YAO Zhi － yan，FANG Wu － nong，LI Yong － tai，GUO Chun － guang （ National Technology Ｒesearch Center on Pressure Vessel and Pipeline Safety Engineering，Hefei General Machinery Ｒesearch Institute，Hefei 230031，China）
（ 1） 设计图样要求进行焊后整体热处理的球 罐；
（ 2） 厚度大于 32 mm（ 若焊前预热 100 ℃ 以 上时，厚度大于 38 mm） 的 Q245Ｒ，Q345Ｒ，Q370Ｒ 和 07MnMoVＲ 钢制球罐；
（ 3） 低合金钢材料制造的焊接接头厚度大于 16 mm 的低温球罐；
（ 4） 有应力腐蚀倾向的球罐，如盛装液化石 油气、液氨等的球罐；
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压力容器
总第 253 期
在焊缝附近产生很大的残余应力，有时甚至接近 屈服应力的大小［1］。在这种情况下，若储存物料 中含有应力腐蚀介质或球罐用钢有延迟裂纹倾向 时，很容易在内部焊缝区形成裂纹，大大缩短球罐 的使用寿命。
为降低球罐焊缝中的残余应力，一般采用焊 后整 体 热 处 理 的 方 法，GB 12337—1998 标 准 规 定： 凡符合下列情况之一的球罐应在耐压试验前 进行焊后整体热处理：
图 2 球罐热处理过程强度计算模型
1． 2 载荷及边界条件 在球罐整体热处理过程中，随温度的升高，材
料弹性模量、屈服强度等材料性能下降，且随温度 的升高，球罐受热膨胀量不断增大。因此，在整个
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CPVT
10000 m3 球罐整体热处理强度及刚度计算
Vol30. No12 2013
热处理过程中，温度达到最高时的保温阶段为最 危险工况，故只需对球罐热处理恒温阶段的强度、 刚度进行校核。
（ 5） 盛装毒性为极度或高度危害介质的球 罐［2］。
目前，由于 国 内 热 处 理 技 术 的 限 制，只 能 对 7000 m3 以下的球罐进行有效的整体热处理，这 在很大程度上缩小了大型球罐的使用范围。基于 这种原因，拟对大型球罐的焊后整体热处理技术 进行研究开发，并应用于某厂制造的一台 10000 m3 球罐上。由于球罐用钢材料在高温下弹性模 量、屈服强度等物理性能大幅度降低，可能在球罐 自身重量和热膨胀作用下引起球罐整体失稳或局 部过量变形。此外，目前国内还没有 10000 m3 球 罐整体热处理的经验。因此，在 10000 m3 球罐进 行整体热处理前，有必要对其在热处理过程中的 强度、刚度进行校核，并采取相应的措施保证热处 理过程安全可靠。
图 3 球罐热处理过程刚度计算模型
热处理过程中，球罐温度场作为球罐应力计 算的热 载 荷 需 先 进 行 计 算［3］。GB 12337—1998 中规定，Q345Ｒ 材料的焊后热处理温度为 600 ± 25 ℃ ，假定热处理过程火焰燃烧性能良好，近壁
面烟气温度均匀，为 625 ℃ ，烟气与球罐壁面间进 行对流换热。球罐外壁覆盖一层 50 mm 厚的保 温材料，保温材料外表面与外围环境空气直接接 触，根据热处理时间及当地气温状况，取环境温度 为 0 ℃ ，保温材料外表面与环境空气之间进行对 流换热，由于保温材料本身热阻很大，远大于球罐 壳体材料，故忽略球罐与保温材料间的热阻。球 壳板与支柱、托板所围成的密封腔内为辐射传热。
中图分类号： TH49； O242． 21； TQ053． 6 文献标识码： A 文章编号： 1001 － 4837（ 2013） 12 － 0024 － 07 doi： 10． 3969 / j． issn． 1001 － 4837． 2013． 12． 004
Strength and Ｒigidity Calculation of a 10000 m3 Spherical Tank during the Whole － body Heat Treatment
201 0． 3 10． 904 52
191 0． 3 12． 25 48． 6
178 0． 3 13． 24 44． 5
149 0． 3 14． 22 39
93． 02 0． 3 14． 86 32
2 球罐整体热处理强度及刚度计算
热处理过程中，球罐中的应力主要是由球罐 本身重量、保温层重量及球罐其他附件重量和球 罐材料受热膨胀及温差应力所引起的。在球罐整 体热处理强度计算前将结构单元转换成热单元， 并施加热边界条件进行球罐温度场的计算，计算 结果如图 4 所示。球壳板上的温度约为 616 ℃ ， 球壳板、托板和支柱的连接区域有较大的温度梯 度，其 中 托 板 下 部 与 支 柱 连 接 部 位 的 温 度 在 410 ～ 450 ℃ 之间。将热单元转换成结构单元，并 删除保温层单元，修改材料密度，施加相应的边界
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条件，进行球罐整体热处理保温阶段强度计算，计 算结果如图 5 所示，最大应力为 252． 505 MPa，位 置在托板与支柱连接处。
根据 JB 4732—1995 并结合其他参考资料对 球罐应力进行分类和评定［5 － 7］。球罐及支柱总体 应力主要是由球罐自身及保温层重力所引起的， 将其归为一次总体应力进行评定，如图 6，7 中的 路径 C0 － 1，C0 － 2； 球壳与托板连接及托板与支 柱连接局部区域的高应力主要由温差和结构不连 续引起，将此局部区域的应力归为一次加二次应 力进行评定，如图 8，9 中的路径 C1 － 1，C1 － 2 和 C2 － 1； 为确保设备的安全性，在距离上述评定路 径较小的范围内确定路径 C1 － 3 和 C2 － 2，如图
设计计算
10000 m3 球罐整体热处理强度及刚度计算
姚志燕，房务农，李永泰，郭春光 （ 合肥通用机械研究院 国家压力容器与管道安全工程技术研究中心，安徽 合肥 230031）
摘 要： 采用有限元分析计算方法，对某厂制造的 10000 m3 球罐在热处理过程中的刚度、强度进行 了校核，并针对热处理过程中可能遇到的特殊情况进行了具体分析。结果表明，当球罐存在制造、 安装误差，造成球罐受热膨胀柱脚摩擦力增大时，可能会在球壳板与支柱连接的局部区域产生过大 的应力。针对此情况，通过计算提出了球罐在热处理过程中柱脚位移的检查与移动方案，以及支柱 与 U 形托板连接局部区域合理的保温措施，确保 10000 m3 球罐在热处理过程中的安全可靠性。 关键词： 球罐； 热处理； 有限元
刚度、强度校核时，先去除保温材料，其在热 处理过程中所产生的重力按等效密度的方法施加 在球壳上，竖直方向施加 1g 重力加速度； 从温度 场计算结果文件中读取温度场施加在球体上作为 温差应力计算的热载荷条件； 支柱底部约束竖直 方向的位移，沿径向施加与球罐受热膨胀方向相 反的等效摩擦力。 1． 3 材料性能
图 7 球罐整体热处理恒温阶段支柱 总体薄膜应力评定路径
图 5 球罐整体热处理恒温阶段应力强度分布
图 8 球罐整体热处理恒温阶段托板与球壳板 连接处应力评定路径
图 6 球罐整体热处理恒温阶段球壳 总体薄膜应力评定路径
图 9 球罐整体热处理恒温阶段托板与支柱 连接处应力评定路径
在球壳及托板与球壳连接处取球壳板材料在
0 引言 球罐具有承载能力大、节省钢材、占地面积小
等特点，广泛应用于石油、化工、冶金等部门，作为 液化石油气、天然气、氧气、液氨、氮气及其他介质 的储存容器。球罐在焊接制造过程中，焊接金属 收 缩以及整个焊接区域的不均 匀 加 热 和 冷却 ，会
基金项目： 合肥通用机械研究院青年科技基金项目（ 2013010652）
型时不考虑拉杆。
图 1 待热处理的 10000 m3 球罐结构简图
鉴于球罐结构的对称性，为减小计算规模，在 球罐热处理过程强度计算时取球罐的 1 /14 进行 建模，如图 2 所示。但热处理过程刚度计算时，由 于失稳不具有对称性，故采用全模型结构，如图 3 所 示。 模 型 划 分 网 格 采 用 20 节 点 实 体 单 元 Solid 95，沿球壳壁厚方向的单元层数为 2，在最值 得关注的 U 形托板与支柱、球壳板连接局部区域 进行了网格加密。
1 球罐整体热处理强度及刚度计算有限元模型
1． 1 几何模型和有限元分网 拟热处理的 10000 m3 球罐为一台 14 支柱的
真空球罐，主体材料为 Q345Ｒ，壁厚 36 mm，直径 26800 mm，支柱与壳体的连接采用 U 形托板结构 形式，如图 1 所示。
在热处理过程中，球罐拉杆处于松开状态，不 对整个球罐的应力状态产生影响，因此在建立模
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压力容器
8，9 所示，并按一次局部应力进行评定。应力评
定过程中一次总体薄膜应力以 Sm 进行控制，一次
局部薄膜应力和一次局部薄膜加弯曲应力以
1．
5 S m 进行 控 制，一 次 加 二 次 应 力 以
3Sm
=
2
Ｒ
t eL
进
行控制。
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图 4 球罐整体热处理恒温阶段温度场
热处理过程中，除球壳板外，其他部分存在着 较大的温度梯度，在不同的温度下材料的热物理 和力学性能不同，如表 1 所示［4］。
表 1 不同温度下球罐材料热物理和力学性能
材料参数
20 ℃
200 ℃
350 ℃
500 ℃
630 ℃
弹性模量 E / × 103 MPa 泊松比 υ
热膨胀系数 α / × 10 － 6 mm·℃ － 1 导热系数 λ / W·（ m·℃ ） －1
Abstract： The body strength and rigidity of a 10000 m3 spherical tank were checked by using finite element method and further analysis was carried out when there were manufacturing and setting errors or other factors which can cause excessive radial friction force on the bottom of some props of spherical tank in process of whole － body heat treatment． The result showed that the spherical tank may be unreliable under the condition of existing excessive radial friction force on the bottom of some props． According to this case，a scheme of examination of prop displacement and prop moving was maked and a reasonable heat insulation measure of the local region around the connection part of prop and U － shape plate was proposed to guarantee safety and reliability of the 10000 m3 spherical tank in heat treatment． Key words： spherical tank； heat treatment； finite element