混合式球罐课程设计

概论

1.1 球罐简介：

随着世界各国综合国力与科技水平的不断提高，球星容器的制造水平也正在飞速发展。近年来，我国在石油化工、合成氨、城市燃气建设中，大型球罐容器的到广泛应用。例如，在石油、化工、冶金城市煤气的工程中，球形容器被用于储存液化石油气、液化天然气、液氧、液氨、液氮等物料；在原子能发电站，球形容器被用作核安全壳；在造纸厂被用作蒸煮球等。

由于球形容器多数作为有压储存容器，故又称球形储罐（简称“球罐”）。总之，随着工业的发展，球形容器的使用范围必将越来越广。

1.1.1 球罐的特点

与圆筒形容器相比其主要优点是： （1）受力均匀

（2）在同样壁厚条件下，球罐的承载能力最高，在相同内压条件下，球形容器所需要壁厚仅为同直径、同材料的圆筒形容器壁厚的1/2（不考虑腐蚀裕度）

（3）在相同容积条件下，球形容器的表面积最小，由于壁厚、表面积小等原因，一般要比圆筒形容器节约30%～40%的钢材

其主要缺点是制造施工比较复杂。

1.1.2 球罐的分类

球罐的结构是多种多样的，根据不同的使用条件（介质、容量、压力湿度）有不同的结构形式。通常按照外观形状、壳体构造和支承方式的不同来分类。 （1）按形状分为圆球形和椭球形

（2）按壳体层数分为单层壳体和双层壳体

（3）按球壳的组合方式分为纯橘瓣式、纯足球瓣式和足球橘瓣混合式 （4）按支承结构分为柱式支承和裙式支承，半埋入式支承、高架支承等

1.2 1Gr17材料焊接性分析：

1Cr17不锈铁 标准：GB/T 1220-1992

1.2.1 特性及适用范围

1Cr17不锈铁为耐蚀性良好的通用钢种。用于建筑内装饰、重油燃烧器部件、家庭用具和家用电器部件等。S43000(美国AISI,ASTM) 430对应的中国牌号是1Cr17 。导热系数大，膨胀系数小、抗氧化性好、抗应力腐蚀优良等特点，多用于制造耐大气、水蒸气、水及氧化性酸腐蚀的零部件。

1.2.2 化学成份（质量分数）% 碳 C ：0.12 硅 Si：≤0.75 锰 Mn：≤1.00 硫 S ：≤0.030 磷 P ：≤0.035

铬 Cr：16.00～18.00

镍 Ni：允许含有≤0.60

1.2.3 力学性能

抗拉强度 σb (MPa)：≥450

条件屈服强度 σ0.2 (MPa)：≥205 伸长率 δ5 (％) ：≥22 断面收缩率 ψ (％) ：≥50

硬度 ：≤183HB

1.2.4 焊接工艺要点

1） 焊前要预热，但必须采用低温预热。由于铁素体钢焊接时易因为接头脆化产生裂纹，所以必须预热，如果预热温度过高，反而会加剧接头的粗晶脆化，因此只能采取低温预热，使接头在富有韧塑性状态下焊接。

一般铁素体不锈钢采用同材质材料焊接时，预热温度在100-2000C ，希望不

超过150C ，预热温度尽可能低些好。但是，含铬较多时，预热温度也要适当高些有时也不得不提高到200-3000C ，这是必须限定预热温度的上限，以防止出现4750C 脆化问题。

2） 关于焊后热处理问题，一般情况下焊后需在650-8500C 进行热处理，通常采用750-8000C 进行退火处理。

焊后处理可以使铬重新均匀化，碳、氮化合物球化，消除晶蚀倾向；可以提高接头的塑性，改善接头的力学性能，防止或延迟裂纹的产生。

3） 尽可能采用较小的焊接线能量，减少热输入，焊接时尽可能不要横向摆动，短焊缝不宜连续施焊，多层多道焊时，要保持层间温度在1500C 的预热温度范围内，不宜过高，防止过热。

1.2.5 铁素体不锈钢焊接时的主要问题 （1） 接头脆化问题

铁素体不锈钢焊接时，容易引起接头的脆化，主要表现为韧塑性的降低以及脆性转变温度的升高，引起接头脆化的原因如下：

1） 粗晶脆化 铁素体不休钢焊接时，在加热到9500C 以上的近缝区，

晶粒容易长大，形成粗大的铁素体，而且由于铁素体不锈钢在加热和冷却过程中，不仅发生固态相变，而且这种粗晶现象很难通过焊后热处理来改善。加之高铬铁素体不锈钢本身在室温下的冲击韧性值就不高，因此，在拘束度较大的环境下焊接时，很容易产生裂纹。

2） 4750C 脆化 4750C 脆性是高铬铁素体的主要问题之一，在Fe-Gr 合

金系中，通过两相分离，以共析的方式失效沉淀，析出富Gr 的体心立方结构的α＇相，并与母材经常保持共格关系，α＇相的析出是4750C 脆性的主要原因。

杂质对4750C 脆化有促进作用。因此，最大限度地提高焊缝金属及母材的纯度，尽量避免在400-6000C 温度区间加热以及尽量缩短在此区间的停留时间，是减少4750C 脆化的重要措施。

3） σ相析出脆化 高铬铁素体不锈钢在550-8200C 温度区间长期加热

时，将会析出σ相，不仅是钢脆化，还会降低钢的耐腐蚀性。一旦发生σ相析出，可以通过8500C 以上加热，使σ相分解重溶，即可消除σ相脆化作用。

（2） 接头冷裂纹问题

铁素体不锈钢焊接时有一定的冷裂倾向，主要原因如下：

1） 高铬铁素体不锈钢焊接时容易产生接头脆化现象，这是产生冷裂纹的

主要原因之一。

2） 氢在铁素体中的溶解度很低，但扩散速度很快，很容易在缺陷处聚集，

形成氢致裂纹。

3） 高铬铁素体不锈钢的导热率比较低，焊后残余应力比较大，这是形成

冷裂纹的力学条件。

（3） 接头晶间腐蚀问题

高铬铁素体不锈钢也有晶间腐蚀倾向。在高温急冷条件下会产生晶间腐蚀倾

向。例如Gr17铁素体不锈钢从1100-1200C 急冷就会产生晶间腐蚀倾向。然后再经过650-8500C 加热缓冷后，可以消除这种晶间腐蚀倾向。这是因为碳在铁素体中的固溶度比在奥氏体中小得多，并且碳在铁素体中的扩散速度避灾奥氏体中快，容易在晶界处积聚沉淀。

在焊接热循环的作用下，由于加热和冷却速度比较快，因此在焊缝和热影响区有可能出现晶间腐蚀现象。

引起不锈钢晶间腐蚀的主要原因是晶间贫铬。同时可以看出，对于高纯度铁素体不锈钢，水淬冷却可以有效地抑制碳、氮化合物的析出，防止晶间腐蚀，或在产生晶间敏化温度区间长时间保温，使铬有充分的时间扩散，消除晶间贫铬现象，以达到防止晶蚀的目的。

第二章 球罐结构设计

2.1 球壳球瓣结构尺寸计算 2.1.1 设计计算参数：

球罐内径：D=12450mm [1]P 34表3-2

几何容积：V=974m 3 公称容积：V 1=1000m 3

球壳分带数：N=3 支柱根数：F=8 各带球心角/分块数： 上极：112.5°/7 赤道：67.6°/16 下极：112.5°/7

图 2-1混合式排板结构球罐

2.1.2混合式结构排板的计算：

1. 符号说明：

R--球罐半径6225 mm N--赤道分瓣数16 (看上图数的) α--赤道带周向球角22.5° （360/16）

β0--赤道带球心角70° β1--极中板球心角44° β2--极侧板球心角11°

β3--极边板球心角22° 2. 赤道板（图2-2）尺寸计算：

图2-2

πR β03. 14⨯6225⨯70

弧长L = ==7601.4mm

180180

70β0

弦长=2Rsin()=2x6225×sin()=7141mm

22

270πR β02x 6225⨯3. 14

弧长B 1=cos()=×cos=2001.4mm

216N 2

β022. 5α

弦长1=2Rcos()sin()=2x6225×cos35sin =1989.6mm

222

2πR 2x 6225⨯3. 14

弧长B 2===2443.3mm

N 16

22. 5α

弦长2=2Rsin=2x6225×sin(）=2428.9mm

22

弦长=2R-cos 2(

β0

cos 2()

22

α

=2x6225x-cos 2(

7022. 5cos 2( = 7413.0mm 22

πR 7413.03.14x6225

弧长D =arcsin()=arcsin() = 7936.4mm

2R 902x622590

极板（图2-3）尺寸计算：

对角线弧长与弦长最大间距：

图2-3

H=1+sin 2(

β1

2

+β2) =+sin 2(

44

+11) = 1.139mm 2

2R sin(

弦长1=

44

+β2) 2x 6225x sin(+11)

==5953.3mm

H 1. 139

β1

πR 3. 14x 6225

弧长B 1=arcsin(1)=arcsin(5953. 3)=6204. 1mm

90902R 2x6225

B 0弦长=21=2×6204.1=8774.0mm

πR 87743.14x6225

弧长D 0=arcsin()=arcsin()=9731.7mm

902R 2x622590

22

πR (β1+2β2) 3. 14⨯6225⨯(44+2x11) 弧长B 2===7167.1mm

180180

(1)极中板（图2-4）尺寸计算：

弦长2=2Rsin(

β1

+β2)=2x6225xsin(

44

+11)=6780.8mm

图2-4

对角线弦长与弧长的最大间距： A=1-sin 2(

β1

2

sin 2(

β1

2

+β2) =0.979mm

πR β1

弧长B 2==4778.0mm

180

β1

弦长2=2Rsin()=4663.9mm

2

R π(β1+2β2) L 弧长2==7167.1mm

180β1

弦长2=2Rsin(+β2)=6780.8mm

2

2R 弦长1=

β1

) A

β1

+β2)

=6421.9mm

πR 1

弧长L 1=arcsin()=6744.0mm

902R

2R 弦长1=

β1

) A

β1

+β2)

=3995.3mm

πR

弧长B 1=arcsin(1)=4065.2mm

902R

弦长=12+12=7563.3mm

πR 弧长D =arcsin()=8124.5mm

902R

(2)侧极板（图2-5）尺寸计算：

图2-5

弦长1=2Rcos(

β1β1

)sin(+β2)/A=6421.9mm 22

πR 1

弧长L 1=arcsin （）=6744.0mm

902R

弦长 2=2Rsin(

β1

2

+β2)/H=5953.3mm

πR 2

弧长 2=arcsin()=6204.0mm

902R

β1β1

)cos(+β2)/A=3995.3mm 22

式中 A.H 同前

K=2Rsin(

ε1=arcsin(

K 2

)-arcsin （）=9.85mm

2R 2R

πR β2

弧长B 2==1194.5mm

180

弦长2=2Rsin(

β2

)=1193.3mm 2

R πε1

弧长B 1==1069.6mm

180

弦长=B 1+12=6183.5mm

πR D 弧长=arcsin()=6467.7mm

902R

4. 极边板（图2-6）尺寸计算：

图2-6

R πβ0

弧长L 1=cos()=8005.8mm

22

弦长1=2Rcos( 弦长3=2Rsin(

β0

)=7210.3mm 2

+β2)/H=5953.3mm

β2

2

πR 3

弧长L 3=arcsin()=6204.1mm

902R πR β2

弧长B 2==1194.5mm

180

β2

弦长2=2Rsin()=1193.3mm

2

式中 α2=

180-β00

-arcsin()=10.2 22R

M=22Rsin(

β1

2

+β2)/H=8419.2

α3=90°-

β0M +arcsin()=97.55 22R

α32

sin()]=64.25

22

α4=2 arcsin[

πR α2

弧长1==1107.6mm

180

α2

弦长1=2Rsin()=1106.7mm

2

弦长=12+13=4600.2mm

πR 弧长D =arcsin()=4709.4mm

902R

R πα4

=6977.0mm 180

α3

弦长2=2Rsin()=6621.3mm

2

弧长2=

第三章 坡口设计

球壳都是由球片焊接而成的，因此焊接坡口的设计是保证球罐质量的重要环节。坡口设计的原则是：便于施工，便于检验，焊缝有足够的强度又经济合理。目前，国内。外球罐的焊缝系数都趋向于采用Φ=1.因此坡口的设计就更重要。

坡口实际的影响因素：

i. 与采用的焊接方法有关

当用手工焊时，采用不对称X 型坡口或Y 型坡口；当自动焊、版自动焊或气电垂直自动焊时，按所用的焊机情况选定适当的坡口。 ii. 与球壳钢板厚度有关

采用手工焊，当钢板厚度小于30mm 时，一般采用Y 型坡口；当钢板厚度小于20mm 时，一般采用X 型坡口。为了减少仰焊，也有厚度38mm 时采用Y 型坡口，但他的立足点时要反面抛坡口，然后再焊，其实质是不对称X 型坡口。 iii. 与焊缝所在球壳的部位有关

当采用手工焊接不对称X 型坡口时，一般适宜于把上极板的纵缝以及赤道带上环缝以上的所有环峰的打坡口放在内侧，小坡口在外侧；反之，吧赤道带，下极带的纵缝及赤道带环峰一下的所有环峰的大坡口放在外侧。

iv. 与焊接工艺有关

坡口的设计就是确定坡口结构的三个要素，即角度、间隙及钝边尺寸大小。图为一种球罐上采用的Y 型坡口和不对称X 型坡口门的结构形状及尺寸，在本次的坡口设计参照下列标准进行：GB985-1988《气焊，手工电弧焊及气体保护焊焊缝坡口的基本形式及尺寸》GB986-1988《埋弧焊焊缝坡口的摹本形式及尺寸》ＪＢ／Ｔ４７０９ ２００《钢制压力容器焊接规程》等。

总结引进的球罐的坡口结构发现，绝大多数球罐的坡口为不对称X 型。

第四章 强度计算

4.1球壳计算

设计压力：1.6MPa

设计温度：-20 — 40℃

试验压力：1.6 + H*ρ*g*10-6 = 1.76MPa 壳壁厚度

球壳材料采用1Gr17，σb =450MPa，常温下许用应力为[σ]t =150MPa.[3]P 14表4-1 取焊缝系数：υ=1.0[1]P110

腐蚀裕量C 2=2mm ，钢板厚度负偏差C 1=0mm， 故厚度附加量C=C1+C2=2mm. [3]P 6表3-1

液柱高度H ： H=K1R=1.6084*6225=9960mm

液体的静压力P=ρgH = 6225*9.8*9960*10-9 =0.061MP 计算压力：Pc = 1.76+0.061 = 1.821MP 球壳所需壁厚：

δ1=

N0：

11

P c D 4[σ]t ϕ-P c

+C [1]P 69式4-8=35.2 + 2 = 37.2mm

圆整可取δ=38mm

4.2 接管和法兰的选择

接管根据JBM0503-08选用DN25 DN40 DN50接管。 法兰由JBT 81—1994选择。 4.3

人孔尺寸 组合如下图所示：

N0：

12

4.4 盘梯

近似球面的螺旋形盘梯的设计计算

R 1 = R + δ + t R1---假想圆球的半径； R = 6225mm----球罐的内半径 δ= 38mm---球甲壁板厚度

t = 200 —梯子或者顶平台与球面最小距离 R 1 =6225 + 38 + 200 = 6463mm R 2max = (R12-(R+δ1 – b1) 2) 0.5 δ1 = 5mm——顶平台板厚度 b 1 = 180mm——梯子侧板宽 R 2max =2273mm

R 2

Z 1 = b1 + (R12-R 22) 0.5 = 6325.7mm b = 1500mm ——梯子宽度 b

R 12 + R1b + (2 - R22

2

r =

2R 1 + b = 3329.2mm ——梯子中心回转半径

b

R 12 + R1b + ( )2 + R22

2

|X0| = 2R 1 + b

r

α终 = arccos(X 0

4.5 洒水孔

1000m 3以上的中型球罐可设置内部转梯，本球罐采用内部转梯 淋水管的洒水孔径为4mm 以上 球罐直径： Df = 12450mm 壁厚 t = 38mm

设计压力P = 1.821Mpa

球罐外表面： A = 4πR 2 = 486.7m2

2

洒水量 2 L/min*m

水流速度 v = 2m/s = 120m/min 水压： 0.1Mpa

所需撒水量 Q = 486.7 * 2 = 980L/min*m2 所需管径： D = 2d = 3.162 * (洒水孔数：

4Q

)0.5 = 10.20mm ≈ 11mm πv

N0：

13

= 3883.8mm ——盘梯圆柱中心轴线与球心的距离 X0在坐标中的值为负

算的N = 80.98≈ 82个 保冷措施：

4.6 压力表

压力表的最大刻度为正常运转压力的1.5倍以上（不要超过3倍） 取： 最大刻度 3.6 Mpa

N0：

14

压力表表面直径应大于150mm

压力表前应安装截止阀，以便于在仪表标校时可以取下压力表 4.7支柱拉杆

球罐支座是球罐中用以支承本体质量和储存物料质量的结构部件，为了对付各种影响因素，结构形式比较多，设计计算也比较复杂。

支撑主要可分为柱式支撑和裙式支撑，此外，还有 V型柱式支撑，三桩合一型柱式支撑，裙式支撑，锥底支撑，钢筋混凝土连续基础支撑，半埋式支撑，高架式支撑，可胀缩的支撑 赤道正切柱式支座设计

a) 赤道正切柱式支座必须能够承受作用于球罐的各种载荷，支柱构

建要由足够的强度和稳定性 b)

拉杆结构：

拉杆是作为承受风载荷以及地震载荷的部件，增加球罐的稳定性而设置的，栏杆结构可分为可调式和固定式。目前，国内自行建造的球罐和引进球罐的大部分采用可调式拉杆，本球罐的支承结构采用单层可调式拉杆结构，如图（3-13）

1 -支柱 2 - 支耳 3 – 长拉杆 4 – 调节螺母 5 – 段拉杆

支柱外直径d 0 = 526mm； 内直径 d1=506mm

支柱计算长度L=8000mm

支柱金属横截面积 A：648096mm 2 支柱横截面的惯性矩：

π

(d04-d 14) = 5.4*108mm 4 64

基本雪压值q ：550N/m2 支柱材料： Ｑ２３５Ａ

支柱材料屈服极限σs ：235Mpa 支柱数目n: 8 根 支柱载荷计算 静载荷

球壳质量计算：

球壳平均直径：D=12450+42=12492mm M1 =πD 2*δ*ρ

=3.14*124922x38 x10-9x7900Kg/m3 ≈ 162.6 (吨)

3 -9

液体NH 3 质量(装满0.9) M2 = 1000 x 625kg/mx10x 0.9≈ 562.5(吨) 液压实验时液体的质量：M3=1000*1000Kg/m3 *0.9=900吨 雪压质量 M4=（π/4g）D 2 qCs*10-6= 4.55(吨) 保温层质量

M5=π(D+ t)2 t ρ*10-9 +400 = 1.5吨 支柱和拉杆的质量：M6=11.103吨 附件的质量：M7=9.750吨 操作状态下的球罐质量：

M0 = M1+M2+M4+M5 +M7=740.8吨 液压状态下的球罐的质量：

Mf = M1+ M3+ M6+M7 = 1083.5吨 球罐最小质量

Mmin = M1+M6+M7=183.45吨 球罐每根支柱承受的静载荷：

m 0g (162.6+562.5+4.55+1.5+9.750)*103*9.8G 0 = = 907480N

n 8液压试验条件下：

3

液压实验时液体的质量：M3=1000*1000Kg/m*0.9=900吨 Mt = M1+M3+M6+M7

m t g (162.6+900+11.103+9.750)*103*9.8Gt = = 1327吨

n 8动载荷

地震水平载荷

N0：15

L 12L 152002 2x5200

拉杆影响系数：λ = 1 – ( )2 (3-(3-L L 90009000球罐中心处单位力引起的水平位移 v = λ

L 80003

*103 =0.384*= 2.3*10-8 812nEJ 12*8*192000*5.4*10

基本自震周期 T= 2π

0v = 0.82 S

N0：

16

设计地震烈度为7度，按表4-2，地震影响系数的最大值αmax = 0.23， T g 0.9

α= (α

T

max

= 0.093

地震水平力

Q z = Cz αm 0g = 0.45*0.093*740800*9.8 = 303824N 风载荷

球罐建造的基本风压值： q0 = 600N/m查表4-9，风压值高度变化系数f 1 = 1.00,

查表4-10，动载荷系数ξ= 1.58，故风振系数k 2 = 1+mξ=1.553 水平风力：

2

1

Q f = π(D0 + 2t)2 k 1k 2q 0f 1f 2*10-8

4

1

= *3.14*(12450 + 2*65)2 0.4*1.553*600*1.0*1.1*10-6 = 50933N 4

Q z > Qf 取水平载荷F = Qz = 303824N 推到弯矩形成的支柱垂直力 推到弯矩：

M=FL2 = 303824* 2500 = 7.6×108 N*mm 由M 对各支柱产生的垂直力

Mcos θi n F i = η=

ηR 27.6×108 cos0Fa = = 30522N

4*62257.6×108 cos45Fb = = 21579N

4*62257.6×108 cos90Fc = = 0N

4*6225

剪切力形成的支柱垂直载荷 如图4-8， 水平力F 的方向为A 向，拉杆构架的方为角θAB =22.5，θAC =67.5 于是：

L 2Fsin θij

C ij =

180nRsin

n

5500* 303824*sin22.5C ab = = 33555N

180

8*6225sin 85500* 303824*sin66.5C bc = =80410N

180

8*6225sin 8T ijmax =

C ijmax 80410N

cosα5500

6225

N0：17

拉杆直径：

T ijmax 91009.50.5 0.5

d=2( )+C = 2(+ 2 =29.2mm

π[α]235

π1.5

取拉杆直径为υ30mm

连接部位强度计算

支柱与拉杆，支柱与球壳以及支柱底座等结构图4-13 图4-15相同

N0：

18

4.8 销钉、耳板

销钉直径的计算 销钉材料选用Q235-A 钢

2T ijmax 0.5 2*91009.5

d 销 =( = ( 0.5 = 24.8mm

π[τ]235

π*0.6* 1.5

取销钉直径为υ25mm

耳板和翼板厚度计算 耳板和翼板都选用Q235-A 钢。耳板和翼板厚度 T ijmax 91009.5

t = = = 17.04mm

[σ]d销235

*25 1.1

取耳板厚度为18mm 。翼板厚度为9mm

支柱附加压缩载荷 本球罐无允许沉降差的数据，为示例起见，以允许沉降误差为1mm 计算附加压缩载荷，操作条件下： ΔL =

液压试验条件下： P = Gt = 1327吨

PL 1327000*8000

ΔL` = = = 4.44mm

EA 192000*12450

(ΔL`-α)EA (4.44-1)192000*12450P`T = = = 1027872N

L8000P- P`T 1327000- 1027872

P`e = 2 2

载荷组合 在载荷组合中，以每根支柱都可以承受附加压缩载荷计，那么在操作状态下每根支柱的载荷情况最大的一组如下： G 0=Pg = 907480N

Qmax=Pg +Fc +Cbc + P`e = 907480 + 0 + 80410 + 149564 = 1137454N(参考支柱载荷组合表得出公式p82)

Q`t = P`t + P`e = 1345682N 此钢许用应力

ψ = 0.89*0.9*235 = 188.235MPa

支柱压缩应力σ=

1345682

= 107.6 MPa

N0：19

5500* 303824*sin66.5C bc = =80410N

180

8*6225sin 8F `ijmax = Cbc tan α= 80410*

4764

为支杆每45度角一个所对应5500

的弦长)

4.9地脚螺栓

地脚螺栓的计算，每根支柱采用2个地脚螺栓，于是： 4* F `ijmax 0.5

dB = ( )+CB = (

πn d [τ]B

4* 146201

)0.5+2.0 = 33.47mm 235

2*π*0.6*

1.5

采用M36的地脚螺栓 4.10支柱地板

支柱地板的直径和厚度计算 查地板基础材料的允许压应力[σ]bc =295Mpa 地板直径：

4*Q`i 4*1345682D h1=( )0.5=(0.5 = 762.3mm

π[σ]bc π*295

取地板直径为υ770mm. 地板厚度：

支柱作用于地板上的压缩应力为： σ

Q`i 1345682= = t

π*Dh12/4 π*7702/4

3*2.89 * (

770-6002

) 2

0.5 + 2 = 17.29mm

235 1.5

N0：

20

3*σt * b2t=( ) 0.5+ Cb = (

[σ]bc 取垫板厚度为20mm 。

第五章 焊接工艺设计

5.1 焊前准备

5．1．1 原材料检验

1 钢板化学成分的检查

一般将磷含量、硫含量（熔炼分析）控制在﹤0.030%、﹤0.020%，含碳 ﹤0.25%。

2 钢板力学性能的检查

钢板的屈服极限σS 、抗拉强度σb 、伸长率、断面伸缩率按GB/T288 N0：

21 《金属拉伸试验法》试验，应符合要求。

3 钢板的冷弯曲性能检查

按GB/232《金属弯曲试验方法》；其弯心直径d 根据GB6654确定。 4 按GB/T229《金属夏比缺口冲击试验方法》检测。

5．1．2材料的矫正、下料及成型

1 原材料的矫正JBT 1465-1999 P1 表1

根据最大板厚δ=60mm选用7-420/520х2300型矫正机

表3-1 7-420/520х2300型矫正机

5．2 料表面预处理

对板材进行机械抛光，清除表面的水分、油污和铁锈。

5．3 下料

根据前面计算的球瓣结构尺寸和厚度，选择由FZF-5数控火焰切割机下料

表3-2 FZF-5数控火焰切割机

根据展开尺寸，考虑各种影响变形的因素，由JBT 1465.1999按下料时各边留出20～30mm 的加工余量

5．4 材料成型

冷压成型就是钢板在常温状态下，经冲压变形成为球面壳板的过程。冷压成型一般采用小模具多压点的点压法。由壳板的一端开始冲击，按顺序排列压点，相邻两压点之间应相互有1／2至2／3的重压率，以保证两压点之间成型过渡圆

滑，成型应力分布均匀，并可减小成型后的自然变形。在冲压过程中，每个压点不能一次压到底，应多次冲压，一般要冲压十余次以上，使钢板逐渐产生塑性变形，避免产生局部过大突变和折痕。

5.5 坡口加工

1 焊接方法

焊接方法可采用焊条电弧焊、埋弧焊或熔化极气体保护焊，生产中主要采用焊条电弧焊和埋弧焊。

2 坡口制作

（1） 热切割前后将各口边缘预热1500C 以上，热切割边缘应进行机械加

工，并进行磁粉探伤检查是否存在表面裂纹。

（2） 在坡口加工后应涂上防护层，目前有专用于坡口防锈的涂层。

（3） 焊前必须清理干净热切割边缘或切口面的熔渣和氧化皮，并用砂轮

机修磨，过渡圆滑，机械加工破口应清除油迹，组装时最好用丙酮擦净坡口表面。

5.6 部件组装

1 球瓣组装

由于施工球罐较大，所以采用整体拼大片组装法。在胎具上把已预装编号后的各带板中相邻的两张或更多的球瓣拼成较大的组合瓣，然后吊装各组合瓣成球。

2 组装设备和工具

采用汽车起重机，性能好，调节方便。提升高度大，升吊和回转灵活，使用方便，使用效率高。

3 工装夹具

主要用途是是相邻球瓣的连接安全牢靠，尺寸便于调整。此次球罐安装采用芝加哥桥式夹具，如图。

图3-1 芝加哥桥式夹具

5.7 焊接工艺的确定

1. 焊接方法确定

采用手工电弧焊定位和整体焊接。

1. 手工电弧焊：焊丝 E430-15

焊丝直径 Φ5.0mm

焊机型号 QY-91(超轻) 型

2. 焊接材料的处理GB/T1495《熔化焊用钢丝》P5表4

焊条电弧焊时 E430-15焊条，低氢型焊条，含铬较高，有良好的耐腐

蚀性，热处理后有足够塑性。

烘干温度760-7900C ，保温2h ；

以550C/h速度炉冷至5950C 空冷。

3. 焊接热处理工艺

1) 定位焊和焊前都需预热150-2000C ，焊接过程如间断，焊件应保温 后再缓慢均匀冷却，在施焊前按照要求重新预热。

2） 尽量减少焊接接头的拘束度，以减小裂纹倾向。

5.8 焊接顺序与焊缝类型

1. 焊接顺序

焊接顺序的原则是先纵焊缝，后环焊缝。为了使焊接应力均匀分布，均匀配置焊工，同时对称焊接，采用逆向分段退步焊，力求焊速一致。

具体焊接顺序：赤道带纵焊缝坡口清根、探伤、焊接----温带纵焊缝坡口清根、探伤、焊接----上下极带纵焊缝清根、探伤、焊接----赤道带环焊缝清根、探伤、焊接----温带上下环焊缝清根、探伤、焊接----工卡具焊疤与局部焊缝外观的修磨----无损探伤----局部焊缝返修----无损探伤。

2. 赤道带纵焊缝的焊接工艺

赤道带纵焊缝共24条，每条长8.6m ，由8名或24名焊工对称均匀施焊。赤道带纵焊缝里外共焊21道。焊接规范按《工艺卡01》进行。

将焊缝平均分为三段，每段焊缝长2.7米。先焊上端的打破口侧，焊接一、二层时，按照每小段600mm 长分段退向焊。每小段焊完两层后，在进行下一小段焊接。从第三层起每段按分段长度进行连续施焊，直至封面。上段大坡口侧焊完再焊下段大破口侧，其焊接方法与上段相同。小破口侧仍分为三大段，先焊接上段，每段每层连续施焊。

大破口侧焊完后，进行碳弧气刨清根，砂轮机打磨，表面探伤合格后，在进行小破口侧焊接。

焊接时的预热温度为125-1500C ，层间温度不得低于预热温度，也不能超过

太多，焊后消氢处理的温度和时间同上。

3. 温带板的焊接工艺

温带板先在地面两块组焊，在用吊装工具高空焊接。焊接方法与赤道带纵焊缝相似，只是焊接电流有所增大。具体参数见《工艺卡03》。

4. 极板的焊接工艺

上极板拼接焊缝在上极板与温带板组装成球后进行焊接，外侧大坡口以平焊为主，而内侧小坡口以仰焊为主。具体参数见《工艺卡03》。

4. 上、下温带与赤道带环焊缝的横焊工艺

上、下温带与赤道带环焊缝长50.06米。由12名焊工同时均布对称施焊 环焊缝为横焊位置，其焊接方向一律从左向右进行，内侧焊缝与外侧焊缝的焊接方向相反。

先焊大坡口侧焊缝，第一、二、三层采用分段退向焊，每段长度为600-700mm ，每段的三层连续焊完，然后再焊下一段的三层，以次类推。除封面焊外，其余各层各道，每个焊工要从所分担区域的始点连续焊到终点，最后的封面层要采用分段退向焊。第一段的各道连续焊完后再焊下一段，以此类推。分段长度为700-800mm ，每段的接点要保证焊接质量，焊道的排列要均匀、平滑过渡。 焊接第一、二、三层时的起、熄弧点及层间要错开50mm ，其他各层的焊工交界处要错开200mm 。每层的各道要错开80mm 。

焊接环焊缝时，要注意焊接电流不要过大，控制焊接速度，避免产生咬边现象。横焊时，由于焊接想能量较小，故预热温度要稍高一些，为140-1600C 。 小坡口侧的焊接需在气刨清根、砂轮机打磨、检测合格后进行。除封面层采用退向焊外，其余各层均为顺向连续焊。具体参数见《工艺卡04》。

5.9焊接工艺参数

手工电弧打底焊、点固焊的焊接工艺参数详见焊接工艺卡。

定位焊所用的焊条及焊接工艺，焊接的要求与主体焊缝相同，点焊长度70～100mm ，间距为300～400mm ，厚度8mm 。

5.10焊缝类型

球瓣连接处、球瓣与人孔连接处焊缝为A 类焊缝；接管与球罐连接的角接头焊缝为D 类焊缝；法兰与接管连接处焊缝为C 类焊缝。

表中数据参照《焊接手册：第1卷 熔焊方法与设备》P66-127内容制定。

N0：

25

第六章 焊后工艺

N0：266.1 焊后热处理

局部应力处理：在球罐的局部采用电阻加热，对球罐进行消除应力处理，局部加热处理时，加热器应严格布置在焊缝及近缝区，并敷盖保温材料进行保温。标准规定：加热宽度应为板厚的6倍，焊缝每侧的保温宽度应大于板厚的10倍。加热区布置一定量的热电偶。采用自动控温设备控制升温、保温和降温过程及温度的显示和记录，同时打印出工艺曲线。并通过温度显示随时调节各组加热器的功率，达到温度均匀。

6.2 焊后无损检验

超声波检验：检验前对焊缝进行打磨，打磨宽度为200mm ，打磨后焊缝突起高度为2mm ，焊缝和球片母材间应平滑过渡。

检测具体步骤及要求按《DIN EN 1714-1997 焊接接头的超声波检测》进行。

6.3 竣工检查

液压试验：液压试验是对球罐综合质量的考核，保证球罐能够承受设计压力，不泄露。经过液压超载改善球馆的承载能力。

在球罐施工完成，各种质量检测合格之后3～5天进行，使裂纹充分暴露。试验水温为200C 。具体操作步骤及规范按JB/T1512《锅炉水压试验要求》进行。 气密性试验:气密性试验的目的主要是保证球罐所有焊缝及接管法兰连接处在设计压力下有可靠的致密性。

气密性试验所用气体应为干燥洁净的空气、氮气或其他惰性气体，试验所用气体的温度不得低于150C

6.4 球罐性能检验、涂装和使用

产品投入使用后，每隔3年对球罐进行一次开盖检验，测定腐蚀量。

第七章 参考文献

N0：27[1] 徐英. 《球罐和大型储罐》. 第1版. 化学工业出版社，2005：23～82

[2] 张兴辉. 《压力容器设计知识》. 第1版. 化学工业出版社，2005：184～209

[3] 国家技术监督局.GB150-1988《钢制压力容器》 .第3版. 中国标准出版社，1988：15~92

[4] 国家技术监督局.GB12337-1988《钢制球形储罐》. 第1版. 中国标准出版社，1987：519~627

[8] 中国机械工程协会焊接学会. 《焊接手册：第2卷-材料的焊接》. 机械工业出版社，2001：239～303

[9] 史耀武. 《焊接技术手册》. 化学工业出版社， 2009：146～192

[10] 国家技术监督局.GB985-1988《焊接手册：第1卷 熔焊方法与设备》. 机械工业出版社，2001： 66~172