超厚壁钢管（共4篇）
超厚壁钢管 篇1
引言
在超声波探伤的基本方法中, 按声耦合方式来分类, 可分为接触法和水浸法两大类。对于无缝钢管管壁的超声波探伤, 目前运用最为广泛的方法是水浸法, 它是将探头发射的超声波经过一定厚度的水层后再进入工件的探伤方式。在水浸法中, 对于不同壁厚的探伤方式主要有两种, 一种为横波反射法, 一种为变型横波反射法。在进行超声波检测时, 面对钢管壁径比t/D大于0.2 的超厚壁钢管, 常用的横波反射法已经不能完整地探查到钢管内壁上的缺陷。为实现对钢管进行完整的探伤, 必须保证折射横波与钢管内壁相切, 所以就需要使用变型横波反射法进行探伤。
1 变型横波反射法的检测原理
当t/D>0.2 时, 横波反射法已经无法探测到钢管内壁的缺陷, 应采用特殊方法进行探伤, 因此, 变型横波反射法得到了应用。其中, 变型横波反射法与横波反射法的入射角就有所不同, 前者的入射角要小于第一临界角 α1, 这样就可以保证, 钢管中的横波和纵波同时存在, 然后利用折射纵波在钢管外壁上产生的反射横波, 进行超厚壁钢管内壁缺陷的检测。
为了获得较大折射纵波分量, 角度选择小于第一临界角, 这样折射纵波既能透射到管材一个壁面, 又能分离出较强的反射横波投射到管材的内表面, 如图1。
为了保证变型横波能探测到钢管内壁, 这个角度也有它的最大值上限, 根据数学推导可得
由公式 (1) 可以看出, 探头入射角的最大值, 跟钢管的内外径尺寸比有直接关系。如表1, 列出了几种常见规格所允许的最大入射角[1]。这样, 就可以根据不同超厚壁钢管的尺寸来选取相应的探头, 检测其内部缺陷, 满足生产的需要。
2实际应用
2.1标准样管设计
根据现行的相关标准和技术要求, 采用规格为 φ121mm×36mm的超厚壁钢管, 截取一段, 在钢管内外壁上进行人工刻伤, 加工成具有横孔和矩形槽的两种标准反射体, 其中横孔可制作成 φ2mm深25mm的规格, 矩形槽可按标准GB/T 5777 -2008 制作成40mm ×1mm×1.5mm的矩形槽。在进行无损检测时, 需要有标准人工参照反射物来检查探测仪的灵敏度, 以保证检测的准确性。
2.2 探伤频率的选择
根据GB/T 5777-2008 标准要求[2], 探伤仪使用的探头频率可以在1-15MHz之间选择。同时, 根据钢管本身的结构采用适当的频率探伤, 查阅资料可以发现, 晶粒较粗的钢管可以采用低频进行探伤, 反之则需要用高频。通过生产经验可知, 对于该规格超厚壁钢管, 可采用频率为2.5MHz的探头进行探伤。
2.3 检测方法
在对超厚壁钢管式样检测之前, 先将钢管探头探测处的油漆及氧化膜去掉, 以保证探头和钢管之间良好的接触。当变型横波遇到钢管内外部缺陷时, 会产生强烈的反射信号, 在其所显示的波形中, 外伤显示的波形相对于内伤显示的波形更靠近始脉冲, 因此操作人员在工作中, 可以根据缺陷波在时基线上的位置, 很容易正确地判断出来内外壁的缺陷。但是, 在实际应用中, 由于超厚壁钢管的本身厚度原因, 会导致锯齿形传播的超声波由于跨距增大而加大衰减量, 从而再导致锯齿漏点面在钢管圆周面上出现的问题。因此, 为了保证探伤仪对钢管圆周的110%的检测, 才能对钢管进行批量的精确检测, 所以需要增大探头沿钢管圆周方向的移动范围。根据生产经验, 可将钢管分为三个圆周面, 每次检测钢管的三分之一圆周, 且每次检测应有10%的覆盖面, 从而保证全部缺陷均被检测出来。
2.4 实测结果
实际检测时选取三十根 φ121mm×36mm的超厚壁钢管进行检测, 在入射角的最大允许范围内, 根据相关技术规范要求, 测试三十根超厚壁钢管时, 发现有缺陷的超厚壁钢管认定为不合格, 并将缺陷钢管进行解剖验证缺陷确实存在。实验证明, 该方法检测超厚壁钢管内部缺陷比常规方法所检测的结果真实可靠, 同时具有准确率高、实用性强、应用方便等优点。
3 结束语
超厚壁钢管壁径比大, 常用的横波反射法不能完整的检测到钢管内壁上的缺陷, 所以变型横波反射法得到了应用, 它通过调整探头不同的入射角, 使之配合不同的超厚壁钢管规格, 再增大探头沿钢管圆周方向上的移动范围, 避免漏测点面的出现。根据生产经验可知, 变型横波反射法具有实用性强, 准确率高和应用方便等优点。但是, 目前这种检测方法还存在缺陷, 对于缺陷的成像还不能直观显示出来, 使它的发展有一定的局限性, 因此未来可以向信号成像、处理等方面发展, 使该技术慢慢成熟起来。
摘要：现阶段, 各行业对无缝钢管的质量要求越来越高, 大量研究已经证实超声波无损检测技术是一种有效的检测方法。目前, 有关变型横波反射法的无损检测研究成为热点, 文章主要介绍了变型横波反射法的原理和在超厚壁钢管无损探伤中的应用, 具有准确率高、实用性强、应用方便等优点。
关键词：超声波,无损探伤,超厚壁钢管
参考文献
[1]赵仁顺.超厚壁钢管内壁缺陷的超声波探伤方法研究[J].检测技术, 2010, 39 (3) :55-59.
[2]中国钢铁工业协会.GB/T 5777-2008.无缝钢管超声波探伤检验方法[S].北京:中国标准出版社, 2008.
超厚壁钢管 篇2
张力减径工艺是在前后布置的一系列轧辊机架中对荒管进行连续轧制的过程,也是钢管生产中的最后一道热变形工序。在这一过程中,采用适当的孔型系列,使荒管外径得以连续减缩,同时凭借机架系列中轧辊转速比例的调节,可以取得预定的壁厚变化。张力减径工艺具有轧制速度高、产品规格范围大等优点,目前已得到广泛应用。在张力减径过程中,钢管周向变形不均匀,导致钢管内表面由圆形变为多边形,在轧制中厚壁钢管时,该现象尤为严重[1]。为了改善和消除钢管的内多边形缺陷,需要实时测量张力减径过程中钢管各个部位的应力、应变及温度等场量,但在生产现场,测量这些数据往往比较困难且费时费力,因此利用数值模拟技术来掌握上述场量在张力减径过程中的变化是非常必要的。为了提高产品的壁厚精度,目前国内外许多学者已经利用有限元法针对钢管张力减径过程的壁厚变化规律进行了大量的研究工作[2,3,4,5,6],并取得了较大的进展。
导致钢管内表面由圆形变为多边形的因素主要有轧辊孔型、张力分布情况、荒管壁厚及轧制温度等。本文采用基于MSC.MARC的有限元分析方法,建立了钢管张力减径过程的有限元热力耦合分析模型,在其他参数相同的情况下,研究了不同壁厚钢管的张力减径过程,分析了钢管内多边形的形成机理,得到了荒管壁厚和张力系数对钢管内多边形程度的影响规律,可为提高产品的壁厚精度和形状精度提供理论指导。
1 设备主要参数及热力耦合有限元模型的建立
1.1 设备主要参数
本文在建立张力减径有限元模型时,设定的张力减径机组的机架个数为20,轧辊的名义直径设定为345mm,相邻机架间的距离为320mm,荒管的外圆直径为180mm,成品钢管直径为79mm。为了研究荒管壁厚及张力系数对钢管内多边形的影响规律,在其他参数相同的情况下,本文选取了9种不同壁厚的荒管及对应的张力系数进行有限元模拟,其具体数值如表1所示。
1.2 有限元模拟模型建立
三辊张力减径的热力耦合有限元模型如图1所示,轧辊设为刚性体,钢管为弹塑性体,材料为20钢,长度取4.8m。根据轧辊与钢管的对称性,将模型进行简化,取钢管的1/6进行计算模拟。采用8节点等参单元对网格离散,钢管两侧对称面上的节点位移为零。进行有限元计算分析时设定的边界条件设定如表2所示。
根据各机架金属秒流量相等的原则及荒管与成品钢管的壁厚,计算出各架轧辊的转速,建立所需的张力模型。刚性推板推动钢管进入第一机架后,推板停止运动,钢管依靠轧辊摩擦进入后续机架。
2 结果分析
2.1 应力应变和温度分析
将上述建立的有限元分析模型和设定的边界条件分别在Marc软件设定,获得了壁厚17mm的钢管轧制时的变形情况。图2为钢管在第10机架变形区的等效应变、等效应力和温度分布图。从图中可知,钢管产生的等效应变、等效应力以及轧制过程中的温度分布并不均匀。在轧辊约束下,钢管外表面产生的变形小于内表面变形;辊缝处的等效应力小于辊底处的等效应力。从钢管的温度分布云图可以看出,钢管的外表面由于与处于较低温度的轧辊的接触,温度迅速下降较多;钢管中间部分的温度升高,但幅度不大,主要是由于钢管变形,部分变形功转换为热量;钢管内表面温度基本不变,说明内表面通过对流和热辐射与外界进行的能量交换较少。
2.2 成品钢管的周向壁厚分析
本文在进行钢管张力减径的有限元计算过程中发现,划分的有限单元网格产生畸变,单元节点与其径向位置偏离较大,由此会导致在Marc自带的后处理模块中计算成品钢管壁厚时会产生较大的误差。因此,本文将有限元计算获得的结果文件导入到CAD软件中进行壁厚测量,能充分保证测量的准确性。钢管周向壁厚按图3所示位置进行测量。
图4为本文经过计算获得的不同壁厚的钢管减径后的壁厚沿周向分布图。可以看出变形后的成品钢管的壁厚并不一致,且都出现了内多边形现象,壁厚越小,出现的内多边形现象越严重。分析产生内多边形的原因主要有如下3点:
(1)轧辊孔型的椭圆形状导致张力减径过程中金属沿孔型圆周方向的压下量出现差异,辊底处的压下量较大而辊缝处压下量较小;同时,辊底的金属和辊缝的金属变形时的流动方式不一样,辊底金属向内侧流动,而辊缝金属向外侧流动。
(2)轧辊运动时,其横截面上不同位置的线速度导致了钢管表面的摩擦力分布不均。图5给出了变形过程中钢管表面的摩擦力分布云图。从图中可以看出,由于钢管的线速度小于辊缝处的线速度,而大于辊底处的线速度,由此造成了摩擦力方向在辊缝位置与轧制方向相同,而在辊底位置摩擦力与轧制方向相反,并在辊缝处形成了轴向压应力[7,8,9],而在辊底处形成轴向拉应力,并且越靠近辊缝和辊底位置,摩擦引起的附加应力越大。
(3)钢管横截面上的温度场分布也会对金属的周向流动过程造成影响,从图2(c)可以看出,横截面上的温度场分布不一致,使金属变形过程中在其横截面上流动不均匀。
2.3 荒管壁厚和张力系数对钢管内多边形程度的影响规律
影响成品钢管在张力减径过程中产生的内多边形程度的因素较多,但一般认为荒管壁厚和张力系数起主要作用。在其他因素不变的情况下,钢管的变形会随着其壁厚的增加逐渐呈现不均匀现象,钢管产生内多边形的现象趋于严重;而钢管变形不均匀的现象则会随着张力系数的增大而逐渐趋于均匀。图6给出了不同壁厚的荒管在张力减径条件下,产生的不同周向壁厚方差的对比。可以看出,成品钢管的周向壁厚方差随着荒管的壁厚增大呈逐渐减小的趋势。当荒管壁厚为15.5mm和16mm时,相应的,其周向壁厚方差分布达到1.04和1.05,钢管的内多边形程度较高。当荒管壁厚增加到16.5mm~18mm时,成品钢管的周向壁厚方差比壁厚为15.5mm和16mm时减小了1/3;当荒管壁厚进一步增加到22mm和24mm时,其周向壁厚方差在0.14附近,说明此时钢管壁厚分布最好。经本文作者进一步研究发现,当荒管壁厚继续增加时,成品钢管的壁厚并不继续减小,因此采用张力减径工艺生产该种型号的成品钢管时,荒管的壁厚控制在20mm~24mm之间为宜。
3 结论
(1)通过对厚壁钢管张力减径过程的数值分析,分析获得了轧辊形状、轧辊不同截面的线速度以及钢管的温度场是影响钢管壁厚不均的主要因素。
(2)通过对不同壁厚钢管张力减径过程的有限元模拟,分析获得了荒管壁厚和张力系数对成形后钢管壁厚分布不均的影响规律。结果表明,当荒管壁厚为22mm和24mm时,成形成品钢管的周向壁厚方差在0.14左右,说明此时钢管壁厚分布最好,成品管内表面较圆。
参考文献
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超厚壁钢管 篇3
2004年以后, 600 MW机组作为主力发电机组逐年增加, 100 MW机组逐步淘汰, 以便提高热效率, 降低发电成本和环境污染。随着大容量火电机组的增加, 特大、特厚的钢管用量也随之大幅度增加。国内目前仅能生产6 000 t, 大部份产品依靠进口解决, 仅电站锅炉行业就有约3万t的市场缺口。到目前为止, 国内外乃生产商生产的大口径无缝钢管的方法都是挤压成型法, 这种 方法能耗大、金属收得率非常低、生产成本居高不下, 江苏诚德钢管股份有限公司通过近终成型方法生产大口径厚壁无缝钢管, 在生产过程中很好地解决了这些问题, 但时有严重壁厚增厚现象, 因此必须了解壁厚增厚原理及成因, 从而修订轧管工艺, 提高产品合格率。
1生产工艺流程及缺陷
大口径无缝钢管生产工艺流程如下:
管坯→检验→切割→冷定心→加热→穿孔→加热→二次轧制→热处理→矫直→锯切头尾→内外表面修磨→探伤→入库
由于二次轧制中采用的二辊可逆式轧机进行轧管, 其中厚壁无缝钢管采用的是空心减径轧制工艺, 壁厚存在增厚, 甚至内方现象, 如图1、图2所示。
减径前壁厚尺寸见表1, 钢管材质为P22, 荒管尺寸为219 mm。
轧后壁厚如表2所示, 通过比较分析壁厚平均增厚量为1.24 mm, 钢管内径有内方现象。
2增厚原因分析
钢管空心体无张力纵轧过程中, 一般存在两个固有问题。其一是管壁厚问题。由于钢管径向压下, 金属被迫向纵向和壁厚方向流动, 即在产生纵向延伸的同时也出现壁厚增厚现象。影响增厚值的因素很多, 但主要因素为减径量及其分配, 即减径量越大, 增厚量也越大;开轧温度越高, 增厚越大。其二, 空心体纵轧时, 由于孔型底部与开口处变形条件的差异, 会出现钢管内方 (内多边形) 问题, 二辊纵轧出现的是内四方, 而三辊轧制则出现内六方, 但后者的横向壁厚不均程度大大减轻。内方程度, 主要与钢管减径量和壁厚系数直接相关, 减径量越大、壁厚越厚, 内方越严重。
3改进后的增厚
诚德钢管有限公司在850机组上轧制钢管空心体, 这种生产工艺在国内独一无二。由于钢管口径较大, 壁厚较厚, 轧制过程中的增厚值的确定尚缺乏依据。为此, 公司技术人员改进生产工艺, 通过提高轧制温度, 改变轧制压下规程、修改轧管孔型等工艺, 通过一系列的实践的改进及摸索, 钢管内表面的质量得到改善。产品壁厚达到国家标准要求。
4结束语
根据钢管减径特点, 适当减少总减径量, 提高开轧温度可以很好地解决大口径厚壁钢管减径。
孔型设计时应考虑椭圆度合适, 应尽量减少轧管时的不均匀变形。通过实践掌握各规格钢管轧制时的增厚规律, 从而调整整个钢管生产工艺。目前还没有非常精确的理论计算公式来计算增厚量, 实践中得出的规律也很有较强的针对性。
参考文献
[1]李连诗, 韩观昌.小型无缝钢管生产[M].北京:冶金工业出版社, 1995.
超厚壁钢管 篇4
1 宏观分析
裂纹长度约6 mm, 深度约1 mm, 整体呈中间大两端小的梭子形态, 且裂纹呈锯齿状由中间向两边延伸, 在100倍显微镜观察下, 发现在主裂纹两侧及前后端均有较多分支的细小裂纹, 初步断定属延晶裂纹。
2 化学成份检测
在距裂纹10 mm处取样进行化学成份检测, 结果为碳:0.33%;硅:0.21%;硫:0.014%;磷:0.016%;锰:0.53%含量均符合GB/T8162-2008中35钢碳:0.32-0.40%;硅:0.17-0.37%;硫:≤0.035%;磷:≤0.035;锰:0.50-0.80%的标准要求。
3 力学性能检测
在距裂纹20~240 mm处截取拉伸试样, 其结果为屈服强度 (Rel) :360 MPa、3 8 5 M P a;抗拉强度 (R m) :5 7 5 M P a、585 MPa;断后伸长率 (A) :25%、23%。均符合G B/T 8 1 6 2-2 0 0 8中3 5钢屈服强度≥305 MPa, 抗拉强度≥510 MPa, 断后伸长率≥17%的标准要求。
4 非金属夹杂物检测
在距断裂面10 mm处取样进行非金属夹杂物检测, 结果为硫化物类夹杂1.0级、氧化铝类夹杂0.5级、硫酸盐类夹杂1.0级、球状氧化物类夹杂1.5级、单颗粒球状类夹杂1.0级。按GB/T 8162-2008结构用无缝钢管标准要求, 无需对钢管材质进行非金属夹杂物的检测, 本文进行该项检测的目的是确定非金属夹杂物因素对钢管断裂所带来的影响程度的大小。但由结果可见, 该钢管的非金属夹杂物的级别均在比结构管要求更高的高压管 (GB5310-2008) 的要求范围内, 由此可排除非金属夹杂物对钢管断裂的影响。
5 金相检测
在距断裂面10 mm处取样进行金相检测, 可发现其边界、靠近边界处及芯部的金相组织都存有较大的差异, 具体为:
边界处存有50 um的脱碳层, 组织为铁素体+珠光体, 基本为等轴晶, 晶粒度为8级, 如图1所示。
靠近边界处的中间过渡区域距离外表面边界约50~80 um, 组织为铁素体+珠光体+魏氏组织, 晶粒度为4~6级, 如图2所示。
芯部为铁素体+珠光体或少量的魏氏组织, 晶粒度为6级。
6 实验结果分析
试样的金相组织大体上可分为脱碳区、过渡区及芯部区三个部分, 脱碳区组织为铁素体+珠光体或铁素体+珠光体+少量魏氏组织, 晶粒较为细小、均匀, 实际晶粒度为8级, 由于该区域脱碳严重, 导致珠光体所占比例大大减少;而在过渡区也存有少量的脱碳, 并且该区域的魏氏组织是最严重的, 一般都在A系2.5~3级左右;芯部组织基本不存在魏氏组织或少量魏氏组织, 但在晶粒级别上差别不大。
由于毛管在整个壁厚方向上大致分成了表层组织较为细小均匀区、中间严重魏氏组织粗大区及芯部轻微魏氏组织区。在芯部组织均匀的前提下, 由于表层及芯部组织均较为均匀且不含有魏氏组织, 会使得这两个区域包括延伸率在内的综合力学性能均较为优异, 而中间层由于大量魏氏组织的存在, 导致该区域包括冲击韧性在内的综合力学性能都有所降低, 在冷拔过程中表层与中间层及中间层与芯部之间便产生了变形量的差异, 这种差异聚集到一定程度便会以表层小裂口的形式释放。由于一支钢管的冷拔需要一个从头到尾拔制的过程, 而这种变形量的差异也会是一个从聚集到释放再聚集再释放的一个过程, 所以这种小裂口不会聚集出现, 而是间隔一定的距离, 又由于钢管在加热、穿轧及冷却等生产过程的不尽相同, 会使得小裂口出现的频率不尽一样。
毛管在壁厚上产生力学性能分层的原因:管坯在加热炉短时间达到出钢温度, 表面及附近区域势必会存在大量的粗大奥氏体, 在出炉的快速冷却中在表层区域便会形成魏氏组织, 而外表层在一定温度下进行轧管或定径, 都会由于形变热处理而是表层晶粒得到改善, 而形成表层组织均匀区。
7 结论
(1) 35钢冷拔管所出现的横裂属于塑性裂纹。 (2) 管坯在加热环节由于保温时间不够, 致使轧制出的毛管在壁厚方向上出现三层组织、性能均不相同的区域, 拉拔过程中在相邻两层的交界区域便会出现应力集中, 内应力聚集至一定程度便会在最薄的表层区形成裂口以释放内应力。 (3) 在冷拔前增加一个道次的半品退火即可消除壁厚方向上组织、性能的异向, 避免横裂的发生。
摘要：本文通过对冷拔过后在35钢钢管外表面所产生的横裂缺陷结合实际生产流程进行分析, 研究了出现横裂的原因。结果表明:管坯在加热环节如果升温速度过快、保温时间不够便会导致穿轧后的厚壁管在壁厚方向上呈现晶粒度及组织的不一致, 近而在冷拔过程中出现显微变形差异, 聚集到一定程度便会释放形成横裂。
关键词：35,横裂,组织差异
参考文献
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