Tubos de linha revestidos com 3LPE

Entrega com sucesso de um lote de pedidos de oleoduto submarino para transporte de gasolina

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Após um mês de esforços intensos, nossa empresa entregou com sucesso o pedido de oleoduto e gasoduto submarino. A entrega bem-sucedida deste pedido provou a dedicação e a experiência de nossas equipes de vendas e produção, apesar das duras condições meteorológicas, como tufões, encontradas durante o transporte. O pedido envolve a construção de um projeto de oleoduto submarino de alta qualidade e alto padrão, e os produtos serão usados na construção de oleodutos submarinos para terminais de petróleo para conectar petroleiros e tanques de armazenamento em terra, visando transportar com segurança petróleo e gás sob o mar.

As especificações do pedido são as seguintes:

  • Revestimento externo: revestimento de polietileno de três camadas
  • Espessura do revestimento: 2,7 mm
  • Norma de revestimento: DIN 30670-2012 Nv
  • Padrão e material do tubo base: API Spec 5L Grau B
  • Tipo de tubo base: Sem costura
  • Tamanho: NPS 6″ e 8″ x SCH40 x 11,8M
  • Outros itens: flanges NPS 6″ e 8″ x SCH40 SORF e WNRF, cotovelos 90° 5D, cotovelos de raio longo de 90°, parafusos e porcas.
Tubos de linha API 5L Gr.B revestidos com 3LPE, curvas de tubo de 90°, cotovelos LR de 90°, flanges SO, BL, WN, parafusos e porcas

Tubos de linha API 5L Gr.B revestidos com 3LPE, curvas de tubo de 90°, cotovelos LR de 90°, flanges SORF, WNRF, parafusos e porcas

Produzimos os tubos de acordo com Especificação API 5L, o revestimento anticorrosivo de acordo com DIN 30670-2012, os cotovelos 90° 5D de acordo com ASME B16.49, ISO 15590-1, EN 14870-1, os cotovelos de raio longo de 90° de acordo com Norma ASME B16.9, e os flanges de acordo com ASME B16.5 para garantir que a tubulação atendesse aos mais altos padrões de segurança e desempenho.

Tudo é cheio de incertezas e interlúdios, e um final feliz é a busca final. Estamos orgulhosos do trabalho duro e dedicação da nossa equipe e estamos ansiosos para continuar a expandir os limites do setor de infraestrutura de energia e novos projetos de gasodutos.

Se você tiver RFQs sobre um projeto de gasoduto submarino ou precisar de gasodutos anticorrosivos 3LPE/3LPP/FBE/LE de alta qualidade, sinta-se à vontade para entrar em contato conosco em [email protected], onde nossa equipe fornecerá soluções confiáveis e serviços completos.

Aço inoxidável vs aço galvanizado

Aço inoxidável vs aço galvanizado

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Introdução

Aço inoxidável vs aço galvanizado, é crucial considerar o ambiente, a durabilidade necessária e as necessidades de manutenção. O aço inoxidável oferece resistência à corrosão, força e apelo visual inigualáveis, tornando-o adequado para aplicações exigentes em ambientes severos. O aço galvanizado, por outro lado, oferece proteção contra corrosão econômica para configurações menos agressivas.

1. Composição e Processo de Fabricação

Aço inoxidável

Aço inoxidável é uma liga composta principalmente de ferro, cromo (pelo menos 10,5%) e, às vezes, níquel e molibdênio. O cromo forma uma camada protetora de óxido na superfície, dando-lhe excelente resistência à corrosão. Diferentes graus, como 304 e 316, variam em elementos de liga, fornecendo opções para vários ambientes, incluindo temperaturas extremas e alta salinidade.

Aço galvanizado

Aço galvanizado é aço carbono revestido com uma camada de zinco. A camada de zinco protege o aço por baixo como uma barreira contra corrosão. O método de galvanização mais comum é a galvanização por imersão a quente, onde o aço é submerso em zinco fundido. Outro método é a eletrogalvanização, onde o zinco é aplicado usando uma corrente elétrica. Ambos os processos aumentam a resistência à corrosão, embora sejam geralmente menos duráveis em ambientes severos do que o aço inoxidável.

2. Resistência à corrosão

Aço inoxidável

A resistência à corrosão do aço inoxidável é inerente devido à sua composição de liga, que forma uma camada passiva de óxido de cromo. O aço inoxidável grau 316, que inclui molibdênio, fornece excelente resistência à corrosão de cloretos, ácidos e outros produtos químicos agressivos. É uma escolha preferida nas indústrias marítima, de processamento químico e de petróleo e gás, onde a exposição a agentes corrosivos é diária.

Aço galvanizado

A camada de zinco no aço galvanizado fornece proteção sacrificial; o zinco irá corroer antes do aço subjacente, oferecendo alguma resistência à corrosão. No entanto, essa proteção é limitada, pois a camada de zinco pode se degradar ao longo do tempo. Embora o aço galvanizado tenha um desempenho adequado em ambientes amenos e construção geral, ele não suporta produtos químicos agressivos ou exposição à água salgada tão eficazmente quanto o aço inoxidável.

3. Propriedades mecânicas e resistência

Aço inoxidável

O aço inoxidável é geralmente mais robusto do que o aço galvanizado, com maior resistência à tração e durabilidade. Isso o torna ideal para aplicações que exigem resiliência e confiabilidade sob pressão. O aço inoxidável também oferece excelente resistência ao impacto e ao desgaste, o que beneficia infraestrutura e aplicações industriais pesadas.

Aço galvanizado

Embora a resistência do aço galvanizado venha principalmente da núcleo de aço carbono, é geralmente menos robusto que o aço inoxidável. A camada de zinco adicionada não contribui significativamente para sua resistência. O aço galvanizado é adequado para aplicações de serviço médio onde a resistência à corrosão é necessária, mas não em ambientes extremos ou de alto estresse.

4. Aparência e Estética

Aço inoxidável

O aço inoxidável tem uma aparência elegante e brilhante e é frequentemente desejável em aplicações arquitetônicas e instalações visíveis. Seu apelo estético e durabilidade o tornam uma escolha preferida para estruturas e equipamentos de alta visibilidade.

Aço galvanizado

A camada de zinco dá ao aço galvanizado um acabamento cinza fosco e opaco, menos atraente visualmente do que o aço inoxidável. Com o tempo, a exposição ao clima pode levar a uma pátina esbranquiçada na superfície, o que pode reduzir o apelo estético, embora não tenha impacto no desempenho.

5. Considerações de custo

Aço inoxidável

O aço inoxidável é tipicamente mais caro devido aos seus elementos de liga, cromo e níquel, e processos de fabricação complexos. No entanto, seu maior vida útil e a manutenção mínima pode compensar o custo inicial, especialmente em ambientes exigentes.

Aço galvanizado

Aço galvanizado é mais econômico do que o aço inoxidável, especialmente para aplicações de curto a médio prazo. É uma escolha econômica para projetos com orçamento limitado e necessidades moderadas de resistência à corrosão.

6. Aplicações típicas

Aplicações de aço inoxidável

Petróleo e gás: usado em oleodutos, tanques de armazenamento e plataformas offshore devido à sua alta resistência à corrosão e resistência.
Processamento químico: Excelente para ambientes onde a exposição a produtos químicos ácidos ou cáusticos é diária.
Engenharia marítima: a resistência do aço inoxidável à água salgada o torna adequado para aplicações marítimas, como docas, embarcações e equipamentos.
Infraestrutura: Ideal para pontes, grades e estruturas arquitetônicas onde durabilidade e estética são essenciais.

Aplicações de aço galvanizado

Construção geral: comumente usado em estruturas de construção, cercas e suportes de telhados.
Equipamentos agrícolas: Oferece um equilíbrio entre resistência à corrosão e custo-benefício para equipamentos expostos ao solo e à umidade.
Instalações de tratamento de água: adequadas para infraestrutura de água não crítica, como tubulações e tanques de armazenamento em ambientes de baixa corrosão.
Estruturas externas: comumente usadas em barreiras rodoviárias, guarda-corpos e postes, onde se espera exposição a condições climáticas amenas.

7. Manutenção e Longevidade

Aço inoxidável

O aço inoxidável requer manutenção mínima devido à sua resistência inerente à corrosão. No entanto, em ambientes severos, a limpeza periódica é recomendada para remover sal, produtos químicos ou depósitos que podem comprometer a camada protetora de óxido ao longo do tempo.

Aço galvanizado

O aço galvanizado requer inspeção e manutenção regulares para manter a camada de zinco intacta. Se a camada de zinco estiver arranhada ou degradada, pode ser necessário regalvanizar ou aplicar revestimentos adicionais para evitar corrosão. Isso é particularmente importante em aplicações marítimas ou industriais, onde a camada de zinco corre o risco de se degradar mais rápido.

8. Exemplo: Aço inoxidável vs Aço galvanizado

PROPRIEDADE AÇO INOXIDÁVEL (316) AÇO GALVANIZADO COMPARAÇÃO
Mecanismo de proteção Uma camada protetora de óxido que se autorrepara na presença de oxigênio, garantindo resistência à corrosão a longo prazo. Um revestimento protetor de zinco é aplicado ao aço durante a fabricação. Quando danificado, o zinco circundante protege catodicamente o aço exposto. A camada protetora de aço inoxidável é mais durável e pode "se curar". A proteção do aço inoxidável não diminui com perda de material ou redução de espessura.
Aparência Muitos acabamentos estão disponíveis, desde eletropolido muito brilhante até abrasivo linished. Aparência e toque atraentes de alta qualidade. Lantejoulas possíveis. A superfície não é brilhante e gradualmente muda para um cinza opaco com a idade. Escolha de design estético.
Sensação de superfície É muito liso e pode ser escorregadio. Tem um toque mais áspero, que se torna mais aparente com o tempo. Escolha de design estético.
Credenciais verdes Pode ser reutilizado em novas estruturas. Após a vida útil da estrutura, é valioso como sucata e, devido ao seu valor de coleta, tem uma alta taxa de reciclagem. O aço carbono geralmente é descartado no fim da vida útil e é menos valioso. O aço inoxidável é amplamente reciclado tanto na fabricação quanto no fim da vida útil. Todo aço inoxidável novo contém uma proporção substancial de aço reciclado.
Escoamento de metais pesados Níveis insignificantes. Escoamento significativo de zinco, especialmente no início da vida. Algumas rodovias europeias foram substituídas por grades de aço inoxidável para evitar contaminação ambiental por zinco.
Vida Indefinido, desde que a superfície seja mantida. Corrosão geral lenta até que o zinco se dissolva. A ferrugem vermelha aparecerá conforme a camada de zinco/ferro corrói e, finalmente, o aço do substrato. O reparo é necessário antes que ~2% da superfície tenha manchas vermelhas. Benefício claro de custo do ciclo de vida para aço inoxidável se a vida útil for estendida. O ponto de equilíbrio econômico pode ser tão curto quanto seis anos, dependendo do ambiente e de outros fatores.
Resistência ao fogo Excelente para aços inoxidáveis austeníticos com resistência e deflexão razoáveis durante incêndios. O zinco derrete e escorre, o que pode causar a falha do aço inoxidável adjacente em uma planta química. O substrato de aço carbono perde resistência e sofre deflexão. O aço inoxidável oferece melhor resistência ao fogo e evita o risco de zinco fundido se for utilizado galvanizado.
Soldagem no local Esta é uma rotina para aços inoxidáveis austeníticos, com cuidado sobre expansão térmica. Soldas podem ser misturadas na superfície metálica ao redor. Limpeza pós-solda e passivação são essenciais. O aço carbono é facilmente autosoldável, mas o zinco deve ser removido por causa dos vapores. Se o aço galvanizado e o aço inoxidável forem soldados juntos, qualquer resíduo de zinco tornará o aço inoxidável quebradiço. A tinta rica em zinco é menos durável do que a galvanização. Em ambientes marinhos severos, a ferrugem crocante pode aparecer em três a cinco anos, e os ataques do aço ocorrem quatro anos/mm depois. A durabilidade a curto prazo é semelhante, mas um revestimento rico em zinco nas junções requer manutenção. Em condições severas, o aço galvanizado terá ferrugem áspera — até mesmo furos — e possíveis ferimentos nas mãos, especialmente do lado invisível voltado para o mar.
Contato com material úmido e poroso (por exemplo, cunhas de madeira) em ambiente salino. Provavelmente causará manchas de ferrugem e ataque de fissuras, mas não falha estrutural. Semelhante às manchas de armazenamento, isso leva à rápida perda de zinco e à perfuração a longo prazo. Não é desejável para nenhum dos dois, mas pode causar falhas na base dos postes galvanizados a longo prazo.
Manutenção Ele pode sofrer manchas de chá e microcorrosões se não for mantido adequadamente. Ele pode sofrer perda geral de zinco e subsequente corrosão do substrato de aço se não for mantido adequadamente. Para ambos, é necessário chover em áreas abertas ou lavar em regiões abrigadas.
Tubo ASTM A335 ASME SA335 P92 SMLS

Evolução da microestrutura do aço P92 em diferentes temperaturas isotérmicas

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Evolução da microestrutura do aço P92 em diferentes temperaturas isotérmicas

Aço P92 é usado principalmente em caldeiras ultra-supercríticas, tubulações de ultra-alta pressão e outros equipamentos de alta temperatura e alta pressão. O aço P92 está na composição química do aço P91 com base na adição de elementos traço de elementos W e B, reduz o conteúdo de Mo, através dos limites de grãos do reforçado e da dispersão reforçada de várias maneiras, para melhorar o desempenho abrangente do aço P92, o aço P92 do que o aço P91 tem melhor resistência ao desempenho de oxidação e resistência à corrosão. Um processo de trabalho a quente é essencial para a produção do tubo de aço P92. A tecnologia de processamento térmico pode eliminar os defeitos internos gerados no processo de produção e fazer com que o desempenho do aço atenda às necessidades das condições de trabalho. O tipo e o estado da organização no processo de trabalho a quente são os principais fatores que influenciam o desempenho para atender ao padrão. Portanto, este artigo analisa a organização do tubo de aço P92 em diferentes temperaturas isotérmicas para revelar a evolução da organização do tubo de aço P92 em várias temperaturas, o que não apenas fornece suporte de informações para a análise da organização e controle de desempenho do processo real de trabalho a quente, mas também estabelece a base experimental para o desenvolvimento do processo de trabalho a quente.

1. Materiais e métodos de teste

1.1 Material de teste

O aço testado é um tubo de aço P92 em condições de uso (endurecido a 1060 ℃ + revenido a 760 ℃), e sua composição química é mostrada na Tabela 1. Uma amostra cilíndrica de ϕ4 mm × 10 mm foi cortada na parte central do tubo acabado em uma posição específica ao longo da direção do comprimento, e o medidor de expansão de têmpera foi usado para estudar a transformação do tecido em diferentes temperaturas.

Tabela 1 Composição química principal do aço P92 por fração de massa (%)

Elemento C Si Mn Cr Não Mo V Al B N.º C Fé
% 0.13 0.2 0.42 8.67 0.25 0.48 0.19 0.008 0.002 0.05 1.51 Equilíbrio

1.2 Processo de teste

Usando o medidor de expansão térmica de têmpera L78, 0,05 ℃ / s aquecendo até 1050 ℃ isolamento 15min, 200 ℃ / s resfriando até a temperatura ambiente. Meça o ponto crítico de mudança de fase do material Ac1 é 792,4 ℃, Ac3 é 879,8 ℃, Ms é 372,3 ℃. Os espécimes foram aquecidos até 1050 °C a uma taxa de 10 °C/s e mantidos por 15 min, e então resfriados a diferentes temperaturas (770, 740, 710, 680, 650, 620, 520, 430, 400, 370, 340, 310, 280, 250, 190 e 160 °C) a uma taxa de 150 °C/s e mantidos por diferentes períodos de tempo (620 °C e abaixo por 1h, 620 °C e acima por 25h). 620 ℃ e acima mantendo 25h), a extremidade isotérmica da energia é desligada para que o espécime seja resfriado a ar até a temperatura ambiente.1.3 Métodos de teste

Após a trituração e polimento da superfície dos espécimes sob diferentes processos, a superfície dos espécimes foi corroída usando água régia. O microscópio Zeiss AXIOVERT 25 e o microscópio eletrônico de varredura ambiental QWANTA 450 foram usados para observar e analisar a organização; usando o testador de dureza Vickers HVS-50 (peso de carga de 1 kg), as medições de dureza foram feitas em vários locais na superfície de cada espécime e o valor médio foi tomado como o valor de dureza do espécime.

2. Resultados e Análises de Testes

2.1 Organização e Análise de Diferentes Temperaturas Isotérmicas

A Figura 1 mostra a microestrutura do aço P92 após austenitização completa a 1050°C por diferentes tempos e em diferentes temperaturas. A Figura 1(a) mostra a microestrutura do aço P92 após isotermalização a 190℃ por 1h. Na Fig. 1(a2), pode-se ver que sua organização à temperatura ambiente é martensita (M). Na Fig. 1(a3), pode-se ver que a martensita apresenta características semelhantes a ripas. Como o ponto Ms do aço é de cerca de 372°C, a transformação de fase da martensita ocorre em temperaturas isotérmicas abaixo do ponto Ms, formando martensita, e o teor de carbono do aço P92 pertence à faixa de composições de baixo carbono; uma morfologia semelhante a ripas caracteriza a martensita.

A Figura 1(a) mostra a microestrutura do aço P92 após 1h isotérmico a 190°C

A Figura 1(a) mostra a microestrutura do aço P92 após 1h isotérmico a 190°C

Figura 1(b) para a microestrutura do aço P92 a 430 ℃ isotérmico 1h. À medida que a temperatura isotérmica aumenta para 430 °C, o aço P92 atinge a zona de transformação da bainita. Como o aço contém elementos Mo, B e W, esses elementos têm pouco efeito na transformação da bainita, ao mesmo tempo que retardam a transformação perlítica. Portanto, o aço P92 a 430 ℃ isolamento 1h, a organização de uma certa quantidade de bainita. Então, a austenita super-resfriada restante é transformada em martensita quando resfriada a ar.

Figura 1(b) para a microestrutura do aço P92 a 430 ℃ isotérmico 1h

Figura 1(b) para a microestrutura do aço P92 a 430 ℃ isotérmico 1h

A Figura 1(c) mostra a microestrutura do aço P92 a 520 ℃ isotérmico 1h. Quando a temperatura isotérmica de 520 ℃, os elementos de liga Cr, Mo, Mn, etc., de modo que a transformação da perlita é inibida, o início do ponto de transformação da bainita (ponto Bs) é reduzido, então em uma faixa específica de temperaturas aparecerá na zona de estabilização da austenita super-resfriada. A Figura 1(c) pode ser vista em 520 ℃ isolamento 1h após a austenita super-resfriada não ocorreu após a transformação, seguido por resfriamento a ar para formar martensita; a organização final da temperatura ambiente é a martensita.

A Figura 1(c) mostra a microestrutura do aço P92 a 520 ℃ isotérmico 1h

A Figura 1(c) mostra a microestrutura do aço P92 a 520 ℃ isotérmico 1h

Figura 1 (d) para o aço P92 a 650 ℃ isotérmico 25h microestrutura para martensita + perlita. Conforme mostrado na Figura 1(d3), a perlita mostra características lamelares descontínuas, e o carboneto na superfície mostra uma precipitação de haste curta. Isso se deve aos elementos de liga de aço P92 Cr, Mo, V, etc. para melhorar a estabilidade da austenita super-resfriada ao mesmo tempo, de modo que a morfologia da perlita do aço P92 muda, ou seja, o carboneto no corpo perlítico do carboneto para a haste curta, este corpo perlítico é conhecido como a classe perlita. Ao mesmo tempo, muitas partículas finas de segunda fase foram encontradas na organização.

Figura 1 (d) para o aço P92 a 650 ℃ microestrutura isotérmica de 25h para martensita + perlita

Figura 1 (d) para o aço P92 a 650 ℃ microestrutura isotérmica de 25h para martensita + perlita

A Figura 1(e) mostra a microestrutura do aço P92 a 740 ℃ isotérmico 25h. A 740°C isotérmico, haverá primeiro precipitação eutética de ferrita maciça e depois decomposição eutética de austenita, resultando em organização semelhante à perlita. Comparado com a isotérmica de 650°C (veja a Fig. 1(d3)), a organização perlítica se torna mais grosseira à medida que a temperatura isotérmica é aumentada, e o caráter bifásico da perlita, ou seja, ferrita e carburita na forma de uma barra curta, é claramente visível.

A Figura 1(e) mostra a microestrutura do aço P92 a 740 ℃ isotérmico 25h

A Figura 1(e) mostra a microestrutura do aço P92 a 740 ℃ isotérmico 25h

A Fig. 1(f) mostra a microestrutura do aço P92 a 770°C de temperatura isotérmica por 25h. A 770°C isotérmica, com a extensão do tempo isotérmico, a precipitação da ferrita ocorre primeiro, e então a austenita super-resfriada sofre decomposição eutética para formar uma organização ferrita + perlita. Com o aumento da temperatura isotérmica, o primeiro teor de ferrita eutética aumenta, e o teor de perlita diminui. Devido aos elementos de liga do aço P92, elementos de liga dissolvidos na austenita para fazer a temperabilidade da austenita aumentar, a dificuldade da decomposição eutética se torna mais extensa, então deve haver um tempo isotérmico suficientemente longo para fazer sua decomposição eutética, a formação da organização perlítica.

A Fig. 1(f) mostra a microestrutura do aço P92 na temperatura isotérmica de 770°C por 25h

A Fig. 1(f) mostra a microestrutura do aço P92 na temperatura isotérmica de 770°C por 25h

A análise do espectro de energia foi realizada nos tecidos com diferentes morfologias na Fig. 1(f2) para identificar melhor o tipo de tecido, conforme mostrado na Tabela 2. Na Tabela 2, pode-se ver que o teor de carbono das partículas brancas é maior do que outras organizações, e os elementos de liga Cr, Mo e V são maiores, analisando esta partícula para as partículas de carboneto composto precipitadas durante o processo de resfriamento; comparativamente falando, o teor de carbono na organização lamelar descontínua é o segundo menor, e o teor de carbono na organização massiva é o menor. Como a perlita é uma organização de duas fases de carburização e ferrita, o teor médio de carbono é maior do que o da ferrita; combinado com a análise de temperatura isotérmica e morfologia, é determinado ainda que a organização lamelar é semelhante à perlita, e a organização massiva é a primeira ferrita eutética.

Análise Espectral do Aço P92, Tratado Isotermicamente a 770 °C por 25 horas, Escrito em Formato de Tabela com Frações Atômicas (%)

Estrutura C N.º Mo Ti V Cr Mn Fé C
Grânulos Brancos 11.07 0.04 0.94 0.02 2.16 8.36 2.64 54.77 2.84
Estrutura de bloco 9.31 0.04 0.95 0.2 0.32 8.42 0.74 85.51 10.21
Estrutura em camadas 5.1 0 0.09 0.1 0.33 7.3 0.35 85.65 0.69

2.2 Microdureza e Análise

Em termos gerais, durante o processo de resfriamento de aços de liga contendo elementos como W e Mo, três tipos de transformações organizacionais ocorrem na austenita super-resfriada: transformação martensítica na zona de baixa temperatura, transformação bainítica na zona de média temperatura e transformação perlítica na zona de alta temperatura. As diferentes evoluções organizacionais levam a diferentes durezas. A Figura 2 mostra a variação da curva de dureza do aço P92 em diferentes temperaturas isotérmicas. Na Figura 2, pode-se observar que com o aumento da temperatura isotérmica, a dureza mostra a tendência de diminuir primeiro, depois aumentar e finalmente diminuir. Quando a temperatura isotérmica de 160 ~ 370 ℃, a ocorrência de transformação martensítica, dureza Vickers de 516HV para 457HV. Quando a temperatura isotérmica é de 400 ~ 620 ℃, ocorre uma pequena quantidade de transformação de bainita, e a dureza de 478HV aumenta para 484HV; devido à pequena transformação de bainita, a dureza não muda muito. Quando a temperatura isotérmica é de 650 ℃, forma-se uma pequena quantidade de perlita, com uma dureza de 410HV. quando a temperatura isotérmica de 680 ~ 770 ℃, a formação da organização ferrita + perlita, dureza de 242HV a 163HV. devido à transformação do aço P92 em diferentes temperaturas na organização da transição é diferente, na região da transformação martensítica de baixa temperatura, quando a temperatura isotérmica é menor que o ponto de Ms, com o aumento da temperatura, o teor de martensita diminui, a dureza diminui; no meio da transformação do aço P92 em diferentes temperaturas, quando a temperatura isotérmica é menor que o ponto Ms, com o aumento da temperatura, o teor martensítico diminui, a dureza diminui; na região de transformação de bainita de temperatura média, como a quantidade de transformação de bainita é pequena, a dureza não muda muito; na região de transformação perlítica de alta temperatura, com o aumento da temperatura isotérmica, o primeiro teor de ferrita eutética aumenta de modo que a dureza continua a diminuir, portanto, com o aumento da temperatura isotérmica, a dureza do material é geralmente uma tendência decrescente, e a tendência da mudança na dureza e a análise da organização estão alinhadas com a tendência.

Variação das curvas de dureza do aço P92 em diferentes temperaturas isotérmicas

Variação das curvas de dureza do aço P92 em diferentes temperaturas isotérmicas

3. Conclusão

1) O ponto crítico Ac1 do aço P92 é 792,4 ℃, Ac3 é 879,8 ℃ e Ms é 372,3 ℃.

2) O aço P92 em diferentes temperaturas isotérmicas para obter a organização da temperatura ambiente é diferente; na isotérmica de 160 ~ 370 ℃ 1h, a organização da temperatura ambiente é martensita; na isotérmica de 400 ~ 430 ℃ 1h, a organização de uma pequena quantidade de bainita + martensita; na isotérmica de 520 ~ 620 ℃ 1h, a organização é relativamente estável, um curto período de tempo (1 h) não ocorre dentro da transformação, a organização da temperatura ambiente é martensita; na isotérmica de 650 ℃ 25h, a organização da temperatura ambiente é perlita. h, organização da temperatura ambiente para perlita + martensita; na isotérmica de 680 ~ 770 ℃ 25h, a organização transformada em perlita + primeira ferrita eutética.

3) Austenitização do aço P92 em Ac1 abaixo da isotérmica, com a redução da temperatura isotérmica, a dureza do material como um todo tende a aumentar, isotérmica a 770 ℃ após a ocorrência da primeira precipitação de ferrita eutética, transformação perlítica, a dureza é a mais baixa, cerca de 163HV; isotérmica a 160 ℃ após a ocorrência da transformação martensítica, a dureza é a mais alta, cerca de 516HV.

ASME B31.3 vs ASME B31.1

ASME B31.1 vs. ASME B31.3: Conheça os códigos de projeto de tubulação

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Introdução

No projeto e engenharia de tubulações, selecionar o código de tubulação apropriado é essencial para garantir segurança, eficiência e conformidade com os padrões da indústria. Dois dos códigos de projeto de tubulação mais amplamente reconhecidos são Norma ASME B31.1 e Norma ASME B31.3. Embora ambos venham da American Society of Mechanical Engineers (ASME) e governem o projeto e a construção de sistemas de tubulação, suas aplicações diferem significativamente. Entendendo o ASME B31.1 vs. ASME B31.3 O debate é crucial para selecionar o código correto para seu projeto, seja envolvendo usinas de energia, processamento químico ou instalações industriais.

Visão geral: ASME B31.1 vs. ASME B31.3

What is ASME B31.3 or Process Piping Code?

Norma ASME B31.1 é o padrão que rege o projeto, a construção e a manutenção de sistemas de tubulação de usinas de energia. Ele se aplica a sistemas de tubulação em usinas de energia, plantas industriais e outras instalações onde a geração de energia está envolvida. Este código se concentra fortemente na integridade de sistemas que lidam com vapor de alta pressão, água e gases quentes.

Aplicações típicas: Usinas elétricas, sistemas de aquecimento, turbinas e sistemas de caldeiras.
Faixa de pressão: Sistemas de vapor e fluidos de alta pressão.
Faixa de temperatura: Serviço de alta temperatura, especialmente para aplicações de vapor e gás.

What is ASME B31.1 or Power Piping Code?

Norma 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.

Aplicações típicas: Plantas de processamento químico, refinarias, instalações farmacêuticas, fábricas de alimentos e bebidas.
Faixa de pressão: Geralmente menor que a faixa de pressão da ASME B31.1, dependendo dos tipos de fluidos e sua classificação.
Faixa de temperatura: varies depending nos fluidos químicos, mas é tipicamente menor do que as condições extremas em Norma ASME B31.1.

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

ASME B31.3 vs ASME B31.1

ASME B31.3 vs ASME B31.1

Sr No Parâmetro ASME B31.3-Process Piping ASME B31.1-Power Piping
1 Escopo 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 Design de vida 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.

Conclusão

A diferença crítica na ASME B31.1 vs. ASME B31.3 o debate está nas aplicações da indústria, nos requisitos de materiais e nas considerações de segurança. Norma ASME B31.1 é ideal para geração de energia e sistemas de alta temperatura, com foco na integridade mecânica. Ao mesmo tempo, Norma 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 Seção II Parte A

ASME BPVC Seção II Parte A: Especificações de materiais ferrosos

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Introdução

ASME BPVC Seção II Parte A: Especificações de materiais ferrosos é uma seção do Código ASME para caldeiras e vasos de pressão (BPVC) que abrange especificações para materiais ferrosos (principalmente ferro) usado na construção de caldeiras, vasos de pressão e outros equipamentos de retenção de pressão. Esta seção aborda especificamente os requisitos para materiais de aço e ferro, incluindo aço carbono, aço de liga e aço inoxidável.

Especificações de materiais relacionados para tubos e placas

Tubos:

SA-178/SA-178M – Tubos de caldeira e superaquecedor de aço carbono e aço carbono-manganês soldados por resistência elétrica
SA-179/SA-179M – Tubos de trocador de calor e condensador de aço de baixo carbono trefilados a frio sem costura
SA-192/SA-192M – Tubos de caldeira de aço carbono sem costura para serviço de alta pressão
SA-209/SA-209M – Tubos de liga de aço carbono-molibdênio sem costura para caldeiras e superaquecedores
SA-210/SA-210M – Tubos de caldeira e superaquecedor de aço de médio carbono sem costura
SA-213/SA-213M – Tubos sem costura de ligas de aço ferrítico e austenítico para caldeiras, superaquecedores e trocadores de calor
SA-214/SA-214M – Tubos de trocador de calor e condensador de aço carbono soldados por resistência elétrica
SA-249/SA-249M – Tubos soldados de aço austenítico para caldeiras, superaquecedores, trocadores de calor e condensadores
SA-250/SA-250M – Tubos de caldeira e superaquecedor de liga de aço ferrítico soldados por resistência elétrica
SA-268/SA-268M – Tubos de aço inoxidável ferrítico e martensítico sem costura e soldados para serviços gerais
SA-334/SA-334M – Tubos de carbono e aço-liga sem costura e soldados para serviços de baixa temperatura
SA-335/SA-335M – Tubo de aço-liga ferrítico sem costura para serviço de alta temperatura
SA-423/SA-423M – Tubos de Aço de Baixa Liga Sem Costura e Soldados Eletricamente
SA-450/SA-450M – Requisitos gerais para tubos de aço carbono e baixa liga
SA-556/SA-556M – Tubos de aquecimento de água de alimentação de aço carbono trefilados a frio sem costura
SA-557/SA-557M – Tubos de aquecedor de água de alimentação de aço carbono soldados por resistência elétrica
SA-688/SA-688M – Tubos de aquecedor de água de alimentação de aço inoxidável austenítico sem costura e soldados
SA-789/SA-789M – Tubos de aço inoxidável ferrítico/austenítico sem costura e soldados para serviços gerais
SA-790/SA-790M – Tubos de aço inoxidável ferrítico/austenítico sem costura e soldados
SA-803/SA-803M – Tubos de aquecedor de água de alimentação de aço inoxidável ferrítico sem costura e soldados
SA-813/SA-813M – Tubo de aço inoxidável austenítico com solda simples ou dupla
SA-814/SA-814M – Tubo de aço inoxidável austenítico soldado a frio

ASME BPVC

ASME BPVC

Pratos:

SA-203/SA-203M – Placas de Vaso de Pressão, Aço Liga, Níquel
SA-204/SA-204M – Placas de Vaso de Pressão, Aço Liga, Molibdênio
SA-285/SA-285M – Placas para Vasos de Pressão, Aço Carbono, Baixa e Intermediária Resistência à Tração
SA-299/SA-299M – Placas de Vaso de Pressão, Aço Carbono, Manganês-Silício
SA-302/SA-302M – Placas para Vasos de Pressão, Aço Liga, Manganês-Molibdênio e Manganês-Molibdênio-Níquel
SA-353/SA-353M – Placas para vasos de pressão, aço-liga, duplamente normalizadas e temperadas, níquel 9%
SA-387/SA-387M – Placas de Vaso de Pressão, Aço Liga, Cromo-Molibdênio
SA-516/SA-516M – Placas de Vaso de Pressão, Aço Carbono, para Serviço em Temperatura Moderada e Baixa
SA-517/SA-517M – Placas para vasos de pressão, aço-liga, alta resistência, temperadas e revenidas
SA-533/SA-533M – Placas para Vasos de Pressão, Aço Liga, Temperadas e Revenidas, Manganês-Molibdênio e Manganês-Molibdênio-Níquel
SA-537/SA-537M – Placas de Vaso de Pressão, Tratamento Térmico, Aço Carbono-Manganês-Silício
SA-542/SA-542M – Placas de Vaso de Pressão, Aço Liga, Temperado e Revenido, Cromo-Molibdênio e Cromo-Molibdênio-Vanádio
SA-543/SA-543M – Placas de Vaso de Pressão, Aço Liga, Temperadas e Revenidas, Níquel-Cromo-Molibdênio
SA-553/SA-553M – Placas para vasos de pressão, aço-liga, temperadas e revenidas, níquel 7, 8 e 9%
SA-612/SA-612M – Placas para Vasos de Pressão, Aço Carbono, Alta Resistência, para Serviço em Temperaturas Moderadas e Baixas
SA-662/SA-662M – Placas de Vaso de Pressão, Aço Carbono-Manganês-Silício, para Serviço em Temperatura Moderada e Baixa
SA-841/SA-841M – Placas de Vasos de Pressão, Produzidas por Processo de Controle Termo-Mecânico (TMCP)

Conclusão

Concluindo, a ASME BPVC Seção II Parte A: Especificações de Material Ferroso é um recurso crítico para garantir a segurança, confiabilidade e qualidade de materiais ferrosos usados para construir caldeiras, vasos de pressão e outros equipamentos de retenção de pressão. Ao fornecer especificações abrangentes sobre as propriedades mecânicas e químicas de materiais como aços carbono, aços de liga e aços inoxidáveis, esta seção garante que os materiais atendam aos padrões rigorosos exigidos para aplicações de alta pressão e alta temperatura. Sua orientação detalhada sobre formas de produtos, procedimentos de teste e conformidade com os padrões da indústria a torna indispensável para engenheiros, fabricantes e inspetores envolvidos em projeto e construção de equipamentos de pressão. Como tal, a ASME BPVC Seção II Parte A é crucial para as indústrias petroquímica, nuclear e de geração de energia, onde vasos de pressão e caldeiras devem operar com segurança e eficiência sob rigorosas condições de estresse mecânico.

Têmpera de tubos de aço sem costura SAE4140

Análise das causas de trincas em forma de anel em tubos de aço sem costura SAE 4140 temperados

/em /por

O motivo da rachadura em forma de anel na extremidade do tubo de aço sem costura SAE 4140 foi estudado por exame de composição química, teste de dureza, observação metalográfica, microscópio eletrônico de varredura e análise de espectro de energia. Os resultados mostram que a rachadura em forma de anel do tubo de aço sem costura SAE 4140 é uma rachadura de têmpera, geralmente ocorrendo na extremidade do tubo. O motivo da rachadura de têmpera são as diferentes taxas de resfriamento entre as paredes interna e externa, e a taxa de resfriamento da parede externa é muito maior do que a da parede interna, o que resulta em falha de rachadura causada pela concentração de tensão perto da posição da parede interna. A rachadura em forma de anel pode ser eliminada aumentando a taxa de resfriamento da parede interna do tubo de aço durante a têmpera, melhorando a uniformidade da taxa de resfriamento entre a parede interna e externa e controlando a temperatura após a têmpera para estar dentro de 150 ~200 ℃ para reduzir a tensão de têmpera por auto-revenimento.

SAE 4140 é um aço estrutural de baixa liga CrMo, é o grau padrão americano ASTM A519, no padrão nacional 42CrMo com base no aumento do teor de Mn; portanto, a temperabilidade SAE 4140 foi melhorada ainda mais. Tubo de aço sem costura SAE 4140, em vez de forjados sólidos, produção de tarugos de laminação de vários tipos de eixos ocos, cilindros, mangas e outras peças pode melhorar significativamente a eficiência da produção e economizar aço; O tubo de aço SAE 4140 é amplamente utilizado em ferramentas de perfuração de parafuso de mineração de campos de petróleo e gás e outros equipamentos de perfuração. O tratamento de têmpera de tubo de aço sem costura SAE 4140 pode atender aos requisitos de diferentes resistências de aço e correspondência de tenacidade, otimizando o processo de tratamento térmico. Ainda assim, muitas vezes afeta os defeitos de entrega do produto no processo de produção. Este artigo se concentra principalmente no tubo de aço SAE 4140 no processo de têmpera no meio da espessura da parede da extremidade do tubo, produz uma análise de defeito de trinca em forma de anel e propõe medidas de melhoria.

1. Materiais e métodos de teste

Uma empresa produziu especificações para tubos de aço sem costura de grau de aço SAE 4140 de ∅ 139,7 × 31,75 mm, o processo de produção para aquecimento do tarugo → perfuração → laminação → dimensionamento → têmpera (tempo de imersão de 850 ℃ de 70 min de têmpera + rotação do tubo fora do resfriamento do chuveiro de água + tempo de imersão de 735 ℃ de 2 h de têmpera) → Detecção e inspeção de falhas. Após o tratamento de têmpera, a inspeção de detecção de falhas revelou que havia uma rachadura anular no meio da espessura da parede na extremidade do tubo, conforme mostrado na Fig. 1; a rachadura anular apareceu a cerca de 21~24 mm de distância do exterior, circulou a circunferência do tubo e era parcialmente descontínua, enquanto nenhum defeito desse tipo foi encontrado no corpo do tubo.

Fig.1 A rachadura em forma de anel na extremidade do tubo

Fig.1 A rachadura em forma de anel na extremidade do tubo

Pegue o lote de amostras de têmpera de tubos de aço para análise de têmpera e observação da organização da têmpera, e análise espectral da composição do tubo de aço, ao mesmo tempo, nas rachaduras do tubo de aço temperado para coletar amostras de alta potência para observar a micromorfologia da rachadura, nível de tamanho de grão e no microscópio eletrônico de varredura com um espectrômetro para as rachaduras na composição interna da análise de microárea.

2. Resultados do teste

2.1 Composição química

A Tabela 1 mostra os resultados da análise espectral da composição química, e a composição dos elementos está de acordo com os requisitos da norma ASTM A519.

Tabela 1 Resultados da análise da composição química (fração de massa, %)

Elemento C Si Mn P S Cr Mo Cu Não
Contente 0.39 0.20 0.82 0.01 0.005 0.94 0.18 0.05 0.02
Requisito ASTM A519 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 Teste de temperabilidade de tubos

Nas amostras temperadas do teste de dureza de têmpera da espessura total da parede, os resultados da dureza da espessura total da parede, conforme mostrado na Figura 2, podem ser vistos na Figura 2, em 21 ~ 24 mm do lado de fora da dureza de têmpera começou a cair significativamente, e do lado de fora dos 21 ~ 24 mm é a têmpera de alta temperatura do tubo encontrada na região da rachadura do anel, a área abaixo e acima da espessura da parede da dureza da diferença extrema entre a posição da espessura da parede da região atingiu 5 (HRC) ou mais. A diferença de dureza entre as espessuras de parede inferior e superior desta área é de cerca de 5 (HRC). A organização metalográfica no estado temperado é mostrada na Fig. 3. Da organização metalográfica na Fig. 3; pode ser visto que a organização na região externa do tubo é uma pequena quantidade de ferrita + martensita, enquanto a organização perto da superfície interna não é temperada, com uma pequena quantidade de ferrita e bainita, o que leva à baixa dureza de têmpera da superfície externa do tubo para a superfície interna do tubo a uma distância de 21 mm. O alto grau de consistência das trincas do anel na parede do tubo e a posição de diferença extrema na dureza de têmpera sugerem que as trincas do anel provavelmente serão produzidas no processo de têmpera. A alta consistência entre a localização das trincas do anel e a dureza de têmpera inferior indica que as trincas do anel podem ter sido produzidas durante o processo de têmpera.

Fig.2 Valor da dureza de têmpera em toda a espessura da parede

Fig.2 Valor da dureza de têmpera em toda a espessura da parede

Fig.3 Estrutura de têmpera de tubo de aço

Fig.3 Estrutura de têmpera de tubo de aço

2.3 Os resultados metalográficos do tubo de aço são mostrados na Fig. 4 e Fig. 5, respectivamente.

A organização da matriz do tubo de aço é austenita temperada + uma pequena quantidade de ferrita + uma pequena quantidade de bainita, com um tamanho de grão de 8, que é uma organização temperada média; as rachaduras se estendem ao longo da direção longitudinal, que pertence ao longo da rachadura cristalina, e os dois lados das rachaduras têm as características típicas de engajamento; há o fenômeno de descarbonetação em ambos os lados, e uma camada de óxido cinza de alta temperatura é observável na superfície das rachaduras. Há descarbonetação em ambos os lados, e uma camada de óxido cinza de alta temperatura pode ser observada na superfície da rachadura, e nenhuma inclusão não metálica pode ser vista nas proximidades da rachadura.

Fig.4 Observações da morfologia da fissura

Fig.4 Observações da morfologia da fissura

Fig.5 Microestrutura da fissura

Fig.5 Microestrutura da fissura

2.4 Resultados da análise da morfologia da fratura de trinca e do espectro de energia

Após a fratura ser aberta, a micromorfologia da fratura é observada sob o microscópio eletrônico de varredura, como mostrado na Fig. 6, que mostra que a fratura foi submetida a altas temperaturas e que ocorreu oxidação em alta temperatura na superfície. A fratura ocorre principalmente ao longo da fratura do cristal, com o tamanho do grão variando de 20 a 30 μm, e nenhum grão grosso e defeitos organizacionais anormais são encontrados; a análise do espectro de energia mostra que a superfície da fratura é composta principalmente de ferro e seus óxidos, e nenhum elemento estranho anormal é visto. A análise espectral mostra que a superfície da fratura é principalmente ferro e seus óxidos, sem nenhum elemento estranho anormal.

Fig.6 Morfologia da fratura da trinca

Fig.6 Morfologia da fratura da trinca

3 Análise e Discussão

3.1 Análise de defeitos de trinca

Do ponto de vista da micromorfologia da trinca, a abertura da trinca é reta; a cauda é curva e afiada; o caminho de extensão da trinca mostra as características da trinca ao longo do cristal, e os dois lados da trinca têm características típicas de malha, que são as características usuais de trincas de têmpera. Ainda assim, o exame metalográfico descobriu que há fenômenos de descarbonetação em ambos os lados da trinca, o que não está de acordo com as características das trincas de têmpera tradicionais, levando em consideração o fato de que a temperatura de têmpera do tubo de aço é de 735 ℃, e Ac1 é de 738 ℃ em SAE 4140, o que não está de acordo com as características convencionais de trincas de têmpera. Considerando que a temperatura de revenimento usada para o tubo é de 735 °C e o Ac1 da SAE 4140 é de 738 °C, que são muito próximos entre si, assume-se que a descarbonetação em ambos os lados da trinca está relacionada ao revenimento em alta temperatura durante o revenimento (735 °C) e não é uma trinca que já existia antes do tratamento térmico do tubo.

3.2 Causas de rachaduras

As causas das trincas de têmpera geralmente estão relacionadas à temperatura de aquecimento de têmpera, taxa de resfriamento de têmpera, defeitos metalúrgicos e tensões de têmpera. A partir dos resultados da análise composicional, a composição química do tubo atende aos requisitos do grau de aço SAE 4140 no padrão ASTM A519, e nenhum elemento excedente foi encontrado; nenhuma inclusão não metálica foi encontrada perto das trincas, e a análise do espectro de energia na fratura da trinca mostrou que os produtos de oxidação cinza nas trincas eram Fe e seus óxidos, e nenhum elemento estranho anormal foi visto, então pode ser descartado que defeitos metalúrgicos causaram as trincas anulares; o grau de tamanho de grão do tubo era Grau 8, e o grau de tamanho de grão era Grau 7, e o tamanho de grão era Grau 8, e o tamanho de grão era Grau 8. O nível de tamanho de grão do tubo é 8; o grão é refinado e não grosso, o que indica que a trinca de têmpera não tem nada a ver com a temperatura de aquecimento de têmpera.

A formação de trincas de têmpera está intimamente relacionada às tensões de têmpera, divididas em tensões térmicas e organizacionais. A tensão térmica é devida ao processo de resfriamento do tubo de aço; a camada superficial e o coração da taxa de resfriamento do tubo de aço não são consistentes, resultando em contração irregular do material e tensões internas; o resultado é que a camada superficial do tubo de aço é submetida a tensões compressivas e o coração das tensões de tração; as tensões do tecido são a têmpera da organização do tubo de aço para a transformação da martensita, juntamente com a expansão do volume de inconsistência na geração das tensões internas, a organização das tensões geradas pelo resultado é a camada superficial de tensões de tração, o centro das tensões de tração. Esses dois tipos de tensões no tubo de aço existem na mesma parte, mas o papel da direção é o oposto; o efeito combinado do resultado é que um dos dois fatores dominantes de tensões, o papel dominante da tensão térmica é o resultado da tração do coração da peça de trabalho, pressão da superfície; o papel dominante do estresse do tecido é o resultado da pressão de tração do coração da peça de trabalho na superfície de tração.

Têmpera de tubos de aço SAE 4140 usando produção de resfriamento de chuveiro externo rotativo, a taxa de resfriamento da superfície externa é muito maior do que a superfície interna, o metal externo do tubo de aço todo temperado, enquanto o metal interno não é totalmente temperado para produzir parte da organização de ferrita e bainita, o metal interno devido ao metal interno não pode ser totalmente convertido em organização martensítica, o metal interno do tubo de aço é inevitavelmente submetido à tensão de tração gerada pela expansão da parede externa da martensita e, ao mesmo tempo, devido aos diferentes tipos de organização, seu volume específico é diferente entre o metal interno e externo Ao mesmo tempo, devido aos vários tipos de organização, o volume particular das camadas interna e externa do metal é diferente, e a taxa de encolhimento não é a mesma durante o resfriamento, a tensão de tração também será gerada na interface dos dois tipos de organização, e a distribuição da tensão é dominada pelas tensões térmicas, e a tensão de tração gerada na interface dos dois tipos de organização dentro do tubo é a maior, resultando no anel rachaduras de têmpera que ocorrem na área da espessura da parede do tubo perto da superfície interna (21~24 mm de distância da superfície externa); além disso, a extremidade do tubo de aço é uma parte sensível à geometria de todo o tubo, propensa a gerar estresse. Além disso, a extremidade do tubo é uma parte sensível à geometria de todo o tubo, propensa à concentração de estresse. Essa rachadura em anel geralmente ocorre apenas na extremidade do tubo, e tais rachaduras não foram encontradas no corpo do tubo.

Em resumo, as rachaduras em forma de anel do tubo de aço de parede espessa SAE 4140 temperado são causadas pelo resfriamento irregular das paredes interna e externa; a taxa de resfriamento da parede externa é muito maior do que a da parede interna; a produção do tubo de aço de parede espessa SAE 4140 para alterar o método de resfriamento existente, não pode ser usado apenas fora do processo de resfriamento, a necessidade de fortalecer o resfriamento da parede interna do tubo de aço, para melhorar a uniformidade da taxa de resfriamento das paredes interna e externa do tubo de aço de parede espessa para reduzir a concentração de tensão, eliminando as rachaduras do anel. Rachaduras do anel.

3.3 Medidas de melhoria

Para evitar rachaduras de têmpera, no projeto do processo de têmpera, todas as condições que contribuem para o desenvolvimento de tensões de tração de têmpera são fatores para a formação de rachaduras, incluindo a temperatura de aquecimento, o processo de resfriamento e a temperatura de descarga. As medidas de processo aprimoradas propostas incluem: temperatura de têmpera de 830-850 ℃; o uso de um bico interno combinado com a linha central do tubo, controle do fluxo de pulverização interno apropriado, melhorando a taxa de resfriamento do furo interno para garantir que a taxa de resfriamento das paredes interna e externa da uniformidade da taxa de resfriamento do tubo de aço de parede espessa; controle da temperatura pós-têmpera de 150-200 ℃, o uso da temperatura residual do tubo de aço do auto-temperamento, reduz as tensões de têmpera no tubo de aço.

O uso de tecnologia aprimorada produz ∅158,75 × 34,93 mm, ∅139,7 × 31,75 mm, ∅254 × 38,1 mm, ∅224 × 26 mm e assim por diante, de acordo com dezenas de especificações de tubos de aço. Após a inspeção ultrassônica de falhas, os produtos são qualificados, sem rachaduras de têmpera de anel.

4. Conclusão

(1) De acordo com as características macroscópicas e microscópicas das fissuras nos tubos, as fissuras anulares nas extremidades dos tubos de aço SAE 4140 pertencem à falha de fissuração causada pelo estresse de têmpera, que geralmente ocorre nas extremidades dos tubos.

(2) As rachaduras em forma de anel do tubo de aço SAE 4140 de parede espessa temperada são causadas pelo resfriamento irregular das paredes interna e externa. A taxa de resfriamento da parede externa é muito maior do que a da parede interna. Para melhorar a uniformidade da taxa de resfriamento das paredes interna e externa do tubo de aço de parede espessa, a produção do tubo de aço SAE 4140 de parede espessa precisa fortalecer o resfriamento da parede interna.