3LPE gecoate leidingbuizen

Succesvol afgeleverde partij onderzeese pijpleidingorders voor het transport van benzine

/in /door

Na een maand van intensieve inspanningen heeft ons bedrijf met succes de opdracht voor de onderzeese olie- en gaspijpleiding afgeleverd. De succesvolle levering van deze opdracht bewees de toewijding en expertise van onze verkoop- en productieteams, ondanks de barre meteorologische omstandigheden, zoals tyfoons, die tijdens het transport werden aangetroffen. De opdracht omvat de bouw van een hoogwaardig en hoogstaand onderzees pijpleidingproject, en de goederen zullen worden gebruikt bij de bouw van onderzeese pijpleidingen voor olieterminals om olietankers en opslagtanks op het land met elkaar te verbinden, met als doel het veilig transporteren van olie en gas onder de zee.

De specificaties van de bestelling zijn als volgt:

  • Buitencoating: drielaagse polyethyleencoating
  • Coatingdikte: 2,7 mm
  • Coatingnorm: DIN 30670-2012 Nv
  • Basisbuisnorm en materiaal: API Spec 5L Grade B
  • Basisbuistype: Naadloos
  • Afmetingen: NPS 6″ & 8″ x SCH40 x 11,8M
  • Overige artikelen: NPS 6″ & 8″ x SCH40 SORF en WNRF flenzen, 90° 5D ellebogen, 90° lange radius ellebogen, bouten en moeren.
3LPE gecoate API 5L Gr.B-leidingen, 90°-bochten, 90° LR-ellebogen, SO-, BL-, WN-flenzen, bouten en moeren

3LPE gecoate API 5L Gr.B-leidingen, 90°-bochten, 90° LR-ellebogen, SORF-, WNRF-flenzen, bouten en moeren

Wij produceren de buizen volgens API-specificatie 5L, de anti-corrosie coating volgens DIN 30670-2012, de 90° 5D-bochten volgens ASME B16.49, ISO 15590-1, EN 14870-1, de 90° lange radius ellebogen volgens ASME B16.9, en de flenzen volgens ASME B16.5 om ervoor te zorgen dat het leidingwerk aan de hoogste veiligheids- en prestatie-eisen voldeed.

Alles zit vol onzekerheden en intermezzo's, en een happy end is de ultieme queeste. We zijn trots op het harde werk en de toewijding van ons team en kijken ernaar uit om de grenzen van de energie-infrastructuursector en nieuwe pijplijnprojecten te blijven verleggen.

Als u offerteaanvragen heeft over een onderzees pijpleidingproject of hoogwaardige 3LPE/3LPP/FBE/LE anti-corrosie pijpleidingen nodig heeft, neem dan gerust contact met ons op via [email protected], waar ons team u betrouwbare oplossingen en one-stop-services biedt.

Roestvrij staal versus gegalvaniseerd staal

Roestvrij staal versus gegalvaniseerd staal

/in /door

Invoering

Roestvrij staal versus gegalvaniseerd staal, is het cruciaal om rekening te houden met de omgeving, vereiste duurzaamheid en onderhoudsbehoeften. Roestvrij staal biedt ongeëvenaarde corrosiebestendigheid, sterkte en visuele aantrekkingskracht, waardoor het geschikt is voor veeleisende toepassingen in zware omgevingen. Gegalvaniseerd staal biedt daarentegen kosteneffectieve corrosiebescherming voor minder agressieve omgevingen.

1. Samenstelling en productieproces

Roestvrij staal

Roestvrij staal is een legering die voornamelijk bestaat uit ijzer, chroom (minimaal 10.5%) en soms nikkel en molybdeen. Chroom vormt een beschermende oxidelaag op het oppervlak, waardoor het een uitstekende corrosiebestendigheid heeft. Verschillende kwaliteiten, zoals 304 en 316, variëren in legeringselementen, wat opties biedt voor verschillende omgevingen, waaronder extreme temperaturen en een hoog zoutgehalte.

Gegalvaniseerd staal

Gegalvaniseerd staal is koolstofstaal dat is bedekt met een laag zink. De zinklaag beschermt het staal eronder als een barrière tegen corrosie. De meest voorkomende galvanisatiemethode is thermisch verzinken, waarbij het staal wordt ondergedompeld in gesmolten zink. Een andere methode is elektrolytisch verzinken, waarbij zink wordt aangebracht met behulp van een elektrische stroom. Beide processen verbeteren de corrosiebestendigheid, hoewel ze over het algemeen minder duurzaam zijn in zware omstandigheden dan roestvrij staal.

2. Corrosiebestendigheid

Roestvrij staal

De corrosiebestendigheid van roestvrij staal is inherent aan de legeringssamenstelling, die een passieve chroomoxidelaag vormt. Roestvrij staal van klasse 316, dat molybdeen bevat, biedt uitstekende weerstand tegen corrosie door chloriden, zuren en andere agressieve chemicaliën. Het is een voorkeurskeuze in de maritieme, chemische verwerkings- en olie- en gasindustrie, waar blootstelling aan corrosieve stoffen dagelijks voorkomt.

Gegalvaniseerd staal

De zinklaag op gegalvaniseerd staal biedt opofferende bescherming; het zink zal corroderen voordat het onderliggende staal, wat enige corrosiebestendigheid biedt. Deze bescherming is echter beperkt, omdat de zinklaag na verloop van tijd kan degraderen. Hoewel gegalvaniseerd staal adequaat presteert in milde omgevingen en algemene constructie, is het niet zo goed bestand tegen agressieve chemicaliën of blootstelling aan zout water als roestvrij staal.

3. Mechanische eigenschappen en sterkte

Roestvrij staal

Roestvrij staal is over het algemeen robuuster dan gegalvaniseerd staal, met hogere treksterkte en duurzaamheid. Dit maakt het ideaal voor toepassingen die veerkracht en betrouwbaarheid onder druk vereisen. Roestvrij staal biedt ook uitstekende weerstand tegen stoten en slijtage, wat voordelen biedt voor infrastructuur en zware industriële toepassingen.

Gegalvaniseerd staal

Terwijl de sterkte van gegalvaniseerd staal voornamelijk voortkomt uit de kern van koolstofstaal, is het over het algemeen minder robuust dan roestvrij staal. De toegevoegde zinklaag draagt niet significant bij aan de sterkte. Gegalvaniseerd staal is geschikt voor middelzware toepassingen waar corrosiebestendigheid noodzakelijk is, maar niet in extreme of zeer stressvolle omgevingen.

4. Uiterlijk en esthetiek

Roestvrij staal

Roestvrij staal heeft een strak, glanzend uiterlijk en is vaak wenselijk in architectonische toepassingen en zichtbare installaties. De esthetische aantrekkingskracht en duurzaamheid maken het een voorkeurskeuze voor goed zichtbare structuren en apparatuur.

Gegalvaniseerd staal

De zinklaag geeft gegalvaniseerd staal een doffe, matgrijze afwerking die visueel minder aantrekkelijk is dan roestvrij staal. Na verloop van tijd kan blootstelling aan weersinvloeden leiden tot een witachtige patina op het oppervlak, wat de esthetische aantrekkingskracht kan verminderen, hoewel het geen invloed heeft op de prestaties.

5. Kostenoverwegingen

Roestvrij staal

Roestvrij staal is doorgaans duurder vanwege de legeringselementen, chroom en nikkel, en complexe productieprocessen. Echter, zijn langere levensduur en minimaal onderhoud kan de initiële kosten compenseren, vooral in veeleisende omgevingen.

Gegalvaniseerd staal

Gegalvaniseerd staal is zuiniger dan roestvrij staal, vooral voor korte- tot middellangetermijntoepassingen. Het is een kosteneffectieve keuze voor projecten met een beperkt budget en matige corrosiebestendigheidsbehoeften.

6. Typische toepassingen

Toepassingen van roestvrij staal

Olie en gas: Wordt gebruikt in pijpleidingen, opslagtanks en offshoreplatforms vanwege de hoge corrosiebestendigheid en sterkte.
Chemische verwerking: Uitstekend geschikt voor omgevingen waar u dagelijks wordt blootgesteld aan zure of bijtende chemicaliën.
Maritieme techniek: roestvast staal is bestand tegen zout water en is daardoor geschikt voor maritieme toepassingen zoals dokken, schepen en apparatuur.
Infrastructuur: Ideaal voor bruggen, leuningen en architectonische structuren waarbij duurzaamheid en esthetiek essentieel zijn.

Toepassingen van gegalvaniseerd staal

Algemene constructie: Wordt veel gebruikt bij het bouwen van frames, hekken en dakdragers.
Landbouwmachines: Biedt een balans tussen corrosiebestendigheid en kosteneffectiviteit voor machines die worden blootgesteld aan aarde en vocht.
Waterzuiveringsinstallaties: Geschikt voor niet-kritieke waterinfrastructuur, zoals leidingen en opslagtanks in omgevingen met weinig corrosie.
Buitenconstructies: worden vaak gebruikt voor wegafzettingen, vangrails en palen, waar blootstelling aan milde weersomstandigheden te verwachten is.

7. Onderhoud en levensduur

Roestvrij staal

Roestvrij staal vereist minimaal onderhoud vanwege de inherente corrosiebestendigheid. In zware omgevingen wordt echter periodieke reiniging aanbevolen om zout, chemicaliën of afzettingen te verwijderen die de beschermende oxidelaag na verloop van tijd kunnen aantasten.

Gegalvaniseerd staal

Gegalvaniseerd staal vereist regelmatige inspectie en onderhoud om de zinklaag intact te houden. Als de zinklaag bekrast of gedegradeerd is, kan hergalvaniseren of extra coatings nodig zijn om corrosie te voorkomen. Dit is met name belangrijk in maritieme of industriële toepassingen, waar de zinklaag het risico loopt sneller te degraderen.

8. Voorbeeld: roestvrij staal versus gegalvaniseerd staal

EIGENDOM ROESTVRIJ STAAL (316) GEGALVANISEERD STAAL VERGELIJKING
Beschermingsmechanisme Een beschermende oxidelaag die zichzelf herstelt in aanwezigheid van zuurstof, waardoor corrosie op lange termijn wordt tegengegaan. Een beschermende zinkcoating wordt tijdens de productie op het staal aangebracht. Wanneer beschadigd, beschermt het omringende zink het blootgestelde staal kathodisch. De roestvrijstalen beschermlaag is duurzamer en kan zichzelf 'genezen'. Roestvrijstalen bescherming neemt niet af bij materiaalverlies of diktevermindering.
Verschijning Er zijn veel afwerkingen beschikbaar, van zeer helder elektrogepolijst tot abrasief gepolijst. Aantrekkelijke, hoogwaardige look en feel. Spangles mogelijk. Het oppervlak is niet helder en verandert geleidelijk in een dof grijs met de leeftijd. Esthetische ontwerpkeuze.
Oppervlaktegevoel Het is erg glad en kan glibberig zijn. Het voelt grover aan, wat met de leeftijd duidelijker wordt. Esthetische ontwerpkeuze.
Groene geloofsbrieven Het kan worden hergebruikt in nieuwe structuren. Na de levensduur van de structuur is het waardevol als schroot en vanwege de verzamelwaarde heeft het een hoge recyclingratio. Koolstofstaal wordt aan het einde van de levensduur doorgaans weggegooid en is minder waardevol. Roestvrij staal wordt uitgebreid gerecycled, zowel tijdens de productie als aan het einde van de levensduur. Al het nieuwe roestvrij staal bevat een substantieel deel gerecycled staal.
Afvoer van zware metalen Verwaarloosbare niveaus. Aanzienlijke zinkafvoer, vooral in de beginfase. Sommige Europese snelwegen zijn vervangen door roestvrijstalen relingen om verontreiniging door zink te voorkomen.
Levensduur Onbepaald, mits het oppervlak behouden blijft. Langzame algemene corrosie totdat het zink oplost. Rode roest zal verschijnen als de zink/ijzerlaag corrodeert, en uiteindelijk het substraatstaal. Reparatie is vereist voordat ~2% van het oppervlak rode vlekken heeft. Duidelijk levenscycluskostenvoordeel voor roestvrij staal als verlengde levensduur beoogd wordt. Het economische break-evenpunt kan zo kort zijn als zes jaar, afhankelijk van de omgeving en andere factoren.
Brandwerendheid Uitstekend geschikt voor austenitisch roestvast staal met een redelijke sterkte en doorbuiging bij brand. Zink smelt en loopt, wat kan leiden tot het falen van aangrenzend roestvrij staal in een chemische fabriek. Het koolstofstalen substraat verliest aan sterkte en lijdt aan doorbuiging. Roestvrij staal biedt een betere brandwerendheid en voorkomt het risico van gesmolten zink als gegalvaniseerd staal wordt gebruikt.
Lassen op locatie Dit is een routine voor austenitisch roestvast staal, met zorg voor thermische uitzetting. Lassen kunnen worden gemengd met het omringende metaaloppervlak. Schoonmaken en passiveren na het lassen zijn essentieel. Koolstofstaal is gemakkelijk zelf te lassen, maar zink moet worden verwijderd vanwege dampen. Als gegalvaniseerd en roestvrij staal aan elkaar worden gelast, zal zinkresten het roestvrij staal bros maken. Zinkrijke verf is minder duurzaam dan verzinken. In zware maritieme omgevingen kan er na drie tot vijf jaar korstroest ontstaan en treedt er na vier jaar/mm daarna staalaantasting op. De duurzaamheid op korte termijn is vergelijkbaar, maar een zinkrijke coating bij verbindingen vereist onderhoud. Onder zware omstandigheden zal gegalvaniseerd staal grove roest krijgen, zelfs gaten, en mogelijk verwondingen aan de handen, vooral van de onzichtbare zeezijde.
Contact met vochtig, poreus materiaal (bijv. houten wiggen) in een zoute omgeving. Het zal waarschijnlijk roestvlekken en scheurvorming veroorzaken, maar geen structurele schade. Het lijkt op opslagvlekken en leidt tot een snel zinkverlies en op de lange termijn tot perforatie. Het is voor beide niet wenselijk, maar het kan op de lange termijn wel tot breuk aan de voet van de gegalvaniseerde palen leiden.
Onderhoud Als het niet goed wordt onderhouden, kunnen er theevlekken en micropitjes ontstaan. Als het niet goed wordt onderhouden, kan er sprake zijn van zinkverlies en daaropvolgende corrosie van het stalen substraat. Voor beide is regen in open gebieden of wassen in beschutte gebieden nodig.
ASTM A335 ASME SA335 P92 SMLS-BUIS

Microstructuurontwikkeling van P92-staal bij verschillende isotherme temperaturen

/in /door

Microstructuurontwikkeling van P92-staal bij verschillende isotherme temperaturen

P92 staal wordt voornamelijk gebruikt in ultra-superkritische boilers, ultra-hogedruk pijpleidingen en andere hogetemperatuur- en hogedrukapparatuur. P92-staal is in de chemische samenstelling van P91-staal gebaseerd op de toevoeging van sporenelementen van W- en B-elementen, vermindert het gehalte aan Mo, door de korrelgrenzen van de versterkte en dispersie versterkte op verschillende manieren, om de algehele prestatie van het P92-staal te verbeteren, P92-staal dan het P91-staal heeft een betere weerstand tegen oxidatieprestaties en corrosiebestendigheid. Een warmbewerkingsproces is essentieel voor het produceren van de P92-stalen pijp. Thermische verwerkingstechnologie kan de interne defecten die tijdens het productieproces worden gegenereerd, elimineren en de staalprestaties laten voldoen aan de behoeften van de werkomstandigheden. Het type en de staat van de organisatie in het warmbewerkingsproces zijn de belangrijkste factoren die de prestaties beïnvloeden om aan de norm te voldoen. In dit artikel wordt de organisatie van P92-stalen buizen bij verschillende isotherme temperaturen geanalyseerd om de organisatie-evolutie van P92-stalen buizen bij verschillende temperaturen te onthullen. Dit biedt niet alleen informatieve ondersteuning voor de organisatieanalyse en prestatiecontrole van het daadwerkelijke warmbewerkingsproces, maar legt ook de experimentele basis voor de ontwikkeling van het warmbewerkingsproces.

1. Testmaterialen en -methoden

1.1 Testmateriaal

Het geteste staal is een P92-stalen buis in gebruiksomstandigheden (1060 ℃ gehard + 760 ℃ getemperd) en de chemische samenstelling ervan wordt weergegeven in Tabel 1. Een cilindrisch monster van ϕ4 mm × 10 mm werd in het middengedeelte van de voltooide buis op een bepaalde positie langs de lengterichting gesneden en de blusexpansiemeter werd gebruikt om de weefseltransformatie bij verschillende temperaturen te bestuderen.

Tabel 1 Belangrijkste chemische samenstelling van P92-staal op basis van massafractie (%)

Element C Si Mn Cr Ni ma V Al B Nb W Fe
% 0.13 0.2 0.42 8.67 0.25 0.48 0.19 0.008 0.002 0.05 1.51 Evenwicht

1.2 Testproces

Met behulp van L78 blusthermische expansiemeter, 0,05 ℃ / s opwarmen tot 1050 ℃ isolatie 15 min, 200 ℃ / s afkoelen tot kamertemperatuur. Meet het kritische punt van faseverandering van het materiaal Ac1 is 792,4 ℃, Ac3 is 879,8 ℃, Ms is 372,3 ℃. De monsters werden verwarmd tot 1050 °C met een snelheid van 10 °C/s en 15 minuten op die temperatuur gehouden, en vervolgens afgekoeld tot verschillende temperaturen (770, 740, 710, 680, 650, 620, 520, 430, 400, 370, 340, 310, 280, 250, 190 en 160 °C) met een snelheid van 150 °C/s en gedurende verschillende tijdsperioden op die temperatuur gehouden (620 °C en lager gedurende 1 uur, 620 °C en hoger gedurende 25 uur). 620 ℃ en hoger gedurende 25 uur), het isotherme uiteinde van de stroom is uitgeschakeld, zodat het monster luchtgekoeld wordt tot kamertemperatuur.1.3 Testmethoden

Na het slijpen en polijsten van het oppervlak van de specimens onder verschillende processen, werd het oppervlak van de specimens gecorrodeerd met behulp van koningswater. AXIOVERT 25 Zeiss-microscoop en QWANTA 450 milieuscanning-elektronenmicroscoop werden gebruikt om de organisatie te observeren en analyseren; met behulp van HVS-50 Vickers-hardheidsmeter (laadgewicht van 1 kg) werden hardheidsmetingen uitgevoerd op verschillende locaties op het oppervlak van elk specimen en de gemiddelde waarde werd genomen als de hardheidswaarde van het specimen.

2. Testresultaten en analyse

2.1 Organisatie en analyse van verschillende isotherme temperaturen

Figuur 1 toont de microstructuur van P92-staal na volledige austenitisatie bij 1050°C gedurende verschillende tijden bij verschillende temperaturen. Figuur 1(a) toont de microstructuur van P92-staal na isothermalisatie bij 190℃ gedurende 1 uur. Uit figuur 1(a2) blijkt dat de kamertemperatuurorganisatie martensiet (M) is. Uit figuur 1(a3) blijkt dat de martensiet lat-achtige kenmerken vertoont. Omdat het Ms-punt van het staal ongeveer 372°C is, vindt de martensietfasetransformatie plaats bij isotherme temperaturen onder het Ms-punt, waarbij martensiet wordt gevormd, en het koolstofgehalte van het P92-staal behoort tot het bereik van koolstofarme samenstellingen; een lat-achtige morfologie kenmerkt de martensiet.

Figuur 1(a) toont de microstructuur van P92-staal na 1 uur isotherme verwerking bij 190°C

Figuur 1(a) toont de microstructuur van P92-staal na 1 uur isotherme verwerking bij 190°C

Figuur 1(b) voor de microstructuur van P92-staal bij 430 ℃ isotherm 1u. Naarmate de isotherme temperatuur stijgt tot 430°C, bereikt P92-staal de bainiettransformatiezone. Omdat het staal Mo-, B- en W-elementen bevat, hebben deze elementen weinig effect op de bainiettransformatie, terwijl ze de perlitische transformatie vertragen. Daarom is P92-staal bij 430 ℃ isolatie 1u, de organisatie van een bepaalde hoeveelheid bainiet. Vervolgens wordt het resterende onderkoelde austeniet omgezet in martensiet wanneer het met lucht wordt gekoeld.

Figuur 1(b) voor de microstructuur van P92-staal bij 430 ℃ isotherm 1u

Figuur 1(b) voor de microstructuur van P92-staal bij 430 ℃ isotherm 1u

Figuur 1(c) toont de microstructuur van P92-staal bij 520 ℃ isotherm 1 uur. Wanneer de isotherme temperatuur van 520 ℃, de legeringselementen Cr, Mo, Mn, enz., zodat de perliettransformatie wordt geremd, wordt het begin van het bainiettransformatiepunt (Bs-punt) verlaagd, zodat in een specifiek temperatuurbereik in de stabilisatiezone van de onderkoelde austeniet zal verschijnen. Figuur 1(c) is te zien in 520 ℃ isolatie 1 uur nadat onderkoelde austeniet niet optrad na de transformatie, gevolgd door luchtkoeling om martensiet te vormen; de uiteindelijke kamertemperatuurorganisatie is de martensiet.

Figuur 1(c) toont de microstructuur van P92-staal bij 520 ℃ isotherme 1u

Figuur 1(c) toont de microstructuur van P92-staal bij 520 ℃ isotherme 1u

Figuur 1 (d) voor het P92-staal bij 650 ℃ isotherme 25h-microstructuur voor martensiet + perliet. Zoals weergegeven in Figuur 1 (d3), vertoont perliet discontinue lamellaire kenmerken en vertoont het carbide op het oppervlak een korte staafprecipitatie. Dit komt doordat de P92-staallegeringselementen Cr, Mo, V, enz. de stabiliteit van onderkoelde austeniet verbeteren, zodat de P92-staalperlietmorfologie verandert, dat wil zeggen het carbide in het perlitische lichaam van het carbide voor de korte staaf, dit perlitische lichaam staat bekend als de klasse perliet. Tegelijkertijd werden veel fijne tweede-fasedeeltjes in de organisatie gevonden.

Figuur 1 (d) voor het P92-staal bij 650 ℃ isotherme 25h-microstructuur voor martensiet + perliet

Figuur 1 (d) voor het P92-staal bij 650 ℃ isotherme 25h-microstructuur voor martensiet + perliet

Figuur 1(e) toont de microstructuur van P92-staal bij 740 ℃ isotherme 25 uur. Bij 740°C isotherme zal er eerst eutectische massieve ferrietprecipitatie zijn en vervolgens austeniet-eutectische ontleding, wat resulteert in een perlietachtige organisatie. Vergeleken met de 650°C isotherme (zie figuur 1(d3)) wordt de perlitische organisatie grover naarmate de isotherme temperatuur wordt verhoogd, en het tweefasenkarakter van perliet, d.w.z. ferriet en carburiet in de vorm van een korte staaf, is duidelijk zichtbaar.

Figuur 1(e) toont de microstructuur van P92-staal bij 740 ℃ isotherme 25h

Figuur 1(e) toont de microstructuur van P92-staal bij 740 ℃ isotherme 25h

Figuur 1(f) toont de microstructuur van P92-staal bij een isotherme temperatuur van 770°C gedurende 25 uur. Bij 770°C isotherm vindt, met de verlenging van de isotherme tijd, eerst de neerslag van ferriet plaats, en vervolgens ondergaat het onderkoelde austeniet eutectische ontleding om een ferriet + perlietorganisatie te vormen. Met de toename van de isotherme temperatuur neemt het eerste eutectische ferrietgehalte toe en neemt het perlietgehalte af. Vanwege de P92-staallegeringselementen, legeringselementen opgelost in het austeniet om de austeniethardbaarheid te vergroten, wordt de moeilijkheid van de eutectische ontleding uitgebreider, dus moet er een voldoende lange isotherme tijd zijn om de eutectische ontleding te maken, de vorming van de perlietorganisatie.

Figuur 1(f) toont de microstructuur van P92-staal bij een isotherme temperatuur van 770°C gedurende 25 uur.

Figuur 1(f) toont de microstructuur van P92-staal bij een isotherme temperatuur van 770°C gedurende 25 uur.

Energiespectrumanalyse werd uitgevoerd op de weefsels met verschillende morfologieën in Fig. 1(f2) om het weefseltype verder te identificeren, zoals weergegeven in Tabel 2. Uit Tabel 2 blijkt dat het koolstofgehalte van de witte deeltjes hoger is dan bij andere organisaties, en de legeringselementen Cr, Mo en V zijn meer, door dit deeltje te analyseren voor de samengestelde carbidedeeltjes die tijdens het koelproces zijn neergeslagen; relatief gesproken is het koolstofgehalte in de discontinue lamellaire organisatie op één na het laagste, en is het koolstofgehalte in de massieve organisatie het minst. Omdat perliet een tweefasenorganisatie is van carburize en ferriet, is het gemiddelde koolstofgehalte hoger dan dat van ferriet; gecombineerd met isotherme temperatuur- en morfologieanalyse, wordt verder bepaald dat de lamellaire organisatie perlietachtig is, en de massieve organisatie is eerst eutectisch ferriet.

Spectrumanalyse van het P92-staal, isothermisch behandeld bij 770 °C gedurende 25 uur, geschreven in tabelvorm met atoomfracties (%)

Structuur C Nb ma Ti V Cr Mn Fe W
Witte korrels 11.07 0.04 0.94 0.02 2.16 8.36 2.64 54.77 2.84
Blokstructuur 9.31 0.04 0.95 0.2 0.32 8.42 0.74 85.51 10.21
Gelaagde structuur 5.1 0 0.09 0.1 0.33 7.3 0.35 85.65 0.69

2.2 Microhardheid en analyse

Over het algemeen vinden er tijdens het koelproces van gelegeerde staalsoorten die elementen zoals W en Mo bevatten, drie soorten organisatorische transformaties plaats in de onderkoelde austeniet: martensitische transformatie in de lagetemperatuurzone, bainiettransformatie in de gemiddeldetemperatuurzone en perliettransformatie in de hogetemperatuurzone. De verschillende organisatorische evoluties leiden tot verschillende hardheden. Figuur 2 toont de variatie van de hardheidscurve van P92-staal bij verschillende isotherme temperaturen. Uit figuur 2 blijkt dat met de toename van de isotherme temperatuur de hardheid de trend vertoont van eerst afnemen, vervolgens toenemen en ten slotte afnemen. Wanneer de isotherme temperatuur 160 ~ 370 ℃ is, het optreden van martensitische transformatie, Vickers-hardheid van 516HV tot 457HV. Wanneer de isotherme temperatuur 400 ~ 620 ℃ is, vindt er een kleine hoeveelheid bainiettransformatie plaats en neemt de hardheid van 478HV toe tot 484HV; door de kleine bainiettransformatie verandert de hardheid niet veel. Wanneer de isotherme temperatuur 650 ℃ is, vormt zich een kleine hoeveelheid perliet, met een hardheid van 410HV. wanneer de isotherme temperatuur 680 ~ 770 ℃ is, de vorming van ferriet + perlietorganisatie, hardheid van 242HV tot 163HV. vanwege de transformatie van P92-staal bij verschillende temperaturen in de organisatie van de overgang is anders, in het gebied van de martensitische transformatie bij lage temperatuur, wanneer de isotherme temperatuur lager is dan het punt van Ms, met de toename van de temperatuur, neemt het martensietgehalte af, neemt de hardheid af; in het midden van de transformatie van P92-staal bij verschillende temperaturen, wanneer de isotherme temperatuur lager is dan het Ms-punt, neemt het martensitische gehalte af met de temperatuurstijging, neemt de hardheid af; in het bainiettransformatiegebied met gemiddelde temperatuur verandert de hardheid niet veel omdat de hoeveelheid bainiettransformatie klein is; in het perlitische transformatiegebied met hoge temperatuur neemt het eerste eutectische ferrietgehalte toe met de stijging van de isotherme temperatuur, zodat de hardheid blijft afnemen, dus met de toename van de isotherme temperatuur is de materiaalhardheid over het algemeen een dalende trend, en de trend van de verandering in hardheid en de analyse van de organisatie is in lijn met de trend.

Variatie van hardheidscurven van P92-staal bij verschillende isotherme temperaturen

Variatie van hardheidscurven van P92-staal bij verschillende isotherme temperaturen

3. Conclusie

1) Het kritische punt Ac1 van P92-staal is 792,4 ℃, Ac3 is 879,8 ℃ en Ms is 372,3 ℃.

2) P92-staal bij verschillende isotherme temperaturen om de kamertemperatuurorganisatie te verkrijgen is anders; in de 160 ~ 370 ℃ isotherme 1 uur is de kamertemperatuurorganisatie martensiet; in de 400 ~ 430 ℃ isotherme 1 uur is de organisatie van een kleine hoeveelheid bainiet + martensiet; in de 520 ~ 620 ℃ isotherme 1 uur is de organisatie relatief stabiel, een korte periode (1 uur) treedt niet op binnen de transformatie, de kamertemperatuurorganisatie is martensiet; in de 650 ℃ isotherme 25 uur is de kamertemperatuurorganisatie perliet. h, kamertemperatuurorganisatie voor perliet + martensiet; in 680 ~ 770 ℃ isotherme 25 uur is de organisatie getransformeerd in perliet + eerste eutectische ferriet.

3) Austenitisatie van P92-staal in Ac1 onder de isotherme temperatuur, met de verlaging van de isotherme temperatuur, heeft de hardheid van het materiaal als geheel de neiging toe te nemen, isotherm bij 770 ℃ na het optreden van de eerste eutectische ferrietprecipitatie, perlitische transformatie, de hardheid is het laagst, ongeveer 163HV; isotherm bij 160 ℃ na het optreden van de martensitische transformatie, de hardheid is het hoogst, ongeveer 516HV.

ASME B31.3 versus ASME B31.1

ASME B31.1 versus ASME B31.3: Ken de codes voor leidingontwerp

/in /door

Invoering

Bij het ontwerpen en engineeren van leidingen is het selecteren van de juiste leidingcode essentieel om veiligheid, efficiëntie en naleving van industrienormen te garanderen. Twee van de meest algemeen erkende leidingontwerpcodes zijn ASME B31.1 En ASME B31.3. Hoewel ze beide afkomstig zijn van de American Society of Mechanical Engineers (ASME) en het ontwerp en de constructie van pijpleidingsystemen regelen, verschillen hun toepassingen aanzienlijk. Inzicht in de ASME B31.1 versus ASME B31.3 Debatteren is cruciaal voor het selecteren van de juiste code voor uw project, of het nu gaat om energiecentrales, chemische verwerking of industriële faciliteiten.

Overzicht: ASME B31.1 versus ASME B31.3

What is ASME B31.3 or Process Piping Code?

ASME B31.1 is de norm die het ontwerp, de constructie en het onderhoud van leidingsystemen van elektriciteitscentrales regelt. Het is van toepassing op leidingsystemen in elektriciteitscentrales, industriële installaties en andere faciliteiten waar elektriciteitsopwekking bij betrokken is. Deze code richt zich sterk op de integriteit van systemen die omgaan met hogedrukstoom, water en hete gassen.

Typische toepassingen: Energiecentrales, verwarmingssystemen, turbines en ketelsystemen.
Drukbereik: Hogedrukstoom- en vloeistofsystemen.
Temperatuurbereik: Geschikt voor hoge temperaturen, met name voor stoom- en gastoepassingen.

What is ASME B31.1 or Power Piping Code?

ASME B31.3 applies to the design and construction of piping systems used in chemical, petrochemical, and pharmaceutical industries. It governs systems that transport chemicals, gases, or liquids under different pressure and temperature conditions, often including hazardous materials. This code also covers the associated support systems and the safety considerations of handling chemicals and dangerous substances.

Typische toepassingen: Chemische verwerkingsfabrieken, raffinaderijen, farmaceutische fabrieken, voedingsmiddelen- en drankenfabrieken.
Drukbereik: Over het algemeen lager dan het drukbereik in ASME B31.1, afhankelijk van het type vloeistof en hun classificatie.
Temperatuurbereik: varies depending op de chemische vloeistoffen, maar het is doorgaans lager dan de extreme omstandigheden in ASME B31.1.

Difference Between ASME B31.3 and ASME B31.1 (ASME B31.3 vs ASME B31.1)

ASME B31.3 versus ASME B31.1

ASME B31.3 versus ASME B31.1

Sr No Parameter ASME B31.3-Process Piping ASME B31.1-Power Piping
1 Domein Provides rules for Process or Chemical Plants Provides rules for Power Plants
2 Basic Allowable Material Stress Basic allowable material stress value is higher (For example the allowable stress value for A 106 B material at 250 Deg C is 132117.328 Kpa as per ASME B31.3) Basic allowable material stress value is lower (For example the allowable stress value for A 106 B material at 250 Deg C is 117900.344 Kpa as per ASME B31.3)
3 Allowable Sagging (Sustained) The ASME B31.3 code does not specifically limit allowable sagging. An allowable sagging of up to 15 mm is generally acceptable. ASME B31.3 does not provide a suggested support span. ASME B31.1 clearly specifies the allowable sagging value as 2.5 mm. Table 121.5-1 of ASME B31.1 provides suggested support span.
4 SIF on Reducers Process Piping Code ASME B31.3 does not use SIF (SIF=1.0) for reducer stress calculation Power Piping code ASME B31.1 uses a maximum SIF of 2.0 for reducers while stress calculation.
5 Factor of Safety ASME B31.3 uses a factor of safety of 3; relatively lower than ASME B31.1. ASME B31.1 uses a safety factor of 4 to have higher reliability as compared to Process plants
6 SIF for Butt Welded Joints ASME B31.3 uses a SIF of 1.0 for buttwelded joints ASME B31.1 uses a SIF of up to 1.9 max in stress calculation.
7 Approach towards SIF ASME B31.3 uses a complex in-plane, out-of-plane SIF approach. ASME B31.1 uses a simplified single SIF Approach.
8 Maximum values of Sc and Sh As per the Process Piping code, the maximum value of Sc and Sh are limited to 138 Mpa or 20 ksi. For the Power piping code, the maximum value of Sc and Sh are 138 Mpa only if the minimum tensile strength of the material is 70 ksi (480Mpa); otherwise, it depends on the values provided in the mandatory appendix A as per temperature.
9 Allowable Stress for Occasional Stresses The allowable value of occasional stress is 1.33 times Sh As per ASME B31.1, the allowable value of occasional stress is 1.15 to 1.20 times Sh
10 The equation for Pipe Wall Thickness Calculation The equation for pipe wall thickness calculation is valid for t<D/6 There is no such limitation in the Power piping wall thickness calculation. However, they add a limitation on maximum design pressure.
11 Section Modulus, Z for Sustained and Occasional Stresses While Sustained and Occasional stress calculation the Process Piping code reduces the thickness by corrosion and other allowances. ASME B31.1 calculates the section modulus using nominal thickness. Thickness is not reduced by corrosion and other allowances.
12 Rules for material usage below -29 Deg. C ASME B31.3 provides extensive rules for the use of materials below -29 degrees C The power piping code provides no such rules for pipe materials below -29 degrees C.
13 Maximum Value of Cyclic Stress Range Factor The maximum value of cyclic stress range factor f is 1.2 The maximum value of is 1.0
14 Allowance for Pressure Temperature Variation As per clause 302.2.4 of ASME B31.3, occasional pressure temperature variation can exceed the allowable by (a) 33% for no more than 10 hours at any one time and no more than 100 hours/year, or (b) 20% for no more than 50 hours at any one time and no more than 500 hours/year. As per clause 102.2.4 of ASME B31.1, occasional pressure temperature variation can exceed the allowable by (a) 15% if the event duration occurs for no more than 8 hours at any one time and not more than 800 hours/year or (b) 20% if the event duration occurs for not more than 1 hour at any one time and not more than 80 hour/year.
15 Ontwerp Leven Process Piping is normally designed for 20 to 30 years of service life. Power Piping is generally designed for 40 years or more of service life.
16 PSV reaction force ASME B31.3 does not provide specific equations for PSV reaction force calculation. ASME B31.1 provides specific equations for PSV reaction force calculation.

Conclusie

Het cruciale verschil in de ASME B31.1 versus ASME B31.3 De discussie gaat over industriële toepassingen, materiaalvereisten en veiligheidsaspecten. ASME B31.1 is ideaal voor energieopwekking en hogetemperatuursystemen, met de nadruk op mechanische integriteit. Tegelijkertijd, ASME B31.3 is tailored for the chemical and process industries, emphasizing the safe handling of hazardous materials and chemical compatibility. By understanding the distinctions between these two standards, you can decide which code best suits your project’s requirements, ensuring compliance and safety throughout the project’s lifecycle. Whether you are involved in power plant design or system’ processing, choosing the correct piping code is crucial for a successful project.

ASME BPVC Sectie II Deel A

ASME BPVC Sectie II Deel A: Specificaties voor ferromaterialen

/in /door

Invoering

ASME BPVC Sectie II Deel A: Specificaties van ferro-materialen is een deel van de ASME Boiler and Pressure Vessel Code (BPVC) die specificaties voor ferromaterialen (voornamelijk ijzer) omvat gebruikt bij de constructie van boilers, drukvaten en andere drukvaste apparatuur. Deze sectie behandelt specifiek de vereisten voor staal- en ijzermaterialen, waaronder koolstofstaal, gelegeerd staal en roestvrij staal.

Gerelateerde materiaalspecificaties voor buizen en platen

Buizen:

SA-178/SA-178M – Elektrische weerstand gelaste koolstofstalen en koolstof-mangaanstalen ketel- en oververhitterbuizen
SA-179/SA-179M – Naadloze koudgetrokken koolstofarme stalen warmtewisselaar- en condensatorbuizen
SA-192/SA-192M – Naadloze koolstofstalen ketelbuizen voor hogedrukservice
SA-209/SA-209M – Naadloze koolstof-molybdeen gelegeerde stalen ketel- en oververhitterbuizen
SA-210/SA-210M – Naadloze buizen voor ketels en oververhitters van middelzwaar koolstofstaal
SA-213/SA-213M – Naadloze ferritische en austenitische gelegeerde stalen ketel-, oververhitter- en warmtewisselaarbuizen
SA-214/SA-214M – Elektrisch-weerstand-gelaste koolstofstalen warmtewisselaar- en condensatorbuizen
SA-249/SA-249M – Gelaste austenitische stalen ketel-, oververhitter-, warmtewisselaar- en condensorbuizen
SA-250/SA-250M – Elektrisch-weerstandsgelaste ferritische gelegeerde stalen ketel- en oververhitterbuizen
SA-268/SA-268M – Naadloze en gelaste ferritische en martensitische roestvrijstalen buizen voor algemene service
SA-334/SA-334M – Naadloze en gelaste koolstof- en gelegeerde stalen buizen voor lage temperaturen
SA-335/SA-335M – Naadloze ferritische gelegeerde stalen buis voor hogetemperatuurtoepassingen
SA-423/SA-423M – Naadloze en elektrisch gelaste buizen van laaggelegeerd staal
SA-450/SA-450M – Algemene vereisten voor koolstof- en laaggelegeerde stalen buizen
SA-556/SA-556M – Naadloze koudgetrokken koolstofstalen voedingswaterverwarmerbuizen
SA-557/SA-557M – Elektrisch-weerstand-gelaste koolstofstalen voedingswaterverwarmerbuizen
SA-688/SA-688M – Naadloze en gelaste austenitische roestvrijstalen voedingswaterverwarmerbuizen
SA-789/SA-789M – Naadloze en gelaste ferritische/austenitische roestvrijstalen buizen voor algemene toepassingen
SA-790/SA-790M – Naadloze en gelaste ferritische/austenitische roestvrijstalen buizen
SA-803/SA-803M – Naadloze en gelaste ferritische roestvrijstalen voedingswaterverwarmerbuizen
SA-813/SA-813M – Enkel- of dubbelgelaste austenitische roestvaststalen buis
SA-814/SA-814M – Koudbewerkte gelaste austenitische roestvrijstalen buis

ASME BPVC

ASME BPVC

Borden:

SA-203/SA-203M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, nikkel
SA-204/SA-204M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, molybdeen
SA-285/SA-285M – Drukvatplaten, koolstofstaal, lage en gemiddelde treksterkte
SA-299/SA-299M – Drukvatplaten, koolstofstaal, mangaan-silicium
SA-302/SA-302M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, mangaan-molybdeen en mangaan-molybdeen-nikkel
SA-353/SA-353M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, dubbel genormaliseerd en getemperd 9% nikkel
SA-387/SA-387M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, chroom-molybdeen
SA-516/SA-516M – Drukvatplaten, koolstofstaal, voor gebruik bij matige en lage temperaturen
SA-517/SA-517M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, hoge sterkte, geblust en getemperd
SA-533/SA-533M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, geblust en getemperd, mangaan-molybdeen en mangaan-molybdeen-nikkel
SA-537/SA-537M – Drukvatplaten, warmtebehandeld, koolstof-mangaan-siliciumstaal
SA-542/SA-542M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, geblust en getemperd, chroom-molybdeen en chroom-molybdeen-vanadium
SA-543/SA-543M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, geblust en getemperd, nikkel-chroom-molybdeen
SA-553/SA-553M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, geblust en getemperd 7, 8 en 9% nikkel
SA-612/SA-612M – Drukvatplaten, koolstofstaal, hoge sterkte, voor gebruik bij matige en lagere temperaturen
SA-662/SA-662M – Drukvatplaten, koolstof-mangaan-siliciumstaal, voor gebruik bij matige en lagere temperaturen
SA-841/SA-841M – Drukvatplaten, geproduceerd door Thermo-Mechanisch Controle Proces (TMCP)

Conclusie

Concluderend is ASME BPVC Sectie II Deel A: Ferrous Material Specificaties een cruciale bron voor het waarborgen van de veiligheid, betrouwbaarheid en kwaliteit van ferromaterialen die worden gebruikt voor de constructie van boilers, drukvaten en andere drukvaste apparatuur. Door uitgebreide specificaties te bieden over de mechanische en chemische eigenschappen van materialen zoals koolstofstaal, gelegeerd staal en roestvrij staal, zorgt deze sectie ervoor dat materialen voldoen aan de strenge normen die vereist zijn voor toepassingen met hoge druk en hoge temperaturen. De gedetailleerde richtlijnen over productvormen, testprocedures en naleving van industrienormen maken het onmisbaar voor ingenieurs, fabrikanten en inspecteurs die betrokken zijn bij het ontwerp en de constructie van drukapparatuur. Als zodanig is ASME BPVC Sectie II Deel A cruciaal voor de petrochemische, nucleaire en energieopwekkingsindustrie, waar drukvaten en boilers veilig en efficiënt moeten werken onder strenge mechanische stressomstandigheden.

Blussing van SAE4140 naadloze stalen buizen

Analyse van de oorzaken van ringvormige scheuren in gebluste SAE 4140 naadloze stalen buizen

/in /door

De reden voor de ringvormige scheur aan het uiteinde van de SAE 4140 naadloze stalen buis werd bestudeerd door middel van een chemische samenstellingstest, hardheidstest, metallografische observatie, scanning elektronenmicroscoop en energiespectrumanalyse. De resultaten tonen aan dat de ringvormige scheur van de SAE 4140 naadloze stalen buis een blusscheur is, die over het algemeen aan het uiteinde van de buis optreedt. De reden voor de blusscheur is de verschillende koelsnelheid tussen de binnen- en buitenwanden, en de koelsnelheid van de buitenwand is veel hoger dan die van de binnenwand, wat resulteert in scheurfalen veroorzaakt door spanningsconcentratie nabij de positie van de binnenwand. De ringvormige scheur kan worden geëlimineerd door de koelsnelheid van de binnenwand van de stalen buis tijdens het blussen te verhogen, de uniformiteit van de koelsnelheid tussen de binnen- en buitenwand te verbeteren en de temperatuur na het blussen te regelen tot binnen 150 ~ 200 ℃ om de blusspanning door zelftempering te verminderen.

SAE 4140 is een CrMo laaggelegeerd constructiestaal, is de Amerikaanse ASTM A519 standaardkwaliteit, in de nationale norm 42CrMo gebaseerd op de toename van het Mn-gehalte; daarom is de hardbaarheid van SAE 4140 verder verbeterd. SAE 4140 naadloze stalen buis, in plaats van massieve smeedstukken, kan de walsproductie van verschillende soorten holle assen, cilinders, hulzen en andere onderdelen de productie-efficiëntie aanzienlijk verbeteren en staal besparen; SAE 4140 stalen buis wordt veel gebruikt in olie- en gasveldmijnbouwschroefboorgereedschappen en andere boorapparatuur. SAE 4140 naadloze stalen buis temperbehandeling kan voldoen aan de vereisten van verschillende staalsterktes en taaiheidsmatching door het warmtebehandelingsproces te optimaliseren. Toch blijkt het vaak productleveringsdefecten in het productieproces te beïnvloeden. Dit artikel richt zich voornamelijk op SAE 4140 stalen buis in het blusproces in het midden van de wanddikte van het uiteinde van de buis, produceert een ringvormige scheurdefectanalyse en stelt verbeteringsmaatregelen voor.

1. Testmaterialen en -methoden

Een bedrijf produceerde specificaties voor ∅ 139,7 × 31,75 mm SAE 4140 staalkwaliteit naadloze stalen buis, het productieproces voor de billet verwarming → piercen → rollen → dimensioneren → temperen (850 ℃ weektijd van 70 min blussen + pijp roteren buiten de waterdouche koeling +735 ℃ weektijd van 2 uur temperen) → Foutdetectie en inspectie. Na de temperbehandeling onthulde de foutdetectie-inspectie dat er een ringvormige scheur in het midden van de wanddikte aan het uiteinde van de buis zat, zoals weergegeven in Afb. 1; de ringvormige scheur verscheen op ongeveer 21~24 mm afstand van de buitenkant, cirkelde rond de omtrek van de buis en was gedeeltelijk onderbroken, terwijl er geen dergelijk defect werd gevonden in het buislichaam.

Figuur 1 De ringvormige scheur aan het uiteinde van de pijp

Figuur 1 De ringvormige scheur aan het uiteinde van de pijp

Neem de partij stalen buisblusmonsters voor blusanalyse en observatie van de blusorganisatie, en spectrale analyse van de samenstelling van de stalen buis, en neem tegelijkertijd in de geharde stalen buisscheuren monsters met een hoog vergrotingsvermogen om de micromorfologie van de scheur, het korrelgrootteniveau en in de rasterelektronenmicroscoop met een spectrometer voor de interne samenstelling van de scheuren van de micro-oppervlakteanalyse te observeren.

2. Testresultaten

2.1 Chemische samenstelling

Tabel 1 toont de resultaten van de spectrale analyse van de chemische samenstelling. De samenstelling van de elementen voldoet aan de eisen van de ASTM A519-norm.

Tabel 1 Resultaten van de chemische samenstellingsanalyse (massafractie, %)

Element C Si Mn P S Cr ma Cu Ni
Inhoud 0.39 0.20 0.82 0.01 0.005 0.94 0.18 0.05 0.02
ASTM A519-vereiste 0.38-0.43 0.15-0.35 0.75-1.00 ≤ 0,04 ≤ 0,04 0.8-1.1 0.15-0.25 ≤ 0,35 ≤ 0,25

2.2 Test op buishardheid

Op de gebluste monsters van de totale wanddikte-blushardheidstest, zijn de resultaten van de totale wanddikte-hardheid, zoals weergegeven in Afbeelding 2, te zien in Afbeelding 2, in 21 ~ 24 mm van de buitenkant van de blushardheid begon aanzienlijk te dalen, en van de buitenkant van de 21 ~ 24 mm is de hogetemperatuurtempering van de pijp gevonden in het gebied van de ringscheur, het gebied onder en boven de wanddikte van de hardheid van het extreme verschil tussen de positie van de wanddikte van het gebied bereikte 5 (HRC) of zo. Het hardheidsverschil tussen de onderste en bovenste wanddikte van dit gebied is ongeveer 5 (HRC). De metallografische organisatie in de gebluste toestand wordt weergegeven in Afb. 3. Vanuit de metallografische organisatie in Afb. 3; het is te zien dat de organisatie in het buitenste gebied van de pijp een kleine hoeveelheid ferriet + martensiet is, terwijl de organisatie nabij het binnenoppervlak niet is geblust, met een kleine hoeveelheid ferriet en bainiet, wat leidt tot de lage blushardheid van het buitenoppervlak van de pijp tot het binnenoppervlak van de pijp op een afstand van 21 mm. De hoge mate van consistentie van ringscheuren in de pijpwand en de positie van extreem verschil in blushardheid suggereren dat ringscheuren waarschijnlijk worden geproduceerd in het blusproces. De hoge consistentie tussen de locatie van de ringscheuren en de inferieure blushardheid geeft aan dat de ringscheuren mogelijk zijn geproduceerd tijdens het blusproces.

Figuur 2 De waarde van de blushardheid in volledige wanddikte

Figuur 2 De waarde van de blushardheid in volledige wanddikte

Figuur 3 Blusstructuur van stalen buis

Figuur 3 Blusstructuur van stalen buis

2.3 De metallografische resultaten van de stalen buis worden respectievelijk weergegeven in figuur 4 en figuur 5.

De matrixorganisatie van de stalen buis is getemperd austeniet + een kleine hoeveelheid ferriet + een kleine hoeveelheid bainiet, met een korrelgrootte van 8, wat een gemiddelde getemperde organisatie is; de scheuren strekken zich uit langs de longitudinale richting, die langs de kristallijne scheuring hoort, en de twee zijden van de scheuren hebben de typische kenmerken van ingrijpen; er is het fenomeen van ontkoling aan beide zijden, en een grijze oxidelaag met hoge temperatuur is waarneembaar op het oppervlak van de scheuren. Er is ontkoling aan beide zijden, en een grijze oxidelaag met hoge temperatuur kan worden waargenomen op het scheuroppervlak, en er zijn geen niet-metalen insluitsels te zien in de buurt van de scheur.

Figuur 4 Observaties van scheurmorfologie

Figuur 4 Observaties van scheurmorfologie

Figuur 5 Microstructuur van de scheur

Figuur 5 Microstructuur van de scheur

2.4 Resultaten van de scheurbreukmorfologie en energiespectrumanalyse

Nadat de breuk is geopend, wordt de micromorfologie van de breuk waargenomen onder de scanning elektronenmicroscoop, zoals weergegeven in Fig. 6, die laat zien dat de breuk is blootgesteld aan hoge temperaturen en dat er oxidatie bij hoge temperaturen heeft plaatsgevonden op het oppervlak. De breuk bevindt zich voornamelijk langs de kristalbreuk, met een korrelgrootte variërend van 20 tot 30 μm, en er worden geen grove korrels en abnormale organisatorische defecten gevonden; de energiespectrumanalyse laat zien dat het oppervlak van de breuk voornamelijk is samengesteld uit ijzer en zijn oxiden, en er worden geen abnormale vreemde elementen gezien. Spectraalanalyse laat zien dat het breukoppervlak voornamelijk uit ijzer en zijn oxiden bestaat, zonder abnormale vreemde elementen.

Figuur 6 Fractuurmorfologie van de scheur

Figuur 6 Fractuurmorfologie van de scheur

3 Analyse en discussie

3.1 Analyse van scheurdefecten

Vanuit het oogpunt van de scheurmicromorfologie is de scheuropening recht; de staart is gebogen en scherp; het scheuruitbreidingspad vertoont de kenmerken van scheuren langs het kristal en de twee zijden van de scheur hebben typische meshing-kenmerken, wat de gebruikelijke kenmerken zijn van blusscheuren. Toch ontdekte het metallografisch onderzoek dat er aan beide zijden van de scheur ontkolingsverschijnselen zijn, wat niet in overeenstemming is met de kenmerken van de traditionele blusscheuren, rekening houdend met het feit dat de tempertemperatuur van de stalen buis 735 ℃ is en Ac1 738 ℃ is in SAE 4140, wat niet in overeenstemming is met de conventionele kenmerken van blusscheuren. Aangezien de voor de buis gebruikte ontlaattemperatuur 735 °C bedraagt en de Ac1 van SAE 4140 738 °C bedraagt, wat erg dicht bij elkaar ligt, wordt aangenomen dat de ontkoling aan beide zijden van de scheur verband houdt met de ontlating bij hoge temperatuur tijdens het ontlaten (735 °C) en niet een scheur is die al bestond vóór de warmtebehandeling van de buis.

3.2 Oorzaken van scheuren

De oorzaken van blusscheuren zijn over het algemeen gerelateerd aan de blusverwarmingstemperatuur, de bluskoelsnelheid, metallurgische defecten en blusspanningen. Uit de resultaten van de samenstellingsanalyse blijkt dat de chemische samenstelling van de pijp voldoet aan de vereisten van SAE 4140 staalsoort in de ASTM A519-norm en dat er geen overschrijdingen van elementen zijn gevonden; er zijn geen niet-metalen insluitsels gevonden in de buurt van de scheuren en de energiespectrumanalyse bij de scheurbreuk toonde aan dat de grijze oxidatieproducten in de scheuren Fe en zijn oxiden waren en dat er geen abnormale vreemde elementen werden gezien, dus kan worden uitgesloten dat metallurgische defecten de ringvormige scheuren hebben veroorzaakt; de korrelgroottegraad van de pijp was graad 8 en de korrelgroottegraad was graad 7 en de korrelgrootte was graad 8 en de korrelgrootte was graad 8. Het korrelgrootteniveau van de pijp is 8; de korrel is verfijnd en niet grof, wat aangeeft dat de blusscheur niets te maken heeft met de blusverwarmingstemperatuur.

De vorming van blusscheuren is nauw verwant aan de blusspanningen, verdeeld in thermische en organisatorische spanningen. Thermische spanning is te wijten aan het koelproces van de stalen buis; de oppervlaktelaag en het hart van de stalen buis koelsnelheid zijn niet consistent, wat resulteert in ongelijke samentrekking van het materiaal en interne spanningen; het resultaat is dat de oppervlaktelaag van de stalen buis wordt onderworpen aan drukspanningen en het hart van de trekspanningen; weefselspanningen zijn het blussen van de stalen buisorganisatie tot de martensiettransformatie, samen met de uitbreiding van het volume van inconsistentie in de generatie van de interne spanningen, de organisatie van spanningen gegenereerd door het resultaat is de oppervlaktelaag van trekspanningen, het centrum van de trekspanningen. Deze twee soorten spanningen in de stalen buis bestaan in hetzelfde onderdeel, maar de richtingrol is het tegenovergestelde; het gecombineerde effect van het resultaat is dat een van de twee spanningen' dominante factor, thermische spanning dominante rol is het resultaat van het werkstuk hart trek, oppervlaktedruk; De dominante rol van weefselspanning is het resultaat van de trekspanning van het hart van het werkstuk en de oppervlaktespanning.

SAE 4140 stalen buis blussen met behulp van roterende buitenste douche koeling productie, de koelsnelheid van het buitenoppervlak is veel groter dan het binnenoppervlak, het buitenste metaal van de stalen buis is allemaal geblust, terwijl het binnenste metaal niet volledig is geblust om een deel van de ferriet- en bainietorganisatie te produceren, het binnenste metaal als gevolg van het binnenste metaal kan niet volledig worden omgezet in martensitische organisatie, het binnenste metaal van de stalen buis wordt onvermijdelijk onderworpen aan de trekspanning die wordt gegenereerd door de uitzetting van de buitenwand van de martensiet, en tegelijkertijd, als gevolg van de verschillende soorten organisatie, is het specifieke volume verschillend tussen het binnenste en buitenste metaal Tegelijkertijd, als gevolg van de verschillende soorten organisatie, is het specifieke volume van de binnenste en buitenste lagen van het metaal verschillend, en is de krimpsnelheid niet hetzelfde tijdens het afkoelen, zal er ook trekspanning worden gegenereerd op het grensvlak van de twee soorten organisatie, en de verdeling van de spanning wordt gedomineerd door de thermische spanningen, en de trekspanning die wordt gegenereerd op het grensvlak van de twee soorten organisatie in de buis is de grootste, wat resulteert in de ringblusscheuren die optreden in het gebied van de wanddikte van de pijp dicht bij het binnenoppervlak (21~24 mm verwijderd van het buitenoppervlak); bovendien is het uiteinde van de stalen pijp een geometriegevoelig deel van de hele pijp, dat vatbaar is voor het genereren van spanning. Bovendien is het uiteinde van de pijp een geometrisch gevoelig deel van de hele pijp, dat vatbaar is voor spanningsconcentratie. Deze ringscheur treedt meestal alleen op aan het uiteinde van de pijp, en dergelijke scheuren zijn niet gevonden in het pijplichaam.

Samenvattend, gebluste SAE 4140 dikwandige stalen buis ringvormige scheuren worden veroorzaakt door ongelijkmatige koeling van de binnen- en buitenwanden; de koelsnelheid van de buitenwand is veel hoger dan die van de binnenwand; productie van SAE 4140 dikwandige stalen buis om de bestaande koelmethode te veranderen, kan niet alleen buiten het koelproces worden gebruikt, de noodzaak om de koeling van de binnenwand van de stalen buis te versterken, om de uniformiteit van de koelsnelheid van de binnen- en buitenwanden van de dikwandige stalen buis te verbeteren om de spanningsconcentratie te verminderen, waardoor de ringscheuren worden geëlimineerd. Ringscheuren.

3.3 Verbetermaatregelen

Om blusscheuren te voorkomen, zijn in het ontwerp van het blusproces alle omstandigheden die bijdragen aan de ontwikkeling van blustrekspanningen factoren voor de vorming van scheuren, inclusief de verwarmingstemperatuur, het koelproces en de afvoertemperatuur. Verbeterde procesmaatregelen die worden voorgesteld, omvatten: blustemperatuur van 830-850 ℃; het gebruik van een interne spuitmond die is afgestemd op de middellijn van de buis, controle van de juiste interne sproeistroom, verbetering van de koelsnelheid van het binnenste gat om ervoor te zorgen dat de koelsnelheid van de binnen- en buitenwanden van dikwandige stalen buis koelsnelheid uniformiteit; controle van de post-blustemperatuur van 150-200 ℃, het gebruik van stalen buisresttemperatuur van de zelftempering, vermindering van de blusspanningen in de stalen buis.

Het gebruik van verbeterde technologie produceert ∅158,75 × 34,93 mm, ∅139,7 × 31,75 mm, ∅254 × 38,1 mm, ∅224 × 26 mm, enzovoort, volgens tientallen specificaties voor stalen buizen. Na ultrasone foutinspectie worden de producten gekwalificeerd, zonder ring-quenching scheuren.

4. Conclusie

(1) Volgens de macroscopische en microscopische kenmerken van pijpscheuren behoren de ringvormige scheuren aan de pijpuiteinden van SAE 4140 stalen pijpen tot de scheurbreuk veroorzaakt door blusspanning, die gewoonlijk aan de pijpuiteinden optreedt.

(2) Gebluste SAE 4140 dikwandige stalen buis ringvormige scheuren worden veroorzaakt door ongelijkmatige koeling van de binnen- en buitenwanden. De koelsnelheid van de buitenwand is veel hoger dan die van de binnenwand. Om de uniformiteit van de koelsnelheid van de binnen- en buitenwanden van de dikwandige stalen buis te verbeteren, moet de productie van SAE 4140 dikwandige stalen buis de koeling van de binnenwand versterken.