CN101240663A - 一种400立方米高强钢球罐分拆搬迁整体组焊方法 - Google Patents

Abstract

本发明涉及一种400m³高强钢球罐分拆搬迁整体组焊方法，包括下列步骤：将球罐本体与梯子平台分开；切割前按球罐切割分片部位进行编号，从焊缝的切割起点500mm内进行预热；预热温度为100℃；将待切割的焊缝起点采用手工切割200mm；对球罐所有需要切割的部位采用半自动焊切割机；由人工跟踪切割检查；采用汽运加水运两种运输方式运达目的地；对分拆后的球罐按编号拼装焊接，首先进行焊前预热，再进行焊后整体热处理；最后对搬迁组焊后的球罐进行整体声发射检测。本发明成功地将400m³高强钢球罐整体搬迁至目的地，解决了大型球罐整体搬迁所带来的困难和分拆后重新组焊安装的技术问题，延长了球罐的使用寿命。

Description

一种400立方米高强钢球罐分拆搬迁整体组焊方法

技术领域

本发明属焊接工程技术领域，特别是涉及一种400m³高强钢球罐分拆搬迁整体组焊方法。

背景技术

宝钢集团上海浦东钢铁有限公司4台400m³球罐由于世博选址改造需分拆搬迁至罗泾浦江厂重新组装。其中两台球罐为国产武钢生产的07MnCrMoVR材料，球罐相关技术参数见表1.1，该球罐材料属于低合金高强度钢，系调质钢种，主要是在钢中添加一定含量的合金元素，通过合金沉淀相析出来提高材料的强度。该厚度高达38mm，由于本次要进行现场切割，然后经运输至新厂址重新组焊安装，之后还需整体热处理，热处理温度高达600℃左右。在上述过程中，该球罐材料经过反复受热循环，多达三次，针对该钢种的自身特点不可避免会遇到以下影响安全的几个重要问题，其一，分拆运输过程中的安全性问题；其二，球罐材料过去使用状况及目前安全状况是否有效掌握，包括老焊缝的质量问题；其三，在此次搬迁过程中实施切割后重新组焊时是否会导致球罐材料焊接部位产生焊接冷裂纹，其预热温度是否要控制等问题；其四，在热处理过程中对于厚度38mm的球罐是否会出现再热裂纹，其敏感性如何评价等问题。

根据国内武汉生产的07MnCrMoVR材料以往实际使用经验，现已出现开罐检查发现很多内表面产生裂纹的案例，就该钢种而言，特别是厚度超过34mm的球罐新生产的07MnCrMoVR(国内)材料，上述几个问题，也是较为敏感的研究课题，而本次是针对已经使用了约十年以后的旧材料，在此基础上又多次经过反复受热后的再次使用，该项目研究内容对今后的安全生产有着很大的指导性意义。

表1.1 07MnCrMoVR球罐的主要技术参数

球罐的搬迁有两种方案，一是整体运输：将球罐整体装在拖排上运至现场，再用大型吊车就位。整体搬迁工期短，不影响球罐质量与容量，但是球罐为超高超限设备，搬迁前需认真考察球罐运输路线，难度在超限设备运输及对外协调上，运输沿途需横穿铁路、数量众多的架空电缆、电线、广告牌等，尤其对远距离搬迁有很大的难度，其成本将大大的提高。二是切割分片运输：将球罐按逆组装次序部分或全部切割开，分别用拖车运到现场，重新组焊。这种方法增大了球罐组对、焊接、探伤、热处理等工作量，且容易影响球罐的质量和容积，但不需要使用大型吊车，搬迁运输过程成本很低。国内目前大多数球罐搬迁都是采用整体运输方法，针对本次球罐搬迁，经过慎重研究决定采用球罐分拆搬迁方案，严格控制切割分拆、运输和组焊安装每一环节的细节，处理好球罐解体、运输、组对、捍接、探伤、热处理等一系列问题。

大型球罐在组装焊接过程中极易产生错边及角变形缺陷。该缺陷的存在将在容器中引起严重的应力集中，使容器在较低的应力下被破坏，而象错边量、角变形等超标缺陷将伴随设备终生。焊接变形产生的根本原因一般是焊接时的不均匀受热和局部塑性变形导致焊接结构产生残余应力和焊接变形。同时，焊接时的各种机械力也可能使结构发生物理位移而导致工件变形。因此，必须将错边及角变形产生的应力集中加以定量的研究分析，以便在规范中对允许缺陷大小加以控制。

大型高强钢球罐分拆搬迁整体组焊，目前国内外尚无先例。

发明内容

所要解决的技术问题

本发明所要解决的技术问题是提供一种400m³高强钢球罐分拆搬迁整体组焊的方法，以解决大型球罐整体搬迁所带来的困难和分拆后重新组焊安装的技术问题。

技术方案

本发明解决其技术问题所采用的技术方案是：提供一种400m³高强钢球罐分拆搬迁整体组焊方法，包括下列步骤：

(1)搭设外部脚手架：将球罐本体与梯子平台分开；

(2)划线和编号：切割前按球罐切割分片部位进行编号，并在要切割球板焊缝两边用冲子对称做出定位基准点，在待切割焊缝上标出切割预留位置和焊缝中心线；

(3)预热：切割前，从焊缝的切割起点500mm内进行预热；预热温度为100℃～120℃；

(4)手工切割：将待切割的焊缝起点采用手工切割200mm；

(5)半自动切割：对球罐所有需要切割的部位采用半自动焊切割机，即将柔性轨道贴紧球壳板，再用切割机进行切割；

(6)检查和验收：由人工跟踪切割检查；

(7)在所有需要切割的焊缝切割完毕后，吊车就位，用吊车吊住上极带板，在吊车刚好受力时，手工切断所有连接部位，然后用吊车将球板吊到地面上；

(8)采用汽运加水运两种运输方式运达目的地；

(9)对分拆后的球罐按编号拼装焊接，首先进行焊前预热，再进行焊后整体热处理；

最后对搬迁组焊后的球罐进行整体声发射检测。

所述的球罐切割方法为球罐上半部从外部切割，下半部从内部进行切割，切割时球罐对接焊缝将热影响区割掉6mm。

所述的步骤(2)中球罐共切割为12片，其中极中板整体切割为1片，长×宽×高4500×4500×600mm共切割2片，极边板切割成1块球板1片，长×宽×高4500×1200×500mm共切割8片，赤道带切割为带柱子的8块球板1片，长×宽×高9200×5500×4600mm共切割2片，切割后赤道带方向周长减少12mm，两极方向周长减少48mm。

所述的步骤(7)的吊装顺序为：上极带板-下极带板-上边板-下边板-赤道板，赤道带最后的少部分切割吊装时需用缆绳固定。

所述的步骤(8)的运输方式为：极带板、赤道带、温带平面放置运输，极边板竖立放置，并用缆绳固定运输；运输过程中要求配有合适的运输胎具。

所述的步骤(9)的球罐焊接的焊缝棱角区的高度应控制在15mm以下，选用焊条型号为E6015-G。焊接的坡口形式采用非对称X型，球罐所有对接焊缝大坡口在外小坡口内。

所述的步骤(9)的焊前预热温度应不低于75℃～150℃，焊后热处理为低于585℃的焊后整体热处理。

所述的步骤(9)中的整体声发射检测的传感器分5层顺时针均匀布置，从球罐顶部开始，第一层1～3号传感器，第二层4～9号传感器，第三层10～15号传感器，第四层16～21号传感器，第五层22～24号传感器，10号传感器在A1纵缝中间。

有益效果

本发明成功地将400m³高强钢球罐整体搬迁至目的地，严格控制切割分拆、运输和组焊安装每一环节的细节，处理好球罐解体、运输、组对、捍接、探伤、热处理等一系列问题，解决了大型球罐整体搬迁所带来的困难和分拆后重新组焊安装的技术问题，延长了球罐的使用寿命。

附图说明

图1球罐的分割形式。

图2.1球罐焊缝棱角区有限元模型；

图2.2棱角高度为8mm时的应力分布；

图2.3棱角区的局部放大图；

图2.4棱角区的应力图；

图3.1试板坡口尺寸；

图3.2拉伸试样形状与尺寸；

图3.7标准夏比V型缺口冲击试样尺寸；

图4.1热模拟HAZ粗晶区应力释放试验试样尺寸；

图5.1焊接热影响区最高硬度试板的形状；

图5.2焊接热影响区最高硬度的检测位置；

图5.3焊接热影响区最高硬度测定结果曲线图；

图6.1斜Y型坡口焊接裂纹试验试板装配示意图；

图7.1传感器布置图；

图7.2加载程序图。

具体实施方式

下面结合具体实施例，进一步阐述本发明。应理解，这些实施例仅用于说明本发明而不用于限制本发明的范围。此外应理解，在阅读了本发明讲授的内容之后，本领域技术人员可以对本发明作各种改动或修改，这些等价形式同样落于本申请所附权利要求书所限定的范围。

一种大型金属球罐搬迁方法，研究决定采用球罐分拆搬迁方案，本次搬迁的球罐为已服役十年的高强钢400m³球罐，钢板为武钢生产的07MnCrMoVR钢，板厚38mm，调质。焊条型号为E6015-G。该球罐用钢属于低焊接裂纹敏感性钢，屈服强度为490MPa，抗拉强度为610～740MPa；已经使用了10年，分别对母材和焊缝金属进行了化学成分分析，结果见表3.1。可以看出，母材与焊缝的化学成分分别符合国家标准GB150-1998《钢制压力容器》与GB/T5118-1995《低合金钢焊条》的技术要求。

表3.1化学成分

球罐主要切割工艺过程：

(1)为了工作方便首先将球罐本体与梯子平台分开。

(2)球罐外部搭设脚手架，为了拆除工作的方便。

(3)球罐切割采用火焰半自动切割机，由于球板切割后不具备互换性，切割前必须按球罐切割分片部位进行编号，并在要切割球板焊缝两边用冲子对称做出定位基准点，在待切割焊缝上标出切割预留位置和焊缝中心线，确保安装质量。

(4)切割前，要将焊缝的切割起点500mm内进行预热。材质07MnCrMoVR的预热温度为100℃。

(5)由于球罐所有焊缝都是封闭的，所以首先将待切割的焊缝起点采用手工切割200mm长。为半自动切割工作做好铺垫。

(6)对球罐所有需要切割的部位采用半自动焊切割机(将柔性轨道贴紧球壳板，再用切割机进行切割。)

(7)现场技术负责人要跟踪进行切割检查。

球罐上半部从外部切割，下半部从内部进行切割，切割时球罐对接焊缝将热影响区割掉6mm(为防止球罐容积变化太大，组装时间隙控制在3mm)。切割技术要求是每切割2000mm留100mm长的焊缝，在所有需要切割的焊缝切割完毕后，吊车就位，用吊车吊住上极带板，在吊车刚好受力时，手工切断所有连接部位，然后用吊车将球板吊到地面上。按此方法依次吊装顺序如下：上极带板-下极带板-上边板-下边板-赤道板，赤道带最后的少部分切割吊装时需用缆绳固定。

球罐的分割形式如图1所示，混合瓣式球罐共切割为12片，其中极中板(3块)整体切割为1片(长×宽×高4500×4500×600mm)共切割2片，极边板切割成1块球板1片(长×宽×高4500×1200×500mm)共切割8片，赤道带切割为带柱子(支柱从1/2处切割)的8块球板1片(长×宽×高9200×5500×4600mm)共切割2片。切割后赤道带方向周长减少12mm，两极方向周长减少48mm。

球罐本体分割完毕后可以采用汽运加水运两种运输方式。所有球板均用大型专用平板运输车运输，极带板、赤道带、温带平面放置运输，极边板竖立放置，并用缆绳固定运输。运输过程中要求配有合适的运输胎具，保证球板的弧度不变形，为后续的安装更加规范创造条件。

大型球罐在组装焊接过程中极易产生错边及角变形缺陷。该缺陷的存在将在容器中引起严重的应力集中，使容器在较低的应力下被破坏，而象错边量、角变形等超标缺陷将伴随设备终生。焊接变形产生的根本原因一般是焊接时的不均匀受热和局部塑性变形导致焊接结构产生残余应力和焊接变形。同时，焊接时的各种机械力也可能使结构发生物理位移而导致工件变形。因此，必须将错边及角变形产生的应力集中加以定量的研究分析，以便在规范中对允许缺陷大小加以控制。

在此次球罐搬迁与组装过程中，为保证设备以后的安全运行，针对此次400m³球罐组焊进行角变形分析。焊接变形的预测方法很多，本次采用有限元数值分析方法进行计算，建立三维有限元模型，对球罐整体进行有限元应力分析，同时，进行不同角变形参数下的应力分析和有限元计算，研究组装后球壳板的焊缝错边间隙和角变形极限，以确定焊后棱角的高度上限，指导现场施工的顺利进行。

2.5球罐焊接棱角区有限元应力分析

两台400m³07MnCrMoVR球罐在移位过程中，需对球罐切割，然后在新的地点重新进行组焊拼装，焊后在球罐焊缝上出现了棱角。按照GB150-1998《钢制压力容器》的规定，限制棱角的最大高度不能大于6mm；而GB12337-1998《钢制球形储罐》标准中规定，限制棱角的最大高度不能大于7mm；但日本JLP A201标准中却规定，限制棱角的最大高度不能大于15mm。可见各国的标准对于限制棱角的最大高度也有较大的差异。

考虑到本有限元分析主要是讨论焊缝棱角区的应力，所以在模型的建立时作了一定的简化，并根据球罐的对称性，取球罐的1/8作为计算模型。球罐的厚度取38mm，球罐上作用的内压为2.94MPa。

为了较好了解焊缝棱角区的应力分布情况和应力水平，我们对球罐进行了有限元分析，在分析的模型中我们设置了8mm、10mm、15mm、和18mm的焊缝棱角，并分向外和向内两种棱角型式。

球罐模型的有限元计算与分析

I.棱角高度为8mm时的应力

(1)外棱角应力

经过计算，可以得到棱角高度为8mm时的最大应力值为280MPa。图2.2是棱角高度为8mm时的应力分布图。图2.3是棱角区的局部放大图；图2.4是棱角区的应力图。

(2)内棱角应力

经过计算，可以得到棱角高度为8mm时的最大应力值为243MPa。

II.棱角高度为10mm时的应力

(1)外棱角应力

经过计算，可以得到棱角高度为10mm时的最大应力值为294MPa。(2)内棱角应力经过计算，可以得到棱角高度为10mm时的最大应力值为287MPa。

III.棱角高度为15mm时的应力

(1)外棱角应力

经过计算，可以得到棱角高度为15mm时的最大应力值为319MPa。

(2)内棱角应力

经过计算，可以得到棱角高度为15mm时的最大应力值为332MPa。

IV.棱角高度为18mm时的应力

(1)外棱角应力

经过计算，可以得到棱角高度为18mm时的最大应力值为375MPa。

(2)内棱角应力

经过计算，可以得到棱角高度为18mm时的最大应力值为390MPa。

由于07MnCrMoVR材料的许用应力为203MPa，从安全角度出发，焊缝棱角区的应力可视为一次局部应力，按照标准JB4732-1995《钢制压力容器-分析设计标准》可用1.5倍的材料许用应力来加以限制，因此，现场球罐焊缝棱角区的高度应控制在15mm以下。对07MnCrMoVR球罐材料性能进行测试，主要包括拉伸性能测试和冲击性能测试，母材和焊缝均分别做室温与585℃的拉伸、冲击试验，并对其断口进行宏观形貌和材料金相组织的分析。试验所用的07MnCrMoVR钢板为武钢生产的原球罐钢板，板厚38mm。

焊接工艺评定试板

为了分析球罐在再次组焊和使用过程中裂纹的形成原因，根据由中国第十三冶金建设公司提供的球罐焊接工艺评定报告，现场取样进行化学成份分析、各项力学性能测试以及金相组织检验等。坡口形式采用非对称X型，球罐所有对接焊缝大坡口在外小坡口内，具体尺寸见图3.1。焊接工艺评定试板的工艺参数见表4.1所示。

表4.1试板的焊接工艺参数

拉伸试验内容

对试验用38mm厚07MnCrMoVR钢板(调质状态)进行取样，母材和全焊缝标准试样各一组，每组三根Ф5mm圆形试样，进行室温和585℃拉伸试验，以考察钢板材料的力学性能变化情况。拉伸试样的制作及其试验方法按照标准GB/T 228-2002《金属材料室温拉伸试验方法》与GB/T 4338-1995《金属材料高温拉伸试验》，试样形状与尺寸见图3.2所示。试验分别在英国英斯特朗公司生产的液压伺服万能材料试验机Instron-8032与Instron-8800上进行，07MnCrMoVR钢试样室温拉伸试验结果见表3.2。

表3.207MnCrMoVR钢拉伸试验结果

由试验结果表格3.2可知，试样Md_3的抗拉强度略低于国家标准GB150的下限，降低了3％，说明服役十年后的球罐母材在室温下抗拉强度方面略有降低；试样Wd_2的屈服强度也降低了3％，略低于标准GB/T 5118-1995的下限，说明室温下焊缝的屈服强度也有所降低，但总体平均值在标准推荐值下限上方附近；高温下，焊缝的抗拉强度σ_b高于母材，而屈服强度σ_0.2却比母材略高一些。除此之外，母材与焊缝的断后延伸率δ₅与断面收缩率Ψ均符合相关的国家标准技术要求。总体上讲，可以认为服役十年后的该球罐材料的强度指标和塑性指标基本可以满足标准的要求。

拉伸试样宏观断口分析

拉伸试样的断口宏观形貌均呈杯锥形，杯锥断口的底部为垂直于拉伸方向的断面，外围是一个大体与拉伸方向成45°的锥，有明显的颈缩变形存在，属于韧性断裂特征，说明服役近10年后的球罐材料在常温和585℃时具有一定的塑性。

试样经磨光、抛光后，用4％的硝酸酒精腐蚀，在光学显微镜下观察：其调质状态的室温金相组织为铁素体+回火贝氏体及弥散分布的碳化物，出现贝氏体是由于钢中含有强碳化物形成元素钼、钒，使铁素体-珠光体区的转变孕育期延长，而贝氏体转变孕育期缩短。室温焊缝组织为铁素体+粒状贝氏体，其组织状态均为正常组织。

从高温拉伸试样金相组织可以看出，高温母材组织块状铁素体和回火贝氏体及弥散分布的碳化物，与室温母材组织相比较，其铁素体块状增大，细小碳化物质点在铁素体基体上沉淀。高温焊缝组织为铁素体+粒状贝氏体。

钢板冲击性能测试

夏比冲击试验是衡量材料冲击韧性的试验，用以反映材料在受到冲击载荷作用下，发生断裂所吸收的能量，其试验得到的冲击断裂吸收功是金属材料的重要性能指标，以判定材料服役后是否发生了脆化以及确定具体的脆化程度。试验分别在吴忠同力材料试验机有限公司生产的室温冲击试验机JBD-300A与高温冲击试验机JBG-300上进行，冲击速度为5.2m/s。

对母材和焊缝试样进行室温和585℃高温下的冲击试验，每一试验温度分别取3个夏比V型冲击试样，如图3.7，尺寸为55×10×10mm，标准夏比V型缺口冲击试样，试样中心接近1/3板厚处，冲击试样的取样方向与拉伸试样取样方向相同，均横向取样。试样的制作及其试验方法按照标准GB/T229-1994《金属夏比缺口冲击试验方法》进行。

从冲击试验结果表4.3可以看出：室温冲击试样断裂方式均为非完全韧断，焊缝的平均冲击吸收功比母材约低12％，说明其经过长达十年左右的服役之后，07MnCrMoVR钢球罐材料并无脆化倾向，具有一定的抵抗冲击载荷的能力；高温冲击试样断裂方式为完全韧断，焊缝的平均冲击吸收功比母材约低14％，因此，室温和585℃高温下母材与焊缝的韧性均可满足该材料的力学性能要求。

表4.307MnCrMoVR钢冲击试验结果

球罐组焊再热裂纹敏感性评价

针对07MnCrMoVR高强钢400m³球罐搬迁到罗泾浦钢现场的需要，通过热模拟HAZ粗晶区应力释放试验和斜Y型坡口焊接裂纹试验方法，评价其再热裂纹敏感性，对该球罐重新组装时的最佳焊后热处理温度进行研究，确定该材料的后热处理再热裂纹敏感区域，以保证现场施工的顺利进行。

热模拟HAZ粗晶区应力释放试验

再热裂纹一般发生在焊接接头热影响的粗晶区，沿原始奥氏体晶界扩展。并且通常发生在焊趾处与焊根处具有缺口效应和高度应力集中的部位。再热裂纹的产生，是由于在焊后热处理或高温工作下，残余应力松弛时产生的应变，超过了热影响区粗晶区的塑性变形能力而产生的。

近年来，随着焊接试验技术的不断进步与发展，国内外广泛采用了焊接热模拟试验技术，来研究热影响区组织、热处理温度、应力水平对再热裂纹的影响，评定钢种的再热裂纹敏感性。与以往的焊接试验方法相比，热模拟试验具有不用通过直接焊接，就能方便地模拟出热影响区不同部位的热循环，从而分别测出热影响区不同部位的力学、冶金、金相等特征的优点。

为此，对该材料进行了热模拟HAZ粗晶区应力释放试验研究，分析出在同一应力水平下材料的再热裂纹敏感温度区，试验装置型号为THERMORESTOR-W，如图4.1为实验尺寸。

焊接线能量通常对低温高强度钢的焊接热影响区及其焊缝金属的冲击韧性影响较大。大线能量焊接时，由于冷却速度缓慢，将导致晶粒粗大，韧性降低；反之采用较小的焊接线能量，由于冷却速度过快使接头金属硬度增高和塑性下降。根据浦钢提供的现场施工焊接工艺评定，其线能量主要在12～40KJ/cm范围内，为了保证现场施工以后的顺利进行，选择35KJ/cm作为热模拟试验参数。

焊接加热峰值温度为1320℃，800℃至500℃的冷却时间t8/5为8s，当试样冷却至1100℃时，从零应力控制程序转换为刚性拘束控制，也即是试样从原来的自由变形状态转换为限制变形的状态。当应力达到55％σ_s后，从刚性拘束控制转换为恒应力控制，一直保持到再热处理升温程序结束。从保温程序开始，恒应力程序控制又转换为恒应变控制，保温一小时结束。卸载后对试样进行研究分析，观察有无裂纹产生。试验参数和试验数据分别见表5.1和表5.2。

表5.1热模拟HAZ粗晶区应力释放试验参数

板材	σb	σs	线能量	板厚δ	t8/5	Tmax	P
								07MnCrMoVR	610MPa	490MPa	35KJ/cm	38mm	8s	1320℃	55％σs

表5.2热模拟HAZ粗晶区应力释放试验数据

试样编号	原始直径(mm)	焊后热处理	试验结果	断口直径(mm)
					R1	4.92	620℃×1小时	发生断裂	4.72、4.71
R2	4.90	620℃×1小时	发生断裂	4.71、4.70
					R3	4.90	600℃×1小时	未断裂	/
R4	5.00	600℃×1.5小时	未断裂	/
					R5	4.98	585℃×1小时	未断裂	/
R6	5.00	585℃×1小时	未断裂	/

经研究分析，试样R1、R2在焊后热处理620℃×1小时的过程中，均已经发生明显断裂，说明该材料在此热处理条件下具有较大的再热裂纹敏感性，其再热裂纹应力释放试验。

试样R3、R4在分别经过后热处理600℃×1小时和600℃×1.5小时之后，虽然未发生完全断裂，但根据其再热裂纹应力释放试验发现，在后热处理的保温过程中曲线有明显的波动，其内部组织很有可能已经发生变化，或者有裂纹出现。试样R5、R6在后热处理585℃×1小时之后并未发生断裂，其再热裂纹应力释放试验，可以看出并无明显的再热裂纹敏感性。

为了更加准确的研究该材料的再热裂纹敏感区，进一步对做过热模拟试验的试样进行金相分析。分别在每个热模拟试样的加热部位取纵向试样，经磨样、抛光、浸蚀、制成金相试样，对其显微组织进行检验。找出在不同的后热处理条件下，材料组织的变化趋势及相关特征。

从以上金相照片得出：试样的显微组织为马氏体和少量的残余奥氏体；试样R3和试样R4虽然没有发生完全断裂，但其组织内部已经产生裂纹，不少裂纹并不相连而是间断的状态。同时带有很多黑点缺陷，附近大量的深色硝酸酒精溶液析出，这些也与再热裂纹应力释放曲线的明显波动相一致，说明后热处理600℃时也具有较强的再热裂纹敏感性；试样R5和试样R6也有少量的黑点缺陷，但并未有裂纹出现。

对试样R1和试样R2的断口进行扫描电镜分析，可以看出，试样R1和R2断口具有典型的晶间脆性断裂性质，整个断口呈块糖状形貌特征。这主要是由于晶间的杂质偏析(S、P等)和晶界碳化物相的聚集，使得晶界弱化。同时再热过程中合金碳化物沉淀所造成的二次硬化，也会使晶内蠕变抗力提高，促使蠕变易于集中在晶界。晶界的相对软化是产生再热裂纹的关键。

斜Y坡口对接裂纹试验

试验内容

本次同时采用斜Y坡口焊接裂纹试验方法，依据标准GB 4675.1-84对该球罐材料热影响区再热裂纹敏感性进行研究。将现场施焊后的标准试板Y6、Y7、Y8分别进行585℃×8小时、620℃×8小时、650℃×8小时后热处理，并空冷至室温放置48小时后用机械方法解剖。

通过线切割的方法沿焊缝中心线两侧15mm处取出焊缝，然后以焊缝横截面为中心，加工至20×20mm的长条，再按试验焊缝宽度开始均匀处与焊缝弧坑中心之间的距离四等分取样，然后对试样的横截面进行研磨，用4％硝酸酒精溶液进行腐蚀。

经研究分析，试板Y6、Y7、Y8分别进行585℃×8小时、620℃×8小时、650℃×8小时后热处理，其表面裂纹率和断面裂纹率均为零，并未出现再热裂纹。

焊接接头再热组织金相分析

通过宏观检查，发现斜Y坡口试板分别进行焊后热处理585℃×8小时、620℃×8小时、650℃×8小时之后，其表面裂纹率和断面裂纹率均为零。为了进一步研究试板经焊后热处理之后的变化情况，对试板进行了微观金相组织研究，

试样母材组织为铁素体+粒状贝氏体+碳化物颗粒，并且经不同焊后热处理的各试板母材组织并无明显差异。

熔合区组织呈具有位向的回火索氏体+回火贝氏体组织，但是熔合区内壁和熔合区中部金相照片发现，经620℃×8小时、650℃×8小时焊后热处理的试板材料焊接接头组织局部呈魏氏组织，晶界析出碳化物颗粒，使焊缝脆性增加，韧性减少，经650℃×8小时焊后热处理的试板材料熔合区已出现再热裂纹缺陷。因此，该球罐材料经不同温度的焊后热处理在宏观上虽未发现裂纹，但在微观金相组织上却有明显的差异，说明该材料具有一定的再热裂纹敏感性。

经过以上两种试验结果的研究分析，热模拟HAZ粗晶区应力释放试验说明该球罐材料焊后热处理600℃以上时具有较强的再热裂纹敏感性；虽然斜Y坡口裂纹试验宏观上虽未出现明显的再热裂纹，但经620℃×8小时、650℃×8小时焊后热处理的试板材料微观金相组织上却有明显的差异，呈再热脆化特征，也说明该材料具有一定的再热裂纹敏感性。

因此，可以判断该材料07MnCrMoVR钢在焊后热处理为600℃以上时具有明显的再热裂纹敏感性，建议现场施工进行低于585℃的焊后整体热处理，以保证搬迁工作的顺利进行。焊接热影响区最高硬度试验

试验内容

为评价07MnCrMoVR钢板的抗冷裂纹性能，进行了焊接热影响区的最高硬度试验。焊接热影响区最高硬度试验是利用硬度和材料组织性能的相应关系，通过测定HAZ的硬度来评定钢材的冷裂纹倾向。焊接冷裂纹是在焊后较低温度下形成的(一般在马氏体转变温度以下)，这种裂纹与氢有关，又具有延迟开裂的性质，因此通常又称其为氢致裂纹或延迟裂纹。焊接冷裂纹的形成与焊道熔敷金属中的扩散氢含量、热影响区中的组织及焊后残余应力三个因素有关。

焊接热影响区最高硬度试验分为两组。第一组试板的制作及其试验方法按照GB4675-84《焊接热影响区最高硬度试验方法》标准要求进行。试板是由原厚板单面刨至20mm而成(保留钢板一个原轧制面)，加工成200mm×75mm×20mm规格进行了室温焊接试验。第二组试板直接采用38mm07MnCrMoVR钢原厚板，分别进行室温焊接及预热50℃、预热70℃焊接试验。维氏硬度测定按GB/T 4340-1984《金属维氏硬度试验方法》的规定进行，加载载荷10Kg。试样规格见表6.1所示，其中试件D22、D32、D42选用球罐原厚度38mm，以评价球罐材料实际使用情况。

表6.1焊接热影响区最高硬度试件规格mm

试件编号	L	B	I	板厚δ	预热温度
						D11	200	75	125±10	20	室温
D22	200	75	125±10	38	室温
						D32	200	150	125±10	38	50℃
D42	200	150	125±10	38	70℃

试验步骤：

(1)试件形状见图5.1，试件的标准厚度为20mm。试件采用气割下料。

(2)在焊接试验焊缝之前，用适当的加热方法清除表面水滴、油脂。待充分冷却后，用千叶轮和钢丝刷打磨除锈，最后用丙酮洗净。试验焊条采用Ф5mm的E6015-G焊条，焊接电源为直流反极性连接。

(3)焊接条件：室温环境温度为20℃，焊接规范为150A-25V-12cm/min(25KJ/cm)，焊条焊前经350℃×1小时的烘培并在100℃保温下使用。

(4)焊接时在试件的两端要支承架空，试件下面要留有足够的空间，D11和D22为室温焊接，D32、D42试件的预热温度分别为50℃、70℃。试件焊后在静止空气中自然冷却，且不进行任何热处理。

(5)焊后至少经过12h后能取硬度检测试样，取后尽快测试硬度。

(6)用带锯将试板沿焊缝中心线两侧各10mm处，将焊缝取出，每块试板再经试样切片机按试验焊缝宽度开始均匀处分别取三个试样，再对试样的横截面进行研磨，用4％硝酸酒精溶液进行腐蚀，然后如图5.2所示，划一条既切于熔合线底部切点0，又平行于试板轧制表面的直线，在此直线上每隔0.5mm进行室温下，载荷为10kg的维氏硬度测定，切点O及其两侧8个点作为硬度的测定点。

试验结果分析

试板在不同焊前预热温度下施焊的维氏硬度测定点位置及其硬度值汇总于表6.2，由表中数据整理的硬度测定点位置及其硬度值曲线示于图5.3。从测试结果可知：第一组试板D11为标准20mm厚，不预热焊接时热影响区最高硬度为HV_max＝351。第二组试板为38mm厚，不预热焊接时，试板D22热影响区最高硬度HV_max＝360，预热50℃焊接时，试板D32热影响区最高硬度HV_max＝361，预热70℃焊接时，试板D42热影响区最高硬度HV_max＝343。

按照IIW的规定，以焊接热影响区最高硬度不大于350HV作为评定钢材是否具有焊接冷裂纹倾向的标准，则从本试验结果可知，本试验用38mm的07MnCrMoVR钢厚板具有一定的冷裂纹敏感性。第一组由于板厚较薄，冷却速度较慢，最高硬度HV_max为351HV，说明07MnCrMoVR钢板淬硬倾向较小；对于第二组，由于采用38mm原厚板，冷却速度加快，不预热焊接时HV_max达到了360HV，超过了350HV，尚有一定的淬硬性。这表明热影响区最高硬度的提高除了与焊接冷却速度的加快有关之外，还与本试验用的07MnCrMoVR钢P_cm值偏上限有关(这里P_cm已达0.198％)。也说明了，对于本试验用钢板在焊接时适当地进行预热是必要的。

表6.207MnCrMoVR试板焊接热影响区最高硬度测定结果HV10

球罐组焊冷裂纹敏感性评价

由于低碳低合金高强钢中的碳含量较低，严格控制了硫、磷杂质，而锰含量及Mn/S比又较高，因此低合金高强钢的焊接热裂纹倾向较小。低合金高强钢焊接裂纹主要是冷裂纹。为了防止冷裂纹的产生，在已经确定球罐材质的情况下，应从焊接工艺上严格把关。在其它条件确定的前提下，最重要的是选取合适的预热温度，预热能有效地防止焊接冷裂纹的发生。GB50094-98《球形储罐施工及验收规范》中，已对国内常用钢的焊接预热温度做出了明确规定。因此，加强对焊接过程中的预热强度和层间温度的控制是保证球罐现场组装焊接质量的重要环节。

为此，本部分分别采用了焊接冷裂纹敏感性指数与斜Y坡口对接裂纹试验等评定方法来评定07MnCrMoVR钢板的焊接冷裂纹敏感性，从而确定试验用钢组焊球罐的焊接预热温度。主要根据我国国家标准GB4675.1-84方法对该材料进行斜Y坡口对接裂纹试验。试验主要是研究实际使用材料在不同的预热温度下其焊接冷裂纹敏感性，以避免实际施焊中产生焊接冷裂纹，试板焊接预热温度分别为室温、预热40℃、预热50℃和预热70℃。

焊接冷裂纹敏感指数法

钢材的化学成分与其焊接热影响区的硬度和冷裂纹倾向有着密切关系。对于低碳多种微合金元素体系的低合金钢，日本的伊藤、别所采用斜Y型坡口铁研试验对近200个钢种进行过研究，建立了低合金高强度钢的焊接裂纹敏感性组成Pcm和焊接冷裂纹敏感性指数Pc，并相应建立了小铁研试验预测焊接预热温度To的经验公式。一般认为，下述公式可用于碳含量不大于0.16％、抗拉强度为400～900MPa的低合金高强度钢。

$\mathrm{Pcm}=C+\frac{\mathrm{Si}}{30}+\frac{\mathrm{Mn}}{20}+\frac{\mathrm{Cu}}{20}+\frac{\mathrm{Ni}}{60}+\frac{\mathrm{Cr}}{20}+\frac{\mathrm{Mo}}{5}+\frac{V}{10}+5B$

$\mathrm{Pc}=\mathrm{Pcm}+\frac{\left[H\right]}{60}+\frac{t}{600}(\%)$

To＝1440Pc-392(℃)

式中：[H]——采用日本JIS3113标准测定的熔敷金属扩散氢含量(ml/100g)；

T——板厚(mm)；

To——最低焊前预热温度(℃)。

根据国家标准GB150，针对本项目用38mm厚07MnCrMoVR钢板的Pcm技术要求值应小于或等于0.20％，见表3.1。以及本项目用E6015-G焊条其熔敷金属扩散氢含量[H]的技术要求值按照GB50094-98《球形储罐施工及验收规范》应小于或等于4ml/100g。按上述公式计算，38mm厚07MnCrMoVR钢板的焊接冷裂纹敏感性指数Pc为0.323％，则小铁研试验不裂的最低焊前预热温度To约为73℃。计算结果显示，该钢板具有较低的焊接冷裂纹敏感性。但是焊接冷裂纹的倾向不仅与化学成分、板厚、含氢量有关，而且与母材的冶金质量等因素有关，因此实际所选用的预热温度需进行斜Y坡口对接裂纹试验验证。

斜Y坡口对接裂纹试验

试验内容

为评价07MnCrMoVR钢焊接热影响区的焊接冷裂纹敏感性，对试验用38m厚钢板按GB4675.1-1984《斜Y型坡口焊接裂纹试验方法》标准的规定进行了焊接性试验。试验试板尺寸与形状见图6.1，试板规格为200×150×38mm，共4件。预热分不预热、预热40℃、预热50℃、预热70℃四组。试验焊缝焊完后放置48小时后进行宏观检测，结果表面均未发现裂纹。

通过线切割的方法沿焊缝中心线两侧15mm处取出焊缝，然后以焊缝横截面为中心，加工至20×20mm的长条，再按试验焊缝宽度开始均匀处与焊缝弧坑中心之间的距离四等分取样，然后对试样的横截面进行研磨，用4％硝酸酒精溶液进行腐蚀。

对试板焊缝断面进行宏观与微观检查分析，试样Y1、Y2、Y3、Y4均未发现裂纹，其斜Y坡口对接裂纹试验的表面裂纹率和断面裂纹率均为零。

由焊接热影响区最高硬度试验可知，低合金调质钢07MnCrMoVR钢具有一定的淬硬倾向，在焊接冷却过程中焊接热影响区容易产生马氏体组织，而且大厚度钢板在焊接时拘束应力较大，如果焊接工艺措施不当，很容易产生冷裂纹。因此，对07MnCrMoVR钢斜Y坡口对接裂纹试样继续进行微观检查与分析，考察试样在不同的预热温度下金相组织的变化，以评价其焊接冷裂纹倾向。

焊接接头金相组织分析

本次对焊前不预热、预热40℃、预热50℃、预热70℃斜Y坡口焊接试样进行材料金相组织分析，虽然从前面宏观肉眼上没有观察到冷裂纹产生，但需进一步从微观组织上判断焊接试样内部是否存在裂纹性缺陷。

从中可以观察到母材的组织为铁素体+粒状贝氏体+碳化物颗粒，仔细观察不预热状况、预热40℃、预热50℃、预热70℃状况下其母材组织是一致的，组织形貌基本上没有很大的差异。

对于焊缝来说，焊缝组织为先共析铁素体沿柱状晶分布+回火贝氏体，同样不同的预热状态下其各组织基本上没有很大的变化。

对于焊缝熔合区组织来说，其不同的预热状况下的组织却有所不同，具体表现在：在不预热状况下，组织虽然同为贝氏体，但原奥氏体晶界上析出相和偏析分布情况却大有不同。

从这些图中可以看出，不预热状况和预热40℃时的焊缝熔合区组织晶界上的析出相明显增多，并呈链状形态，且晶界粗大。在预热50℃、70℃时的焊缝熔合区组织原奥氏体晶界上没有析出相或偏析存在。此外，本次斜Y坡口焊接试样通过解剖宏观上并没有发现存在冷裂纹，但在不预热焊接金相照片中可以观察到沿晶界分布和穿晶状态下的微裂纹存在。这说明焊缝熔合区部位在室温附近直接焊接时，07MnCrMoVR钢的冷裂纹还是较为敏感的

球罐声发射检测报告

为掌握搬迁组焊后的球罐整体安全状况，保证危险缺陷的检出率，根据国家标准GB/T18182-2000《金属压力容器声发射检测及结果评价方法》对07MnCrMoVR高强钢400m³高压氧气球罐进行了声发射技术整体监测球罐，对声发射定位源信号强度进行分析，确定声发射定位源信号的综合等级，来确定是否需要利用常规无损检测复验，确保球罐安全使用。

07MnCrMoVR高强钢400m³高压氧气球罐声发射检测参数见表8.1

表8.1球罐声发射检测参数

出厂编号：K481

如图7.1、图7.2所示：

采用1～24号传感器分5层顺时针均匀布置，从球罐顶部开始，第一层1～3号传感器，第二层4～9号传感器，第三层10～15号传感器，第四层16～21号传感器，第五层22～24号传感器，10号传感器在A1纵缝中间。

模拟源位置是22号传感器旁边；17号18号传感器中间；13号14号传感器中间；2号6号7号传感器中间。图8.4中模拟源位置是23号24号传感器中间；4号9号传感器中间；8号9号传感器中间；13号14号传感器中间。定位基本准确，可以满足监测的需要。

结论

针对本次07MnCrMoVR高强钢400m³球罐搬迁整体组焊进行了裂纹敏感性评价，对已使用约十年的球罐材料进行测试化学成份分析及其力学性能测试，评价该07MnCrMoVR球罐材料的冷裂纹敏感性与再热裂纹敏感性等，为现场球罐组焊施工提供工艺参考依据，提供具体研究结果如下：

(1)通过有限元数值分析方法建立三维有限元球罐模型，进行有限元应力计算分析，按照标准JB4732-1995用1.5倍的材料许用应力来加以限制，该07MnCrMoVR球罐材料现场球罐焊缝棱角区的高度应控制在15mm以下，以保证现场施工的顺利进行。

(2)经研究分析，该球罐母材与焊缝的化学成份均符合相关国家标准。

(3)服役十年后的球罐母材与焊缝的强度指标略微下降了3％左右，但总体平均值在标准推荐值下限上方附近，其塑性指标及其韧性满足材料技术要求。因此，总体上可以认为该球罐材料的力学性能基本可以满足标准的要求。

(4)通过热模拟HAZ粗晶区应力释放试验，发现焊后热处理620℃具有较大的再热裂纹敏感性；焊后热处理600℃时其组织内部产生再热裂纹，也具有一定的再热裂纹敏感性；585℃后热处理时其再热裂纹不敏感。斜Y坡口焊接裂纹试验宏观上并没有出现再热裂纹，经620℃×8小时、650℃×8小时焊后热处理的试板材料微观金相组织上却有明显的差异，呈再热脆化特征，也说明该材料具有一定的再热裂纹敏感性。

因此，可以判断该材料07MnCrMoVR钢在焊后热处理为600℃以上时具有明显的再热裂纹敏感性，建议现场施工进行低于585℃的焊后整体热处理。

(5)从焊接热影响区最高硬度试验结果看，在焊接不预热与预热50℃时其最高硬度值均高于350HV，具有一定的淬硬倾向，因此，38mm的07MnCrMoVR钢板具有一定的冷裂纹敏感性。

(6)通过焊接冷裂纹敏感性小铁研试验，在不预热、预热40℃、预热50℃、预热70℃的情况下宏观上均未出现冷裂纹。但其微观金相组织表明，不预热状况和预热40℃时的焊缝熔合区组织晶界上的析出相明显增多，并呈链状形态，且晶界粗大。并且在不预热焊接金相照片中可以观察到沿晶界分布和穿晶状态下的微裂纹存在，这说明焊缝熔合区部位在室温附近直接焊接时，07MnCrMoVR钢的冷裂纹还是较为敏感的。

(7)综合比较焊接热影响区最高硬度法与斜Y坡口对接裂纹试验法试验结果以及焊接冷裂纹敏感指数法计算结果，发现焊前预热温度≤50℃时，均具有一定的冷裂纹倾向。焊前预热70℃时，上述两种裂纹试验方法均未出现冷裂纹。根据此试验结果，同时参考GB50094-98《球形储罐施工及验收规范》的有关规定，并考虑到工程施工影响因素的复杂性，本试验推荐38mm厚07MnCrMoVR钢板组焊时焊前预热温度应不低于75℃。

(8)按照国家标准GB/T18182-2000《金属压力容器声发射检测及结果评价方法》对搬迁组焊后的球罐进行整体声发射检测，结果表明该氮气球罐声发射源为中强度、弱活性，综合等级定为C级，不需要复验。

Claims (8)

1. 一种400m³高强钢球罐分拆搬迁整体组焊方法，包括下列步骤：

(1)搭设外部脚手架：将球罐本体与梯子平台分开；

(2)划线和编号：切割前按球罐切割分片部位进行编号，并在要切割球板焊缝两边

用冲子对称做出定位基准点，在待切割焊缝上标出切割预留位置和焊缝中心线；

(3)预热：切割前，从焊缝的切割起点500mm内进行预热；预热温度为100℃～120℃；

(4)手工切割：将待切割的焊缝起点采用手工切割200mm；

(5)半自动切割：对球罐所有需要切割的部位采用半自动焊切割机，即将柔性轨道贴紧球壳板，再用切割机进行切割；

(6)检查和验收：由人工跟踪切割检查；

(7)在所有需要切割的焊缝切割完毕后，吊车就位，用吊车吊住上极带板，在吊车刚好受力时，手工切断所有连接部位，然后用吊车将球板吊到地面上；

(8)采用汽运加水运两种运输方式运达目的地；

(9)对分拆后的球罐按编号拼装焊接，首先进行焊前预热，再进行焊后整体热处理；最后对搬迁组焊后的球罐进行整体声发射检测。

2. 根据权利要求1所述的一种400m³高强钢球罐分拆搬迁整体组焊方法，其特征在于：所述的球罐切割方法为球罐上半部从外部切割，下半部从内部进行切割，切割时球罐对接焊缝将热影响区割掉6mm。

3. 根据权利要求1所述的一种400m³高强钢球罐分拆搬迁整体组焊方法，其特征在于：所述的步骤(2)中球罐共切割为12片，其中极中板整体切割为1片，长×宽×高4500×4500×600mm共切割2片，极边板切割成1块球板1片，长×宽×高4500×1200×500mm共切割8片，赤道带切割为带柱子的8块球板1片，长×宽×高9200×5500×4600mm共切割2片，切割后赤道带方向周长减少12mm，两极方向周长减少48mm。

4. 根据权利要求1所述的一种400m³高强钢球罐分拆搬迁整体组焊方法，其特征在于：所述的步骤(7)的吊装顺序为：上极带板-下极带板-上边板-下边板-赤道板，赤道带最后的少部分切割吊装时需用缆绳固定。

5. 根据权利要求1所述的一种400m³高强钢球罐分拆搬迁整体组焊方法，其特征在于：所述的步骤(8)的运输方式为：极带板、赤道带、温带平面放置运输，极边板竖立放置，并用缆绳固定运输；运输过程中要求配有合适的运输胎具。

6. 根据权利要求1所述的一种400m³高强钢球罐分拆搬迁整体组焊方法，其特征在于：所述的步骤(9)的球罐焊接的焊缝棱角区的高度应控制在15mm以下，选用焊条型号为E6015-G。焊接的坡口形式采用非对称X型，球罐所有对接焊缝大坡口在外小坡口内。

7. 根据权利要求1所述的一种400m³高强钢球罐分拆搬迁整体组焊方法，其特征在于：所述的步骤(9)的焊前预热温度应为75℃～150℃，焊后热处理为低于585℃的焊后整体热处理。

8. 根据权利要求1所述的一种400m³高强钢球罐分拆搬迁整体组焊方法，其特征在于：所述的步骤(9)中的整体声发射检测的传感器分5层顺时针均匀布置，从球罐顶部开始，第一层1～3号传感器，第二层4～9号传感器，第三层10～15号传感器，第四层16～21号传感器，第五层22～24号传感器，10号传感器在A1纵缝中间。

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