Mz课程设计讲解

1、2000m3 容积 18MnMoNb 钢制球形储罐的焊接工艺2000m3容积18M nMoNb钢制球形储罐的焊接工艺1. 设计任务书1.1 课程设计题目2000吊容积18M nM oNb钢制球形储罐的焊接工艺1.2 本次设计应达到的目的通过本次的设计：1. 熟悉18MnMoN低合金钢的力学性能和焊接性能。2. 掌握低合金钢的焊接性以及焊接参数的选择。3. 掌握球罐的设计方法和设计过程。4. 掌握球罐的焊接工艺及其焊后检验和热处理方式。1.3 本次设计的主要内容及要求3要主内容：2000m容积18MnM oNb钢制球形储罐的焊接工艺的设计要求：对所用18MnMoNb低合金钢的力学性能分析和焊接性

2、分析； 焊接工艺 设计过程中焊接参数的选择说明以及焊接过程中所用到的辅助设施的说明； 焊接 检验。1.4进度安排第一周：对题目和要求的熟悉，相关资料的查阅以及对资料的梳理。第二周：对资料进行整合，数据的计算，整体设计第三周：设计进行检查纠错的到最终的设计结果，答辩上交设计报告册。2. 被焊材料的性能、可焊性分析2.1 18Mn MoN低合金钢的化学成分和机械性能18MnMoN钢是在20MnM（钢基础上发展起来的，屈服点为50kgf/mm的压 力容器用钢。YB536 69规定了 18MnMoN钢的化学成份和机械性能,数值列于表1 和表2表1 18MnMoNb钢的化学成分（%CSiMnMoNbPS

3、0.17 0.230.17 0.371.35 1.650.45 0.650.025 0.050 0.040 52 65 1640 95 50 65 16 7.0d=3a100115 45 60 162.2可焊性分析18MnMoN钢是压力容器用的级别较高的低合金钢，焊接时有一定的淬硬 倾向及过热敏感性，热影响区有可能产生各种焊接缺陷，焊接有一定难度。该 钢焊接时最易出现的是冷裂缝；在产品的电渣焊缝中还发现过“八字裂缝” ； 层状撕裂虽未有报导，但压力容器的实际结构存在着产生层状撕裂的接头形 式,须加注意。试验表明18MnMoN钢具有轻微的再热裂缝敏感性，在拘束大的 焊接接头中应予重视。2.2.1

4、 18Mn MONtb在焊接热循环下组织和性能的变化低合金高强度钢的焊接热影响区分为粗晶区、细晶区、不完全重结晶区 和回火区，其中粗晶区的塑性和韧性较母材有明显下降 ，是最薄弱的部位，为 可焊性试验研究的重点。粗晶区的组织和性能与焊接热过程有关，当焊接热输 人量低，冷却速度快时，容易得到淬硬的马氏体组织。当焊接热输入量增大，近缝区金属在高温停留时间加长，晶粒长大，同时因冷却速度减缓，可以得到 贝氏体组织,如果冷却速度足够慢，还可获得珠光体组织。热影响区中略高于 Ac3的部位为细晶区（或称正火区），此处金属的各项 性能都较好。Ac1和Ac3之间称为不完全重结晶区,由于部分组织发生转变,塑性和韧

5、性有所下降，但此区窄小，对整个焊接接头来说，影响不明显回火区内高于母材的回火温度，会形成一个软化区，这对于调质钢来说更 为明显,软化区的温度和硬度有所降低，而塑性和韧性则趋近于母材。上述系 指一次焊接热循环作用的结果。在多层焊的情况下，后一道焊缝会在紧邻的前 道焊缝的热影响区上叠加各种不同的二次热循环，使热影响区局部的组织和性能发生变化。如二道焊缝熔合线交界处的热影响区，原来的粗晶区又经受了 高温完全重结晶转变，使晶粒更加粗大，而其它部位的粗晶区经受稍低温度的 二次热循环，使晶粒细化或回火，冲击韧性会有某些改善。多层焊热影响区的 组织状态比较复杂，但总的看来其性能比单层焊的要好。焊接热影响区的

6、组织和性能，除了取决于焊接过程的加热温度外，还取决 于冷却条件。在不同的冷却速度下，热影响区的组织可以通过模拟焊接热影响 区连续冷却转变图（SH-CCT图）来确定。根据有关资料，18MnMoNb钢在焊后连续冷却过程中，主要发生马氏体转 变和贝氏体转变。如果焊接冷却速度快并超过临界冷却速度时，则发生马氏体转变。冷却速 度稍低，则发生贝氏体转变。18MnMoN等一类钢的贝氏体转变区域较宽，通常 在焊接冷却条件下都发生贝氏体转变。因此，从钢的淬硬倾向来说，要求采用 较高的焊接热输入量。18MnMoNt钢还具有一定的过热敏感性，热影响区晶粒粗大，易导致韧性 变坏，所以选择焊接规范时应采用较小的焊接线能

7、量。此外，对调质的18MnMoNb钢而言，线能量高会扩大热影响区中的软化区，也要求降低焊接热 输人量。另外,预热温度和层间温度对焊后冷却速度起重要作用。 在调节焊接热循 环时,既要防止淬硬又要减少过热，这就倾向于采用预热，而不希望过高的焊 接热输人量。对预热和层间温度也要适当加以限制 ，以防接头韧性降低。2.2.2热裂缝问题热裂缝产生的原因主要是由于焊缝在凝固结晶过程中低熔点杂质留在柱 状晶或对生晶之间形成薄膜，在焊接应力作用下而开裂。热影响区的热裂缝又 称液化裂缝，它在含镍量较高的钢种中易出现。实践表明,18 Mn MoNb钢对热影响区热裂缝并不敏感。 在手工焊和埋弧自动焊时，只要焊接工艺和

8、规范适当，并在生产中认真执行， 一般不会产生焊缝金属热裂缝。但是，与手工焊和埋弧自动焊相比，电渣焊中 热裂缝却容易发生。例如，在制造尿素合成塔及670吨/时锅炉汽包（厚90mm） 中，纵缝电渣焊时，除发现有焊缝中心部位的典型的热裂缝外，还发现有呈“八”字形分布的微小裂缝。这种裂缝一般分布在焊缝中心线两侧，距中心线 约3 一 10mn左右，裂缝大多较小，一般的无损探伤方法不易发现。裂缝有时是单个的，有时呈密集状，且沿枝晶间 产生与延伸。如何防止这种裂缝，目前重点是放在焊接工艺规范参数的选择上，主要采 用较小的焊接规范，较为有效的措施是焊丝横向摆动，且摆动幅度要足够大。 在双丝焊时，两根焊丝的摆动

9、位置要达到重合，有利于改善熔池形状系数，并 使杂质易于上浮，另外也有利于溶池热量分布和改善金属结晶方向。实践证明， 采用上述措施后，即使有时焊接电流较大，也不产生“八”字裂缝。值得指出，目前对“八”字裂缝的形成机理看法不一。许多问题尚未得到 证实，如氢的影响、裂缝形成的温度范围、焊丝 ，焊剂及熔渣成份的影响等， 有待进一步探讨。2.2.3冷裂缝问题冷裂缝是18MnMON钢焊接的主要问题，它通常出现在结构刚性大或应力 集中的部位如焊接大接管和深厚坡口打底焊接时易发生焊趾或根部裂缝。冷 裂缝处于焊接接头的焊缝和热影响区内，而以热影响区更为常见。冷裂缝是在较低温度下产生的，因它与氢关系密切，有时呈现

10、延迟破坏的 特征，称为“延迟裂缝”或“氢致裂缝”。热影响区冷裂缝一般为穿晶型，也可能沿晶界发展，这种裂缝一般呈劈裂 型,很少分枝。2.2.3.1影响冷裂缝的主要因素影响冷裂缝的主要因素是：对冷裂缝敏感的显微组织、焊缝中有足够的氢 含量以及接头中存在着高的拘束应力和残余应力。冷裂缝是在这三个基本因 素的综合作用下产生的。第一，对冷裂缝敏感的显微组织按照IIW推荐的公式计算,18MnMoNb钢的碳当量为0.57%,属较高者。如 果钢中合金元素偏上限或含有一定数量的铜时，碳当量就更高，淬硬倾向亦更 大。然而，碳当量值的高低，还不足以确定热影响区的组织状态。还可采用最 高临界硬度值判断钢种热影响区的冷

11、裂敏感性。18M nMoN钢按最高硬度法试验,不预热进行手工电弧焊，过热区的最高硬度在 HV44O以上，只有当预热温 度在15000以上时，过热区的硬度才降至 HV350以下。生产实际中，往往由于 工艺控制不严，预热温度不够，容易产生淬硬组织而导致冷裂缝，这都说明了 18MnMoN钢具有一定的冷裂敏感性。第二,焊缝中的氢含量焊接时氢的主要来源是：焊接材料、工件和大气中的水、油、锈等在电弧 作用下，分解成氢原子或氢离子溶解在溶池内，在焊接冷却过程中，这些溶解 的氢一部份逸出，另一部份则向热影响区扩散，并在熔合线附近形成一个富氢 带,当氢浓度足够高时，加上拘束应力和残余应力的作用就发生裂缝。因此，

12、降低焊缝中氢的含量，保证焊接材料的清洁及干燥是极重要的。焊缝中氢含量的测定方法有多种，目前我国基本上采用的是甘油法。第三,结构的拘束应力和残余应力焊件在拘束条件下，焊接后在接头上作用着拘束应力和焊接残余应力，这 些应力与焊件的结构形状、坡口型式，板厚及施焊工艺有很大关系，在接头的 缺口和不连续处会形成很高的应力集中，是产生冷裂缝的一个重要原因。18MnMoN钢压力容器的制造，常用“Y”型小铁研、巴东刚性拘束、环形 镶块等自拘束的抗裂试验定性地评定冷裂缝的敏感性。其中“Y”型坡口试样的拘束度较大，可以用来选择焊接材料，焊接规范、预热 温度等。18MnMoN钢的小铁研试验表明，手工焊用结707焊条

13、,预热温度为150 一 180C可避免产生冷裂缝，近年来,还发展了多种定量的抗裂试验法，如焊 接热模拟试验、插销试验、刚性拘束裂缝试验、拉伸拘束裂缝试验等。通过 这些试验确定焊接接头的临界断裂应力 ，并据此评定材料在各种焊接工艺条 件下施焊的抗冷裂性能。例如对 32mm厚的18MnMoN钢板进行拉伸拘束裂缝 试验表明：焊条经过严格烘干，经150C预热，焊后立即作250X 2 C小时的去 氢处理，接头的临界断裂应力可达母材的屈服强度。这表明，18MnMoNb钢的焊接,只要采取一定的工艺措施，就可避免冷裂缝。2.2.3.2防止18MnM oN钢焊接冷裂缝的措施第一，减少焊缝金属中的含氢量首先要控制

14、焊接材料中的含氢量，18MnMoNb钢手工焊用结707焊条,必须 按规定烘干，并在100150C下保温，随用随取以防再受潮。目前正在研制超 低氢焊条，是防止冷裂缝的重要措施。埋弧焊焊剂也应严格按规定烘干，并选 择碱度较高的焊剂，如焊剂250。采用熔化极气体保护焊或钨极氢弧焊是防止冷裂缝（尤其是根部裂缝）的 有效措施之一，但必须注意保护气体的纯度。焊前,必须认真去除焊丝和钢板坡口表面的水份、油污、铁锈等胜物。应注意焊接的环境,尤其在雨雪天,空气相对湿度大于 90%寸,不采取防 护措施不能焊接。第二,冷却速度的控制控制焊后冷却速度的目的是：改善热影响区的组织,利于焊缝中氢的逸 出。在一定的焊接热输

15、人下，可以通过预热，控制层间温度来达到。预热是降低焊后冷却速度的有效措施，它既延长奥氏体转变温度范围内 的冷却时间,防止出现淬硬组织,又延长最高温度至1000c的冷却时间,有利 于氢的逸出。在某些情况下，还可以降低残余应力的水平。预热温度的选择主要取决于工件厚度，结构拘束度和焊接材料中的氢含 量。焊接18MnMoNb冈压力容器,预热温度一般为150180C,当焊接刚性接 头或点固焊时，预热温度要适当提高。但是,过高的预热温度会恶化操作条件， 并使焊缝和热影响区性能变坏。多层焊时，层间温度不能低于预热温度，在厚 板和短焊缝时更应注意。但为保证接头综合性能，也不宜过高，实践表明，以控 制在不高于3

16、00E为好。第三,后热的应用后热,是焊后立即加热作去氢处理，通过加热，使焊缝中的扩散氢尽快逸 出 ,以防止冷裂缝。18MnMoN钢焊接生产实际表明，采用150C预热，焊后立即 进行250350CX 24小时的后热处理，可获得满意的结果。采取后热还可 适当降低预热温度，某种程度上改善了焊接操作条件，对某些复杂结构，这是 十分重要的。第四,结构构束应力和残余应力的控制在产品设计中，应尽量将焊缝安排在应力水平较低的部位，接头形式、坡 口类型及焊接程序尽量减小应力集中和拘束，减小坡口截面积，采用双面焊。在设计许可的情况下，为防止冷裂缝（尤其是根部裂缝），可用强度级别较 低、塑性较好的焊接材料。焊后及时

17、进行消除应力热处理，如不及时,则立即作去氢处理。此外,要保 证装配质量，减小错边,焊缝表面要修磨呈圆滑过渡等。减小应力集中的不利 影响。焊缝金属中的冷裂缝，其特点，影响因素和防止措施等与热影响区冷裂缝 基本相同，较为突出的是焊缝强度的影响，当焊缝金属强度过高，容易导致横 向裂缝,在选择焊接材料时应予重视。2.2.4层状撕裂问题层状撕裂是在较低温度下发生在压力容器钢板 “T”形接头和角接接头中 的一种裂缝。裂缝呈阶梯形，阶梯的水平段比垂直段长，整个裂缝与钢板表面 平行。层状撕裂通常发生在靠近熔合线的热影响区 ，但不露出表面，肉眼难以 发现。在压力容器上容易产生层状撕裂的部位是： 座入式大接管：裂

18、缝发生在接管角焊缝下的筒身上； 插入式大接管：当接管由钢板卷制时，裂缝发生在接管侧； 整周式加强环：裂缝发生在焊有加强环处的筒身上。2.2.4.1影响发生层状撕裂的主要因素第一，钢板性能冶炼质量是造成层状撕裂的直接原因。存在于钢中的硫等非金属类杂物 在钢板的轧制过程中被延展成片状，并分布在与钢板表面平行的各层中。这些 片状夹杂物使板厚方向的性能，尤其是断面收缩率大大降低。在板厚方向的焊 接拘束应力作用下，某些部位的片状夹杂物首先裂开并扩展，这在各层中相继 发生,在主应力方向发生剪切，使其连成一片，形成了层状撕裂的阶梯性。第二,结构形式几乎在所有情况下，层状撕裂均发生在钢板表面靠近熔合线处，并与

19、熔合 线平行。如果熔合线与钢板表面呈一个角度，由于板厚方向的拘束应力降低， 层状撕裂的可能性也大大降低。第三,焊接工艺焊接工艺的影响主要表现在扩散氢的作用、上。对于中等敏感的钢种，低的含氢量能避免层状撕裂，当氢含量高时，有可能发生裂缝；而对于高敏感 的钢材,不管含氢量多么低，均不能避免层状撕裂。2.242层状撕裂敏感性的评定方法一种评定方法是专门设计的试验，另一种、是板厚方向的拉伸试验（Z向 拉伸试验）。在各种专门设计的试验方法中，最有代表性的是Z向窗孔拘束裂缝试验， 通过在不同拘束条件下的裂或不裂，或者在一定拘束条件下的裂缝长度来评 定层状撕裂的敏感性。但迄今为止，没有一种方法能在钢板轧制的

20、生产检验- 中得到普遍应用。IIW认为,厚度方向的拉伸试验是评定层状撕裂敏感性的最好方法。通过不同钢种试验所得的断面收缩率 书进行分类（表3）表3层状撕裂敏感性分类质量等级平均断面收缩率Y （%个别式样允许的最低值%A 1510B 2515C 3525对许多层状撕裂事故的分析表明，层状撕裂大多数在15%勺情况下发 生，个别为 “ 1525%之间,对于不同刚性的结构应按质量等级选用钢板。 18MnMoNb冈压力容器的焊接中，尚未报导过层状撕裂问题，但值得引起重视和 开展试验评定工作。2.243防止压力容器焊接中层状撕裂的措施第一，根据焊接接头的拘束程度，估计可能发生层状撕裂，就应对所用钢 板进行

21、层状撕裂敏感性的评定，第二，采用合理的坡口型式，尽可能使焊缝综合线同钢板表面呈丫角度， 第三，对层状撕裂比较敏感的钢种，如设计许可，用强度等级低、塑、韧性 较好的焊接材料，使焊缝承受较大的拘束应变而降低钢板厚度方向的应力。第四,钢种的层状撕裂敏感性比较高，可在焊接坡口处的钢板表面，预先 堆焊几层低强度的焊缝金属，堆焊层数（厚度）可按钢板的层状撕裂敏感性和结构刚性来确定。225再热裂缝问题在压力容器的焊接和使用过程中，国内外均发生过再热裂缝事故。特征再热裂缝是某些钢制焊接结构在焊后消除应力热处理或长期处于高温运 行中产生的裂缝。这种裂缝一般起始于焊趾或焊缝根部等应力集中处靠近熔 合线的粗晶区，沿

22、原始奥氏体晶界扩展，很少进入细晶区或焊缝金属。关于再热裂缝的机理尚未取得一致意见。一般认为是晶内沉淀硬化的结 果。即焊接时,靠近熔合线部位在焊接热循环作用下被加热到超过1300C ,钢中的V、Nb Cr、Mo等碳化物固溶于奥氏体，焊后冷却过程中来不及析出。在 焊后消除应力热处理时，这些合金碳化物呈弥散状析出，从而强化了晶粒，使 应力松弛时的蠕变变形集中于晶界。另一种认为发生裂缝是晶界脆化的结果。 即钢中的B P及其它残留元素Sb As、Sn等在晶界富集,减弱了晶界的结合 力。对发生再热裂缝的18MnMoN钢试样分析结果表明，在响区粗晶区有碳化 妮质点,而在晶界上有Sn的偏析。（2）再热裂缝敏感

23、性的评定方法a. 计算法根据钢的化学成份，按日本中村和伊藤的 G和PSF公式可预测再热裂缝 的敏感性。取18MnMoNb钢标准成份的上限, G=0.1450;PSR= 0.350,18 Mn MoNb钢应属于有轻微敏感性的钢种。b. 试验法又可分成直接试验法和间接试验法。直接试验法是用模拟实际结构的试 样或可焊性试样（如里海、小铁研等）,经600r左右的消除应力处理，观察有 否裂缝。间接法有恒载高温缓慢拉伸试验（测600C时的断面收缩率 书）和高 温应力松弛试验（测载荷一断裂时间）等。对18MnMoN钢,采用了里海，平板对接反面拘束试验，均未发生再热裂缝 只是在Y型坡口的小铁研试验中出现裂缝。

24、经180C预热的小铁研试样，在550C经12小时开裂,而在600C只经1小时即开裂。高温应力松弛试验表 明,18MnMoNb钢的应力松弛能力较大，再热裂缝敏感性较小，高温缓慢拉伸试 验的结果是：经峰值温度为1350C热模拟试样,在600C测得的断面收缩劝为 12.913.0%（15%）,属于有轻微敏感性的钢种。（3）防止措施a. 提高钢材的冶炼质量，尤其是降低各种残留元素的含量。b. 若设计允许，宜采用强度（特别是高温屈服强度）较低的焊接材料，使发 生的蠕变变形转移到焊缝中。c. 在焊接刚性大的接头时（如插入式大接管）,应设法减小焊接应力，采用 中间热处理措施及修磨焊缝表面等。d. 选择适中的

25、焊接热输入量，适当提高预热温度。如将预热温度提高到 220C或采用180C预热，焊后立即进行180CX 2小时的后热，在小铁研试样 上就不再出现再热裂缝。3. 球罐的设计结构和承载特点分析3.1球罐的设计结构3.1.1 球壳结构球形储罐的结构并不复杂，但它的制造和安装较其它形式储罐困难，主要 原因是它的壳体为空间曲面，压制成型、安装组对及现场焊接难度较大。由于 球形储罐大多数是压力或低温容器，它盛装的物料又大部分是易燃、易爆物 ， 且装载量又大，一旦发生事故，后果不堪设想。结构设计不合理是球形储罐发生 事故的主要原因之一。球壳结构型式主要分足球瓣式、桔瓣式和混合瓣式三种。国内自行设计、 制造、

26、组焊的球罐多为桔瓣式,GB12337-19985钢制球形储罐采用的是桔瓣式 和混合瓣式球壳结构。桔瓣式的优点是焊缝布置简单，组装容易,球壳制造简单； 缺点是材料利用率低，小型球罐适合采用桔瓣式球壳结构。混合式球壳具有材料利用率高，球壳板互换性好、焊缝总长度减少和焊接工作量、焊 接用料及能源消耗低的特点。大型球罐适合采用混合式球壳结构，因此2000m3 钢制球罐采用混合式球壳结构比较合理。确定球壳几何尺寸的原则是少分带并尽量加大球壳板的几何尺寸，以减少焊缝长度。但受到钢板幅面以及压机能力的制约，球壳板几何尺寸按四带十 支柱混合式结构确定（如图1）0其中赤道带、上温带各 20块板，上、下极 各7块

27、，焊缝总长 458 m,赤道带板以上壁厚为52mm、以下为54mm。图1球罐总体结构示意图3.1.2 支座结构支座是球形储罐中用以支承本体重量和储存物料重量的结构部件。由于 球形储罐壳体呈圆球状，给支座设计带来一定的困难，它既要支承较大的重量， 又由于球形储罐设置在室外，需承受各种自然环境影响，如风载荷、地震载荷 和环境温度变化的作用。为了应对各种影响因素，设计出多种结构形式，但设计计算也比较复杂。支座可分为柱支座和裙式支座两大类,GB12337-19985钢制球形储罐采 用的支座型式是赤道正切柱式支座。支柱与球壳的连接主要分为有垫板和无垫板两种结构，有垫板结构可增加球壳板的刚性，但又增加了球

28、壳板的搭接焊缝，在低合金高强钢的施焊中由 于易产生裂纹,无损检测又困难,故应尽量避免采用垫板结构。GB12337-19985 钢制球形储罐采用的是无垫板结构，引进球形储罐中也大部分采用无垫板结 构。只有当壳体连接处局部强度验算发现不够时，才采用加强板。支柱与球壳连接端部结构分为平板式和半球式两种，平板式结构造成高应力的边角，结构不合理，半球式受力较合理，抗拉断能力较强。支柱与球壳下部结构一般分为直接连接、连接处下端加托板、U形柱和翻边4种。直接连接结构在特大型球罐中被采用；支柱与球壳连接部下端，由 于夹角小，间隙狭窄而难以施焊,采用加托板结构,可弥补难以施焊而削弱的 部分;U形柱结构既避免了支

29、柱与球壳连接部下端由于夹角小而造成焊接的 困难,又保证了支柱与球壳焊接质量的可靠性；翻边结构不但解决了连接部位 下端施焊困难，确保了焊接质量，对该部位的应力状态也有所改善，但翻边结 构是近几年来开发并使用的，翻边工艺尚不成熟。综合考虑以上因素，2000m3液化石油气的球形储罐确定采用赤道正切U形柱结构，支柱与球壳连接端部采用半球式结构（如图2）。址蝕心线尢血反埠按位置曲率样械磨成圆孤rjv-.图2球罐支柱结构示意图3.1.3 支柱与球壳的连接形式在支柱与球壳相连接的球壳局部区域中，受力及变形相当复杂，应力数 值高、变化梯度大，是整个球罐的高应力区。支柱与球壳相焊焊缝的最低点（a点）是重点应力校

30、核部位。GB12337-1998钢制球形储罐中规定支柱 与球壳连接采用赤道正切结构。赤道正切结构是由多根圆柱状的支柱在球壳赤道部位等距离布置，与球壳相切或近似结构而成的焊接结构。支柱支撑着球罐的重量，为承受风载和 地震力，保证球罐稳定性，在支柱之间设置拉杆相连接。这种结构受力均 匀、弹性好，能承受热膨胀的变形，组焊方便、施工简单、容易调整，现场 操作和检修也方便。球壳支柱是用以支撑球壳及其附件和物料载荷的部件。GB12337-199&钢制球形储罐中，支柱与球壳以赤道正切连接，可采用直接连接、加托板、U形支柱和翻边4种结构。直接连接结构适用于特大型球罐； U形支柱结构既 避免了支柱与球壳连接部下

31、端由于夹角小而造成的焊接困难，又保证了支柱与球壳的焊接质量的可靠性，U形支柱由钢板弯制而成，特别适用于低温球 罐对支柱材料的要求；支柱翻边结构解除了连接部位下端施焊的困难，确保了焊接质量，对该部位的应力状态也有所改善，但由于翻边工艺问题，尚未 被广泛应用。在2 000 m 3液化石油气球罐设计中，上支柱采用赤道正切式的加托板结构，见图3。将支柱分为上下2段，均采用18MnMoN钢板卷制。 支柱 与球壳连接部位下端由于夹角小、间隙狭窄，难以施焊，托板结构可以弥补 难以施焊而削弱的部分，改善支撑和焊接条件，消除了焊接死角。制造工艺简单，被多数制造厂采用。图3加托板连接结构3.2球罐的承载特点该球罐

32、为2 000 m3乙烯储罐，球壳厚度为38 mm计算中考虑了 1.5 mm 的腐蚀余量。计算压力的选取按照JB4732-95规定，计算中包括二次应力强 度的组合应力强度时，该选用工作载荷进行计算分析。这次分析中均选用了 设计载荷进行计算，对于分析结果是偏于安全的。因为该球罐具有安全阀， 需要做气密试验，根据TSGR0004-2009固定式压力容器安全技术监察规程 的要求，最大允许操作压力定为 2.18 MPa本次分析中计算压力采取最大允 许操作压力。球罐的具体参数如表 4所示。表4球罐的基本设计参数设计规范JB4732-1995钢制压力容器分析设计标准、GB12337-1998钢制球形储罐公称

33、容积3V=2000 m几何容积3V=2026 m物料充装系数0.9内径15700 mm支柱数量及规格10 个、530X 14mm拉杆64、Q345R圆钢设计压力2.16 MPa最大允许工作压力2.18 MPa试验压力2.725 MPa基本风压2400 N/m水平地震0.063g （设防烈度：6度）设计温度-45/50 C腐蚀裕量1.5mm球罐壳体材料18MnMoNb球壳厚度52/54球罐支柱上段材料Q345R表5载荷工况分析对象载荷工况考虑载何载荷组合系数设计工况计算压力自重K=1.0球罐整体结构风载荷工况计算压力自重风载K=1.2地震载荷工况计算压力自重风载地震载荷K=1.2压力试验工况试验

34、压力自重风载K=1.254. 焊接方法的确定、其依据及分析4.1焊接方法的分析4.1.1激光焊接技术利用激光焊接技术的特性，从其结构设计、材料选配到制造进行创新。激光焊 接可满足其较高的强度要求。4.1.2激光-电弧复合焊接技术优点：(a) 与激光焊接相比，过程稳定性较高；沿间隙完成焊接的能力较大；熔透较深；接 头塑性较好；投资较低；(b) 与MIG焊接相比，焊接速度较高；在高焊接速度下熔透较深；热输人量较低；强 度极限较高；焊缝较窄。列出了激光一 MIG复合焊接法与传统激光焊或 MIG 焊相比较的优点。研究表明,2种过程的复合可以保证一定的协合效果，可以 补偿每个单独过程的缺点，从而扩大各种

35、材料和结构焊接的可能性，改善焊接 接头的焊接性和可靠性。以上优点，对铝合金尤甚显著。4.1.3 钨极气体保护焊钨极气体保护焊简称TIG或GTAW属于不(非)熔化极气体保护焊，是 利用钨电极与工件之间的电弧使金属熔化而形成焊缝。焊接中钨极不熔化， 只起电极作用，电焊炬的喷嘴送进氦气或氩气，起保护电极和熔池的作用， 还可根据需要另外添加填充金属。是连接薄板金属和打底焊的一种极好的焊 接方法。4.1.4 熔化极气体保护焊奥氏体不锈钢容器的焊接用熔化极气体保护焊替代焊条电弧焊效率高，质量好，成本低，容易实现自动化和半自动化焊接。实芯焊丝配用 98%A叶2%CO混合气，焊缝成形好，平整美观，内外质量高，

36、提高工效3倍。4.2 焊接方法的选择4.2.1焊接方法焊条电弧焊焊条电弧焊是利用手工操纵焊条进行焊接的电弧焊方法，又称手弧焊 高温和吹力作用使焊件局部熔化。在被焊金属上形成一个椭圆形充满液 体金属的凹坑，这个凹坑称为熔池。随着焊条的移动熔池冷却凝固后形成焊 缝。焊缝表面覆盖的一层渣壳称为熔渣。焊条熔化末端到熔池表面的距离称 为电弧长度。从焊件表面至熔池底部距离称为熔透深度。4.2.2选择依据焊条电弧焊的特点：设备简单，价格便宜。焊接操作时不需要复杂的 辅助设备，只需要配备简单的辅助工具，方便携带。不需要辅助气体防护， 并且具有较强的抗风能力。操作灵活，适应性强，凡焊条能够到达的地方 都能进行焊

37、接。焊条电弧焊适于焊接单件或小批量工件以及不规则的、任意 空间位置和不易实现机械化焊接的焊缝。应用范围广，可以焊接工业应用 中的大多数金属和合金，如砥碳钢、低合金结构钢、不锈钢、耐热钢、低温 钢、铸铁、铜合金、镍合金等。此外，焊条电弧焊还可以进行异种金属的焊 接、铸铁的补焊及各种金属材料的堆焊。本次设计的产品为2000吊容积18MnMoNb钢制球形储罐，产品结构体积 较大，不易实现机械自动化焊接。由焊条电弧焊的特点可知完全符合2000m3容积18MnMoNb钢制球形储罐的工艺设计要求。因此选择焊条电弧焊。5. 球罐焊接及详细的焊接工艺5.1球罐的焊接5.1.1球罐的组装及定位焊组装前要在球壳板

38、上焊上定位块、吊耳等临时性焊件。赤道带板、上温 带板和上极板的定位块与吊耳点焊在外侧，下温带板、下极板的定位块与吊 耳焊在内侧，焊接时确保有足够的强度。该球罐组对采用以赤道带为基准、无中心柱的分片散装法，现场选用“ 40t ”汽车作为起重设备。安装时先将带支柱赤道板的支柱底板用地脚螺栓固定在已完成的水泥混凝土基础座上，然后依次安装不带支柱的赤道板，并以赤道带为基准，顺序吊 装下极板、上温带、上极板组装成整球，各球壳板之间用夹具锁定。球罐组对精度对整个球罐的焊接质量乃至最终成形质量都有很大影响。故在组对完成后，应立即进行精确找正。对支柱垂直度、对口间隙、错边量、 圆度、上下口的平齐度等均予以严格

39、控制，反复调整，使其最终尺寸均高于 标准和设计要求。在调整过程中，应特别注意各板间的累积误差。安装单位质检人员按要求完成几何尺寸的自检后，通知监检人员进行现 场复查，确认各项数据均达到要求后，再进行定位焊。定位焊先在相邻两带球壳板的纵缝上进行。为减小焊接应力与角变形，定位焊采取了分组、对称、同时焊接，保证了焊接质量。5.1.2焊接顺序及要点5.1.2.1 焊接顺序：球罐经定位焊后，先焊纵缝，后焊环缝；先焊外侧大坡口，后焊内侧小坡口，采用等速对称焊接，纵缝采用退焊法，环缝由左向右施焊。球罐的焊 缝布置见图 1。制定的焊接次序为：F 1F 2 f GG2 A1A 20 f B1B 20 F7F i

40、of GGif F3F6GG6ABBFAG 实际施焊中，FiF 2焊 缝是在上环缝F3F6焊完后进行的。图4球罐焊缝布置示5.122焊接要点：(1) 焊前应将坡口表面及其两侧的水、铁锈、油污、积渣和其他有害杂质 清理干净。(2) 焊条烘干温度为350400C，烘干后放在100150C的恒温箱内，随 用随取，取出后放在保温筒内，以备使用。(3) 焊接时，必须在坡口内引弧，严禁在坡口外引弧或擦伤球壳板表面， 防止产生淬硬的弧坑和弧坑裂纹。焊接时，应采用多层多道焊，每层焊道引 弧点依次错开50mm以上，每段焊缝的接头处要打磨，更换焊条的速度要快， 尽量减少接头的冷却时间。每焊第1根焊条时要在焊点前1

41、015C处引弧， 然后迅速拉回到施焊点进行焊接。(4) 球壳板焊缝第1层焊道要采用分段后退法焊接，且应直线运条、短弧 焊，尽量达到反面成形。(5) 每条焊缝单侧必须一次连续焊完， 否则应进行消氢处理。重新施焊时， 按预热规定重新预热。(6) 每组焊工间的焊接速度要保持基本一致，焊工还要注意经常调节焊接 电流。(7) 横焊缝是球罐焊接缺陷最容易产生的部位，因此，横焊时，每层每道 的焊渣要彻底清除，要精心选择焊接方法和焊接顺序，正确掌握运条角度。(8) 应在坡口内引弧，禁止在非焊接部位引弧，弧坑应填满。(9) 焊接时应当认真控制热输入，每条焊道的热输入都不应高于评定合格 数值。(10) 双面焊需清

42、理焊根，露出正面打底的焊缝金属，接弧处应保证焊透与熔合(11) 施焊过程中应控制道间温度不超过规定范围，当焊件预热时，应控制道间温度不得低于预热温度5.1.3焊接接头设计采用“丫”形坡口60“2图5坡口形式图按图纸规定要求用刨床加工坡口。焊前将坡口两侧2030mn范围内的油 污、杂质等清理干净，要求露出金属光泽。5.2球罐的焊接工艺5.2.1焊条的选择球罐对接焊缝、定位焊缝以及凡与球壳焊接的焊缝所用焊材均为O4mmPPJ557RH高韧性低氢型焊条，并按批对焊条熔敷金属的化学成分、力学性能及扩散氢含量进行复验。批号为 08H40J-065的焊条的复验结果分别见表 6、表 7。表6 PP J557

43、RH焊条熔敷金属的化学成分的复验结果%CSiMnPSNiMo0.0630.241.380.0130.00940.830.16表7 PP J557RH焊条熔敷金属的力学性能的复验结果拉伸试验试验温度/ C冲击试验冷弯试验ReL/ MPaRt/ MPaA，%Z，%AKv/ J180oD=4a平均值单个值5205952774.5-5010898/100/126无裂纹按照GB/T 3965规定，采用气相色谱法测定焊条熔敷金属中扩散氢量(H)，测定结果为 4.7mL/100g。焊条熔敷金属的化学成分、力学性能及扩散氢含量满足设计文件的要求。522焊接工艺评定及焊接参数球罐焊接工艺评定按JB 4708标准

44、的有关要求，分别进行立焊、横焊、平 + 仰焊三种位置的焊接工艺评定。焊接工艺评定试板的力学性能及冷弯性能见 表8。焊接时，采用先焊纵缝后焊环缝、先焊外坡口后焊内坡口的顺序进行施焊。 纵缝或环缝焊接时，焊工均匀布置，同步对称施焊，保证球罐几何尺寸，减 小焊接应力与变形。为了减小温度梯度，降低冷却速度，有效防止焊缝金属和热影响区裂纹的产 生，施焊前焊缝中心两侧不少于 150 mm的区域进行均匀预热，预热温度不 低于125 C。焊接层间温度不低于焊前预热温度，最高温度不超过180 C。为加速扩散氢的逸出，防止产生冷裂纹，施焊后立即进行200250 Ex 1h的焊后热处理。通过焊接工艺评定确定的焊接工

45、艺参数见表9。表8焊接工艺评定试板的力学性能及冷弯性能焊接位置试板状态拉伸试验冲击试验（焊缝及焊接热影响区）侧弯试验R MPa试验温度/ EAkv/ J180oD=4a位置平均值单个值立焊570590625-50焊缝区34.726/34/44无裂纹x 2h热影响区172164/170/182横焊570590615-50焊缝区39.324/34/60无裂纹x 2h热影响区137.3120/140/152平+仰焊570590595-50焊缝区34.724/40/40无裂纹x 2h热影响区84.736/38/180表9焊接工艺参数焊接位置焊条直径/mm焊接电流/A焊接电压/V焊接速度/(cm min

46、 一1)焊接线能量-1/(kJ cm )立焊4.014017022 246921.4 -35横焊4.015018022 2491512.6 -30平+仰焊4.014018022 2471020 35低温钢表面存在的机械划伤、电弧擦伤、焊疤及去除工卡具后的凹坑等缺 陷会降低材料的低温冲击韧性，因此对焊缝成型和焊后的检查提出了更高的要 求。严禁在非焊接处引弧、熄弧。对于机械划伤、电弧擦伤、焊疤及去除工卡具后的凹坑等缺陷， 打磨圆滑， 打磨深度小于2 mm,打磨处经磁粉检测合格，实测打磨处的球壳板厚度大于 设计厚度。对焊缝表面进行检查，严禁存在熔渣、飞溅物、夹渣、弧坑、未焊 满、气孔、咬边和裂纹等问

47、题。上述问题发现后，查清产生的原因，然后采用 碳弧气刨或砂轮打磨的方法消除缺陷，并用砂轮打磨清除渗碳层，修整坡口形 状尺寸。需要进行焊接修补时，选择技术水平高的焊工，制定更为严格的专用 补焊工艺，并进行严格的监督控制。各种缺陷清除和修补后，均进行磁粉或渗 透检查；表面缺陷焊接修补，增加超声检测；焊缝内部缺陷返修后，增加射线 检测和超声检测。无损检测合格指标符合原无损检测的有关规定。对接焊缝尽量磨平并与母材圆滑过渡，球罐外侧对接焊缝的余高为01.0 mm球罐内侧对接焊缝的余高为00.5mm角焊缝与母材圆滑过渡。球罐组焊 后有角变形的存在，受内压时，由于趋圆效应，使球罐产生附加应力，或局部 过载，尤其作用于氢引起的延迟裂纹或热影响区塑性下降所导致的焊接裂纹等 缺陷时，更易发生破坏。因此对焊后球罐的几何尺寸提出更为严格的要求。测 得对接焊缝形成的棱角度为3 mm满足设计要求（不大于7mm）焊接后球罐赤 道截面的最小内直径、最大内直径和两极间的内直径三者之间相互之差最大值 为9 mm,满足设