專利名稱：：一種400立方米高強(qiáng)鋼球罐分拆搬遷整體組焊方法
技術(shù)領(lǐng)域：
：本發(fā)明屬焊接工程
技術(shù)領(lǐng)域：
，特別是涉及一種400m3高強(qiáng)鋼球罐分拆搬遷整體組焊方法。
背景技術(shù)：
：寶鋼集團(tuán)上海浦東鋼鐵有限公司4臺(tái)400m3球罐由于世博選址改造需分拆搬遷至羅涇浦江廠重新組裝。其中兩臺(tái)球罐為國(guó)產(chǎn)武鋼生產(chǎn)的07MnCrMoVR材料，球罐相關(guān)技術(shù)參數(shù)見(jiàn)表1.1，該球罐材料屬于低合金高強(qiáng)度鋼，系調(diào)質(zhì)鋼種，主要是在鋼中添加一定含量的合金元素，通過(guò)合金沉淀相析出來(lái)提高材料的強(qiáng)度。該厚度高達(dá)38mm,由于本次要進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)切割，然后經(jīng)運(yùn)輸至新廠址重新組焊安裝，之后還需整體熱處理，熱處理溫度高達(dá)600'C左右。在上述過(guò)程中，該球罐材料經(jīng)過(guò)反復(fù)受熱循環(huán)，多達(dá)三次，針對(duì)該鋼種的自身特點(diǎn)不可避免會(huì)遇到以下影響安全的幾個(gè)重要問(wèn)題，其一，分拆運(yùn)輸過(guò)程中的安全性問(wèn)題；其二，球罐材料過(guò)去使用狀況及目前安全狀況是否有效掌握，包括老焊縫的質(zhì)量問(wèn)題；其三，在此次搬遷過(guò)程中實(shí)施切割后重新組焊時(shí)是否會(huì)導(dǎo)致球罐材料焊接部位產(chǎn)生焊接冷裂紋，其預(yù)熱溫度是否要控制等問(wèn)題；其四，在熱處理過(guò)程中對(duì)于厚度38mm的球罐是否會(huì)出現(xiàn)再熱裂紋，其敏感性如何評(píng)價(jià)等問(wèn)題。根據(jù)國(guó)內(nèi)武漢生產(chǎn)的07MnCrMoVR材料以往實(shí)際使用經(jīng)驗(yàn)，現(xiàn)已出現(xiàn)開(kāi)罐檢查發(fā)現(xiàn)很多內(nèi)表面產(chǎn)生裂紋的案例，就該鋼種而言，特別是厚度超過(guò)34mm的球罐新生產(chǎn)的07MnCrMoVR(國(guó)內(nèi))材料，上述幾個(gè)問(wèn)題，也是較為敏感的研究課題，而本次是針對(duì)已經(jīng)使用了約十年以后的舊材料，在此基礎(chǔ)上又多次經(jīng)過(guò)反復(fù)受熱后的再次使用，該項(xiàng)目研究?jī)?nèi)容對(duì)今后的安全生產(chǎn)有著很大的指導(dǎo)性意義。表1.107MnCrMoVR球罐的主要技術(shù)參數(shù)<table>tableseeoriginaldocumentpage4</column></row><table><table>tableseeoriginaldocumentpage5</column></row><table>球罐的搬遷有兩種方案，一是整體運(yùn)輸將球罐整體裝在拖排上運(yùn)至現(xiàn)場(chǎng)，再用大型吊車(chē)就位。整體搬遷工期短，不影響球罐質(zhì)量與容量，但是球罐為超高超限設(shè)備，搬遷前需認(rèn)真考察球罐運(yùn)輸路線，難度在超限設(shè)備運(yùn)輸及對(duì)外協(xié)調(diào)上，運(yùn)輸沿途需橫穿鐵路、數(shù)量眾多的架空電纜、電線、廣告牌等，尤其對(duì)遠(yuǎn)距離搬遷有很大的難度，其成本將大大的提高。二是切割分片運(yùn)輸將球罐按逆組裝次序部分或全部切割開(kāi)，分別用拖車(chē)運(yùn)到現(xiàn)場(chǎng)，重新組焊。這種方法增大了球罐組對(duì)、焊接、探傷、熱處理等工作量，且容易影響球罐的質(zhì)量和容積，但不需要使用大型吊車(chē)，搬遷運(yùn)輸過(guò)程成本很低。國(guó)內(nèi)目前大多數(shù)球罐搬遷都是采用整體運(yùn)輸方法，針對(duì)本次球罐搬遷，經(jīng)過(guò)慎重研究決定采用球罐分拆搬遷方案，嚴(yán)格控制切割分拆、運(yùn)輸和組焊安裝每一環(huán)節(jié)的細(xì)節(jié)，處理好球罐解體、運(yùn)輸、組對(duì)、捍接、探傷、熱處理等一系列問(wèn)題。大型球罐在組裝焊接過(guò)程中極易產(chǎn)生錯(cuò)邊及角變形缺陷。該缺陷的存在將在容器中引起嚴(yán)重的應(yīng)力集中，使容器在較低的應(yīng)力下被破壞，而象錯(cuò)邊量、角變形等超標(biāo)缺陷將伴隨設(shè)備終生。焊接變形產(chǎn)生的根本原因一般是焊接時(shí)的不均勻受熱和局部塑性變形導(dǎo)致焊接結(jié)構(gòu)產(chǎn)生殘余應(yīng)力和焊接變形。同時(shí),焊接時(shí)的各種機(jī)械力也可能使結(jié)構(gòu)發(fā)生物理位移而導(dǎo)致工件變形。因此，必須將錯(cuò)邊及角變形產(chǎn)生的應(yīng)力集中加以定量的研究分析，以便在規(guī)范中對(duì)允許缺陷大小加以控制。大型高強(qiáng)鋼球罐分拆搬遷整體組焊，目前國(guó)內(nèi)外尚無(wú)先例。
發(fā)明內(nèi)容所要解決的技術(shù)問(wèn)題本發(fā)明所要解決的技術(shù)問(wèn)題是提供一種400m3高強(qiáng)鋼球罐分拆搬遷整體組焊的方法，以解決大型球罐整體搬遷所帶來(lái)的困難和分拆后重新組焊安裝的技術(shù)問(wèn)題。技術(shù)方案本發(fā)明解決其技術(shù)問(wèn)題所采用的技術(shù)方案是提供一種400m3高強(qiáng)鋼球罐分拆搬遷整體組焊方法，包括下列步驟(1)搭設(shè)外部腳手架將球罐本體與梯子平臺(tái)分開(kāi)；(2)劃線和編號(hào)切割前按球罐切割分片部位進(jìn)行編號(hào)，并在要切割球板焊縫兩邊用沖子對(duì)稱做出定位基準(zhǔn)點(diǎn)，在待切割焊縫上標(biāo)出切割預(yù)留位置和焊縫中心線；(3)預(yù)熱切割前，從焊縫的切割起點(diǎn)500mm內(nèi)進(jìn)行預(yù)熱；預(yù)熱溫度為100°C120°C;(4)手工切割將待切割的焊縫起點(diǎn)采用手工切割200mm;(5)半自動(dòng)切割對(duì)球罐所有需要切割的部位采用半自動(dòng)焊切割機(jī)，即將柔性軌道貼緊球殼板，再用切割機(jī)進(jìn)行切割；(6)檢査和驗(yàn)收由人工跟蹤切割檢查；(7)在所有需要切割的焊縫切割完畢后，吊車(chē)就位，用吊車(chē)吊住上極帶板，在吊車(chē)剛好受力時(shí)，手工切斷所有連接部位，然后用吊車(chē)將球板吊到地面上；(8)采用汽運(yùn)加水運(yùn)兩種運(yùn)輸方式運(yùn)達(dá)目的地；(9)對(duì)分拆后的球罐按編號(hào)拼裝焊接，首先進(jìn)行焊前預(yù)熱，再進(jìn)行焊后整體熱處理；最后對(duì)搬遷組焊后的球罐進(jìn)行整體聲發(fā)射檢測(cè)。所述的球罐切割方法為球罐上半部從外部切割，下半部從內(nèi)部進(jìn)行切割，切割時(shí)球罐對(duì)接焊縫將熱影響區(qū)割掉6mm。所述的步驟(2)中球罐共切割為12片，其中極中板整體切割為1片，長(zhǎng)X寬X高4500X4500X600mm共切割2片，極邊板切割成1塊球板1片，長(zhǎng)X寬X高4500X1200X500mm共切割8片，赤道帶切割為帶柱子的8塊球板1片，長(zhǎng)X寬X高9200X5500X4600mm共切割2片，切割后赤道帶方向周長(zhǎng)減少12mm，兩極方向周長(zhǎng)減少48mm。所述的步驟(7)的吊裝順序?yàn)樯蠘O帶板一下極帶板_上邊板一下邊板一赤道板，赤道帶最后的少部分切割吊裝時(shí)需用纜繩固定。所述的步驟(8)的運(yùn)輸方式為極帶板、赤道帶、溫帶平面放置運(yùn)輸，極邊板豎立放置，并用纜繩固定運(yùn)輸；運(yùn)輸過(guò)程中要求配有合適的運(yùn)輸胎具。所述的步驟(9)的球罐焊接的焊縫棱角區(qū)的高度應(yīng)控制在15mm以下，選用焊條型號(hào)為E6015-G。焊接的坡口形式采用非對(duì)稱X型，球罐所有對(duì)接焊縫大坡口在外小坡口內(nèi)。所述的步驟(9)的焊前預(yù)熱溫度應(yīng)不低于75'C150'C，焊后熱處理為低于585'C的焊后整體熱處理。所述的步驟(9)中的整體聲發(fā)射檢測(cè)的傳感器分5層順時(shí)針均勻布置，從球罐頂部開(kāi)始，第一層13號(hào)傳感器，第二層49號(hào)傳感器，第三層1015號(hào)傳感器，第四層1621號(hào)傳感器，第五層2224號(hào)傳感器，IO號(hào)傳感器在AI縱縫中間。有益效果本發(fā)明成功地將400m3高強(qiáng)鋼球罐整體搬遷至目的地，嚴(yán)格控制切割分拆、運(yùn)輸和組焊安裝每一環(huán)節(jié)的細(xì)節(jié)，處理好球罐解體、運(yùn)輸、組對(duì)、捍接、探傷、熱處理等一系列問(wèn)題，解決了大型球罐整體搬遷所帶來(lái)的困難和分拆后重新組焊安裝的技術(shù)問(wèn)題，延長(zhǎng)了球罐的使用壽命。圖1球罐的分割形式。圖2.1球罐焊縫棱角區(qū)有限元模型；圖2.2棱角高度為8mm時(shí)的應(yīng)力分布；圖2.3棱角區(qū)的局部放大圖；圖2.4棱角區(qū)的應(yīng)力圖；圖3.1試板坡口尺寸；圖3.2拉伸試樣形狀與尺寸；圖3.7標(biāo)準(zhǔn)夏比V型缺口沖擊試樣尺寸；圖4.1熱模擬HAZ粗晶區(qū)應(yīng)力釋放試驗(yàn)試樣尺寸;圖5.1焊接熱影響區(qū)最高硬度試板的形狀；圖5.2焊接熱影響區(qū)最高硬度的檢測(cè)位置；圖5.3焊接熱影響區(qū)最高硬度測(cè)定結(jié)果曲線圖；圖6.1斜Y型坡口焊接裂紋試驗(yàn)試板裝配示意圖；圖7.1傳感器布置圖；圖7.2加載程序圖。具體實(shí)施方式下面結(jié)合具體實(shí)施例，進(jìn)一步闡述本發(fā)明。應(yīng)理解，這些實(shí)施例僅用于說(shuō)明本發(fā)明而不用于限制本發(fā)明的范圍。此外應(yīng)理解，在閱讀了本發(fā)明講授的內(nèi)容之后，本領(lǐng)域技術(shù)人員可以對(duì)本發(fā)明作各種改動(dòng)或修改，這些等價(jià)形式同樣落于本申請(qǐng)所附權(quán)利要求書(shū)所限定的范圍。一種大型金屬球罐搬遷方法，研究決定采用球罐分拆搬遷方案，本次搬遷的球罐為已服役十年的高強(qiáng)鋼400nf球罐，鋼板為武鋼生產(chǎn)的07MnCrMoVR鋼，板厚38mm，調(diào)質(zhì)。焊條型號(hào)為E6015-G。該球罐用鋼屬于低焊接裂紋敏感性鋼，屈服強(qiáng)度為490MPa，抗拉強(qiáng)度為610740MPa;已經(jīng)使用了10年，分別對(duì)母材和焊縫金屬進(jìn)行了化學(xué)成分分析，結(jié)果見(jiàn)表3.1?？梢钥闯觯覆呐c焊縫的化學(xué)成分分別符合國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB150-1998《鋼制壓力容器》與GB/T5118-1995《低合金鋼焊條》的技術(shù)要求。表3.1化學(xué)成分<table>tableseeoriginaldocumentpage8</column></row><table>注Pcm為焊Pcra=C+S<formula>formulaseeoriginaldocumentpage8</formula>(1)為了工作方便首先將球罐本體與梯子平臺(tái)分開(kāi)。(2)球罐外部搭設(shè)腳手架，為了拆除工作的方便。(3)球罐切割采用火焰半自動(dòng)切割機(jī)，由于球板切割后不具備互換性，切割前必須按球罐切割分片部位進(jìn)行編號(hào)，并在要切割球板焊縫兩邊用沖子對(duì)稱做出定位基準(zhǔn)點(diǎn)，在待切割焊縫上標(biāo)出切割預(yù)留位置和焊縫中心線，確保安裝質(zhì)量。(4)切割前，要將焊縫的切割起點(diǎn)500mm內(nèi)進(jìn)行預(yù)熱。材質(zhì)07MnCrMoVR的預(yù)熱溫度為IO(TC。(5)由于球罐所有焊縫都是封閉的，所以首先將待切割的焊縫起點(diǎn)采用手工切割200mm長(zhǎng)。為半自動(dòng)切割工作做好鋪墊。(6)對(duì)球罐所有需要切割的部位采用半自動(dòng)焊切割機(jī)(將柔性軌道貼緊球殼板，再用切割機(jī)進(jìn)行切割。)(7)現(xiàn)場(chǎng)技術(shù)負(fù)責(zé)人要跟蹤進(jìn)行切割檢查。球罐上半部從外部切割，下半部從內(nèi)部進(jìn)行切割，切割時(shí)球罐對(duì)接焊縫將熱影響區(qū)割掉6mra(為防止球罐容積變化太大，組裝時(shí)間隙控制在3mm)。切割技術(shù)要求是每切割2000mm留100mm長(zhǎng)的焊縫，在所有需要切割的焊縫切割完畢后，吊車(chē)就位，用吊車(chē)吊住上極帶板，在吊車(chē)剛好受力時(shí)，手工切斷所有連接部位，然后用吊車(chē)將球板吊到地面上。按此方法依次吊裝順序如下上極帶板_下極帶板_上邊板一下邊板一赤道板，赤道帶最后的少部分切割吊裝時(shí)需用纜繩固定。球罐的分割形式如圖l所示，混合瓣式球罐共切割為12片，其中極中板(3塊)整體切割為1片(長(zhǎng)X寬X高4500X4500X600mm)共切割2片，極邊板切割成1塊球板1片(長(zhǎng)X寬X高4500X1200X500ram)共切割8片，赤道帶切割為帶柱子(支柱從l/2處切割)的8塊球板1片(長(zhǎng)X寬X高9200X5500X4600mm)共切割2片。切割后赤道帶方向周長(zhǎng)減少12mm，兩極方向周長(zhǎng)減少48mm。球罐本體分割完畢后可以采用汽運(yùn)加水運(yùn)兩種運(yùn)輸方式。所有球板均用大型專用平板運(yùn)輸車(chē)運(yùn)輸，極帶板、赤道帶、溫帶平面放置運(yùn)輸，極邊板豎立放置，并用纜繩固定運(yùn)輸。運(yùn)輸過(guò)程中要求配有合適的運(yùn)輸胎具，保證球板的弧度不變形，為后續(xù)的安裝更加規(guī)范創(chuàng)造條件。大型球罐在組裝焊接過(guò)程中極易產(chǎn)生錯(cuò)邊及角變形缺陷。該缺陷的存在將在容器中引起嚴(yán)重的應(yīng)力集中，使容器在較低的應(yīng)力下被破壞，而象錯(cuò)邊量、角變形等超標(biāo)缺陷將伴隨設(shè)備終生。焊接變形產(chǎn)生的根本原因一般是焊接時(shí)的不均勻受熱和局部塑性變形導(dǎo)致焊接結(jié)構(gòu)產(chǎn)生殘余應(yīng)力和焊接變形。同時(shí),焊接時(shí)的各種機(jī)械力也可能使結(jié)構(gòu)發(fā)生物理位移而導(dǎo)致工件變形。因此，必須將錯(cuò)邊及角變形產(chǎn)生的應(yīng)力集中加以定量的研究分析，以便在規(guī)范中對(duì)允許缺陷大小加以控制。在此次球罐搬遷與組裝過(guò)程中，為保證設(shè)備以后的安全運(yùn)行，針對(duì)此次400m3球罐組焊進(jìn)行角變形分析。焊接變形的預(yù)測(cè)方法很多，本次采用有限元數(shù)值分析方法進(jìn)行計(jì)算，建立三維有限元模型，對(duì)球罐整體進(jìn)行有限元應(yīng)力分析，同時(shí)，進(jìn)行不同角變形參數(shù)下的應(yīng)力分析和有限元計(jì)算，研究組裝后球殼板的焊縫錯(cuò)邊間隙和角變形極限，以確定焊后棱角的高度上限，指導(dǎo)現(xiàn)場(chǎng)施工的順利進(jìn)行。2.5球罐焊接棱角區(qū)有限元應(yīng)力分析兩臺(tái)400m307MnCrMoVR球罐在移位過(guò)程中，需對(duì)球罐切割，然后在新的地點(diǎn)重新進(jìn)行組焊拼裝，焊后在球罐焊縫上出現(xiàn)了棱角。按照GB150-1998《鋼制壓力容器》的規(guī)定，限制棱角的最大高度不能大于6mm;而GB12337-1998《鋼制球形儲(chǔ)罐》標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定，限制棱角的最大高度不能大于7mm;但日本幾PA201標(biāo)準(zhǔn)中卻規(guī)定，限制棱角的最大高度不能大于15mm?？梢?jiàn)各國(guó)的標(biāo)準(zhǔn)對(duì)于限制棱角的最大高度也有較大的差異?？紤]到本有限元分析主要是討論焊縫棱角區(qū)的應(yīng)力，所以在模型的建立時(shí)作了一定的簡(jiǎn)化，并根據(jù)球罐的對(duì)稱性，取球罐的l/8作為計(jì)算模型。球罐的厚度取38mm，球罐上作用的內(nèi)壓為2.94MPa。為了較好了解焊縫棱角區(qū)的應(yīng)力分布情況和應(yīng)力水平，我們對(duì)球罐進(jìn)行了有限元分析，在分析的模型中我們?cè)O(shè)置了8鵬、lOmm、15mm、和18國(guó)的焊縫棱角，并分向外和向內(nèi)兩種棱角型式。球罐模型的有限元計(jì)算與分析I.棱角高度為8mm時(shí)的應(yīng)力(1)外棱角應(yīng)力經(jīng)過(guò)計(jì)算，可以得到棱角高度為8mm時(shí)的最大應(yīng)力值為280MPa。圖2.2是棱角高度為8mm時(shí)的應(yīng)力分布圖。圖2.3是棱角區(qū)的局部放大圖；圖2.4是棱角區(qū)的應(yīng)力圖。(2)內(nèi)棱角應(yīng)力經(jīng)過(guò)計(jì)算，可以得到棱角高度為8mm時(shí)的最大應(yīng)力值為243MPa。II.棱角高度為10mm時(shí)的應(yīng)力(1)外棱角應(yīng)力經(jīng)過(guò)計(jì)算，可以得到棱角高度為10mm時(shí)的最大應(yīng)力值為294MPa。(2)內(nèi)棱角應(yīng)力經(jīng)過(guò)計(jì)算，可以得到棱角高度為10mm時(shí)的最大應(yīng)力值為287MPa。III.棱角高度為15mm時(shí)的應(yīng)力(1)外棱角應(yīng)力經(jīng)過(guò)計(jì)算，可以得到棱角高度為15mm時(shí)的最大應(yīng)力值為319MPa。(2)內(nèi)棱角應(yīng)力經(jīng)過(guò)計(jì)算，可以得到棱角高度為15mm時(shí)的最大應(yīng)力值為332MPa。IV.棱角高度為18腿時(shí)的應(yīng)力(1)外棱角應(yīng)力經(jīng)過(guò)計(jì)算，可以得到棱角高度為18mm時(shí)的最大應(yīng)力值為375MPa。(2)內(nèi)棱角應(yīng)力經(jīng)過(guò)計(jì)算，可以得到棱角高度為18ram時(shí)的最大應(yīng)力值為390MPa。由于07MnCrMoVR材料的許用應(yīng)力為203MPa，從安全角度出發(fā)，焊縫棱角區(qū)的應(yīng)力可視為一次局部應(yīng)力，按照標(biāo)準(zhǔn)JB4732-1995《鋼制壓力容器一分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》可用1.5倍的材料許用應(yīng)力來(lái)加以限制，因此，現(xiàn)場(chǎng)球罐焊縫棱角區(qū)的高度應(yīng)控制在15mm以下。對(duì)07MnCrMoVR球罐材料性能進(jìn)行測(cè)試，主要包括拉伸性能測(cè)試和沖擊性能測(cè)試，母材和焊縫均分別做室溫與585"C的拉伸、沖擊試驗(yàn)，并對(duì)其斷口進(jìn)行宏觀形貌和材料金相組織的分析。試驗(yàn)所用的07MnCrMoVR鋼板為武鋼生產(chǎn)的原球罐鋼板，板厚38mm。焊接工藝評(píng)定試板為了分析球罐在再次組焊和使用過(guò)程中裂紋的形成原因，根據(jù)由中國(guó)第十三冶金建設(shè)公司提供的球罐焊接工藝評(píng)定報(bào)告，現(xiàn)場(chǎng)取樣進(jìn)行化學(xué)成份分析、各項(xiàng)力學(xué)性能測(cè)試以及金相組織檢驗(yàn)等。坡口形式采用非對(duì)稱X型，球罐所有對(duì)接焊縫大坡口在外小坡口內(nèi)，具體尺寸見(jiàn)圖3.1。焊接工藝評(píng)定試板的工藝參數(shù)見(jiàn)表4.1所示。表4.1試板的焊接工藝參數(shù)<table>tableseeoriginaldocumentpage11</column></row><table>拉伸試驗(yàn)內(nèi)容對(duì)試驗(yàn)用38mm厚07MnCrMoVR鋼板(調(diào)質(zhì)狀態(tài))進(jìn)行取樣，母材和全焊縫標(biāo)準(zhǔn)試樣各一組，每組三根①5mm圓形試樣，進(jìn)行室溫和585'C拉伸試驗(yàn)，以考察鋼板材料的力學(xué)性能變化情況。拉伸試樣的制作及其試驗(yàn)方法按照標(biāo)準(zhǔn)GB/T228-2002《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》與GB/T4338-1995《金屬材料高溫拉伸試驗(yàn)》，試樣形狀與尺寸見(jiàn)圖3.2所示。試驗(yàn)分別在英國(guó)英斯特朗公司生產(chǎn)的液壓伺服萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)Instron-8032與Instron-8800上進(jìn)行，07MnCrMoVR鋼試樣室溫拉伸試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表3.2。表3.207MnCrMoVR鋼拉伸試驗(yàn)結(jié)果<table>tableseeoriginaldocumentpage12</column></row><table>由試驗(yàn)結(jié)果表格3.2可知，試樣Md一3的抗拉強(qiáng)度略低于國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB150的下限，降低了3%，說(shuō)明服役十年后的球罐母材在室溫下抗拉強(qiáng)度方面略有降低；試樣Wd一2的屈服強(qiáng)度也降低了3%，略低于標(biāo)準(zhǔn)GB/T5118-1995的下限，說(shuō)明室溫下焊縫的屈服強(qiáng)度也有所降低，但總體平均值在標(biāo)準(zhǔn)推薦值下限上方附近；高溫下，焊縫的抗拉強(qiáng)度Ob高于母材，而屈服強(qiáng)度0。.2卻比母材略高一些。除此之外，母材與焊縫的斷后延伸率S5與斷面收縮率v均符合相關(guān)的國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)要求?？傮w上講，可以認(rèn)為服役十年后的該球罐材料的強(qiáng)度指標(biāo)和塑性指標(biāo)基本可以滿足標(biāo)準(zhǔn)的要求。拉伸試樣宏觀斷口分析拉伸試樣的斷口宏觀形貌均呈杯錐形，杯錐斷口的底部為垂直于拉伸方向的斷面，外圍是一個(gè)大體與拉伸方向成45。的錐，有明顯的頸縮變形存在，屬于韌性斷裂特征，說(shuō)明服役近10年后的球罐材料在常溫和585t:時(shí)具有一定的塑性。試樣經(jīng)磨光、拋光后，用4%的硝酸酒精腐蝕，在光學(xué)顯微鏡下觀察其調(diào)質(zhì)狀態(tài)的室溫金相組織為鐵素體+回火貝氏體及彌散分布的碳化物，出現(xiàn)貝氏體是由于鋼中含有強(qiáng)碳化物形成元素鉬、釩，使鐵素體-珠光體區(qū)的轉(zhuǎn)變?cè)杏谘娱L(zhǎng)，而貝氏體轉(zhuǎn)變?cè)杏诳s短。室溫焊縫組織為鐵素體+粒狀貝氏體，其組織狀態(tài)均為正常組織。從高溫拉伸試樣金相組織可以看出，高溫母材組織塊狀鐵素體和回火貝氏體及彌散分布的碳化物，與室溫母材組織相比較，其鐵素體塊狀增大，細(xì)小碳化物質(zhì)點(diǎn)在鐵素體基體上沉淀。高溫焊縫組織為鐵素體+粒狀貝氏體。鋼板沖擊性能測(cè)試夏比沖擊試驗(yàn)是衡量材料沖擊韌性的試驗(yàn)，用以反映材料在受到?jīng)_擊載荷作用下，發(fā)生斷裂所吸收的能量，其試驗(yàn)得到的沖擊斷裂吸收功是金屬材料的重要性能指標(biāo)，以判定材料服役后是否發(fā)生了脆化以及確定具體的脆化程度。試驗(yàn)分別在吳忠同力材料試驗(yàn)機(jī)有限公司生產(chǎn)的室溫沖擊試驗(yàn)機(jī)JBD-300A與高溫沖擊試驗(yàn)機(jī)JBG-300上進(jìn)行，沖擊速度為5.2m/s。對(duì)母材和焊縫試樣進(jìn)行室溫和585'C高溫下的沖擊試驗(yàn)，每一試驗(yàn)溫度分別取3個(gè)夏比V型沖擊試樣，如圖3.7，尺寸為55X10X10mm，標(biāo)準(zhǔn)夏比V型缺口沖擊試樣，試樣中心接近l/3板厚處，沖擊試樣的取樣方向與拉伸試樣取樣方向相同，均橫向取樣。試樣的制作及其試驗(yàn)方法按照標(biāo)準(zhǔn)GB/T229-1994《金屬夏比缺口沖擊試驗(yàn)方法》進(jìn)行。從沖擊試驗(yàn)結(jié)果表4.3可以看出室溫沖擊試樣斷裂方式均為非完全韌斷，焊縫的平均沖擊吸收功比母材約低12%,說(shuō)明其經(jīng)過(guò)長(zhǎng)達(dá)十年左右的服役之后，07MnCrMoVR鋼球罐材料并無(wú)脆化傾向，具有一定的抵抗沖擊載荷的能力；高溫沖擊試樣斷裂方式為完全韌斷,焊縫的平均沖擊吸收功比母材約低14%，因此，室溫和585t高溫下母材與焊縫的韌性均可滿足該材料的力學(xué)性能要求。表4.307MnCrMoVR鋼沖擊試驗(yàn)結(jié)果<table>tableseeoriginaldocumentpage13</column></row><table>球罐組焊再熱裂紋敏感性評(píng)價(jià)針對(duì)07MnCrMoVR高強(qiáng)鋼4001113球罐搬遷到羅涇浦鋼現(xiàn)場(chǎng)的需要，通過(guò)熱模擬HAZ粗晶區(qū)應(yīng)力釋放試驗(yàn)和斜Y型坡口焊接裂紋試驗(yàn)方法，評(píng)價(jià)其再熱裂紋敏感性，對(duì)該球罐重新組裝時(shí)的最佳焊后熱處理溫度進(jìn)行研究，確定該材料的后熱處理再熱裂紋敏感區(qū)域，以保證現(xiàn)場(chǎng)施工的順利進(jìn)行。熱模擬HAZ粗晶區(qū)應(yīng)力釋放試驗(yàn)再熱裂紋一般發(fā)生在焊接接頭熱影響的粗晶區(qū)，沿原始奧氏體晶界擴(kuò)展。并且通常發(fā)生在焊趾處與焊根處具有缺口效應(yīng)和高度應(yīng)力集中的部位。再熱裂紋的產(chǎn)生，是由于在焊后熱處理或高溫工作下，殘余應(yīng)力松弛時(shí)產(chǎn)生的應(yīng)變，超過(guò)了熱影響區(qū)粗晶區(qū)的塑性變形能力而產(chǎn)生的。近年來(lái)，隨著焊接試驗(yàn)技術(shù)的不斷進(jìn)步與發(fā)展，國(guó)內(nèi)外廣泛采用了焊接熱模擬試驗(yàn)技術(shù)，來(lái)研究熱影響區(qū)組織、熱處理溫度、應(yīng)力水平對(duì)再熱裂紋的影響，評(píng)定鋼種的再熱裂紋敏感性。與以往的焊接試驗(yàn)方法相比，熱模擬試驗(yàn)具有不用通過(guò)直接焊接，就能方便地模擬出熱影響區(qū)不同部位的熱循環(huán)，從而分別測(cè)出熱影響區(qū)不同部位的力學(xué)、冶金、金相等特征的優(yōu)點(diǎn)。為此，對(duì)該材料進(jìn)行了熱模擬HAZ粗晶區(qū)應(yīng)力釋放試驗(yàn)研究，分析出在同一應(yīng)力水平下材料的再熱裂紋敏感溫度區(qū)，試驗(yàn)裝置型號(hào)為T(mén)HERM0REST0R-W，如圖4.1為實(shí)驗(yàn)尺寸。焊接線能量通常對(duì)低溫高強(qiáng)度鋼的焊接熱影響區(qū)及其焊縫金屬的沖擊韌性影響較大。大線能量焊接時(shí)，由于冷卻速度緩慢，將導(dǎo)致晶粒粗大，韌性降低；反之采用較小的焊接線能量，由于冷卻速度過(guò)快使接頭金屬硬度增高和塑性下降。根據(jù)浦鋼提供的現(xiàn)場(chǎng)施工焊接工藝評(píng)定，其線能量主要在1240KJ/cm范圍內(nèi)，為了保證現(xiàn)場(chǎng)施工以后的順利進(jìn)行，選擇35KJ/cm作為熱模擬試驗(yàn)參數(shù)。焊接加熱峰值溫度為1320°C，80(TC至50(TC的冷卻時(shí)間t8/5為8s，當(dāng)試樣冷卻至IIO(TC時(shí)，從零應(yīng)力控制程序轉(zhuǎn)換為剛性拘束控制，也即是試樣從原來(lái)的自由變形狀態(tài)轉(zhuǎn)換為限制變形的狀態(tài)。當(dāng)應(yīng)力達(dá)到55%后，從剛性拘束控制轉(zhuǎn)換為恒應(yīng)力控制，一直保持到再熱處理升溫程序結(jié)束。從保溫程序開(kāi)始，恒應(yīng)力程序控制又轉(zhuǎn)換為恒應(yīng)變控制，保溫一小時(shí)結(jié)束。卸載后對(duì)試樣進(jìn)行研究分析，觀察有無(wú)裂紋產(chǎn)生。試驗(yàn)參數(shù)和試驗(yàn)數(shù)據(jù)分別見(jiàn)表5.1和表5.2。表5.1熱模擬HAZ粗晶區(qū)應(yīng)力釋放試驗(yàn)參數(shù)<table>tableseeoriginaldocumentpage14</column></row><table>表5.2熱模擬HAZ粗晶區(qū)應(yīng)力釋放試驗(yàn)數(shù)據(jù)<table>tableseeoriginaldocumentpage14</column></row><table>經(jīng)研究分析，試樣R1、R2在焊后熱處理620'CX1小時(shí)的過(guò)程中，均己經(jīng)發(fā)生明顯斷裂，說(shuō)明該材料在此熱處理?xiàng)l件下具有較大的再熱裂紋敏感性，其再熱裂紋應(yīng)力釋放試驗(yàn)。試樣R3、R4在分別經(jīng)過(guò)后熱處理600°CX1小時(shí)和60(TCX1.5小時(shí)之后，雖然未發(fā)生完全斷裂，但根據(jù)其再熱裂紋應(yīng)力釋放試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在后熱處理的保溫過(guò)程中曲線有明顯的波動(dòng)，其內(nèi)部組織很有可能己經(jīng)發(fā)生變化，或者有裂紋出現(xiàn)。試樣R5、R6在后熱處理585X:X1小時(shí)之后并未發(fā)生斷裂，其再熱裂紋應(yīng)力釋放試驗(yàn)，可以看出并無(wú)明顯的再熱裂紋敏感性。為了更加準(zhǔn)確的研究該材料的再熱裂紋敏感區(qū)，進(jìn)一步對(duì)做過(guò)熱模擬試驗(yàn)的試樣進(jìn)行金相分析。分別在每個(gè)熱模擬試樣的加熱部位取縱向試樣，經(jīng)磨樣、拋光、浸蝕、制成金相試樣，對(duì)其顯微組織進(jìn)行檢驗(yàn)。找出在不同的后熱處理?xiàng)l件下，材料組織的變化趨勢(shì)及相關(guān)特征。從以上金相照片得出試樣的顯微組織為馬氏體和少量的殘余奧氏體；試樣R3和試樣R4雖然沒(méi)有發(fā)生完全斷裂，但其組織內(nèi)部已經(jīng)產(chǎn)生裂紋，不少裂紋并不相連而是間斷的狀態(tài)。同時(shí)帶有很多黑點(diǎn)缺陷，附近大量的深色硝酸酒精溶液析出，這些也與再熱裂紋應(yīng)力釋放曲線的明顯波動(dòng)相一致，說(shuō)明后熱處理600'C時(shí)也具有較強(qiáng)的再熱裂紋敏感性；試樣R5和試樣R6也有少量的黑點(diǎn)缺陷，但并未有裂紋出現(xiàn)。對(duì)試樣R1和試樣R2的斷口進(jìn)行掃描電鏡分析，可以看出，試樣R1和R2斷口具有典型的晶間脆性斷裂性質(zhì)，整個(gè)斷口呈塊糖狀形貌特征。這主要是由于晶間的雜質(zhì)偏析(S、P等)和晶界碳化物相的聚集，使得晶界弱化。同時(shí)再熱過(guò)程中合金碳化物沉淀所造成的二次硬化，也會(huì)使晶內(nèi)蠕變抗力提高，促使蠕變易于集中在晶界。晶界的相對(duì)軟化是產(chǎn)生再熱裂紋的關(guān)鍵。斜Y坡口對(duì)接裂紋試驗(yàn)試驗(yàn)內(nèi)容本次同時(shí)采用斜Y坡口焊接裂紋試驗(yàn)方法，依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)GB4675.1-84對(duì)該球罐材料熱影響區(qū)再熱裂紋敏感性進(jìn)行研究。將現(xiàn)場(chǎng)施焊后的標(biāo)準(zhǔn)試板Y6、Y7、Y8分別進(jìn)行585t:x8小時(shí)、620'CX8小時(shí)、65(TCX8小時(shí)后熱處理，并空冷至室溫放置48小時(shí)后用機(jī)械方法解剖。通過(guò)線切割的方法沿焊縫中心線兩側(cè)15mm處取出焊縫，然后以焊縫橫截面為中心，加工至20X20國(guó)的長(zhǎng)條，再按試驗(yàn)焊縫寬度開(kāi)始均勻處與焊縫弧坑中心之間的距離四等橫截面進(jìn)行研磨，用4%硝酸酒精溶液進(jìn)行腐蝕。經(jīng)研究分析，試板Y6、Y7、Y8分別進(jìn)行585。CX8小時(shí)、620。CX8小時(shí)、650。CX8小時(shí)后熱處理，其表面裂紋率和斷面裂紋率均為零，并未出現(xiàn)再熱裂紋。焊接接頭再熱組織金相分析通過(guò)宏觀檢査，發(fā)現(xiàn)斜Y坡口試板分別進(jìn)行焊后熱處理585°CX8小時(shí)、62CTCX8小時(shí)、65(TCX8小時(shí)之后，其表面裂紋率和斷面裂紋率均為零。為了進(jìn)一步研究試板經(jīng)焊后熱處理之后的變化情況，對(duì)試板進(jìn)行了微觀金相組織研究，試樣母材組織為鐵素體+粒狀貝氏體+碳化物顆粒，并且經(jīng)不同焊后熱處理的各試板母材組織并無(wú)明顯差異。熔合區(qū)組織呈具有位向的回火索氏體+回火貝氏體組織，但是熔合區(qū)內(nèi)壁和熔合區(qū)中部金相照片發(fā)現(xiàn)，經(jīng)62(TCX8小時(shí)、65(TCX8小時(shí)焊后熱處理的試板材料焊接接頭組織局部呈魏氏組織，晶界析出碳化物顆粒，使焊縫脆性增加，韌性減少，經(jīng)65(TCX8小時(shí)焊后熱處理的試板材料熔合區(qū)已出現(xiàn)再熱裂紋缺陷。因此，該球罐材料經(jīng)不同溫度的焊后熱處理在宏觀上雖未發(fā)現(xiàn)裂紋，但在微觀金相組織上卻有明顯的差異，說(shuō)明該材料具有一定的再熱裂紋敏感性。經(jīng)過(guò)以上兩種試驗(yàn)結(jié)果的研究分析，熱模擬HAZ粗晶區(qū)應(yīng)力釋放試驗(yàn)說(shuō)明該球罐材料焊后熱處理60(TC以上時(shí)具有較強(qiáng)的再熱裂紋敏感性；雖然斜Y坡口裂紋試驗(yàn)宏觀上雖未出現(xiàn)明顯的再熱裂紋，但經(jīng)620'CX8小時(shí)、650'CX8小時(shí)焊后熱處理的試板材料微觀金相組織上卻有明顯的差異，呈再熱脆化特征，也說(shuō)明該材料具有一定的再熱裂紋敏感性。因此，可以判斷該材料07MnCrMoVR鋼在焊后熱處理為600°C以上時(shí)具有明顯的再熱裂紋敏感性，建議現(xiàn)場(chǎng)施工進(jìn)行低于585'C的焊后整體熱處理，以保證搬遷工作的順利進(jìn)行。焊接熱影響區(qū)最高硬度試驗(yàn)試驗(yàn)內(nèi)容為評(píng)價(jià)07MnCrMoVR鋼板的抗冷裂紋性能，進(jìn)行了焊接熱影響區(qū)的最高硬度試驗(yàn)。焊接熱影響區(qū)最高硬度試驗(yàn)是利用硬度和材料組織性能的相應(yīng)關(guān)系，通過(guò)測(cè)定HAZ的硬度來(lái)評(píng)定鋼材的冷裂紋傾向。焊接冷裂紋是在焊后較低溫度下形成的(一般在馬氏體轉(zhuǎn)變溫度以下)，這種裂紋與氫有關(guān)，又具有延遲開(kāi)裂的性質(zhì)，因此通常又稱其為氫致裂紋或延遲裂紋。焊接冷裂紋的形成與焊道熔敷金屬中的擴(kuò)散氫含量、熱影響區(qū)中的組織及焊后殘余應(yīng)力三個(gè)因素有關(guān)。焊接熱影響區(qū)最高硬度試驗(yàn)分為兩組。第一組試板的制作及其試驗(yàn)方法按照GB4675一84《焊接熱影響區(qū)最高硬度試驗(yàn)方法》標(biāo)準(zhǔn)要求進(jìn)行。試板是由原厚板單面刨至20mm而成(保留鋼板一個(gè)原軋制面)，加工成200mmX75mmX20mm規(guī)格進(jìn)行了室溫焊接試驗(yàn)。第二組試板直接采用38mm07MnCrMoVR鋼原厚板，分別進(jìn)行室溫焊接及預(yù)熱5(TC、預(yù)熱7(TC焊接試驗(yàn)。維氏硬度測(cè)定按GB/T4340-1984《金屬維氏硬度試驗(yàn)方法》的規(guī)定進(jìn)行，加載載荷10Kg。試樣規(guī)格見(jiàn)表6.l所示，其中試件D22、D32、D42選用球罐原厚度38mm，以評(píng)價(jià)球罐材料實(shí)際使用情況。表6.1焊接熱影響區(qū)最高硬度試件規(guī)格mm<table>tableseeoriginaldocumentpage17</column></row><table>試驗(yàn)步驟:(1)試件形狀見(jiàn)圖5.1，試件的標(biāo)準(zhǔn)厚度為20mm。試件采用氣割下料。(2)在焊接試驗(yàn)焊縫之前，用適當(dāng)?shù)募訜岱椒ㄇ宄砻嫠?、油脂。待充分冷卻后，用千葉輪和鋼絲刷打磨除銹，最后用丙酮洗凈。試驗(yàn)焊條采用05mm的E6015-G焊條，焊接電源為直流反極性連接。(3)焊接條件室溫環(huán)境溫度為2(TC，焊接規(guī)范為150A-25V-12cm/min(25KJ/cm)，焊條焊前經(jīng)350'CX1小時(shí)的烘培并在IOO'C保溫下使用。(4)焊接時(shí)在試件的兩端要支承架空，試件下面要留有足夠的空間，D11和D22為室溫焊接，D32、D42試件的預(yù)熱溫度分別為50'C、70'C。試件焊后在靜止空氣中自然冷卻，且不進(jìn)行任何熱處理。(5)焊后至少經(jīng)過(guò)12h后能取硬度檢測(cè)試樣，取后盡快測(cè)試硬度。(6)用帶鋸將試板沿焊縫中心線兩側(cè)各10mm處，將焊縫取出，每塊試板再經(jīng)試樣切片機(jī)按試驗(yàn)焊縫寬度開(kāi)始均勻處分別取三個(gè)試樣，再對(duì)試樣的橫截面進(jìn)行研磨，用4%硝酸酒精溶液進(jìn)行腐蝕，然后如圖5.2所示，劃一條既切于熔合線底部切點(diǎn)0，又平行于試板軋制表面的直線，在此直線上每隔0.5mm進(jìn)行室溫下，載荷為10kg的維氏硬度測(cè)定，切點(diǎn)0及其兩側(cè)8個(gè)點(diǎn)作為硬度的測(cè)定點(diǎn)。試驗(yàn)結(jié)果分析試板在不同焊前預(yù)熱溫度下施焊的維氏硬度測(cè)定點(diǎn)位置及其硬度值匯總于表6.2，由表中數(shù)據(jù)整理的硬度測(cè)定點(diǎn)位置及其硬度值曲線示于圖5.3。從測(cè)試結(jié)果可知第一組試板Dll為標(biāo)準(zhǔn)20mm厚，不預(yù)熱焊接時(shí)熱影響區(qū)最高硬度為HV,^351。第二組試板為38mm厚，不預(yù)熱焊接時(shí)，試板D22熱影響區(qū)最高硬度mL^360，預(yù)熱50'C焊接時(shí)，試板D32熱影響區(qū)最高硬度肌，=361,預(yù)熱70'C焊接時(shí)，試板D42熱影響區(qū)最高硬度HV,^343。按照IIW的規(guī)定，以焊接熱影響區(qū)最高硬度不大于350HV作為評(píng)定鋼材是否具有焊接冷裂紋傾向的標(biāo)準(zhǔn)，則從本試驗(yàn)結(jié)果可知，本試驗(yàn)用38mm的07MnCrMoVR鋼厚板具有一定的冷裂紋敏感性。第一組由于板厚較薄，冷卻速度較慢，最高硬度HV,為351HV，說(shuō)明07MnCrMoVR鋼板淬硬傾向較?。粚?duì)于第二組，由于采用38mm原厚板，冷卻速度加快，不預(yù)熱焊接時(shí)HV皿達(dá)到了360HV，超過(guò)了350HV，尚有一定的淬硬性。這表明熱影響區(qū)最高硬度的提高除了與焊接冷卻速度的加快有關(guān)之外，還與本試驗(yàn)用的07MnCrMoVR鋼P(yáng)^值偏上限有關(guān)(這里^已達(dá)0.198%)。也說(shuō)明了，對(duì)于本試驗(yàn)用鋼板在焊接時(shí)適當(dāng)?shù)剡M(jìn)行預(yù)熱是必要的。表6.207MnCrMoVR試板焊接熱影響區(qū)最高硬度測(cè)定結(jié)果HV10<table>tableseeoriginaldocumentpage18</column></row><table>球罐組焊冷裂紋敏感性評(píng)價(jià)由于低碳低合金高強(qiáng)鋼中的碳含量較低，嚴(yán)格控制了硫、磷雜質(zhì)，而錳含量及Mn/S比又較高，因此低合金高強(qiáng)鋼的焊接熱裂紋傾向較小。低合金高強(qiáng)鋼焊接裂紋主要是冷裂紋。為了防止冷裂紋的產(chǎn)生，在已經(jīng)確定球罐材質(zhì)的情況下，應(yīng)從焊接工藝上嚴(yán)格把關(guān)。在其它條件確定的前提下，最重要的是選取合適的預(yù)熱溫度，預(yù)熱能有效地防止焊接冷裂紋的發(fā)生。GB50094-98《球形儲(chǔ)罐施工及驗(yàn)收規(guī)范》中，巳對(duì)國(guó)內(nèi)常用鋼的焊接預(yù)熱溫度做出了明確規(guī)定。因此，加強(qiáng)對(duì)焊接過(guò)程中的預(yù)熱強(qiáng)度和層間溫度的控制是保證球罐現(xiàn)場(chǎng)組裝焊接質(zhì)量的重要環(huán)節(jié)。為此，本部分分別采用了焊接冷裂紋敏感性指數(shù)與斜Y坡口對(duì)接裂紋試驗(yàn)等評(píng)定方法來(lái)評(píng)定07MnCrttoVR鋼板的焊接冷裂紋敏感性，從而確定試驗(yàn)用鋼組焊球罐的焊接預(yù)熱溫度。主要根據(jù)我國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB4675.l-84方法對(duì)該材料進(jìn)行斜Y坡口對(duì)接裂紋試驗(yàn)。試驗(yàn)主要是研究實(shí)際使用材料在不同的預(yù)熱溫度下其焊接冷裂紋敏感性，以避免實(shí)際施焊中產(chǎn)生焊接冷裂紋，試板焊接預(yù)熱溫度分別為室溫、預(yù)熱4(TC、預(yù)熱50'C和預(yù)熱7(TC。焊接冷裂紋敏感指數(shù)法鋼材的化學(xué)成分與其焊接熱影響區(qū)的硬度和冷裂紋傾向有著密切關(guān)系。對(duì)于低碳多種微合金元素體系的低合金鋼，日本的伊藤、別所采用斜Y型坡口鐵研試驗(yàn)對(duì)近200個(gè)鋼種進(jìn)行過(guò)研究，建立了低合金高強(qiáng)度鋼的焊接裂紋敏感性組成Pcm和焊接冷裂紋敏感性指數(shù)Pc，并相應(yīng)建立了小鐵研試驗(yàn)預(yù)測(cè)焊接預(yù)熱溫度To的經(jīng)驗(yàn)公式。一般認(rèn)為，下述公式可用于碳含量不大于O.16%、抗拉強(qiáng)度為400900MPa的低合金高強(qiáng)度鋼。n"M"CwMOMF葉尸cw=C+—+——+——+—+—+——+——+553020206020510尸c=尸cw+皿+i(o/o)606007b=1440Pc-392(°C)式中[H]——采用日本JIS3113標(biāo)準(zhǔn)測(cè)定的熔敷金屬擴(kuò)散氫含量(ml/100g);T——板厚(mm);To——最低焊前預(yù)熱溫度(°C)。根據(jù)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB150，針對(duì)本項(xiàng)目用38mm厚07MnCrMoVR鋼板的Pcm技術(shù)要求值應(yīng)小于或等于0.20%，見(jiàn)表3.1。以及本項(xiàng)目用E6015-G焊條其熔敷金屬擴(kuò)散氫含量[H]的技術(shù)要求值按照GB50094-98《球形儲(chǔ)罐施工及驗(yàn)收規(guī)范》應(yīng)小于或等于4ml/100g。按上述公式計(jì)算，38mm厚07MnCrMoVR鋼板的焊接冷裂紋敏感性指數(shù)Pc為0.323%,則小鐵研試驗(yàn)不裂的最低焊前預(yù)熱溫度To約為73'C。計(jì)算結(jié)果顯示，該鋼板具有較低的焊接冷裂紋敏感性。但是焊接冷裂紋的傾向不僅與化學(xué)成分、板厚、含氫量有關(guān)，而且與母材的冶金質(zhì)量等因素有關(guān)，因此實(shí)際所選用的預(yù)熱溫度需進(jìn)行斜Y坡口對(duì)接裂紋試驗(yàn)驗(yàn)證。斜Y坡口對(duì)接裂紋試驗(yàn)試驗(yàn)內(nèi)容為評(píng)價(jià)07MnCrMoVR鋼焊接熱影響區(qū)的焊接冷裂紋敏感性，對(duì)試驗(yàn)用38m厚鋼板按GB4675.1—1984《斜Y型坡口焊接裂紋試驗(yàn)方法》標(biāo)準(zhǔn)的規(guī)定進(jìn)行了焊接性試驗(yàn)。試驗(yàn)試板尺寸與形狀見(jiàn)圖6.1，試板規(guī)格為200X150X38mm，共4件。預(yù)熱分不預(yù)熱、預(yù)熱40。C、預(yù)熱50'C、預(yù)熱7(TC四組。試驗(yàn)焊縫焊完后放置48小時(shí)后進(jìn)行宏觀檢測(cè)，結(jié)果表面均未發(fā)現(xiàn)裂紋。通過(guò)線切割的方法沿焊縫中心線兩側(cè)15mm處取出焊縫，然后以焊縫橫截面為中心，加工至20X20圓的長(zhǎng)條，再按試驗(yàn)焊縫寬度開(kāi)始均勻處與焊縫弧坑中心之間的距離四等分取樣，然后對(duì)試樣的橫截面進(jìn)行研磨，用4%硝酸酒精溶液進(jìn)行腐蝕。對(duì)試板焊縫斷面進(jìn)行宏觀與微觀檢査分析，試樣Y1、Y2、Y3、Y4均未發(fā)現(xiàn)裂紋，其斜Y坡口對(duì)接裂紋試驗(yàn)的表面裂紋率和斷面裂紋率均為零。由焊接熱影響區(qū)最高硬度試驗(yàn)可知，低合金調(diào)質(zhì)鋼07MnCrMoVR鋼具有一定的淬硬傾向，在焊接冷卻過(guò)程中焊接熱影響區(qū)容易產(chǎn)生馬氏體組織，而且大厚度鋼板在焊接時(shí)拘束應(yīng)力較大，如果焊接工藝措施不當(dāng)，很容易產(chǎn)生冷裂紋。因此，對(duì)07MnCrMoVR鋼斜Y坡口對(duì)接裂紋試樣繼續(xù)進(jìn)行微觀檢査與分析，考察試樣在不同的預(yù)熱溫度下金相組織的變化，以評(píng)價(jià)其焊接冷裂紋傾向。焊接接頭金相組織分析本次對(duì)焊前不預(yù)熱、預(yù)熱4(TC、預(yù)熱5(TC、預(yù)熱7(TC斜Y坡口焊接試樣進(jìn)行材料金相組織分析，雖然從前面宏觀肉眼上沒(méi)有觀察到冷裂紋產(chǎn)生，但需進(jìn)一步從微觀組織上判斷焊接試樣內(nèi)部是否存在裂紋性缺陷。從中可以觀察到母材的組織為鐵素體+粒狀貝氏體+碳化物顆粒，仔細(xì)觀察不預(yù)熱狀況、預(yù)熱40'C、預(yù)熱50'C、預(yù)熱7(TC狀況下其母材組織是一致的，組織形貌基本上沒(méi)有很大的差異。對(duì)于焊縫來(lái)說(shuō)，焊縫組織為先共析鐵素體沿柱狀晶分布+回火貝氏體，同樣不同的預(yù)熱狀態(tài)下其各組織基本上沒(méi)有很大的變化。對(duì)于焊縫熔合區(qū)組織來(lái)說(shuō)，其不同的預(yù)熱狀況下的組織卻有所不同，具體表現(xiàn)在在不預(yù)熱狀況下，組織雖然同為貝氏體，但原奧氏體晶界上析出相和偏析分布情況卻大有不同。從這些圖中可以看出，不預(yù)熱狀況和預(yù)熱40'C時(shí)的焊縫熔合區(qū)組織晶界上的析出相明顯增多，并呈鏈狀形態(tài)，且晶界粗大。在預(yù)熱5(TC、7(TC時(shí)的焊縫熔合區(qū)組織原奧氏體晶界上沒(méi)有析出相或偏析存在。此外，本次斜Y坡口焊接試樣通過(guò)解剖宏觀上并沒(méi)有發(fā)現(xiàn)存在冷裂紋，但在不預(yù)熱焊接金相照片中可以觀察到沿晶界分布和穿晶狀態(tài)下的微裂紋存在。這說(shuō)明焊縫熔合區(qū)部位在室溫附近直接焊接時(shí)，07MnCrMoVR鋼的冷裂紋還是較為敏感的球罐聲發(fā)射檢測(cè)報(bào)告為掌握搬遷組焊后的球罐整體安全狀況，保證危險(xiǎn)缺陷的檢出率，根據(jù)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T18182-2000《金屬壓力容器聲發(fā)射檢測(cè)及結(jié)果評(píng)價(jià)方法》對(duì)07MnCrMoVR高強(qiáng)鋼400m3高壓氧氣球罐進(jìn)行了聲發(fā)射技術(shù)整體監(jiān)測(cè)球罐，對(duì)聲發(fā)射定位源信號(hào)強(qiáng)度進(jìn)行分析，確定聲發(fā)射定位源信號(hào)的綜合等級(jí)，來(lái)確定是否需要利用常規(guī)無(wú)損檢測(cè)復(fù)驗(yàn)，確保球罐安全使用。07MnCrMoVR高強(qiáng)鋼400m3高壓氧氣球罐聲發(fā)射檢測(cè)參數(shù)見(jiàn)表8.1表8.1球罐聲發(fā)射檢測(cè)參數(shù)<table>tableseeoriginaldocumentpage21</column></row><table>如圖7.1、圖7.2所示:采用124號(hào)傳感器分5層順時(shí)針均勻布置，從球罐頂部開(kāi)始，第一層13號(hào)傳感器，第二層49號(hào)傳感器，第三層1015號(hào)傳感器，第四層1621號(hào)傳感器，第五層2224號(hào)傳感器，10號(hào)傳感器在A1縱縫中間。模擬源位置是22號(hào)傳感器旁邊；17號(hào)18號(hào)傳感器中間；13號(hào)14號(hào)傳感器中間；2號(hào)6號(hào)7號(hào)傳感器中間。圖8.4中模擬源位置是23號(hào)24號(hào)傳感器中間；4號(hào)9號(hào)傳感器中間；8號(hào)9號(hào)傳感器中間；13號(hào)14號(hào)傳感器中間。定位基本準(zhǔn)確，可以滿足監(jiān)測(cè)的需要。結(jié)論針對(duì)本次07MnCrMoVR高強(qiáng)鋼40(^3球罐搬遷整體組焊進(jìn)行了裂紋敏感性評(píng)價(jià)，對(duì)已使用約十年的球罐材料進(jìn)行測(cè)試化學(xué)成份分析及其力學(xué)性能測(cè)試，評(píng)價(jià)該07MnCrMoVR球罐材料的冷裂紋敏感性與再熱裂紋敏感性等，為現(xiàn)場(chǎng)球罐組焊施工提供工藝參考依據(jù)，提供具體研究結(jié)果如下(1)通過(guò)有限元數(shù)值分析方法建立三維有限元球罐模型，進(jìn)行有限元應(yīng)力計(jì)算分析，按照標(biāo)準(zhǔn)JB4732-1995用1.5倍的材料許用應(yīng)力來(lái)加以限制，該07MnCrMoVR球罐材料現(xiàn)場(chǎng)球罐焊縫棱角區(qū)的高度應(yīng)控制在15mm以下，以保證現(xiàn)場(chǎng)施工的順利進(jìn)行。(2)經(jīng)研究分析，該球罐母材與焊縫的化學(xué)成份均符合相關(guān)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)。(3)服役十年后的球罐母材與焊縫的強(qiáng)度指標(biāo)略微下降了3%左右，但總體平均值在標(biāo)準(zhǔn)推薦值下限上方附近，其塑性指標(biāo)及其韌性滿足材料技術(shù)要求。因此，總體上可以認(rèn)為該球罐材料的力學(xué)性能基本可以滿足標(biāo)準(zhǔn)的要求。(4)通過(guò)熱模擬HAZ粗晶區(qū)應(yīng)力釋放試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)焊后熱處理62(TC具有較大的再熱裂紋敏感性；焊后熱處理60(TC時(shí)其組織內(nèi)部產(chǎn)生再熱裂紋，也具有一定的再熱裂紋敏感性；585"后熱處理時(shí)其再熱裂紋不敏感。斜Y坡口焊接裂紋試驗(yàn)宏觀上并沒(méi)有出現(xiàn)再熱裂紋，經(jīng)620°CX8小時(shí)、65(TCX8小時(shí)焊后熱處理的試板材料微觀金相組織上卻有明顯的差異，呈再熱脆化特征，也說(shuō)明該材料具有一定的再熱裂紋敏感性。因此，可以判斷該材料07MnCrMoVR鋼在焊后熱處理為600°C以上時(shí)具有明顯的再熱裂紋敏感性，建議現(xiàn)場(chǎng)施工進(jìn)行低于585。C的焊后整體熱處理。(5)從焊接熱影響區(qū)最高硬度試驗(yàn)結(jié)果看，在焊接不預(yù)熱與預(yù)熱5(TC時(shí)其最高硬度值均高于350HV,具有一定的淬硬傾向，因此，38mm的07MnCrMoVR鋼板具有一定的冷裂紋敏感性。(6)通過(guò)焊接冷裂紋敏感性小鐵研試驗(yàn)，在不預(yù)熱、預(yù)熱4(TC、預(yù)熱5(TC、預(yù)熱70'C的情況下宏觀上均未出現(xiàn)冷裂紋。但其微觀金相組織表明，不預(yù)熱狀況和預(yù)熱40'C時(shí)的焊縫熔合區(qū)組織晶界上的析出相明顯增多，并呈鏈狀形態(tài)，且晶界粗大。并且在不預(yù)熱焊接金相照片中可以觀察到沿晶界分布和穿晶狀態(tài)下的微裂紋存在，這說(shuō)明焊縫熔合區(qū)部位在室溫附近直接焊接時(shí)，07MnCrMoVR鋼的冷裂紋還是較為敏感的。(7)綜合比較焊接熱影響區(qū)最高硬度法與斜Y坡口對(duì)接裂紋試驗(yàn)法試驗(yàn)結(jié)果以及焊接冷裂紋敏感指數(shù)法計(jì)算結(jié)果，發(fā)現(xiàn)焊前預(yù)熱溫度《5(TC時(shí)，均具有一定的冷裂紋傾向。焊前預(yù)熱70'C時(shí)，上述兩種裂紋試驗(yàn)方法均未出現(xiàn)冷裂紋。根據(jù)此試驗(yàn)結(jié)果，同時(shí)參考GB50094-98《球形儲(chǔ)罐施工及驗(yàn)收規(guī)范》的有關(guān)規(guī)定，并考慮到工程施工影響因素的復(fù)雜性，本試驗(yàn)推薦38mm厚07MnCrMoVR鋼板組焊時(shí)焊前預(yù)熱溫度應(yīng)不低于75°C。(8)按照國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T18182-2000《金屬壓力容器聲發(fā)射檢測(cè)及結(jié)果評(píng)價(jià)方法》對(duì)搬遷組焊后的球罐進(jìn)行整體聲發(fā)射檢測(cè)，結(jié)果表明該氮?dú)馇蚬蘼暟l(fā)射源為中強(qiáng)度、弱活性，綜合等級(jí)定為C級(jí)，不需要復(fù)驗(yàn)。權(quán)利要求1.一種400m3高強(qiáng)鋼球罐分拆搬遷整體組焊方法，包括下列步驟(1)搭設(shè)外部腳手架將球罐本體與梯子平臺(tái)分開(kāi)；(2)劃線和編號(hào)切割前按球罐切割分片部位進(jìn)行編號(hào)，并在要切割球板焊縫兩邊用沖子對(duì)稱做出定位基準(zhǔn)點(diǎn)，在待切割焊縫上標(biāo)出切割預(yù)留位置和焊縫中心線；(3)預(yù)熱切割前，從焊縫的切割起點(diǎn)500mm內(nèi)進(jìn)行預(yù)熱；預(yù)熱溫度為100℃～120℃；(4)手工切割將待切割的焊縫起點(diǎn)采用手工切割200mm；(5)半自動(dòng)切割對(duì)球罐所有需要切割的部位采用半自動(dòng)焊切割機(jī)，即將柔性軌道貼緊球殼板，再用切割機(jī)進(jìn)行切割；(6)檢查和驗(yàn)收由人工跟蹤切割檢查；(7)在所有需要切割的焊縫切割完畢后，吊車(chē)就位，用吊車(chē)吊住上極帶板，在吊車(chē)剛好受力時(shí)，手工切斷所有連接部位，然后用吊車(chē)將球板吊到地面上；(8)采用汽運(yùn)加水運(yùn)兩種運(yùn)輸方式運(yùn)達(dá)目的地；(9)對(duì)分拆后的球罐按編號(hào)拼裝焊接，首先進(jìn)行焊前預(yù)熱，再進(jìn)行焊后整體熱處理；最后對(duì)搬遷組焊后的球罐進(jìn)行整體聲發(fā)射檢測(cè)。2.根據(jù)權(quán)利要求l所述的一種400m3高強(qiáng)鋼球罐分拆搬遷整體組焊方法，其特征在于所述的球罐切割方法為球罐上半部從外部切割，下半部從內(nèi)部進(jìn)行切割，切割時(shí)球罐對(duì)接焊縫將熱影響區(qū)割掉6mm。3.根據(jù)權(quán)利要求l所述的一種400m3高強(qiáng)鋼球罐分拆搬遷整體組焊方法，其特征在于所述的步驟(2)中球罐共切割為12片，其中極中板整體切割為1片，長(zhǎng)X寬X高4500X4500X600mm共切割2片，極邊板切割成1塊球板1片，長(zhǎng)X寬X高4500X1200X500mm共切割8片，赤道帶切割為帶柱子的8塊球板1片，長(zhǎng)X寬X高9200X5500X4600mm共切割2片，切割后赤道帶方向周長(zhǎng)減少12mm，兩極方向周長(zhǎng)減少48mm。4.根據(jù)權(quán)利要求l所述的一種400m3高強(qiáng)鋼球罐分拆搬遷整體組焊方法，其特征在于所述的步驟(7)的吊裝順序?yàn)樯蠘O帶板下極帶板上邊板一下邊板一赤道板，赤道帶最后的少部分切割吊裝時(shí)需用纜繩固定。5.根據(jù)權(quán)利要求1所述的一種400m3高強(qiáng)鋼球罐分拆搬遷整體組焊方法，其特征在于所述的步驟(8)的運(yùn)輸方式為極帶板、赤道帶、溫帶平面放置運(yùn)輸，極邊板豎立放置，并用纜繩固定運(yùn)輸；運(yùn)輸過(guò)程中要求配有合適的運(yùn)輸胎具。6.根據(jù)權(quán)利要求1所述的一種400m3高強(qiáng)鋼球罐分拆搬遷整體組焊方法，其特征在于所述的步驟(9)的球罐焊接的焊縫棱角區(qū)的高度應(yīng)控制在15mm以下，選用焊條型號(hào)為E6015-G。焊接的坡口形式采用非對(duì)稱X型，球罐所有對(duì)接焊縫大坡口在外小坡口內(nèi)。7.根據(jù)權(quán)利要求1所述的一種400m3高強(qiáng)鋼球罐分拆搬遷整體組焊方法，其特征在于所述的步驟(9)的焊前預(yù)熱溫度應(yīng)為75°C150°C，焊后熱處理為低于585'C的焊后整體熱處理。8.根據(jù)權(quán)利要求1所述的一種400m3高強(qiáng)鋼球罐分拆搬遷整體組焊方法，其特征在于所述的步驟(9)中的整體聲發(fā)射檢測(cè)的傳感器分5層順時(shí)針均勻布置，從球罐頂部開(kāi)始，第一層13號(hào)傳感器，第二層49號(hào)傳感器，第三層1015號(hào)傳感器，第四層1621號(hào)傳感器，第五層2224號(hào)傳感器，IO號(hào)傳感器在AI縱縫中間。全文摘要本發(fā)明涉及一種400m³高強(qiáng)鋼球罐分拆搬遷整體組焊方法，包括下列步驟將球罐本體與梯子平臺(tái)分開(kāi)；切割前按球罐切割分片部位進(jìn)行編號(hào)，從焊縫的切割起點(diǎn)500mm內(nèi)進(jìn)行預(yù)熱；預(yù)熱溫度為100℃；將待切割的焊縫起點(diǎn)采用手工切割200mm；對(duì)球罐所有需要切割的部位采用半自動(dòng)焊切割機(jī)；由人工跟蹤切割檢查；采用汽運(yùn)加水運(yùn)兩種運(yùn)輸方式運(yùn)達(dá)目的地；對(duì)分拆后的球罐按編號(hào)拼裝焊接，首先進(jìn)行焊前預(yù)熱，再進(jìn)行焊后整體熱處理；最后對(duì)搬遷組焊后的球罐進(jìn)行整體聲發(fā)射檢測(cè)。本發(fā)明成功地將400m³高強(qiáng)鋼球罐整體搬遷至目的地，解決了大型球罐整體搬遷所帶來(lái)的困難和分拆后重新組焊安裝的技術(shù)問(wèn)題，延長(zhǎng)了球罐的使用壽命。文檔編號(hào)B23K37/00GK101240663SQ20071017290公開(kāi)日2008年8月13日申請(qǐng)日期2007年12月18日優(yōu)先權(quán)日2007年12月18日發(fā)明者明孫,楊惠谷,羅曉明,蔣曉東,錢(qián)耀洲申請(qǐng)人:上海市特種設(shè)備監(jiān)督檢驗(yàn)技術(shù)研究院;華東理工大學(xué);中冶天工建設(shè)有限公司