。目前，工業上對大型承壓設備進行局部焊后熱處理的加熱方式主要包括陶瓷電阻加熱片加熱、火焰加熱和感應加熱[6]。陶瓷電阻加熱片加熱的最大壁厚為 70 mm。卡式爐、模塊爐通常采用火焰加熱，能源消耗巨大，能量利用率低，不符合國家對節能環保的要求。現場采用卡式爐進行熱處理需要重新布置天然氣管線，成本昂貴。除此之外，對于現場立式加氫反應器總裝縫的熱處理也是不適用的。產品大型化后現場制造的案例越來越多，總裝環縫最終焊后熱處理手段較少，亟需開發先進的加熱方式。感應加熱技術[7-8]具有清潔、高效、節能、環保的優勢，在國內核電、風電、船舶、航空等有著廣泛的現場應用。因此，采用感應加熱進行焊后熱處理是一種可行的加熱方式。

研究人員對感應加熱溫度均溫性進行了有益的有限元模擬和試驗研究。李向國等[9-10]采用有限元方法對堆芯補水箱筒體內壁和管板一次側堆焊及焊后消氫感應加熱溫度場進行了數值模擬，分析了感應加熱過程中感應線圈結構和參數對溫度場分布的影響，實際溫度測量比模擬溫度吻合較好。陳保潔[11]利用有限元軟件對圓管型焊縫進行感應加熱模擬，提出了內外保溫及變電流的加熱方式滿足熱處理溫差要求。馮曉明[12]以加氫反應器彎管為研究對象，研究了采用不同纏繞匝數及升溫速率等試驗參數組合下的工藝曲線，為電磁感應加熱技術提供參考。孫國輝等[12]探討了蒸汽發生器管板堆焊時采用感應加熱預熱和后熱的可行性。

然而，感應加熱溫度場的研究主要集中在采用有限元模擬結合表面溫度測試對堆焊結構的預熱消氫研究較多。對于超厚板焊后熱處理研究較少，尤其針對焊后熱處理超厚板沿厚度方向的溫度均勻性。基于此，本文通過超厚板感應加熱均溫性試驗，研究從單側進行感應加熱沿不同厚度的溫度分布規律。同時，本文將感應加熱技術應用到超厚加氫反應器筒體的局部熱處理中，測試了感應加熱過程中軸向溫度分布規律，用于指導超厚筒體的局部熱處理，進一步證明感應加熱對于超厚板局部熱處理的可行性。

1 厚板感應加熱均溫性試驗

采用馬鞍形厚板進行感應加熱試驗，材質為Q345R，直徑為 2 900 mm，厚度為 218 mm，弧面曲率半徑為 4 500 mm，如圖 1 所示。

馬鞍形厚板感應加熱的熱處理工藝要求如下：將馬鞍形厚板由室溫加熱至 705 ℃±14 ℃，保溫4 h。300 ℃以下不要求控制升降溫速率，300 ℃以上升溫速度不大于 55 ℃/h。

熱電偶采用普通 K 型熱電偶絲和不銹鋼鎧裝 K型熱電偶。為了研究感應加熱過程中沿厚度方向溫度的分布規律，在馬鞍形試板中心位置鉆不同深度的孔，采用不銹鋼鎧裝 K 型熱電偶進行測溫，鉆孔位置如圖 2 所示。研究不同厚度方向溫度分布的測溫熱電偶編號為 C1～C10，相對應測溫點的深度如圖 2b 所示。其中，C1～C5、C6～C10 的間距為40 mm。感應加熱電源的控溫熱電偶分別布置在 C1與 C6、C3 與 C8 及 C5 與 C10 中間位置的外壁及對應的內壁，相對應熱電偶的編號分別為 C11 和 C12、C13 和 C14 及 C15 和 C16。

馬鞍形厚板內外壁分別進行保溫，保溫層的形狀和尺寸根據工件實際尺寸進行確定。內外壁保溫的直徑為 2 900 mm，保溫層厚度分別為 100 mm 和50 mm。根據馬鞍形厚板感應加熱均溫性試驗的工藝要求，經熱工計算采用 160 kW 或 240 kW 中頻感應加熱電源 1 臺。采用 2 根 85 m、120 mm2的耐高溫合金電纜，并聯盤繞在工件外壁進行感應加熱，電纜盤繞如圖 3 所示。

檢測接線及熱電偶，感應電源開機，選用恒功率模式或工藝模式，將輸出功率或溫度曲線輸入到控制面板，接通電源開始對馬鞍形厚板進行感應加熱。

2 結果與討論

2.1 均溫性驗證

感應加熱電源功率隨時間的變化曲線如圖 4 所示。從圖 4 可以看出，整個感應加熱過程中電源的功率在 30～80 kW 變化，平均功率為 50 kW。在0.5 h、7.5 h 及 17.5 h 的瞬時輸出功率出現峰值，分別為 72 kW，110 kW 和 130 kW。試驗中感應加熱電源功率為 160 kW，能夠滿足感應加熱要求。感應加熱電源的輸出功率與熱處理工藝相匹配。升溫過程中，感應電源的輸出功率增大；均溫過程中，感應電源的輸出功率會降低。在感應加熱 26 h 之前，感應加熱功率出現了規律性波動。在保溫過程中，感應電源的輸出功率為恒值，約為 30 kW。

以馬鞍形厚板控溫熱電偶 C13 和 C14 為例，圖5 給出了 C13 和 C14 熱電偶溫度及最大溫差隨時間變化的溫度曲線。其中 C13 是馬鞍形厚板外壁的測溫熱電偶，位于感應電纜下方，C14 是馬鞍形厚板內壁的測溫熱電偶。從圖 5 可以看出，從室溫至705 ℃的升溫階段，馬鞍形厚板的外壁溫度一直比內壁的溫度高，最大溫差為加熱第 7.5 h 時的 17 ℃。這是因為感應加熱的熱源產生于被加熱工件表面以下 10 mm 的范圍內，熱量從外壁傳到內壁需要熱傳遞的推動力，這就帶來沿壁厚的溫差，傳遞熱量越多溫差越大。在整個感應加熱階段，最大溫差在 6～17 ℃。在 705 ℃的保溫階段，馬鞍形厚板的內壁溫度與外壁溫度最大溫差為 11.3 ℃。由于采用了步進式溫度均勻性控制方法，電源根據工件的溫度反饋形成溫度閉環控制，電源的啟停是間歇的，從而有助于工件在保溫階段各區域的溫度分布均勻。

圖 6 為感應加熱過程中馬鞍形厚板不同深度測溫點溫度隨時間的變化曲線。從圖 6 可以看出，不同深度的測溫點在感應加熱過程中的升溫趨勢一致。在保溫階段，C7-200 的溫度最高，C10-20的溫度最低。由于 C7-200 接近馬鞍形厚板布置感應電纜的外壁，溫度較高，熱量由外壁向內壁傳遞，C10-20 溫度降低。兩者最大溫差為 14.4 ℃，能夠滿足超厚板局部熱處理均溫性的要求。

圖 7 為感應加熱過程中不同時刻馬鞍形厚板不同深度的測溫點隨時間變化的溫度曲線。從圖7 可以看出，不同時刻從表面到 218 mm 深度的不同測溫點的溫度差異不大。在整個感應加熱過程中，馬鞍形厚板的內壁溫度稍高于外壁溫度，總體呈現從馬鞍形厚板的表面向內部溫度逐漸升高。熱傳導趨勢是從工件表面向內部傳導，也就是熱量從表面向內壁傳遞。但在不同的階段，工件的厚度方向上熱量傳導方向是不斷變化的，取決于兩側的保溫或散熱條件以及電源的輸出功率大小。距馬鞍形厚板外壁距離為 8 mm 即深度為210 mm 的測溫點，在不同時刻工件的表層溫度最高，為感應加熱的發熱層。越接近表面，由于保溫及散熱的影響，溫度稍有所降低。由于熱量由外壁向內壁傳遞過程中存在熱慣性，使得內壁的溫度較外壁溫度有所偏高。整體而言，感應加熱區域的溫度均勻性較好。

2.2 產品應用

2.2.1 筒體合攏縫感應加熱局部熱處理

筒體合攏縫感應加熱局部熱處理所采用的工件為某項目加氫反應器上封頭所連接的筒體，筒體的材質為 12Cr2Mo1VⅣ，壁厚為 268 mm，內徑為φ 4 500 mm。感應加熱的焊縫在筒體 1B 環縫上進行，該段筒體焊縫位置及尺寸如圖 8 所示。

加氫反應器筒體合攏縫局部熱處理的保溫溫度為 705 ℃±14 ℃，保溫時間為 5 h。300 ℃以下不要求控制升降溫速率，300 ℃以上升降溫速率不大于 55 ℃/h。焊后熱處理工藝曲線圖如圖 9 所示。

為了研究感應加熱過程中筒體軸向不同距離的溫度分布規律，以筒體焊縫 1B 中點位置為起點，在筒體不同方位(12 點鐘、3 點鐘及 6 點鐘)的內外壁點焊熱電偶。采用 K 型測溫熱電偶，共 40 個測溫點，內壁外壁分別 20 個，熱電偶的布置示意圖如圖 10 所示。內外壁熱電偶布置位置相對應。外壁熱電偶編號(C01、C02、C03…)，內壁熱電偶編號(C01'、C02'、C03'…)。其中 C01、C02、C10、C11、C12、C13(內外壁共 12個測溫點)，需要達到熱處理溫度和溫差要求。

筒體外壁以焊縫為中心，左右兩側對稱布置保溫棉，其寬度 2 500 mm，保溫厚度 50 mm，保溫總寬度為 5 000 mm。保溫層纏繞時采用逐層搭接的方式，搭接寬度 100～200 mm，搭接厚度不超過 50 mm。筒體內壁敷設 100 mm 厚保溫棉，保溫寬度為5 000 mm。內壁保溫棉通過內壁焊接固定框架固定。

根據筒體合攏縫感應加熱局部熱處理的工藝要求，經熱工計算，采用 4 臺 200 kW 感應加熱電源，熱處理時每臺電源配置 4 根 120 mm2耐高溫合金電纜纏繞于筒體進行加熱。每根電纜長 60 m，每臺電源采用 4 根耐高溫感應電纜并排纏繞 3 圈。電纜纏繞以焊縫為中心，共纏繞 48 匝。電纜覆蓋在工件外壁面的總寬度為 2 200 mm，如圖 11 所示。

2.2.2 筒體合攏縫感應加熱局部熱處理可行性驗證

圖 12 為感應加熱電源功率隨時間的變化曲線。筒體合攏縫感應加熱采用 4 臺 200 kW 的感應電源。從圖 12 可以看出，整個熱處理過程中電源的輸出功率隨時間的變化規律基本一致。1 號電源和 4 號電源、2 號電源和 3 號電源由于采用同步同頻技術，電源輸出頻率變化規律一致。在升溫階段，4 臺感應電源的總輸出功率較大，輸出功率最大可以達到 467 kW，平均功率為 260 kW。可見，采用 4 臺 200 kW 的感應電源能夠實現此筒體的感應加熱。接近保溫階段時，感應電源的輸出功率快速下降，導致總功率下降，從而避免超溫。在保溫階段，功率先降低然后保持恒定，電源輸出總功率為 150 kW。在降溫階段，感應電源的輸出功率急劇下降，恒定為 0 kW。

圖 13 為筒體合攏縫 12 點鐘方位焊縫中心及距焊縫中心65 mm處內外壁溫度及最大溫差隨時間變化的溫度曲線。從圖 13a 可以看出，在感應加熱及保溫階段，筒體的外表面溫度一直高于內表面溫度。由于筒體壁厚達 268 mm，感應加熱的熱源產生于被加熱工件表面以下 10 mm 的范圍內，熱量從筒體外表面向內表面傳導，同時也向軸向方向進行散熱。在降溫階段，筒體的外表面溫度一直低于內表面溫度。這是因為外壁要減少感應電纜與工件的距離，保溫棉僅為 50 mm，內壁保溫棉較厚，為 100 mm。內壁散熱相比外壁小。從圖 13b 可以看出，12 點鐘方位的焊縫中心及距焊縫中心 65 mm 處內外壁最大溫差，在整個感應加熱過程中變化規律類似，最大溫差為加熱 7.5 h 時，溫差為32.5 ℃。在加熱階段，焊縫中心的最大溫差整體上小于距焊縫中心 65 mm 處的溫差。在保溫階段，焊縫位置的最大溫差在 8 ℃以內，距焊縫中心 65 mm 處的最大溫差在 12 ℃以內。在降溫階段，焊縫中心的最大溫差整體上大于距焊縫中心 65 mm 處的溫差，最大相差 8 ℃。整個感應加熱過程中的最大溫差遠小于加氫反應器局部熱處理過程中的設計要求的最大 80 ℃的溫差。

圖14為筒體合攏縫6點鐘方位焊縫中心及距焊縫中心65 mm處內外壁溫度和最大溫差的隨時間變化的溫度曲線。從圖 14 可以看出，在感應加熱過程中，6 點鐘位置的溫度、最大溫差曲線與 12 點鐘的規律類似。在 7.9 h 至 24.5 h 之間，由于 6 點鐘方位焊縫中心內表面熱電偶(C12'-6)溫度記錄異常，分布規律與距焊縫中心 65 mm 處相差較大，故只分析24.5 h 之后的數據。從圖 14b 可以看出，6 點鐘方位的焊縫中心及距焊縫中心 65 mm 處內外壁最大溫差，在 24.5 h 之后變化規律類似，最大溫差在 18 ℃。在保溫階段，焊縫位置的最大溫差在 6 ℃以內，距焊縫中心 65 mm 處的最大溫差在 5 ℃以內。在降溫階段，均溫區最大溫差為 8 ℃。

圖 15 為感應加熱過程中不同時刻筒體合攏縫內外壁溫度隨軸向距離的變化曲線。從圖 15a可以看出，在感應加熱的各個階段，12 點鐘相同軸向距離的外壁溫度總高于內壁。越接近焊縫，內外壁溫差越小。越遠離焊縫，溫差越大。隨著熱處理時間的增加，感應加熱溫度越高，沿軸向方向的溫度梯度增加，保溫階段(63.5 h)溫度梯度最大。在保溫階段，距焊縫中心 365 mm 的范圍內，溫度在熱處理保溫溫度 705 ℃±14 ℃以內，為局部熱處理的均溫區。6 點鐘方向的溫度變化規律和 12 點類似。

2.2.3 硬度測試結果

表 1 給出了加氫反應器筒體合攏縫焊接接頭硬度測試結果。熱處理前，熱影響區最大，焊縫次之，母材最小。感應加熱局部熱處理后，各個區域的硬度值明顯降低，并在合理的范圍之內，滿足標準HRC≤220 的要求。

2.2.4 能耗成本分析

以本文所研究的加氫反應器相同尺寸的筒體為例，進行能耗統計分析。表 2 給出了加氫反應器筒體合攏縫采用卡式爐、模塊化爐及感應加熱的能耗對比。從統計的數據來看，中頻感應加熱節能效果顯著，熱處理成本較低，是卡式爐加熱的 21.4%，是模塊化爐的 20%。

2.3 中頻感應加熱技術的推廣應用

通過上述均溫性試驗研究，驗證了感應加熱技術可行性和經濟性。中國一重將中頻感應加熱技術應用到神華煤制油加氫反應器總裝縫的最終熱處理。除此之外，青島蘭石將中頻感應加熱技術在某化工企業 300 萬 t/年渣油加氫裂化裝置千噸級鍛焊式懸浮床反應器總裝縫局部熱處理上成功應用，如圖 16 所示。中頻感應加熱技術在加氫反應器上的成功應用，對我國加氫反應器的制造效率和產品質量具有重大意義。

3 結論

(1) 超厚板感應加熱均溫性試驗結果表明，從單側進行感應加熱，在整個工件厚度截面加熱過程中溫差控制 17 ℃以內，尤其是淺表面感應渦電流集中區域無明顯溫度突變區域。

(2) 超厚加氫反應器筒體環縫在感應加熱保溫過程中均溫區最大溫差為 12 ℃，能夠滿足 GB/T150 及 GB/T 30583 的均溫區溫差要求。

(3) 電磁感應加熱清潔、環保、高效，加熱參數調整方便，控溫精度高，可在大型厚壁容器局部熱處理中推廣應用。

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文章來源機械工程學報 ?? 2023, Vol. 59 ?? Issue (8): 83-90.doi: 10.3901/JME.2023.08.083