16Mn钢板（共6篇）
16Mn钢板 篇1
由于复合钢板的不锈钢工作面与工作介质相接触, 具有良好的耐腐蚀性能, 而强度主要靠基层来保证, 降低了综合制造成本, 因此, 被广泛的应用于各种常用石油化工设备中。但复合钢板的焊接工艺比较复杂, 特别是对过渡层及复层的焊接要求很高[1,2]。因此对复合钢板的焊接, 进行焊前的焊接性分析, 焊接工艺参数的选择是保证焊接质量的关键[3,4,5,6,7]。本文针对换热器用16Mn+304复合钢板的焊接工艺进行了研究。
1 换热器结构及技术参数
本文设计的浮头式换热器采用16MnR+304复合钢板, 换热器结构如图1所示:
下面是它的技术参数及检验要求:
设计压力:壳程2.1Mpa 管程2.1 Mpa
设计温度:壳程400℃ 管程400℃
工作介质:壳程 渣油 管程 原油
规格:内径Φ900mm 壁厚16+3mm
焊缝类型:多层
检验要求:压力试验
耐压试验:壳程3.57 Mpa 管程3.57 Mpa
无损检测方法 RT, MT, PT
2 焊接材料的选择
2.1 基层焊接材料
选用碱性低氢钠型焊条E5015 (J507) Φ4 mm其抗裂性较好。
2.2 过渡层焊接材料的选择
由于基层金属中合金元素含量少, 对过渡层成份有稀释作用。这样的结果是奥氏体形成元素不足, 可能形成马氏体, 增加了脆性, 容易产生裂纹。为保证过渡层的抗裂性和力学性能采用E309-16 (A302) Φ4 mm焊条。
2.3 复层焊接材料的选择
为保证复层化学成份, 选用E308-16 (A102) Φ4 mm焊条。
3 焊接方法的选择
3.1 基层焊接方法
由于工件直径较大, 复层侧基层采用焊条手弧焊, 背面清根后盖面。
3.2 过渡层焊接方法
焊接时要尽量减少熔合比, 以减少对焊缝金属的稀释作用, 对比几种焊接方法发现焊条电弧焊熔合比低, 变化范围小, 焊缝成份稳定。
3.3 复层焊接方法
由于复层较薄, 考虑到生产成本, 选用焊条手弧焊。
4 焊接工艺评定
4.1 坡口形式及尺寸
选择坡口形式时, 充分考虑了过渡层的焊接特点, 焊接时, 先焊基层, 然后焊过渡层, 最后完成复层的焊接。为了尽量减少复层的焊接量, 避免复层焊缝多次受热, 以提高复层焊缝的耐腐蚀性。坡口采用机械加工, 焊前要求将坡口两侧不小于10mm宽度基层的复合层剥掉, 剥去厚度3.5-4.0mm, 如图2所示:
4.2 工艺参数
5 焊接检验
5.1 无损检测
基层焊接完成后对焊缝进行RT检测, 在复层焊之前, 对基层焊缝进行打磨, 打磨完成后在焊缝表面进行磁粉检测;复层焊完成后在复层堆焊面进行渗透检测。
5.2 焊接接头力学性能检验
按《JB4744—2000》标准对产品焊接试板力学和弯曲性能进行检验, 试验结果如下表2所示, 各项性能均符合要求。
5.3 安全性能检验
为了确保设备的安全可靠, 分别对壳程、管程、管头进行了压力试验检验。同时为了使设备具有良好的焊接性, 分别对浮头盖和管箱进行了热处理试验。
6 结论
该设备在完成焊接后按照有关标准进行了各种检验, 检验结果表明:该设备力学性能、弯曲性能良好, 符合要求。所测实际压力试验曲线与设计要求压力试验曲线相吻合, 经3.57 MPa试验, 无渗漏;无可见的异常变形;无异常响声。投入应用中效果良好, 表明该焊接工艺是合理的。
参考文献
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[7]马艳波, 邢卓.复合钢板焊接技术.焊接, 2006, (12) :39-42.
16Mn钢板 篇2
宝钢苏冶重工有限公司 (以下简称“苏冶重工”) 按照图1所示的结构装焊了不锈钢1Cr18Ni9Ti钢板和16Mn板, 考虑到不锈钢1Cr18Ni9Ti钢板同16Mn板的热膨胀和热冷缩的系数不一样, 在焊接时控制焊接温度在60 °C以下, 焊接方式采用气体保护焊, 焊丝为昆山天泰公司生产的常用TFW-309L药芯焊丝。焊接结束后发现焊缝出现了裂纹。
结晶器是连铸设备中钢水形成板坯时结晶的重要设备, 要求焊缝强度不低于16Mn的强度, 且焊缝在1.5 MPa的压力下不渗漏, 所以不允许焊缝出现裂纹及未焊透等焊接缺陷。为此, 原来焊接的焊缝除了要清除外, 还必须找出焊缝出现裂纹的原因, 以确保结晶器水箱的焊缝质量。
在检查焊缝时发现焊缝裂纹不仅有纵向的, 也有横向的。通过分析, 初步确定裂纹为热裂纹。形成热裂纹的原因有很多, 其中熔深过深, 在焊接厚板和刚度大的的焊件时, 由于冷却速度过快, 熔敷金属流动不畅易导致裂纹。同时由于不锈钢焊接时, 不锈钢的膨胀系数大、冷却收缩时应力大, 也会产生热裂纹。
在检查焊缝时还发现, 装焊结构中的反面因为无法焊接, 由于反面的装配间隙也导致了延迟裂纹。所以要改善焊缝质量问题, 还必须对钢板之间对接的坡口形式进行重新考虑。
2 原因分析
一般情况下, 在选用焊材时, 必须根据母材的化学成分、力学性能、接头的裂纹敏感性、焊后是否热处理以及耐腐蚀性等使用条件进行综合考虑。所以, 选用的焊材要满足焊缝金属与母材的强度以及其他力学性能指标符合规定的要求。如果焊缝金属的强度超过母材过多且塑性较差时, 就可能造成冷弯角, 甚至出现横向裂纹, 所以选用焊材时只要焊缝强度等于或稍高于母材即可。按等强度选用焊材时, 还要考虑板厚、坡口形式以及焊接线能量等因素的影响, 这些因素对焊缝稀释率、冷却速度及焊缝金属的化学成分和接头的组织都有影响, 并最终影响焊缝金属的力学性能。
对于在各种腐蚀介质中工作的耐蚀不锈钢, 应按介质和工作温度来选择焊材。结晶器水箱的工作温度在300 °C以上, 需有较强的耐腐蚀性, 所选用的焊材要含有Ti或Nb等稳定元素, 或者选择超低碳不锈钢焊材。
另一方面, 要解决异种钢焊接, 就必须了解异种钢焊缝金属成分取决于焊材熔敷金属的成分及被母材稀释的程度。当用不锈钢焊材在16Mn表面进行焊接时, 如果不控制稀释率, 则容易因马氏体组织出现而引起裂纹或因铁素体过多而发生σ相脆化。当用奥氏体不锈钢焊材如A302堆焊时, 只要适当控制稀释率, 就能得到相当18-8化学成分的熔敷金属。
由于需焊接的1Cr18Ni9Ti钢板厚度为200 mm, 如果焊前预热会导致焊接处温度过高, 从而导致晶间腐蚀。因为1Cr18Ni9Ti材料的导热性差, 焊前预热后, 在以后的焊接过程中由于不断有焊接线能量的输入, 会使1Cr18Ni9Ti钢板的焊接处温度不断地升高, 如果温度在450 °C以上停留时间过长, 1Cr18Ni9Ti内晶粒的晶界处铬和碳发生反应形成分解缓慢的碳化铬, 导致晶粒内的铬含量流失, 从而使1Cr18Ni9Ti的机械强度大幅度降低。如果不采取预热的措施, 200 mm厚的1Cr18Ni9Ti钢板和16Mn板又无法进行有效地融合, 无法保证焊缝的水密性和强度要求。
3 改进措施
3.1 焊前准备
为了解决焊接结构容易产生延迟裂纹的现象。在焊接前, 苏冶重工先改变了2种钢板之间的装焊形式, 由图纸上的单面焊接改为双面焊接, 坡口形式也由图纸上的单边V坡口改为双面U型坡口 (见图2) 。
由于200 mm厚的不锈钢1Cr18Ni9Ti钢板和16Mn板之间的焊接容易产生热裂纹, 焊接时尽量使不锈钢的表面温度低于16Mn钢板的表面温度。同时焊接前将表面的铁锈、油渍和水汽等杂物清除干净, 消除产生热裂纹的敏感因素的影响。
3.2 焊接
3.2.1 预热
由于1Cr18Ni9Ti钢板和16Mn板热膨胀系数不同, 冷却速度也不一样。1Cr18Ni9Ti钢板散热比16Mn要慢得多, 且1Cr18Ni9Ti钢板在焊接时对温度敏感性强, 在焊接时尽量保持1Cr18Ni9Ti钢板的表面温度处于最低温度。但为了改善16Mn板的焊接性, 又必须提高16Mn板的焊接层间温度, 所以在焊接前先将16Mn板焊接处的温度用氧乙炔预热至250 °C左右。
3.2.2 焊接
苏冶重工对焊接规范进行了严格控制, 焊接电流控制在200～220 A、电压控制在30～32 V之间。为了减少焊接过程中线能量的直接输入, 焊枪在施焊时尽量不作横向摆动, 采用直线后拖焊接, 减少了熔池体积和焊道宽度。在整个焊接过程中, 为了控制1Cr18Ni9Ti钢板的焊接温度, 每焊完一道焊缝就对1Cr18Ni9Ti钢板进行浇水来降低温度。同时焊接前对16Mn板预热至250 °C, 然后在焊接过程中不断地进行加热, 使其层间温度控制在150 °C左右。焊材选用同A302对应的昆山天泰公司生产的气保焊焊丝MIG-309L, 该焊丝0.083%的超低含碳量有效地降低了焊接过程中碳化铬的生成。在焊接时实行正反两面交替焊接, 这样既可相应地控制焊接变形, 还可以避免因连续焊接导致的层间温度在1Cr18Ni9Ti钢板一侧升高的现象。
由于在焊接过程中对焊接规范进行了严格控制, 同时严格实施相应的温度控制措施, 在焊缝全部焊完后, 不锈钢一侧的温度未没有超过60 °C。为了减少焊缝成形过程中产生的应力, 每焊完一道焊缝, 公司利用超声波振动仪进行一次振动消应力处理, 这样在全部焊缝焊接结束后, 累计产生的应力也大为减少。
3.3 清理
焊接结束, 待焊缝表面完全冷却后, 清除表面飞溅。先通过目测的方式对焊缝进行检查, 再用砂轮磨光焊缝表面对焊缝进行着色探伤, 发现焊缝成形良好, 未出现裂纹等缺陷。再通过超声波对焊缝进行内部探伤, 也未有发现气孔、裂纹及未焊透等焊接缺陷。
3.4 焊后处理
奥氏体不锈钢的焊后一般进行固溶处理和消应力处理, 因为固溶处理的高温容易造成变形、产生氧化皮, 所以本产品取消了固溶处理, 通过后续的振动和消应力退火来消除应力、改善金相组织。焊接结束后, 立即对该焊接件进行了420 °C消应力处理, 以保证后续的机械加工精度的稳定。
4 改进效果
苏冶重工在焊接结束及消应力处理后做了水压试验, 水压为2.31 MPa, 保压时间30 min, 试验结束后, 未发生渗漏现象。该结晶器水箱加工结束后和结晶器其他部件装配成形, 然后在整个结构内进行了循环水压试验, 试验压力和保压时间保持一样, 试验结束后, 也未发生渗漏现象。说明整个水箱无论在毛坯结构件还是在机械加工结束后, 焊接质量都满足了技术要求。经过2年多的运行, 各项性能指标均处于良好状态。
参考文献
[1]张子荣, 时炜, 郑华.焊接材料简明选用手册[M].北京:机械工业出版社, 1997.
[2]高忠民.电焊工基本技术[M].北京:金盾出版社, 2007.
16Mn钢板 篇3
随着我国国民经济的快速发展和人民生活水平的不断提高,作为交通工具的汽车和各种日用不锈钢制品走进千家万户,市场需求量日趋增大,更换周期越来越短。在满足多品种小批量生产的同时,对大型汽车覆盖件和不锈钢制品件的质量、成形精度和生产效率提出了更高的要求。双动液压机是大型金属薄板拉深和塑性材料压制成形的液压设备,由于具有压力、行程和速度等工艺参数的设定和调整,能够实现对复杂形状工件、不对称工件和高强度材料工件的成形,广泛用于汽车、船舶、航空航天、交通运输和能源设备等制造行业,应用前景十分广阔。因此,研制实用性强、速度快和成形精度高的双动液压机已成为装备制造业发展的一个重要环节,而保证这些性能实现的关键在于液压控制系统的研究。根据市场需求和赶超世界液压机先进技术水平的理念,我公司研制了16MN/10MN大型数控双动薄板拉深液压机,以此推动国内液压机行业的发展。现对该设备液压系统的关键技术作如下探讨,以供读者参考。
2 主要技术性能的设计参数
(1)合模力:16000k N;(2)拉深力:10000k N;(3)压边力:6000k N;(4)液压垫力:4000k N;(5)工作台尺寸:4500mm×2500mm;(6)滑块快下及回程速度:600mm/s;(7)滑块工作速度:30~50mm/s;(8)位置精度:±0.03mm;(9)压力精度:±0.5%;(10)具有四角调压功能。
3 液压系统快速化技术研究
由于普通液压机存在工作台面小、运行速度慢、生产效率低的缺点,严重制约着产能增加,所以提高液压机整个周期中的运行速度、缩短运行辅助时间、加大设备应用范围和提高自动化水平是解决目前生产效率低的有效途径。
3.1 滑块空载快速下行和快速回程充排液技术
充液阀是液压机液压系统中常见的一种液控单向阀,主要用于液压机活塞油缸无杆腔或柱塞油缸内腔的快速充液和排液,目的是减少泵的设计流量,获得较快的空载下行速度,从而提高设备的工作效率。当滑块靠自重快速下行时,油缸内腔形成一定的负压,充液阀通过自吸将主锥阀芯打开,油箱内大量油液注入油缸内腔。当滑块快速回程时,控制油口的低压油先打开充液阀里的预卸阀芯进行卸压,然后打开主阀芯使油缸内腔油液快速排回油箱。
16MN/10MN液压机拉深滑块为三缸驱动,空程快速下行速度为600mm/s。按1.5m/s的吸油流速计算时,主缸充液流量为8862L/min,所需的充液阀通径需要尴350mm。为了达到快速充液效果,自主研发了一种通径大(通径尴350mm)、工作压力高(最大工作压力31.5MPa)、充液流量大(2.0m/s流速时充液流量为11600L/min)的充液阀。在研发过程中,对关键零件进行了优化设计,同时对其材料和热处理工艺作了深入研究。通过多次实验,检测的数据符合技术要求,实现了超大流量的快速低压充液功能,并具有开启压力低,自吸性能好;流道设计通畅,流阻小;控制压力低,复位可靠等特点,彻底解决了大容腔油缸快速充液和排液的难题。另一方面,由于主缸油液自吸充分,大大缩短了压制工作时的升压时间。充液阀结构如图1所示。
3.2 滑块快速转慢速的液压稳态技术
由于大台面的双动液压机滑块、油缸活塞和模具等零部件重量大,下行速度快,导致运动部件的惯性大,在快速下行转减速工进时产生很大的冲击,如何解决600mm/s的快速运行的平顺刹车是液压控制系统的重点问题。通过对液压控制系统的反复研究,采用节流调速控制大通径快速排油插装阀控制腔的油液流量,有效控制插件的启闭特性,从而实现大流量到零流量过渡时插件的快速和平稳关闭,减小了快转慢时液压系统的冲击力度,降低了设备的振动程度。
液压原理如图2所示。实现过程为:滑块快速下行时2YA3、2YA4得电,主缸下腔快速排液,当滑块行程检测装置发讯时2YA3断电,滑块由空程快下速度转入工作压制速度。由于单向节流阀与插件2C4控制腔相通,可调节节流阀的开口大小来实现对插件的关闭速度控制,同时,插件2C4上开有节流槽,使插件启闭过程中流量变化均匀,减小了快转慢时产生的液压冲击。另一方面,通过调节插件2C4控制盖板上节流调节杆来控制插件开口大小,从而有效控制滑块快下速度,避免主缸上腔吸空出现滑块加压停顿现象。当插件2C4快速关闭后,油液通过插件2C3背压下行,先导溢流阀为工作压制时的下腔支撑阀,可根据具体情况调节到合适的支撑压力。
3.3 主缸卸压时间与防冲击的液压技术
大型液压机在压制行程结束或进入保压状态后,油缸和机身储存了相当大的弹性势能(油液压缩和机架的弹性变形所产生的能量)。若滑块突然转入回程,势必产生很大的液压冲击,从而造成设备和管路的剧烈振动,降低了系统的安全可靠性和系统的寿命。而且过度延长卸压时间会增加周期,降低设备的生产效率。因此,随着液压系统的高速化发展,对液压系统的卸荷时间与冲击进行了深入研究,全面提高该系列液压机的综合性能和技术水平。
该液压机的卸压与冲击液压回路如图3所示。该回路包括两部分功能,即保压和快速卸压功能。从图中可以看出,当电磁阀2YA5和3YA6断电时,插装阀2C6和充液阀均处于关闭状态,主缸上腔进行保压。当主缸进行卸压时,电磁阀2YA5得电,插装阀2C6开启,其开口量大小可通过调节螺杆进行调节,从而可控制卸压的快慢,当主缸压力降到压力传感器所设定值或达到延时继电器所设时间时,电磁阀3YA6得电,充液阀控制活塞被开启,对主缸上腔进行充分卸荷,从而减少了卸荷时的液压冲击。对于不同的充液阀,由于控制活塞的直径与行程不同,所以其腔内容积不同,因此,将减压阀3F1的压力和节流阀3F2的流量匹配好也是减少冲击和缩短卸压时间的关键点。
4 压边滑块四角调压技术
该设备压边滑块采用的四角调压技术是一项国内领先技术,由于能使滑块各点受力较均匀,具有抗偏载、调平精度高、泄压时间短等优异性能,使得该设备适合高精密零件的成形工艺,可避免在成形过程中压边滑块出现偏载和不同步的情况,从而有效提高精密零件在成形过程中的精度。其四角调压的工作原理为:对工件进行压边时,压边滑块的四角均安装一个相同吨位的液压油缸,通过电液比例调压系统单独控制其压力,压力值由压力传感器测量并换算成实际压边力,然后将实际总压边力数据传到PLC控制器,由PLC控制器对实际总压边力和预设理论总压边力曲线进行闭环调整。其四角调压液压原理如图4所示。
通过该技术的运用,双动液压机在拉深压边过程中,液压机在偏载的情况下使压边滑块周边压力平衡工作,其调平精度达0.05mm以内,提高了工件的成形精度。
5 结论
通过对大型高性能拉深液压机液压系统的研究,结合实际工作需要,顺利完成了10MN/16MN双动液压机的试制工作,并成功交付用户使用。该设备很好地解决了液压系统中诸多技术难题,对速度控制、压力控制和精度调整等关键液压技术进行研究,最终确定了合理的液压控制方案,并对液压系统元件进行了精心选择。实现了压机整个液压系统快速、平稳、可靠地运行,并大大缩短了设备的运行周期时间,减轻了冲击与振动力度,提高了工作效率和设备寿命,改善了工人的工作环境,同时也增强了企业在同行业中的产品竞争力。
参考文献
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16MN挤压机液压系统故障排除 篇4
16MN挤压机为全套进口意大利BREDA DANIELI公司的卧式单动油压机, 用于挤压铝及铝合金的管材、棒材和型材。工作时, 先将模具调入模座送进挤压口位置, 挤压筒关闭, 供锭机构将加热好的铸锭提升至挤压机的中心线, 挤压缸的挤压轴将铸锭推入挤压筒进行挤压。挤压完毕后, 挤压筒及主柱塞退回原位, 剪切机构将遗留在模具上的压余料头, 齐模具表面切去, 挤压筒再打开, 准备进行下一循环工作。
二、故障分析与排除
1. 由油中污物引起的主泵无压力故障 (图1)
挤压机挤压型材时设定速度不变, 挤压实际速度明显变小。两台主泵PV1和PV2原来的压力调至21MPa, 正常运转。挤压时各阀件得失电状态良好, 主缸压力显示系统压力正常, 两台主泵伺服阀输出从外部刻度显示和电脑数字显示均正常。单独开PV1主泵试验, 压力可调至21MPa以上, 挤压时输出流量也正常。单独开PV2主泵时, 调节溢流阀, 压力始终为零, 但伺服阀输出正常, 油箱液面正常。
综合以上检查结果分析, 认为挤压速度变慢的原因是由于主泵PV2无压力输出。故障范围可缩小到主泵PV2本身、右边的锥阀、溢流阀和控制盖板。依照由易到难的顺序, 先更换溢流阀和检查锥阀, 未发现问题, 再拆卸控制盖板进行清洗、吹气, 重装后试验正常。
控制盖板的阻尼孔, 由于被污物堵住, 造成锥阀无法闭合, 使主泵PV2无法建立压力。以上故障中, 如果污物偶尔又被冲走, 系统即可自行恢复压力正常。
2. 由伺服阀引起的流量输出失控故障
挤压机生产过程中, 挤压设定速度并未改变的情况下, 挤压的实际速度突然变得非常快。主泵PV1与主泵PV2在当时正常的挤压速度下, 伺服阀输出显示为25%。故障时, 主泵PV1的伺服阀输出在电脑上的数字显示值和外部刻度显示值高达100%, 主泵PV2的伺服阀输出正常。怀疑主泵PV1的伺服阀故障, 进行拆卸、清洗后系统恢复正常。
固体颗粒或油泥对伺服阀有影响, 会使阀芯和阀套间的摩擦力加大, 这种摩擦使伺服阀滞后 (实际输出变小) , 会加快滑动面和节流棱边磨损, 造成内泄增大、零点特性下降 (在零位上下波动) , 或将阀芯卡死堵塞节流器而造成事故 (输出偏角一直为最大) 。此例故障, 就是伺服阀阀芯卡死或节流器堵塞所致。
3. 液压阀引起的压力冲击故障 (图2)
自动状态下, 主柱塞高速移动向前进状态转化瞬间, 产生较大冲击和振动。系统负载中没有明显引起冲击故障的因素。
分析主柱塞顺序动作液压回路, 高速前进时为液压差动控制回路, M、T、F阀同时得电, 侧缸前、后腔同时供油。前进状态时, T阀失电, 而M、P、F阀得电。以冲击故障产生的机理为线索, 考虑可能是P阀处换向动作快, 导致液流速度变化过快引起冲击。调小P阀处先导阀的节流开度后, 故障消失。
4. 主柱塞动作异常
主柱塞只前进, 不能后退。主柱塞返回时, 电磁铁Z1、Z2、T得电, D、F失电, 动作正常。用压力表测量侧缸有杆腔, 压力高达21MPa。
有两种情况可产生此结果, 一是侧缸无杆腔无法回油, 由F阀锥阀引起, 二是因侧缸与主柱塞连接在一起, 主柱塞后端无法回油。手动按下电磁阀F试验按钮, F阀芯动作正常, 拆卸锥阀, 也没发现问题, 可排除第一种情况。手动检查D阀, 发现D阀阀芯卡死, 更换后故障消失。事后分析认为, D阀阀芯卡死, 使执行元件即脉冲缸无法返回, 填充阀处于关闭状态, 切断了主柱塞缸通往油箱的油路。
三、结束语
16Mn钢板 篇5
1.1 16Mn材质分析
依据供货厂家提供的质量证明书得知, 其化学成分及力学性能见表1。
1.2 4130焊接性分析
1.2.1 通过4130化学成分分析焊接性
依据供货厂家提供的质量证明书得知, 4130相当于国内牌号30Cr Mo, 其化学成分及力学性能见表2。
由表2计算得知, 其碳当量为0.624%, 焊接性较差。
1.2.2 通过材料的特点分析焊接性
由表3得知, 其供货状态为调质状态, 归类为中碳调制钢。
中碳调制钢具有以下特点:
热裂纹:材料的合金元素含量较高, 液-固相区间较大, 偏析严重, 使其具有较大的热裂纹倾向。
冷裂纹:淬硬倾向明显, 使其冷裂纹倾向增加。
热影响区的性能变化:由于这种钢的淬硬倾向很大, 仅仅通过加大线能量往往还难以避免马氏体的形成, 并且还增大了奥氏体的过热组织, 使过热区脆化更为严重。因此, 宜采用小的线能量焊接, 同时采取预热、焊后缓冷和焊后热处理等措施。
1.3 4130 (30Cr Mo) 工艺性能分析、焊接工艺拟定
首先, 焊接工艺参数的确定应是保证焊接过程中不出现冷、热裂纹;其次, 由焊后热处理保证接头的力学性能。
由前面的分析得知, 这种材料需要采取预热、焊后缓冷和焊后热处理等措施。从防止产生焊接冷裂纹的角度考虑, 应采用预热温度为≥200℃-350℃, 但考虑到现场施工环境及操作的难易程度, 将预热温度设定为≥180℃、焊后立即做热处理的工艺, 具体热处理工艺的温度、时间及要求见图1。
热处理工艺要求:
升温要求:
(1) 初始炉温:≥150℃。
(2) 150℃—400℃区间:升温速度控制在150℃/h—200℃/h。
(3) 400℃—730℃区间:升温速度控制在200℃/h—250℃/h。
保温要求:
(1) 当炉内温度升至730℃时:保温时间45min—1h。
降温要求:
1) 730℃—400℃区间:降温速度控制在200℃/h—250℃/h。
2) 400℃以下:可采取随炉冷却或空冷。
2 焊接材料的选择
2.1 等合金成分原则
合金成分依据焊接性较差的4130来选定。
2.2 等强原则
强度级别依据强度级别较低的16Mn来选定。
2.3 经济性
选定的焊接材料是常用的、容易购置的焊接材料。
2.4 焊接材料的确定
依据以上三点原则, 选用焊接材料[1]为R307, 其化学成分及力学性能见表4。
3 4130 (30Cr Mo) +16Mn焊接工艺试验
根据以上的分析及选材, 制定出相应的焊接工艺并进行了试验。焊接接头坡口形式见图1, 焊接工艺参数见表5。
所有焊接接头焊缝外观质量检查合格后依据J B/T4730.2-2005标准进行R T射线检测, 最低评定级别为Ⅱ级。接头力学性能试验结果见表6。
以上试验结果表明:接头抗拉强度、塑性均符合J B/T4708-2000《钢制压力容器焊接工艺评定》的相关规定。
4 工程应用
该焊接工艺成功应用于玉东注气完善工程。由于施工现场无法进行热处理, 我们用管段 (16Mn) 与法兰 (4130) 在厂房内现场焊接, 焊后立即进行热处理, 经无损检测合格后现场组装, 完成后通过试压, 获得一次成功。
摘要：针对吐哈油田首次所采用的4130 (30CrMo) 钢进行焊接分析和研究, 对焊接接头及焊接方法进行了焊接工艺评定试验, 确定其焊接工艺。试验结果表明, 焊接工艺参数合理, 在玉东注气完善工程获得成功应用。
16Mn钢板 篇6
1 管板与换热管焊接中常见的质量问题
由于异种钢焊接接头的化学成分不均匀性及由此引起的组织和力学性能、界面组织的不稳定性以及应力变形的复杂性等。只有在掌握异种钢的焊接特点和规律的基础上, 才能制定正确的焊接工艺, 保证焊接质量。而20与16MnR形成焊缝的化学成分、物理性能与母材均有不同, 焊接时必须采取一定的焊接工艺才能获得满足要求的焊接接头。在制定焊接工艺时, 要根据实际生产条件选择焊接方法、焊接材料、焊接工艺参数并采取相应措施。
1.1 铁锈、氧化皮清理不干净
碳索钢换热管管端外表面应除锈, 用于焊接时, 管端清理长度应不小于管外径, 且不小于25mm, 用于胀接时, 管端应呈现金属光泽, 其长度不小于二倍的管板厚度。制作中经常出现换热管管端不除锈、除锈不干净或除锈长度偏短等等。GB151-1999中只规定了换热器除锈, 其实16Mn锻管板和碳钢折流板在金加工后静置一、二天后就生锈, 组装前往往忽视管板和折流板除锈, 组装后不清理换热管端和管板端面直接点焊。
1.2 管板孔坡口深度不足
国标GB151-1999中规定, Ф25换热器管板坡口深度L3不得小于2mm, 而实际制作中有时没有坡口, 或开的坡口较浅, 未达到2 m m以上。
1.3 换热管伸出长度不符合规定
换热管最小伸出长度, 按标准规定Ф25换热管应不小于1.5mm, 压力较高时不小于2.5mm。由于制作时换热管尺寸定位不准、下料时换热管没有完全放人定位槽、壳体长度尺寸不准等等, 使得组装后的换热管伸出尺寸长短参差不齐。
2 预防措施
2.1 彻底清理管端、管板、折流板铁锈和氧化皮
(1) 用于焊接时换热管端清理长度大于25mm, 并见金属光泽, 用于胀接时大于二倍的管板厚度。 (2) 清理管板坡口和管板孔铁锈、氧化皮, 见金属光泽。 (3) 清理折流板铁锈、氧化皮, 见金属光泽。 (4) 组装后点焊前, 先用火烤去水分油污, 再用钢丝轮清理, 见金属光泽, 后用干燥的压缩空气吹扫, 经检验合格后开始焊接。
2.2 坡口形成
考虑到管板坡口形式与换热管伸出长度对焊接质量的影响, 根据GB151—1999换热管与管板的焊接工艺评定, 选择比较合理的管板坡口形式与换热管伸出长度。
(1) 加强金加工检验, 确保管板坡口深度L3大于等于2mm。 (2) 换热管定位槽制作好后, 其定位尺寸应有质检人员复核后方可开始切割下料。 (3) 筒体下料尺寸要准确, 并考虑筒体与管板对一接间隙尺寸。 (4) 组装后换热管有偏长的要用砂轮机打磨掉, 偏短的要换掉, 保证换热管管头伸出长2 m m或2.5 m m。
2.3 选用合理的焊材和施焊工艺参数
异种钢焊接时, 宜选用与合金含量较低一侧的母材相匹配的焊接材料, 并要保证力学性能, 其接头抗拉强度不低于两种母材标准规定值的较低者。根据以往的生产经验和两种母材按照异种钢母材的化学成分、性能、接头形式和使用要求正确选择焊接材料。基于20与16MnR这两种异种钢及所用焊丝的化学成分的比较 (如表1所示) , 选择型号为J422和J427的焊条混合使用还是很适宜的。
J427为碱性焊条, 焊缝金属的冲击韧性较好, 抗裂性能好, 氧化性弱, 对油、水、铁锈等很敏感, 如果焊前焊接区清理不干净, 或焊条未完全烘干, 容易产生气孔。J422为酸性焊条, 焊缝金属的冲击韧性较低, 抗裂性能较差, 氧化性强, 容易使合金元素氧化, 同时电弧中的氢离子容易和氧离子结合生成氢氧根离子, 可防止氢气孔, 因而对油污铁锈不敏感, 焊前准备要求较低。
焊条直径过大易造成未焊透或焊缝不良等缺陷, 选用焊条直径应考虑焊件的厚度, 壁厚2.5mm的管与管板焊接, 应选用打底层Ф2.5mm, 盖面层Ф3.2mm焊条, 分二道焊接, 电流不能太大, 大了易产生咬边、焊瘤、烧穿等, 太小则电弧不稳, 焊缝窄而高, 熔合不好, 易产生夹渣、未焊透等缺陷。焊第一道时电弧长等于焊条直径2.5mm, 第二道为焊条直径一半1.6mm较好。
因此在焊接时第一道用Ф2.5的J422打底, 第二道用Ф3.2的J427盖面。其焊接工艺参数见表2。
3 结语
通过碳钢管壳式换热器换热管与管板焊接时一些常见问题的分析, 并根据各种问题采取相应的措施, 可保证焊缝质量, 使其符合国家标准。
参考文献
[1]GB151-1999, 管壳式换热器[S].国家质量技术监督局, 1999.
[2]潘家祯.压力容器材料实用手册[M].北京:化学工业出版社, 2000.
[3]全国压力容器标准化技术委员会.管壳式换热器[M].云南:云南机械出版社, 2000.