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GB／T 50567-2022 炼铁工艺炉壳体结构技术标准(完整正版、清晰无水印).pdf

尘器壳体顶部，由于两端支承于不同的结构上，两端支座必然会有 不均匀沉降发生。在现行国家标准《钢铁企业冶金设备基础设计 规范》GB50696中规定，高炉基础平均沉降量计算值不应大于 200mm；而重力除尘器基础的平均沉降量却没有相关规范规定 按照现行国家标准《建筑地基基础设计规范》GB50007中体型简 单的高层建筑基础的平均沉降量为200mm。因此，下降管支座的 最大不均匀沉降量必然小于200mm。中治赛迪工程技术股份有

限公司在设计某钢厂的下降管时，业主就要求按照200mm的不 均匀沉降量进行了验算。因此，不均匀沉降作用要考虑，至于不均 匀沉降量考虑多少，可以根据下降管两端结构的沉降差值进行计 算，各设计单位也可以根据自己的经验确定

5..高炉、热风炉等构巩物的亮体结构，其受力状沉和应力特 征等不同于一般钢结构，工作条件十分恶劣，在冶炼过程中，如高 炉壳体是在高温、压力作用下，炉料和煤气相逆流动，炉内有高温 煤气、固体炉料、炉料的软熔体以及渣熔液和铁水同时存在状态下 工作，壳体承受炉料作用力、煤气压力、内衬膨胀作用力、温度应 力、腐蚀介质作用；又如热风炉在使高炉连续不断得到大量高温空 气的同时，自身也承受较高的风温和风压，拱顶钢板还受介质腐蚀 等。另外，从国内高炉、热风炉等壳体结构使用现状调查资料可 知，壳体开裂十分普遍，严重者发生断裂，往往导致高炉停产大修 造成巨大的经济损失。本条着重提出了在钢材选用时，需要综合 考虑的因素，这对防止壳体断裂有密切关系，对钢材牌号的选择有 重要影响，对今后壳体结构设计的材料选用有指导作用。 5.1.2冲击韧性是衡量钢材断裂时所做功的指标，也是钢材在冲 主益裁或多垃应力作用下目右可靠性能的保障油主韧性可！

5.1.2冲击韧性是衡量钢材断裂时所做功的指标防水施工组织设计，也是钢

击荷载或多轴拉应力作用下具有可靠性能的保障。冲击韧性可以 间接反映钢材抵抗低温、应力集中、多轴拉应力、冲击和重复荷载 等因素导致脆断的能力。在炼铁工艺炉壳体结构工程使用中也常 用来代表钢材抗脆断的断裂韧性。高炉、热风炉的壳体结构上开 有许多孔洞，特别是高炉壳体上开有几干个孔洞，在孔洞周边存在 应力集中，处于多向应力状态，而且在生产后期炉内衬受损，壳体 不仅承受热应力，同时炉内温度的不断变化，壳体上反复出现局部 过热区产生热疲劳效应。因此，在总结生产使用经验的基础上，对 壳体结构的钢材提出了0℃和常温冲击韧性的合格保证，以达到 壳体在热冲击荷载和多向拉应力作用下具有可靠性能保证。

炼铁工艺炉的壳体结构均为焊接结构，在焊接接头中，热影响 区因急冷而产生淬硬倾向，淬硬倾向大的钢材易产生焊接裂纹，接 头的塑性降低。影响钢材形成硬化组织的因素之一是碳及其他使 钢材具有硬倾向的合金元素，焊接接头热影响区淬硬性倾向用 碳当量（CEV)来衡量，通过估算碳当量（CEV)的方法，对钢材可 焊性进行评价。附录B中碳当量（CEV）的计算式是采用国际焊 接学会（IIW）推荐的计算公式，该公式主要适用于含碳量大于或 等于0.18%的这类含碳量较高的钢材。碳当量（CEV）控制在 0.42%以下，是对国外的有关资料和我国大型高炉壳体采用的新 钢种焊接性能研究总结。决定钢材可焊性通常控制低合金钢的碳 当量，当低合金高强度结构钢的碳当量小于或等于0.42%时，钢 材的萍硬倾向不十分明显，属可焊性钢材。但由于壳体结构钢板 较厚施焊时要采用预热和后热措施防止冷裂纹产生。20世纪60 年代后，世界各国为改进钢材的性能和可焊性，大力发展了低碳微 合金元素的低合金高强钢，对于这类钢，CEV公式已不适用，为此 提出了适用于含碳量较低（0.07%～0.22%）钢的焊接冷裂纹敏感 性指数（Pcm）公式，在评价BB503等壳体结构专用钢板时，可采用 本标准附录B中焊接冷裂纹敏感性指数（Pcm）公式，其值应小于 或等于0.26%。 5.1.3~5.1.8高炉、热风炉、重力除尘器、五通球及粗煤气管道 壳体的荷载工况、受力状态、应力特征、腐蚀介质、温度作用及工作 条件等均不一样，因此，对钢材的化学成分、力学性能及工艺性能 的要求也不相同。 对于高炉壳体结构的钢材，其强度、韧性、耐急冷急热性能、加 工性能及焊接性能应适应高炉强化冶炼的特殊需要。现行国家标 准《高炉炼铁工程设计规范》GB50427要求高炉一代炉役工作年 限达到15年以上，热风炉的寿命应满足高炉二代炉役的要求，达 到30年，因此，壳体结构工作年限应满足上述要求。在20世纪 80年代以前高炉建设中壳体结构曾采用碳素结构钢制作，平均寿

火加回火状态交货。本条提出除Q355B钢为热轧供货外，其他牌 号钢板交货状态均为正火，主要是针对各壳体结构的受力状态、应 力特征、腐蚀介质等的不同，对钢板力学性能和工艺性能提出了不

同的要求。钢板热轧后正火是热处理工艺中的一种，通过正火可 以细化金相组织，提高强度和改善韧性。根据理论计算分析和试 验研究以及壳体结构的使用实践经验，并结合国外的有关资料， BB503钢、ALK490钢、WSM50C钢、SM490C钢、BB41BF钢、 ALK420钢、WSM41C钢、SM400C钢、Q355C钢、Q390C钢、 Q390D钢和Q345R钢板正火状态交货可满足高炉、热风炉、五通 球生产使用炉役（高炉15年、热风炉30年）的要求。 关于超声波检测质量等级的划分，主要是依据现行行业标准 《承压设备无损检测第3部分：超声检测》NB/T47013.3的规定。 5.1.10本条提出当钢板厚度大于或等于40mm时，应选用2向 性能钢，主要从两个方面考虑：其一，钢板在轧制过程中，随着板厚 的增加，厚度方向的压缩比减小，钢板在三个方向的力学性能差别 甚大，其中沿厚度方向性能最差，另外，钢中的硫、磷偏析和非金属 夹杂等缺陷也影响钢材厚度方向的性能；其二，壳体结构的钢板虽 然沿厚度方向不受拉力，但钢板在孔洞边缘存在多向拉应力，另 外，在制作焊接过程中厚度方向也可能出现层状撕裂。这些对壳 体结构的寿命是很不利的，因此，厚度方向性能钢板的乙向性能 级别宜选用Z15

5.2.1～5.2.3壳体结构的焊接连接，多数为自动焊接，当部分焊 接或现场焊接采用手工焊接时，按壳体结构的受力情况和应力特 征，应区别对待采用不同型号的焊条。对高炉、热风炉的壳体结构 应采用低氢型焊条，主要是考虑壳体结构的低合金高强度结构钢 对冷裂纹较敏感，防止裂纹的产生。 高炉、热风炉的壳体结构根据其重要性，采用二氧化碳气体保 护焊的气体要求质量为优等品，主要是保证焊接质量。 两种不同牌号的钢材相焊接时，宜采用与强度较低的一种钢 材相适应的焊条或焊丝与焊剂。主要是保证熔敷金属有良好的塑

性和韧性，避免产生裂纹，确保结构安全。

缝或带坡口角接接头的角焊缝。从高炉壳体结构使用状况调研结 果发现，该处常有裂纹发生，其原因是连接处钢板厚、刚性大、工作 环境恶劣和受力状况复杂，对焊缝的延性、韧性要求高，因此，本条 提出焊条应选用低氢型焊条，防止裂纹产生。

5.2.7焊接材料对焊接结构的安全性有着极其重要的影响，为方

5.3.1本条对钢板设计指标的确定主要依据如下：

·3.1本杀对钢极设计指 怕I (1)高炉、热风炉等壳体结构的设计压力大于0.10MPa，小于 .55MPa，类似于钢制压力容器。原治金工业部《治金工业部压力 容器安全技术管理规定》（[91]冶安环字第643号）文中规定，“压 力超过0.1MPa的高炉、热风炉、除尘器壳体结构应参照压力容器 的技术要求进行设计、制作和验收”。 （2）按压力容器设计，可采用规则设计和分析设计方法。根据 炼铁工艺炉壳体结构的应力分布和实际使用经验，壳体结构宜采 用分析设计方法。 规则设计服从弹性失效准则，以壳体的某点最大应力进入塑 性，壳体开始屈服而判断为结构失效，用于炼铁炉壳体结构设计过 于保守且难以实现。而分析设计方法服从塑性失效准则，在壳体 安全的前提下，容许结构出现局部塑性区，局部可以按有限寿命设 计，该方法能解决规则设计方法所不能解决的问题，如壳体开有许 多孔洞，孔洞间局部进人塑性状态的受力问题。 （3）炼铁工艺炉壳体结构设计采用许用应力法，要求相遇荷载 在其标准值共同作用下壳体结构的最大当量应力不超过钢材的许 用应力极限值。这是由于ALK490、BB503、WSM50C、SM490G

等钢材的力学性能指标、几何特征指标仍然处于统计资料不够充 分的状况，而炼铁工艺炉壳体结构等受力状态十分复杂，进行全面 概率统计分析的条件不具备。 根据现有的统计资料，基于Rk≥K（SGK十Sok）基本组合进行 的粗略类比可靠性验证分析表明，当荷载效应比值P（=Sok Sck）分别取0.25、0.50、1.00、2.00，K值取1.50时，可靠度指标β 的算术平均值的最小值约为3.20，这与现行国家标准《建筑结构 可靠度设计统一标准》GB50068对重要性等级为二级、塑性破坏 条件下规定的安全度水平要求相当。 （4）本标准对许用应力的取值进行了全面修订，理由如下： 原规范第5.3.1条钢板许用应力取值为上屈服点ReH的1/1.5， 没有考虑抗拉强度的作用，与国际国内相关标准相比，偏于不安全， 建议采用（Rm/2.4，Rel/1.5）min双控模式。 1）屈服强度宜选用下屈服点。 美国《压力容器建造另一规则》ASMEVI一2、欧盟《非直接接触火 焰压力容器第3部分：设计》EN13445一3一2014标准允许采用分析 设计，许用应力取值均采用了抗拉强度和屈服强度的双控模式，许用 应力取值为（Rm/2.4,RlL/1.5)min，现行行业标准《钢制压力容器 分析设计标准》JB4732—1995的许用应力取值（Rm/2.6,ReL/1.5）min， 且屈服强度取下屈服点值。原规范中屈服强度采用上屈服点大概是 依据现行国家标准《碳素结构钢》GB/T700一2006的规定，该标 准由原来《碳素结构钢》GB/T700一1988中下屈服点确定碳素钢 的屈服强度修改为上屈服点。但相关试验表明，如Q235钢材，虽 然材料的上屈服点与下屈服点差别不大（上屈服点高5%左右）， 但上屈服点由于影响因素多，结构可靠性相比下屈服点差，因此采 用下屈服点作为屈服强度指标更合理，也偏于安全。 2）许用应力应采用屈服强度和抗拉强度的双控模式。 抗拉强度：美国机械工程师协会（ASME）于1914年制定了世 界上第一部压力容器标准，当时压力容器材料的许用应力取值仅

5.3.2经分析比较，并与国内外相关标准和规范协调，最终确

点，一是根据《钢结构设计规范》TJ17一74中3号钢锚栓许用 力为1100kg/cm²，转化为[c］=1100×0.0981=107.91N/mm 热风炉与基础连接的锚栓直径在40mm～100mm范围，Q235

屈服强度ReH为215N/mm²，屈服强度与许用应力之比约为2，为 此取安全系数为2；二是为了符合热风炉与基础嵌固连接的假定， 更锚栓的受拉变形尽量减小。

5.3.5钢材的线膨胀系数，随着温度的升高会发生变化，但变化

温度下钢材的弹性模量，按现行国家标准《立式圆筒形钢制焊接油 罐设计规范》GB50341的规定，结合炼铁工艺炉壳体结构采用低 合金钢的特点，采用了20℃～250℃温度区段的弹性模量。

6.1.1高炉壳体分块大块化，可以减少焊缝数量，以提高焊接 质量。 6.1.4壳体结构板材是数块钢板焊接而成，在拼接中往往遇到 纵、横两个方向的拼接焊缝。高炉、热风炉、五通球以及煤气上升 管、下降管壳体结构的设计原则是按照现行行业标准《钢制压力容 器一一分析设计标准》JB4732制定的，根据上述标准和奥钢联的 熔融还原炉壳体结构设计以及我国儿十年的炼铁炉壳体结构设计 和生产实践经验，纵、横两个方向的拼接焊缝不宜采用十学字形交 叉，宜采用T形交叉，交叉点的距离控制在200mm以上，其目的 是减小应力集中，防止三向应力和产生焊接裂纹，提高结构使用安 全性。

6.2.1我国炼铁技术经历了70多年的发展，炉体支撑结构由完 全自主式发展到大框架自立式体系。本条提出的“高炉壳体应采 用自立式结构”，是指带炉体框架和炉顶刚架的结构。这种结构的 特点是，壳体承受钟阀式炉装料设备的大小料斗和布料器等重 量或无料钟炉的旋转溜槽部分和中心喉管等重量。其他荷载如 钟阀式炉顶大小料钟等重量或无料钟炉顶料仓和受料斗以及密封 阀等重量、皮带通廊端部支点反力和煤气上升管重量等都是通过 炉顶刚架和炉体框架传给高炉基础。设置炉体框架，有利于生产 操作和高炉大修，适应多风口的需要，为灵活布置出铁场提供了方 便等。

式 你。 为炉缸、炉腹、炉腰、炉身、炉喉、封罩6部分，相应的壳体就分成 炉缸段、风口段、炉腹段、炉腰段、炉身段、炉喉段和煤气封罩 段等。 6.2.3高炉冶炼过程是在壳体密封的炉内运行，其特点是在高 温、高压作用下，炉料与煤气在逆流运行过程中完成化学反应和 物理变化，即完成还原、造渣、传热及渣铁反应等过程，得到化学 成分与温度较为理想的液态铁水。壳体结构在特殊的工作条件 下，与一般压力容器和钢结构有所不同，炉内有高温煤气、固体 炉料、炉料和渣的软熔体、熔化的铁水等存在，在炉壳上还有复 杂的冷却设备，再加上热应力、炉壳开孔和转折部位的应力集 中，其荷载工况和受力状况十分复杂，工作条件十分恶劣，壳体 一旦损坏将会酿成重大事故，给人身安全、国家财产、经济效益 环境保护等带来不可弥补的损失。基于这种复杂性和重要性： 经生产实践检验的各种容积壳体厚度是确定今后壳体结构设计 厚度的基础。 20世纪80年代以前我国高炉壳体厚度的计算几乎都采用苏 联的经验计算公式：

6.2.3高炉冶炼过程是在壳体密封的炉内运行，其特点是

式中：t一 计算部位壳体厚度（mm）； D一一计算部位外壳弦带直径（m）： K一一系数，根据弦带部位选择。 系数K是经验数据，各部位K值取法不一样，如炉顶封板 K值为3.60～4.00；对炉腰、炉腹、炉缸、炉底为2.70；对炉身

图3炉身上段回归直线

图5炉身下段回归直线

本条提出的确定壳体厚度的回归方程式和简化方法是总结我 国几十年高炉冶炼技术的综合成果，根据公式可以初步确定炉壳 厚度，具有可靠性和可操作性。 6.2.4本标准第6.2.3条给出了不同部位初步确定壳体厚度的 计算公式，是我国儿十年来炼铁技术中高炉设计和生产实践经验 的总结，是广大工程技术人员和科技工作者经过比较、选择、分析 的综合研究成果，是纳入标准内容的基本前提。目前壳体厚度主 要还是以实践经验来确定，而把理论计算作为一种辅助手段，随着 科学技术的发展和计算机容量的提升，理论分析必将占据更加重 要的地位，两者结合方能反映出设计的严谨性和科学性。 高炉壳体的整体应力是遍布于整个壳体的基本应力，如壳体 及其附属物的自重、炉料产生的竖向应力以及气体内压、耐材膨 胀、铁水侧压等产生的环向应力等。当应力超过钢材的屈服强度 时，钢板产生塑性变形，最后导致壳体钢板丧失承载能力。 壳体的局部应力主要发生在炉壳总体结构不连续部位和局部 结构不连续部位，在这些局部区域，应力高度集中，虽然其分布在 很小的范围内，但弹性分析时其虚拟弹性应力往往会超过材料的 屈服强度，形成壳体结构的薄弱点。研究表明，当弹性分析的许用

图10纯弯曲矩形截面梁的极限分析

设有一矩形截面梁，截面宽度为b，高度为h，受弯矩M作用。 由材料力学可知，矩形截面梁在弹性情况下［图10（b），截面 应力呈线形分布，即上下表面处应力最大，一边受拉，一边受压 其最大应力为：

M 6M max = W bh

当omax=s，即上下表面屈服时，梁达到了弹性失效状态L图 0（c）」，对应的荷载为弹性失效荷载：

Me = os bh 6

随着荷载增大，梁内弹性区减少，塑性区扩大，当达到全截面 性状态时L图10（d）」，由平衡关系可得极限荷载为：

即塑性失效时的极限荷载为弹性失效时荷载的1.5倍。 若按弹性应力分布，则极限荷载下的虚拟应力为：

6M, = 1.5 max bh

即s≥1.5Sm。因此，分析设计标准中取一次弯曲应力（Pb）的上 限为c。1.5Sm。也就是说，局部薄膜应力强度和一次薄膜加 次弯曲应力强度的极限规定为1.5Sm，它保守地保证了防止由极 限分析原理所确定的垮塌。 2）安定性分析。 如果一个结构经几次反复加载后，其变形趋于稳定，或说不再 出现渐增的非弹性变形，则认为此结构是安定的。丧失安定后的 结构会在反复加载卸载中引起新的塑性变形，并可能因塑性疲劳 或大变形而发生破坏（棘轮现象）。 若虚拟应力超过材料屈服点，局部高应力区由塑性区和弹性

准中，将一次加二次应力强度限制在2=3Sm以内。一次应力加 二次应力强度的极限为3Sm，它保证在应力循环重复几次后安定 到弹性行为，但不包括严重的局部结构不连续或局部热应力区域， 后两个因素仅在进行疲劳评定时考虑。 （3）压力容器标准所涉及的名词和举例。 1）总体结构不连续（gross structuraldiscontinuity）。 系指儿何形状或材料的不连续，使结构在较大范围内的应力 或应变发生变化，对结构总的应力分布与变形产生显著影响。 总体结构不连续的实例，如封头、法兰、接管、支座等与壳体的 连接处，以及不等直径或不等壁厚的壳体连接处等。 2）局部结构不连续（local structuraldiscontinuity）。 系指几何形状或材料的不连续，它仅使结构在很小范围内的 应力或应变发生变化，对结构总的应力分布和变形无显著影响。 例如，小的过渡圆角处，壳体与小附件连接处，以及未全熔透的焊 缝等。 3)一次应力(primarystress)。 为平衡压力与其他机械荷载所必须的法向应力或剪应力。 对理想塑性材料，一次应力所引起的总体塑性流动是非自限 的，即当结构内的塑性区扩展到使之变成几何可变的机构时，达到 极限状态，即使荷载不再增加，仍产生不可限制的塑性流动，直至 破坏。 一次应力分为以下三类： 一次总体薄膜应力Pm（generalprimarymembranestress）： 影响范围遍及整个结构的一次薄膜应力。在塑性流动过程之中一 次总体薄膜应力不会发生重新分布，它将直接导致结构破坏。如 各种壳体中平衡内压或分布荷载所引起的薄膜应力。 一次局部薄膜应力P（primarylocalmembranestress）：应力 水平大于一次总体薄膜应力，但影响范围仅限于结构局部区域的 次薄膜应力。它是在结构不连续区由压力或其他机械荷载引起

高炉壳体的炉身、炉腰和炉腹处通常开有许多冷却板（壁）的 安装孔，其数量众多，如果完全按实际开孔情况进行整体有限元建 模，受计算机容量及内存的限制，往往很难实现。根据研究，可以 根据开孔率的大小，对此段壳体的截面参数（壳体厚度、截面刚度 等）乘以相应的折减系数后按连续结构进行分析，以简化计算。 6.2.6Von·Mises于1913年提出了个屈服准则，这个屈服准则 被称为Von·Mises屈服准则。它的内容是：当某一点应力状态的等 效应力达到某一与应力状态无关的定值时，材料就屈服；或说材料处 于塑性状态时，等效应力始终是一不变的定值。Von·Mises屈服准 则也可以表述为：在一定的变形条件下，当受力物体内一点的等效 应力达到某一定值时，该点就开始进人塑性状态。Von·Mises 屈服准则的物理意义：在一定的变形条件下，当材料的单位体积形 状改变的弹性位能（又称弹性形变能）达到某一常数时，材料就 屈服。 复杂应力状态下的失效准则应采用Von·Mises各向同性硬 化法则。

学开展了以下专项分析，结果如下： （1）大型高炉炉壳整体弹塑性分析（陶修）：风口（1/3）t，煤气 风罩开孔和铁口开孔处，与板厚相当，其他区域0.5m，约7t（t为 分析部位的炉壳厚度，以下同）。 （2）大型高炉炉壳出铁口受力性能及其影响因素分析（赵岩）：铁 口处0.15R～0.18R，R为铁口转角处圆弧半径，一般为180mm～ 350mm，折合尺寸约27mm61mm，约（1/3~1/2）t。 （3）大型高炉炉壳风口孔洞边缘应力及塑性区发展的影响因 素（周红莲）：风口0.05R，约（1/3)t。 （4）高炉炉壳开孔率对其强度及稳定性影响分析（雷雨）：冷却

壁0.3R,约28mm,约(1/3~1/2)t。 根据所作的专项研究结果总结如下： （1）对于壳体连续部位，如果单元的最大边长不大于壳体壁厚 的5倍时，有限元计算结果偏差较小。 （2）在壳体转折处有应力集中现象，单元的最大边长不宜大于 该处壳体厚度。 （3）风口带开孔多且截面削弱很大，开孔率一般都大于70%， 经过试算，若网格划分太大，则有限元计算结果会严重失真，因此 规定单元的最大边长不宜大于该处壳体厚度的1/3。 （4）铁口开孔边缘等应力集中部位，单元的最大边长不宜大于 0.15R，R为铁口转角的曲率半径，相当于该处壳体厚度的1/31/2。 （5）冷却壁开孔处，单元的最大边长不宜大于壳体厚度的1/3。 6.2.8当承受多种荷载工况组合而不能准确判断其控制工况时， 应分别按可能存在的最不利荷载工况进行组合后再进行计算，从 中找出最不利内力控制值。 6.2.9高炉壳体钢板内外面存在温度差△T，高炉在正常工作状 态时，根据测试结果，壳体的实际温度均在150℃以下，其内外表 面的温度差在10℃以内。由于壳体钢板内表面温度高，外表面温 度低，导致内表面产生压应力，外表面产生拉应力，壳体在弹性阶 段，可按公式（6.2.9）计算。 6.2.10本标准第5.1节推荐选用的钢材都是塑性性能非常良好 的钢材。结构的塑性分析可以充分利用钢材的蕴藏能力，对于壳 体开孔周边更能够反映壳体实际的应力分布情况及壳体内的应力 水平。通过几座2000m3～4000m3级别高炉的弹性和弹塑性计算 分析表明，在弹性分析时，壳体大部分的应力都在许用应力范围 内，由于环向拉应力的作用，在部分孔的边缘出现不同程度的应力 集中，尤其在冷却壁开孔边缘较为突出。随着外荷载的增加，应力 集中点出现较小的塑性屈服区，根据塑性强度理论分析，这种小的 局部屈服区，还不能使壳体失去承载力。随看外荷载的继续增加，

壁0.3R,约28mm,约(1/3~1/2)t。 根据所作的专项研究结果总结如下： （1）对于壳体连续部位，如果单元的最大边长不大于壳体壁厚 的5倍时，有限元计算结果偏差较小。 （2）在壳体转折处有应力集中现象，单元的最大边长不宜大于 该处壳体厚度。 （3）风口带开孔多且截面削弱很大，开孔率一般都大于70%， 经过试算，若网格划分太大，则有限元计算结果会严重失真，因此 规定单元的最大边长不宜大于该处壳体厚度的1/3。 （4）铁口开孔边缘等应力集中部位，单元的最大边长不宜大于 0.15R,R为铁口转角的曲率半径，相当于该处壳体厚度的1/3～1/2。 （5）冷却壁开孔处，单元的最大边长不宜大于壳体厚度的1/3。

塑性区不断扩展，相邻孔间的塑性区有逐渐汇合的趋势，整个壳体 的应力也逐渐向高应力转变，孔与孔之间，塑性屈服区迅速扩大， 出现局部塑性区连通的现象，但由于其他大部分区域仍然处于弹 性范围能有效地控制塑性连通区的发展。随着外加荷载的进一步 增加，塑性区域继续扩展，直至贯通。根据塑性强度理论分析，此 时的壳体结构已经失去承载力，已不能满足高炉生产使用的要求。 鉴于壳体承受荷载工况的复杂性和高炉破坏后果的严重性，本条 提出塑性区域的扩展不应大于孔边净间距的1/3

6.3.1本条提出各段壳体转折处的水平夹角建议值，主要是根据 我国自行设计的1000m3及以上容积多数高炉的生产实践和根据 日本、苏联、德国等国家的大型高炉壳体外型尺寸提出。另外根据 对2000m3～4000m3级高炉空间实体模型有限元计算和国内一些 单位有限元计算，其分析结果表明，壳体的各转折点是壳体的薄弱 部位，转角处边缘应力的存在将会降低壳体的承载力，因此在壳体 外型尺寸选择时，壳体转折处的曲率不宜过大，应平缓过渡，减少 高部应力集中。在大修改造中，因大修中诸多因素的影响，炉底板 保留且又为了改善炉缸的工作状态需增大炉缸的直径，此时：可 略大王90°

6.3.2条文中规定壳体内侧应对齐2015甬SS-01 宁波城市轨道交通设计技术标准.pdf，主要是保证壳体内侧冷却设

高炉壳体转折处和圆弧过渡处厚度变化较天，本条规定外侧厚 度相差6mm以上，均在较厚焊件外侧做成坡度1：4～1：3的斜 角，使截面和缓过渡以减小应力集中。《钢结构设计标准》GB 50017一2017中第11.3.3条规定：不同厚度和宽度的材料对接 时，其连接处坡度值不宜大于1：2.5的斜角。对焊件厚度相差较 大的壳体钢板，特别在圆弧过渡处，不足以满足和缓传递内力的要 求，对于焊件板厚相差悬殊的连接节点，宜做成坡度1：4的斜角，

当一侧厚度不大于6mm时，焊缝表面的斜角已足以满足和 缓传递内力的要求，因此，本条规定焊件外侧相差不小于6mm时 才需做成斜角。 6.3.3随着强化冶炼的不断发展和炉内冷却设备的更新，铜冷却 壁已逐渐取代铸铁冷却板。这两种冷却设备与壳体的连接方式是 不相同的，前者的连接孔为圆孔，孔洞密集，孔边缘的净距都小于 或等于100mm，后者的连接孔为长圆孔，其排列为错列，孔边缘的 净距一般都大于150mm。这些孔洞的存在极大地削弱了壳体截 面面积，且使壳体结构不连续，在孔洞边缘产生应力集中，形成塑 性屈服区。由于孔之间的净距较小，塑性发展有可能贯通，使壳体 丧失承载力。根据中冶赛迪工程技术股份有限公司和重庆大学对 壳体结构实体模型的弹性和弹塑性理论分析以及按照国内外有关 资料，本条提出了壳体开孔截面面积和孔洞边缘净距的限制。本 条提出风口段壳体开孔截面面积和风口边缘间距的限制是以实践 经验和理论计算的综合成果为基础，经分析、比较、选择制定出 来的。 《高炉炼铁工程设计规范》GB50427一2015中第8.0.9条中 规定“高炉风口数量应满足炼铁工艺要求，并应符合风口区炉壳开 孔和结构要求”。风口数量要求见表3的规定。

苏联“高炉系统钢结构设计”壳体设计中，规定风口的开孔截面 面积不得超过壳体截面面积的65%，这一规定过严，偏于保守，不能 完全反映风口的实际受力情况。初步统计，国内现有1000m3~ 4000m²级高炉的风口数量基本符合表3的要求。但风口段壳体开 孔截面面积占全面积高达70%～91%，炉容级别越大，壳体截面 面积削弱越多。如1350m²高炉风口段壳体有Φ1240mm的风口

20个，则会使截面面积减少约70%；4000m3级的高炉风口有38 个～40个，则截面面积减少达89%～91%，风口间边缘净距仅有 100mm左右。宝钢第2号高炉有效容积为4063m²，风口段有36 个Φ1240mm的风口，壳体厚90mm，截面面积减少达89%，风口间 净距146mm，经15年的生产实践证明，风口段壳体尚能满足正常 生产的使用要求，其原因是风口大套为铸钢件，与壳体的连接为坡 口焊接，其组合体能有效缓减钢材的塑性流动。 统计近十年来设计的高炉，风口壳体面积削弱已回归正常水 平，如台塑1号、2号（4350m3）高炉；有36个风口，截面削弱率为 74%，风口间净距为370mm；湛江1号、2号（5050m²）高炉，有40 个风口，截面削弱率为76%，风口间净距为317mm；中冶京诚工程 技术有限公司近年来设计的高炉，其风口间净距也均大于 300mm。有限元计算分析表明，在弹性阶段，孔边缘局部存在高 额应力，其值大于钢材的许用应力值，如果仅根据局部或极小区域 的高峰应力来扩大风口段的直径，不能反映钢材局部进入屈服后 的应力重分布规律。钢材是理想的弹性材料，钢材的塑性开展会 缓和边缘的应力峰值，但由于风口间净距很小，应控制塑性区域的 大小，以免钢材进入塑性后变形过大，影响壳体的承载能力和正常 使用。

影响区，如非特殊要求，建议开孔距离横向焊缝大于200mm

的是保证纵向焊缝端部的焊接质量QC／T 53-2019 吸粪车.pdf，横向焊缝端部不开坡口