200M3浓硫酸卧式储罐毕业设计

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摘要

本文介绍了压力容器分析设计与常规设计的不同、应力分类,厚壁圆筒体的应力分析和压力容器中对各类应力的限制,并通过实例讲述了在分析设计中,根据应力发生的原因,性质及对导致容器破坏所起的不同作用加以分类,分清主次,分别根据各类应力对容器强度影响的程度,采用不同的安全系数和不同的许用应力加以限制,达到设计合理,节省材料,以保证压力容器在各类应力作用下都能安全可靠地工作。

浓硫酸作为一种化工基本原料，已愈来愈受到人们的重视。由于该气体具有高腐蚀性的特点, 因此在设计这种贮罐时, 要注意与一般气体贮罐的不同点, 尤其要注意安全, 还要注意在制造、安装等方面的特点。贮罐主要有筒体、封头、人孔、支座以及各种接管组成。贮罐上设有液相管、液相回液管、气相管、排污管以及安全阀、压力表、温度计、液面计等。所以对浓硫酸的储罐要求也很严格。

浓硫酸贮罐是盛装浓硫酸的常用设备, 本论文用Q235C做为材料先计算好200m3卧罐的各项数据,直径为5000mm,长度为10000mm,厚度为6mm,整理数据,然后就是根据数据选取封头。先将两腹板开孔并焊接，然后根据尺寸固定鞍座，焊接两侧封头，焊接开孔处各部件。

关键词:浓硫酸;卧式储罐;设计;压力容器;焊接

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Abstract

This paper introduces the pressure vessel design and analysis of the conventional design different, stress classification, thick wall cylinder body stress analysis and pressure vessels, the limit for all kinds of stress and, with practical examples, tells the analysis and design in, according to stress the reasons, nature and to lead to vessels on the different function of classified, set priorities, respectively according to various stress on the extent of the impact strength of containers, using different safety coefficient and different allowable stress to limit and achieved the design is reasonable, save material, in order to ensure that the pressure vessel in all kinds of stress can effect a safe and reliable work.

Strong sulfuric acid as a chemical basic raw materials, already more and more attention by people. Because the gas has the characteristics of high corrosion resistance, so in the storage tank design, should pay attention to the differences of gas storage tank with general, especially must pay attention to safety, but must pay attention in manufacturing, installation, and other aspects of the features. Tank main have barrel, sealing head, manhole, and all kinds of bearings of take over. The storage tank with liquid pipe, liquid back to liquid pipe, gas phase tube, drain and safety valve, pressure gauge, thermometer, the liquid level gauge etc. So for the requirements of sulfuric acid storage tank is very strict.

Strong sulfuric acid storage tank is dressed up strong sulfuric acid commonly used

equipment, this paper Q235C as materials with first calculated good 200 lie can of various data, a diameter of 5000 mm, length is 10000 mm, thickness of 6 mm, sorting data, then according to the data of head is selected. First the two webs and welding hole, and then according to size fixed saddle, welding sealing head on both sides, welding open holes in the parts.

Keywords: strong sulfuric acid; Horizontal storage tanks; Design; Pressure vessels; welding

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1 绪论 .................................................................................................................................... 1

1.1 设计任务 ...................................................................................................................... 1 1.2设计思想 ....................................................................................................................... 1 1.3 设计特点 ...................................................................................................................... 1 2 设计参数的选择 .................................................................................................................. 3

2.1筒体材料的选择 ........................................................................................................... 3 2.2公称直径的确定 ........................................................................................................... 3 2.3设计压力 ....................................................................................................................... 3 2.4 设计温度 ...................................................................................................................... 4 2.5焊接接头系数 ............................................................................................................... 4 3 设备的结构设计 .................................................................................................................. 5

3.1圆筒厚度的设计 ........................................................................................................... 5 3.2封头的设计 ................................................................................................................... 5

3.2.1 封头厚度的设计 ................................................................................................ 5 3.2.2 封头的结构尺寸（封头结构如下图1） ......................................................... 6 3.3鞍座选型和结构设计 ................................................................................................... 7

3.3.1鞍座选型 ............................................................................................................. 7 3.3.2鞍座位置的确定 ................................................................................................. 8 3.4.1接管和法兰 ......................................................................................................... 9 3.4.2垫片的选用 ....................................................................................................... 11 3.4.3螺栓（螺柱）的选择 ....................................................................................... 11 3.5人孔的选择 ................................................................................................................. 12 3.6液面计的选择 ............................................................................................................. 12 4 容器强度的校核 ................................................................................................................ 13

4.1水压试验应力校核 ..................................................................................................... 13 4.2.筒体轴向弯矩计算 ..................................................................................................... 13 4.3.筒体轴向应力计算及校核 ......................................................................................... 14 4.4.筒体和封头中的切向剪应力计算与校核 ................................................................. 15 4.5.封头切向剪应力计算 ................................................................................................. 16 4.6.筒体的周向应力计算与校核 ..................................................................................... 16 4.7.鞍座应力计算与校核 ................................................................................................. 17

4.7.1应力及强度校核 ............................................................................................... 17

III

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4.7.3板组合截面应力计算及校核 ........................................................................... 18 4.8地震引起的地脚螺栓应力 ......................................................................................... 19

4.8.1倾覆力矩计算 ................................................................................................... 19 4.8.2由倾覆力矩引起的地脚螺栓拉应力 ............................................................... 19 4.8.3由地震引起的地脚螺栓剪应力 ....................................................................... 20 4.9 开孔补强设计 ............................................................................................................ 20

4.9.1 补强设计方法判别 .......................................................................................... 21 4.9.2有效补强范围 ................................................................................................... 21 4.10 有效补强面积 .......................................................................................................... 22 5 卧式贮罐的焊接 ................................................................................................................ 23 5.1 焊缝布置 ..................................................................................................................... 23

5.1.1接头的分类及其选择 ........................................................................................ 23 5.2 焊接方法 .................................................................................................................... 24 5.3 焊接顺序 .................................................................................................................. 25

5.3.1 焊前清理 .......................................................................................................... 25 5.3.2焊接过程和顺序 ............................................................................................... 25 5.3.3焊后处理 ........................................................................................................... 26

结论 ........................................................................................................................................ 27 致谢 ........................................................................................................................................ 28 参考文献 .................................................................................................................................. 29 附录A ...................................................................................................................................... 30 附录B ...................................................................................................................................... 39 附录C ...................................................................................................................................... 48

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1 绪论

1.1 设计任务

针对化工厂中常见的浓硫酸储罐，完成主体设备的工艺设计和附属设备的选型设计，绘制总装配图，并便携设计说明书。

1.2设计思想

综合运用所学的机械基础课程知识，本着认真负责的态度，对储罐进行设计。在设计过程中综合考虑了经济性，实用性，安全可靠性。各项设计参数都正确参考了行业使用标准或国家标准，这样设计有章可循，并考虑到结构方面的要求，综合的进行设计。

1.3 设计特点

容器的设计一般由筒体,封头，法兰，支座，接管等组成。常，低压化工设备通用零部件大都有标准，设计师可直接选用。本设计书主要介绍了液罐的筒体，封头的设计计算，低压通用零部件的选用。

各项设计参数都正确参考了行业使用标准或国家使用标准，这样让设计有章可循，并考虑到结构方面的要求，合理的进行设计。

近年，压力容器被广泛应用于现代的工业、民用及军用等部门。压力容器在社会各行各业的生产、储存、运输等方面具有不可取代的地位，在发展国民经济、巩固国防、解决人们衣食住行等方面起着极为重要的作用。

目前我国普遍采用常温压力贮罐, 常温贮罐一般有两种形式: 球形贮罐和圆筒形贮罐。球形贮罐和圆筒形贮罐相比: 前者具有投资少, 金属耗量少, 占地面积少等优点, 但加工制造及安装复杂, 焊接工作量大, 故安装费用较高。一般贮

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33存总量大于500m或单罐容积大于200m时选用球形贮罐比较经济; 而圆筒形贮罐具有加工制造安装简单, 安装费用少等优点, 但金属耗量大占地面积大, 所以在总贮量小于500m, 单罐容积小于100m时选用卧式贮罐比较经济。圆筒形贮罐按安装方式可分为卧式和立式两种。一般选用卧式圆筒形贮罐, 只有某些特殊情况下(站内地方受限制等) 才选用立式。本文主要讨论卧式圆筒形浓硫酸贮罐的设计。

本储罐的焊接结构主要设计了筒体壁厚，支座，封头，法兰，加强圈等。根据储存介质的要求来进行储罐的选材，本次设计的介质为浓硫酸，储体选用Q-235B。根据施工现场的环境要求及罐体厚度等选择合适的焊接方法。设计的封头为标准椭圆形封头，设计的支座为鞍式支座。

卧式浓硫酸贮罐设计的特点，应按GB150《钢制压力容器》进行制造、试验和验收; 并接受劳动部颁发《压力容器安全技术监察规程》(简称容规) 的监督。贮罐主要有筒体、封头、人孔、支座以及各种接管组成。贮罐上设有排污管以及安全阀、压力表、温度计、液面计等。1

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2 设计参数的选择

2.1筒体材料的选择

根据GB150-1998表4-1并结合实际情况，选用筒体材料为碳素合金钢Q-235C（钢材标准为GB6654《压力容器用钢板》）。 Q-235C适用范围规定如下：容器设计压力p≤2.5MPa；钢板使用温度为0-400℃;

用于壳体时，钢板厚度不大于30mm。

2.2公称直径的确定

1. 设筒体直径为D，筒体长度为L=2D，选用标准椭圆封头，则其体

积可表示为:

32200 (2.1) DDVV1V222D2440.9

由此可求得D4949.63mm 所以粗定D5000mm。

2.3设计压力

设计压力是指设定的容器顶部的最高压力，与相应的设计温度一起作为设计载荷，其值不得低于工作压力。

3液柱静压力：P1gh1.83109.85.00.0897MPa (2.2)

根据化学化工物性分析手册表3.6.5查饱和蒸汽压：Pc=0.0118Mpa 工作压力：PwP0Pc0.1010.01180.1128MPa (2.3) 设计压力：P1.1Pw1.10.11280.1241MPa (2.4)

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计算压力：P=0.1241+0.0897=0.2138Mpa (2.5)

2.4 设计温度

设计温度指容器在正常工作情况下，设定的元件的金属温度（沿元件金属截面的温度平均值）。设计温度与设计压力一起作为设计载荷条件。设计温度取50℃。

2.5焊接接头系数

焊接接头系数是以焊接强度与母材强度之比值表示的。它与焊缝位置焊接方法以及检验等因素有关。JB4732标准中要求受压元件焊缝必须100%无损检测，取焊缝系数1.00。

设计参数总结如下表1.5

表2.5 设计数据

序号

项目

数值

单位

备注

1 2 3 4 5 6 7 8 9

名称筒体材料设计压力设计温度公称直径公称容积充装系数工作介质其他要求

0.1241 50 5000 200 0.9

200m3浓硫酸卧式贮罐

Q-235C MPa



3mm

浓硫酸 100%无损检测

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3 设备的结构设计

3.1圆筒厚度的设计

查GB150-1998中表4-1，可得：在设计温度50℃下，屈服极限强度

ts  235 MPa ，许用应力125MPa

利用中径公式计算厚度：cD0.213850004.2797mm (3.1) t2Pc211250.2138查标准HG20580-1998《钢制化工容器设计基础规定》表7-1知，钢板厚度负偏差为0.25mm，而有GB150-1998中3.5.5.1知，当钢材的厚度负偏差不大于0.25mm，且不超过名义厚度的6%时，负偏差可以忽略不计，故取C10。

查标准HG20580-1998《钢制化工容器设计基础规定》表7-5知,在无特殊腐蚀情况下，腐蚀裕量C2不小于1mm,本例取C2=2mm4

则筒体的设计厚度iC1C26.2797mm (3.2) 圆整后，取名义厚度n8mm

筒体的有效厚度enC1C26mm (3.3)

3.2封头的设计

3.2.1 封头厚度的设计

查标准JB/T4746-2002《钢制压力容器用封头》中表1，得公称直径

DiDn4000mm

选用标准椭圆形封头,型号代号为EHA，则 Di22hi2，根据GB150-1998中椭圆

形封头计算中式7-1计算：(3.4)

同上，取C2=2mm，C10。

cD0.213850004.2797mm t2Pc211250.21385

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封头的设计厚度dC1C26.2797mm (3.5)

圆整后，取封头的名义厚度n8mm ，

有效厚度 enC1C26mm (3.6)

3.2.2 封头的结构尺寸（封头结构如下图1）

由

DiD2，得hHi1290125040mm

2Hh4

(3.7)

查标准JB/T4746-2002《钢制压力容器用封头》中表B.1 EHA椭圆形封头内表面积、容积，如下表2.1

表3.1 EHA椭圆形封头内表面积、容积

公称直径DN

/mm 5000 曲面高度hi

/mm 1250 直边高度h/mm 40 1290 27.2376 总深度H /mm

内表面积A/m

2容积

V封/m3

15.9392

图3.1 封头的示意图

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3.3鞍座选型和结构设计

3.3.1鞍座选型

该卧式容器采用双鞍式支座，材料选用Q235-C。

2200v12v2DL215.9392 引用(2.1)

40.9L=9.6m 圆取整L=10m

储罐总质量m mmm1223m4 (3.8)

m1——筒体质量：

m1DL3.145.0100.0067.851037394.7kg(3.

查标准JB/T4746-2002《钢制压力容器用封头》中表B.2 m2——单个封头的质量：

EHA椭圆形封头质量，可知， m21221.867kg3 3   H 2 SO 4  V  1 .83  10  200  366000 kg (3.10) m3——充液质量： mm4——附件质量：人孔质量为302kg，其他接管质量总和估为400kg，即

m702kg4综上所述，mm12m2m3m4376540.434kg 引用(3.8) Gmg377810.959.83702547.31N

则每个鞍座承受的重量为1851.27kN 由此查JB4712.1-2007《容器支座》，选取重型，焊制为BⅠ,包角为120°，有垫板的鞍座。查JB4712.1-2007表8设计鞍座结构尺寸如下表3.2：

表3.2 鞍式支座结构尺寸

单位

公称直径 DN

允许载荷 Q/kN

鞍座高度 h

底板

腹板

筋板

垫板

螺栓间距

螺孔/孔长 D/l

鞍座质量 Kg

1

2

b2 b3

3

4 e

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5000 5365 300 3500 380 50 50 490

335 430 32 740 25 194 3000 28/60 1108

3.3.2鞍座位置的确定

因为当外伸长度A=0.207L时，双支座跨距中间截面的最大弯矩和支座截面处的弯矩绝对值相等，从而使上述两截面上保持等强度，考虑到支座截面处除弯矩以外的其他载荷，面且支座截面处应力较为复杂，故常取支座处圆筒的弯矩略小于跨距中间圆筒的弯矩，通常取尺寸A不超过0.2L值，为此中国现行标准JB 4731《钢制卧式容器》规定A≤0.2L=0.2（L+2h），A最大不超过0.25L.否则由于容器外伸端的作用将使支座截面处的应力过大。由标准椭圆封头

DiDi 2,有h=H-40mm2(Hh)4 引用(3.7)

故A0.2(L2h)0.2(10000240)2016mm 鞍座的安装位置如图2.2所示：

图3.2 鞍座的安装示意图

此外，由于封头的抗弯刚度大于圆筒的抗变钢度，故封头对于圆筒的抗弯钢度具有局部的加强作用。若支座靠近封头，则可充分利用罐体封头对支座处圆筒截面的加强作用。因此，JB 4731还规定当满足A≤0.2L时，最好使A≤0.5R a，即

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RaDn250042504mm (3.11) 22A0.5Ra1252 ，取A=1240mm

综上有：A=1240mm(A为封头切线至封头焊缝间距离，L为筒体和两封头的总长)

3.4卧式贮罐的附件及其选用

液化石油气储罐应设置出料口，进料口，人孔，液位计口，压力表口，温度计口，排污口，排空口等。

图3.4 储罐接管设置示意图

3.4.1接管和法兰

查HG/T 20592-2009《钢制管法兰》中表8.2.2-2 PN10带颈对焊焊钢制管法兰，选取各管口公称直径，查得各法兰的尺寸。

查HG/T 20592-2009《钢制管法兰》中附录D中表D-3,得各法兰的质量。查HG/T 20592-2009《钢制管法兰》中表3.2.2，法兰的密封面均采用MFM（凹凸面密封）。5

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图2.3 带颈对焊钢制管法兰示意图

表3.3 接管和法兰尺寸单位mm

管口名称公称钢管外法兰螺栓螺栓螺栓螺栓

直径径法兰外径孔中孔直孔数DN 焊端外

径

心圆径L 量n直径K

出料口进料口

100 114B 200 160 100 114B 200 160

38B 25B 25B 89B 76B 140 100 105 105

75 75

18 18 18 14 14 18 18 （个） 8 8 4 4 4 8 8 Th

法兰厚度C

法兰颈法兰高度

法兰质量

S H1 R

M16 20 128 M16 20 128 M16 18 56 M12 18 40 M12 18 40

6 6 2.6 2.3 2.3

10 10 6 6 6 10 10 6 6 6 4 4 6 6 50 50 42 40 40 50 45 4 4 2 1 1 4 2.5 液位计口 32 温度计口 20 压力表口 20 排污口排空口 80 65 200 160 185 145 M16 20 105 3.2 M16 18 92 2.9

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3.4.2垫片的选用

查HG/T 20609-2009《钢制管法兰用非金属平垫片》，垫片尺寸如表2.4所示6 表3.4 垫片尺寸表

单位mm 管口名称出液口进液口人孔液位计口温度计口压力表口排污口排空口

公称直径 100 100 500 32 20 20 80 65

内径D1 110 110 580 43 27 27 89 77

外径D2 120 120 700 65 50 50 120 109

注：1.选耐酸石棉橡胶板

2.垫片厚度均为1.5mm，人孔选3mm。

3.4.3螺栓（螺柱）的选择

查HG/T 20613-2009 《钢制管法兰用紧固件》中表5.0.7-9和附录中表A.0.1,得螺柱的长度和平垫圈尺寸：7

表3.5 螺栓及垫片单位

管口名称

公称直径

出液口进液口液位计口温度计口压力表口排空口排污口

100 100 32 20 20 65 80

螺纹 M16 M16 M16 M12 M12 M16 M16

螺柱长 90 90 85 75

75 85 90

紧固件用平垫圈

d1 d2 h 3 3 3 2.5 2.5 3 3

17 17 17 13 13 17 17

30 30 30 24 24 30 30

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3.5人孔的选择

根据HGT21517-2005回转盖带颈平焊法兰人孔，查表3-3，选用凹凸面型，其明细尺寸见表3.63：

表3.6 人孔尺寸表单位：mm

密封面型式

公称压力 PN/MPa

凹凸面

1.6

公称直径DN 总质量kg 700 B 200 A 390

222

螺栓尺寸

螺母数量

螺栓数量

M302110D1

650 b 34

20 D 715 L 300

dws 53010

31 24 d 24

260

111

3.6液面计的选择

根据HG/T 21584-95选磁性液面计。

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4 容器强度的校核

4.1水压试验应力校核

试验压力：PT1.25P1.250.21380.2675MPa (4.1) 圆筒的薄膜应力rPtDe0.267550006111.8333MPa2e268

0.9s0.91235211.5r 故合格

4.2.筒体轴向弯矩计算

圆筒轴向最大弯矩位于圆筒中间截面或鞍座平面上。（见图4.1）。

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图4.1 容器载荷、支座反力、剪力及弯矩图

4.3.筒体轴向应力计算及校核

（1）圆筒中间横截面上，由压力及轴向弯矩引起的轴向应力最高点处：按下式进行计算 1PcRaM11.8MPa4 2eRae 最低点处：按下式进行计算

2PcRaM11.8MPa4 2eRae（2）支座处圆筒截面上，由压力及轴向弯矩引起的轴向应力

因鞍座平面上筒体被封头加强，取鞍座包角120，查JB/T 4731-2005表

7-1可得 K1=1.0，K2=1.0

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最高点处：按下式进行计算

3PcRaM29833.33Pa 22eK1Rae 最低点处：按下式进行计算

4PcRaM2-9767.8Pa 22eK1Rae

图4.2 支座处圆筒轴向应力位置（3）筒体轴向应力校核

因轴向许用临界应力由

A0.094e0.09460.000281 Ra2504

根据圆筒材料查图4-8可得B

ttminB=37.47MPa， ,cr22EA21050.00028137.47MPa 33tmax1,3max1.84MPa=113MPa，合格 t,1.84MPamin24crmax=37.47MPa，合格

4.4.筒体和封头中的切向剪应力计算与校核

因为A的取值带来的加强作用，查JB/T4731-2005表7-2得K3=0.880，

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K4=0.401，其最大剪应力位于靠近鞍座边角处

K3F0.8801851.27103108.43MPa

Rae2.5040.006

因圆筒 125MPa

t故有[] ，故切向剪应力校核合格

4.5.封头切向剪应力计算

hK4F0.4011851.2748.61MPa Rahe2.5040.006221Di14K221

62hi621hKPcDi10.2138589.08MPa 2he20.006t1.25h1.2512589.0867.25MPah 合格

4.6.筒体的周向应力计算与校核

根据鞍座尺寸表知：b4740mm

b1.56Ran43015625046621.21mm

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即b4b1.56Ran，所以此鞍座垫板作为加强用的鞍座。

圆筒的有效宽度b2621.21mm ，当容器焊在支座上时，取k，查0.1JB/4731-2005表7-3可得K。 0.76,K0.013256(1).鞍座在横截面最低点处周向应力 5kK5F0.10.761851270 37.76MPaeb20.0060.621

鞍座角边处的周向应力 (2).

因为

L100003.998 Ra25046

12K6FRaF1851270120.01318512702.504136.25MPa224eb240.0060.621100.006Le(3).应力校核

MPa 537.76125

t 61361.251.25125156.25MPa 符合要求，合格

4.7.鞍座应力计算与校核

4.7.1应力及强度校核

20可得，K0.204 由19水平分力FsK9F0.2041851270377.659kN

11计算高度HsminRa,Hmin2504,250250mm

33re14mm,br740mm,b025mm 鞍座有效断面平均应力：

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9F537765922.74MPa

Hsb0brre0.250.0250.740.014[]s—鞍座材料Q235-C的许用应力[]s=235MPa

922.742s156.67MPa 符合要求，合格 34.7.3板组合截面应力计算及校核

圆筒中心线至基础表面距离：HvRah42504250142768mm 根据JB/T 4731-2005中表7—6，地震强度为7度（0.1g）时，水平地震影响系数10.08

则轴向力则 FEv1mg0.081851270148101N，钢底板对水泥基础的静摩擦系数f0.4

则 mgf376540.49.810.41477540NFEv

筋板面积：A1b23335186030mm2

腹板面积:A2（l120）2（294020）2573000mm2 xl1/21015l332940/2101546518962mm z1x3/29629971mm z2z1l39714651436mm则：Asa6A1A26603073000109180mm2

形心：ycyc'6A（/21b22）59.64mmAsab22 yc120.35mm23b233（222l120）Iy23A1(z1z2)8.811010mm3121233b23'（l120）2Iz6A1ycxA2yc4.20109mm31212腹板与筋板组合截面断面系数：

bmax11019010180mm

218

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ZmaxZryl1102940102930mm 2Iy3.01107mm

ZmaxZrzIzmax2.33107mm

Zrmin（Zrz，Zry）2.33107mm

则sak0=1.2FEvHVFFEvh9.52MPaAsa2ZrAsa（l2A）

sa1.2s，合格satFEfH6.67MPaAsaZrsatFFfH126664012666400.40.256.67MPa AsaZr0.1923.3sat6.67MPasa9.52MPa

4.8地震引起的地脚螺栓应力

4.8.1倾覆力矩计算

00MEvFEvHV1013312.268229818.708Nm

4.8.2由倾覆力矩引起的地脚螺栓拉应力

根据[2]中式7-34计算

bt00MEv nlAbt其中n为承受倾覆力矩的地脚螺栓个数，n2；l为筒体轴线两侧的螺栓间

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距ll22660mm；Abt为每个地脚螺栓的横截面面积，

Abt4d24282615.75mm2；则

00MEv229818.708bt70.16MPa

nlAbt22.660615.7510-6取载荷系数K01.2，bt147MPa，则K0bt1.2147176.4MPa 由于btK0bt，所以强度符合要求。 4.8.3由地震引起的地脚螺栓剪应力

根据[2]中式7-35计算

btFEv n'Abt其中n'为承受剪应力的地脚螺栓个数，n'4；

Abt4d24202314mm2 FEv91677.3MPa n'Abt4314则 bt0.8bt0.8147117.6MPa

由于 bt0.8bt 故符合强度要求。

4.9 开孔补强设计

根据GB150规定，当壳体上的开孔满足下述全部要求时，可不另行补强。 (1)设计压力小于或等于2.5MPa。

(2)两相邻开孔中心的距离（对曲面间距以弧长计算）应不小于两孔直径之和的2倍。

(3)接管公称外径小于或等于89mm。

故该储罐中只有DN=500mm的人孔需要补强。

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4.9.1 补强设计方法判别

按HG/T 21518-2005,选用回转盖带颈对焊法兰人孔。开孔直径ddi2C250022504mm

dDi1666.6mm 3t故可以采用等面积法进行开孔补强计算。

接管材料选用Q-235C钢，其许用应力125MPa

根据GB150-1998中式8-1，A =d2et(1f)r其中：壳体开孔处的计算厚度3.47mm 接管的有效厚度etntC1C2826mm 强度削弱系数fr=1

5043.471748.88mm2 所以开孔所需补强面积为Ad2（et1fr）4.9.2有效补强范围有效宽度B的确定按GB150中式8-7，得：

B12d25041008mmB2d2n2nt50428210540mm Bmax（B1，B2）1008mm有效高度的确定 (1）外侧有效高度h1的确定根据GB150中式8-8，得：

h1'dnt5041070.99mm h1''H1280mm

h1min（h1'，h1''）70.99mm

(2）内侧有效高度h2的确定

根据GB150-1998中式8-9，得：

h2'dnt504870.99mm

h2''0

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h2min（h2'，h2''）0

4.10 有效补强面积

根据GB150中式8-10 ~ 式8-13，分别计算如下： AAA2Ae13筒体多余面积A1 A1（Bd）（e）2（（1fr）100850483.472283.12mm2ete）PDi0.19584000接管厚度 t3.467mm0 t2[]0P.5211250.50.1958接管的多余面积

2A22h（（1ett）fr2h2etC2）fr270.9983.471=643.17mm

焊角取6.0mm，A336mm2

4.11 补强面积

AeA1A2A32283.12+643.17+36=2962.29mm2

因为A=1748.88Ae2962.29mm2，所以开孔不需另加补强

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5 卧式贮罐的焊接

5.1 焊缝布置

5.1.1接头的分类及其选择

压力容器受部分的焊接接头分为A，B，C，D四类：

A 类焊缝：受压部分的纵向接头（多层包扎压力容器层板层纵向接头除外）球形封头与圆筒联接的环向接头，各类凸形封头中所有拼焊接头以及嵌入式接管与圆筒，封头联接的对接接头等。

B 类焊缝：受压部分的环向接头，椭圆形封头小端与接管连接的接头。长颈法兰与接管连接的接头。但已规定的A，C，D类焊缝除外。

C类焊缝：平盖，管板与圆筒非对接连接的接头，法兰与壳体接管的接头，内封头与圆筒的搭接填角接头以及多层包扎压力容器层板层纵向接头。

D类焊缝：接管孔与壳体非对接连接的接头凸缘，补强圈与壳体连接的接头。但已规定的A，B类的焊接接头除外。

由上述四类接头的说明设计如下：

椭圆形封头与圆筒连接的环向接头———A类受压部分的环向接头（筒节与筒节的对接）———B类接管与人孔等与壳体非对接的接头———D类

5.1.2 焊缝的布置

焊接是压力容器设计、制造过程中不可避免的连接方式。压力容器筒体的周向应力是轴向应力的2倍,因此,在制造过程中,对纵向焊缝的质量要求要比环向焊缝要高。对于容器,焊缝是一个薄弱区域。因此,对焊缝的布置从设计上有一定的要求。焊缝的交叉、重叠或距离太近都将增加焊接应力,恶化焊缝区域的组织和性能,从而容易形成裂纹等缺陷。所以,在容器组焊时,应尽量避免十字焊缝;相邻两筒节纵缝、封头拼缝与相邻筒节的纵缝应错开,其焊缝中心间距应大于筒壁厚度

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的3倍,且不小于100mm;封头各种不相交的拼接焊缝中心线间距至少应为钢板厚度的3倍,且不小于100mm;封头由成形瓣片和顶圆板拼成时,焊缝方向只允许是径向和环向的。受压元件主要焊缝及其邻近区域，应避免焊接零件。如不能避免时，焊接零件的焊缝可穿过主要焊缝，而不要在焊缝及其邻近区域中止。开孔、焊缝和转角要错开。开孔边缘与焊缝的距离应不小于开孔处实际壁厚的3倍，且不小于100mm。在凸形封头上开孔时，孔的边缘与封头周边间的投影距离应不小于封头外径的10％。开孔及焊缝不允许布置在部件转角处或扳边圆弧上，并应离开一定距离。

5.2 焊接方法

A，B类焊缝，查焊接手册第三卷：由于壁厚6mm，所以选择3至26mm的Y形坡口如图：

图5.1 A,B类焊缝的坡口形式,及焊后效果

坡口尺寸：） =40——60（°） b0——3（mm——4（mm） P1C类焊缝，查表：由于壁厚6mm，所以选择3——40mm的V形坡口如图：坡口尺寸/mm：

） =35——50（°) b=0——4(mm） P=0（mm24

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图5.2 C类焊缝的坡口形式,及焊后效果

5.3 焊接顺序

5.3.1 焊前清理

工件焊接前必须进行清理，除去工件表面的锈渍，油污和工件表面的毛刺。焊前处理能够有效防止焊接过程中产生气孔、夹杂等焊接缺陷的形成。 5.3.2焊接过程和顺序

焊接过程至关重要，施工人员必须严格按照合理的结构顺序，选择合理的焊接工艺参数，严格施工。首先将两侧的半圆点焊在一起，然后将点固好的两侧拼接在一起。焊接过程应该保持结构的对称性，以减少变形和焊接残余应力。 a.钢板气割下料和卷制。 b.单个筒节的纵向对接焊接. c.筒节间的环向对接焊接。 d.筒体与封头的环向对接焊接。 e.开人孔和各种接管口。 f.接管和各种法兰的焊接。 g. 支座的组焊。

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5.3.3焊后处理

工件焊接后必须进行焊后处理。工件的焊后处理主要包括热处理和焊接检测。由于工件承受一定的压力，必须对其进行焊接后局部的跟踪回火处理，以消除残余应力和达到细化结合处材料的晶粒。对工件的局部薄弱处应该进行无损探伤。

另外容器的压力试验和气密性试验是热处理之后进行，常采用水压试验。设备制造完毕后应在4MPa表进行水压实验10分钟无渗漏，冒汗现象,检查检查容器是否达到设计要求，验证其是否能保证在没计压力下安全运行所必须的承压能力。

检验 ①所有焊缝未经检验合格，严禁涂刷漆；

②焊缝应进行外观检查； ③焊缝要进行无损探伤检测。返修 ①需返修焊缝应先把缺陷清除；

②返修次数不超过两次；

③罐底的严密性试验，罐壁和顶的严密性和强度试验用充水检查。

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结论

毕业设计是学习阶段一次非常难得的理论与实际相结合的机会，通过这次比较完整的卧式浓硫酸贮罐设计，我摆脱了单纯的理论知识学习状态，和实际设计的结合锻炼了我的综合运用所学的专业基础知识，解决实际工程问题的能力，同时也提高我查阅文献资料、设计手册、设计规范以及电脑制图等其他专业能力水平，而且通过对整体的掌控，对局部的取舍，以及对细节的斟酌处理，都使我的能力得到了锻炼，经验得到了丰富，并且意志品质力，抗压能力及耐力也都得到了不同程度的提升。这是我们都希望看到的也正是我们进行毕业设计的目的所在。

1.本设计计算焊接结构包括:贮罐筒体尺寸计算,厚度计算，补强计算，鞍座计算，稳定性，强度，压力校核计算等。

2.焊接工艺和方法：对6mm厚的Q235C材质进行焊接分析，利用焊条电弧焊对卧式浓硫酸贮罐进行焊接；选用电流130A，电压20V，焊条为E4303。根据材料厚度6mm，焊接位置和实际生产情况设计合理的接头坡口形式。

顺利如期的完成本次毕业设计给了我很大的信心，让我了解专业知识的同时也对本专业的发展前景充满信心，无论球形贮罐和圆筒形贮罐，我都采用了一些新的技术和设备他们有着很多的优越性但也存在一定的不足，这新不足在一定程度上限制了我们的创造力。比如我的设计在节能简材上就有很大的不足，在这个能源紧缺节能被高度重视的社会中，这无疑是很让我自身感到遗憾的，可这些不足正是我们去更好的研究更好的创造的最大动力，只有发现问题面对问题才有可能解决问题，不足和遗憾不会给我打击只会更好的鞭策我前行，今后我更会关注新技术新设备新工艺的出现，并争取尽快的掌握这些先进的知识，更好的为祖国的四化服务。

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致谢

本次课程设计是结合所学课程的一次综合性设计,最后设计方案的确定接近实际操作,设计过程中我们逐步了解压力容器的设计步骤和只是需求,在逐步摸索中,我们学会如何查阅各种标准以及进行有理有据的选择,但涉及知识体系过于繁杂巨大,虽然大部分数据的由来由表差得,由于经验不足,在估算方面,难免会有较大的出入,而且在实际选择过程中有许多不到之处,在以后的学习中进一步向老师和同学请教!在此向耐心指导我们此次设计的赵老师表示衷心的感谢。在本次设计中我多次用到了平时上课讲述内容,也感谢在课堂上讲课认真负责的吕老师,吴老师,孟老师,孙老师,武老师.

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参考文献

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附录A

Journal of Applied Sciences 10(8):658-663,2010 ISIN 1812-5654

@2010 Asian Network for Scientific Information

Gas protect flux-cored arc welding process parameters of low carbon steel weld width and weld metal tensile performance

influence

[author ] H.R.Ghazvinloo and A.Honarbakhsh Raouf

[Abstract]

Generally speaking, the process of welding process parameters on the joint quality has very big effect. High quality welding joints, and to ensure the proper weld geometry shape and reliable welding mechanical properties. This experiment was gas protect flux-cored arc welding process parameters of low carbon steel weld width and weld metal tensile performance influence. Industrial production, choose low carbon steel, as an experimental object, welding current and welding voltage and welding speed as the variable parameters. Welding current are for 240280320 A, arc voltage respectively for 26, 30 and 34 V, welding speed for 40, 50, respectively, and 60 cm/min. The results of this study can help people right and the choice of fast welding technology parameter, in order to achieve the ideal weld geometry shape and meet the requirements of the welding seam stretch properties.

[Keywords]

flux-cored arc welding, welding parameters, weld width, the yield strength, tensile strength, heat input.

Introduction:

The fcaw process is fully automated process, in which the welding electrode and flux-cored wire contact welding area. Flux materials in medicine is the core. Medicine skin conducted current form arc, burns up consumption it is shown as filler metal transition (Aloraier et al, 2006). Recent

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research has shown that (Ibrahim and Shehata, 1999, 2000; Sadek et al, 2001), the fcaw with other welding technology is a common advantages, such as the use of manual metal arc welding (MMAW) and active/inert gas shielded welding GMAW). As the research different welding method and process of seam geometry shape and the influence of the quality, the researchers made corresponding experimental research (Benyounis et al., 2005 a, b, Xue et al., 2005; Correia et al., Kim et al., 2002200 3200 5; Juang and Tarng, 2002).

Xue et al. (2005) according to the robot arc welding process weld width put forward the method of fuzzy regression model. Mostafa and Khajavi (2006). Propose optimization high strength low alloy steel (low carbon high strength) of welding parameters, improving welding deposition rates.the rate. Palani and Murugan (2007) improve the welding process parameters, improve flux-cored wire of melting drops of transition process, causes the weld is more beautiful level off, in addition, Park et al. (2008). Discusses the adjustment flux-cored arc welding heat input of the hot crack and toughness of the welding of influence. Balasubramanian and Guha (1999) studied flux-cored arc welding the weld yield limit and fatigue strength. Deposition rates.the rate in lattice arrangement weld small close enough, easy to crack and hydrogen brittleness phenomenon. More detailed research on literature flux-cored arc welding process parameters on the weld geometry shape and the influence of the tensile properties. The experimental research the flux-cored arc welding robot-G welding seam under different process parameters of geometry shape and the influence of the tensile properties of low carbon steel.

Materials and methods:

Industrial production, the assembly welding experiments is 0.17% C and 1.21% Mn's low carbon steel, in order to research the welding parameters on the effect of weld the fusion width, sample to make 75 x60x10mm, welding method for docking.

At the same time, the study tensile test sample making 25 mm thick, cutting groove for article some V, groove Angle for the 35 degrees and Angle for 60 degrees docking steel plates. Root surface is 1 mm thick and deep root open 2.5 mm, one hundred percent of CO2 as a protection gas protect weld pool. And, welding robot working voltage of 0-45 V, working current is 0-550 A, flux-cored wire diameter of 1.6 mm. In order to reduce the welding deformation, before the test the reliability of the check fixtures avoid loose produced stress deformation. In this study the selected as variables (welding current 240280320 A, arc voltage 26, 30, 34 V) and welding speed (40, 50, 60 cm/minutes), and other parameters, such as wire feeding speed, arc put out length, welding torch Angle respectively for 8 m/min, 2.5 mm and 15 degrees.

The welding process, welding conditions in different measuring weld width, and to evaluate the welding parameters on the weld the geometry of the influence. At the same time, according to ASTM E8M-05 standard production diameter of 12.5 mm and the effective length of 62.5 mm cylindrical tensile samples. The tensile test can provide 20 KN force DARTEC test enginery, the sample preparation in Oghabafshan Co., LTD. To test, and 2009 in Iran's south university also stopped the corresponding mechanical test.

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The results and discussion:

To different arc voltage, welding current and welding speed is combination for test, to obtain the different weld the fusion width, tensile strength, yield strength.

The fusion width affecting welding seam the technique parameters:

welding current, arc voltage and welding speed to the influence of the weld width as shown in figure 1-3, control parameters such as table 1 shows. Figure 1 (a), (b) and (c) can see, arc voltage and welding speed is fixed for 28 V respectively

And 55 cm/min change welding current respectively for 240 A, 280 A, 320 A, as the welding

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current is added, weld width from 15 reduced to 8 mm, this contradiction happened with literature (Kannan and Murugan, 2006). In figure 2 (a), (b), (c), welding current and welding speed is fixed for 300 a and 55 cm/min. Arc voltage from 26 V-34 V get maximum and minimum width, respectively, in nine and 17 mm. So, can be seen clearly, with arc voltage increase, weld width also increases. In figure 3 (a), (b), (c), welding current and arc voltage respectively for 300 a and 28 V, welding speed is 40 cm/min, maximum width values for 15 mm; And welding speed is 50 cm/min, minimum width for 7 mm. The increase of welding speed to a certain value weld width decreases, and the consistent with literature (Kannan and Murugan, 2006), in this study welding speed reached 50 cm/min later weld width again began to rise. The results clearly show that some process parameters have been weld the fusion width is not eligible for this rule, as shown in figure 1 (c), 2 (a) and 3 (b). In the process of welding parameter combination conditions, as shown in figure 1 (c), 2 (a) and 3 (b) cannot obtain the good welding seam. Figure 1 (b), 2 (b) and 3 (c) the fusion width is the best weld, this group of process parameter combination is the best, the fusion width is complete, the performance good. Weld wide is unnecessary waste of welding materials, leading to the rise in the cost and increase the weight workpiece, therefore, we should try to avoid and prevent weld caused the fusion width too wide.

Influence of the tensile properties of weld process parameters including:

impact limit tensile strength and weld the yield strength factors are welding current, arc

voltage and welding speed as shown in figure 4 and 5, clearly shows the welding current with the 240 A-320 A, arc voltage from 26 V-34 V, tensile strength and welding yield strength have

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significantly reduced. According to the figure 6, shows that as welding speed of 40 cm/min raised to 60 cm/min, weld tensile strength and the yield strength increases. According to the analysis of metallographic observation this the tensile strength and the yield strength increase and decrease and welding heat affected zone microstructure on the change of the structure of. According to the formula 1, welding heat input with flux-cored arc welding technology parameters changes:

Among them:

H = hot inputs (KJ/mm) E = arc voltage (V)

I = welding current (A) S = welding speed (mm/min)

Different heat input variables in the weld will usually affect the mechanical properties and microstructure micro. The heat has also affected the input of the weld the cooling speed. Formula 2 gives the temperature, heat input variables and the relationship between the cooling rate (Funderburk, 1999). The two variables (heat input amount, temperature) interact with each other, such as the thickness of the material to, specific heat let, dense sex and thermal conductivity were in the cooling speed have influence.

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Among them:

R = the cooling speed (c/s) prearcing = temperature (℃)

H = hot inputs (thousand coke/mm)

The cooling speed determines the final microstructure structure and weld metal mechanics performance. Because no matter whether the heat input increase, for a given weld, the cooling speed reduce grain size is bulky, martensite volume fraction is reduced, weld district organization coarsening. The process of welding heat input variables and the relationship between tensile properties can be in the literature (Funderburk, 1999) to find. In this study the welding current in 240 A, arc voltage 28 V, welding speed 55 cm/min conditions, the ultimate tensile strength and weld the high yield strength were 520.2 MPa and 357 MPa.

Conclusion:

By welding robot welding low carbon steel have experimental conclusion:

1: flux-cored wire welding arc-G arc voltage and welding current increase tensile strength and succumb intensity decreases, but welding speed and other parameters of the influence of the tensile properties than is the opposite. When the welding speed increase, weld strength also will increase.

2: with the welding current increased from 240 to 320 A, weld width from 15 down to 8 mm, : best welding current as: 280 A.

3: as welding voltage from 26 increased to 34 V, weld width from nine increased to 17 mm, the best of arc voltage is 30 V.

4: with welding speed gradually increase to 50 cm/min welding molten pool, the fusion width increase after once again. 40 cm/min have the biggest weld width for 15 mm.

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附录B

气体保护药芯焊丝电弧焊焊接工艺参数对低碳钢焊缝宽度

和焊缝金属拉伸性能的影响

[作者] 材料工程系，塞姆南大学，塞姆南，伊朗

[摘要]

一般来说，焊接过程中焊接工艺参数对接头质量有很大的影响。高品质的焊接接头，保证了合适焊缝几何形状和可靠的焊件力学性能。本实验研究了气体保护药芯焊丝电弧焊焊接工艺参数对低碳钢焊缝宽度和焊缝金属拉伸性能的影响。工业生产中，选低碳钢作为实验对象，焊接电流，焊接电压和焊接速度作为可变参数。焊接电流分别为240,280,320A，电弧电压分别为26,30和34V，焊接速度分别为40，50和60cm/min。这项研究的结果有助于人们正确和快速的选择焊接工艺参数，以达到理想的焊缝几何形状和满足焊缝拉伸性能的要求。

[关键词]药芯焊丝电弧焊，焊接参数，焊缝宽度，屈服强度，抗拉强度，

热输入。

介绍：

药芯焊丝电弧焊工艺采用完全自动化的过程，其中焊接电极及药芯焊丝接触焊缝区。助焊剂材料是在药芯。药皮传导电流形成电弧，不断燃烧消耗熔滴过渡成为填充金属(Aloraier et al , 2006)。最近

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的研究表明(Ibrahim and Shehata, 1999, 2000; Sadek et al ,2001)，药芯焊丝电弧焊同其他焊接技术有一个共同的优点，如使用手工金属电弧焊（MMAW）和活性/惰性气体保护焊 (GMAW）。为研究不同焊接方法及工艺对焊缝几何形状和质量的影响，研究人员作了相应的实验研究(Benyounis et al. ,2005a,b; Xue et al .,2005; Correia et al.,Kim et al.,2002,2003,2005; Juang and Tarng, 2002)。

Xue et al.,(2005)针对机器人弧焊过程焊缝宽度提出模糊回归建模的方法。Mostafa and Khajavi(2006).提出优化高强度低合金钢（低碳高强度）焊接参数，提高焊缝熔敷率。Palani and Murugan (2007)改进焊接工艺参数，提高了药芯焊丝的熔滴过渡过程，使焊缝更美观平整，另外，Park et al.(2008).探讨了调节药芯焊丝电弧焊热输入量对焊接热裂纹及韧性的影响。Balasubramanian and Guha (1999)研究了药芯焊丝电弧焊焊缝的屈服极限和疲劳强度。熔敷率小导致焊缝晶格排列不够紧密，容易产生裂纹和氢脆现象。以上文献中详细研究了药芯焊丝电弧焊工艺参数对焊缝几何形状和拉伸性能的影响。本实验探讨研究了药芯焊丝电弧焊机器人- G焊接不同工艺参数下对焊缝几何形状和低碳钢拉伸性能的影响。材料和方法：

工业生产中，焊接实验装配的是0.17％C和1.21％Mn的低碳钢，为了研究焊接参数对焊缝熔宽的影响，样本做成75x60x10mm，焊接方法为对接。

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同时, 这项研究拉伸试验制作样本25毫米厚，切割若干条坡口为V型，坡口角度为35度和角度为60度对接钢板。根面是1毫米厚与根深开放2.5毫米，百分之一百的CO2作为保护气体保护焊缝熔池。并且,焊接机器人工作电压为0-45V,工作电流为0-550A，药芯焊丝直径为1.6mm。为了减小焊接变形，试验前检查夹具的可靠性避免出现松动产生应力变形。本研究中所选变量为(焊接电流240,280,320A、电弧电压26、30、34V)和焊接速度(40、50、60厘米/分钟),以及其他参数,如送丝速度,电弧伸出长度 ,焊枪角度分别为 8m/min,2.5mm和15度。

焊接过程后，测量在不同焊接条件下焊缝的宽度，以评估焊接参数对焊缝几何形状的影响。同时，根据ASTM E8M- 05标准制作直径为12.5mm和有效长度62.5mm圆柱拉伸试样。拉伸试验采用能提供20KN力的DARTEC试验机进行，制备的样品在Oghabafshan有限公司进行测试，并且2009年在伊朗的塞姆南大学也进行了相应的力学性能测试。表1：焊接工艺参数对熔宽的影响

结果与讨论：

对不同的电弧电压，焊接电流和焊接速度组合进行试验，得到不同的焊缝熔宽，抗拉强度，屈服强度。

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图1：电弧电压28V，焊接速度55cm/min，焊接电流分别为(a)240A,（b）280A,(c)320A,的

焊缝熔宽

影响焊缝熔宽的工艺参数：焊接电流，电弧电压和焊接速度对焊缝宽度的影响如图1- 3，参数对照如表1显示。从图1（a），（b）和（c）中能看出，电弧电压和焊接速度分别固定为28V和55cm/min改变焊接电流分别为 240A ,280A，320A，随着焊接电流增加，焊缝宽度从15减少到8毫米，这就与文献发生了矛盾(Kannan and Murugan, 2006)。在图2（a），（b），（c）中，焊接电流和焊接速度被固定为300A和55cm/min。电弧电压从26V—34V得到的最大和最小宽度值分别为 9和17 mm 。所以，可以清楚地观察到，随电弧电压增加，焊缝宽度也增加。在图3（a），（b），（c）中，焊接电流和电弧电压分别为300A和28V ,焊接速度为40cm/min时，最大宽度值为15mm；而焊

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接速度为50cm/min时，最小宽度为7mm。焊接速度的增加达到一定值时焊缝宽度减小，这与文献相吻合(Kannan and Murugan, 2006)，在本研究中焊接速度达到了50cm/min以后焊缝宽度开始再次升高。结果清楚地表明，有些工艺参数组合所得到的焊缝熔宽不符合这个规律，如图1（c），2（a）和3（b）。在这些工艺参数组合的焊接条件下，如图1（c），2（a）和3（b）不能获得良好的焊缝。图1（b），2（b）和3（c）焊缝熔宽是最佳的，这组工艺参数组合是最好的，这里的熔宽完整，性能良好。焊缝过宽是不必要的，浪费焊接材料，导致成本上升和工件重量增加，因此，应尽量避免和防止造成焊缝熔宽过宽。

图2：焊接电流300A，焊接速度55cm/min，电弧图3：焊接电流300A，电弧电压28V,焊接速度分别电压分别为(a)26V,(b) 30V,(c)34V时焊缝熔宽 (a)40cm/min, (b)50cm/min,(c)60cm/min焊缝熔宽

影响焊缝拉伸性能的工艺参数包括：影响极限抗拉强度和焊缝屈

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服强度的因素有焊接电流，电弧电压和焊接速度如图4和5，清楚地显示了随着焊接电流由240A- 320A，电弧电压由26V-34 V，抗拉强度和焊件的屈服强度有明显的下降。根据图6，表明随着焊接速度由40cm/min提高到60cm/min时，焊缝抗拉强度和屈服强度有所增加。根据金相观察这种焊件的抗拉强度和屈服强度增加和减少与焊接热影响区显微组织结构的变化有关。根据公式1，焊接热输入随药芯焊丝电弧焊焊接工艺参数的变化而改变：

其中：

H = 热输入量 (KJ/mm) E = 电弧电压（V） I = 焊接电流（A） S = 焊接速度(mm/min)

表2：焊接工艺参数对焊缝力学性能的影响

不同的热输入量通常会影响在焊缝的力学性能和微观显微组织。热输入量还影响焊缝的冷却速度。公式2给出了预热温度，热输入量和冷却速率的关系(Funderburk , 1999)。这两个变量（热输入量，预热温度）互相作用，对如材料的厚度，比热容，致密性和热导率均对冷

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却速度有影响。

图4：电压28V,焊接速度55cm/min，焊接电流分别为（a）240A，（b）280A，（c）320A

拉伸变形曲线

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图5：电流300A,焊接速度55cm/min，电弧电压分别为（a）26V, （b）30V, （c）34V

时拉伸变形曲线

图6：焊接电流300A,电弧电压28V，焊接速度分别为（a）40cm/min，（b）50cm/min，（c）

60cm/min时拉伸变形曲线

其中：

R = 冷却速度（摄氏度/秒） T0 = 预热温度（℃） H = 热输入量（千焦/毫米）

冷却速度决定了最终的显微组织结构和焊缝金属的力学性能。由于无论是否热输入增加，对于一个给定的焊缝，冷却速度降低则使晶粒粗大，马氏体体积分数降低，焊缝区组织粗化。各工艺焊接中热输入量和拉伸性能的关系可以在文献(Funderburk, 1999)中方便找到。本研究中在焊接电流240A, 电弧电压28V, 焊接速度55cm/min条件下，测得极限抗拉强度和焊缝屈服强度最高值分别为520.2MPa和357MPa。结论：

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用焊接机器人焊接低碳钢板所取得的实验结论：

1：药芯焊丝焊弧- G电弧电压和焊接电流的增大抗拉强度和屈服强度减小，但焊接速度与其他参数相比对拉伸性能的影响是相反。当焊接速度增加，焊缝强度也随之增加。

2：随着焊接电流从240增加到320A，焊缝宽度从15下降到8毫米，：最佳焊接电流为：280A。

3：随着焊接电压从26增加至34V，焊缝宽度从9增加到17毫米，最佳状态的电弧电压是30 V。

4：随着焊接速度逐渐增加到50cm/min焊接熔宽减小，之后熔宽开始再度增加。40cm/min时获得最大的焊缝宽度为15mm。

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附录C

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