NO965425L - Process for the production of welded steel pipes using duplex stainless steel - Google Patents
Process for the production of welded steel pipes using duplex stainless steelInfo
- Publication number
- NO965425L NO965425L NO965425A NO965425A NO965425L NO 965425 L NO965425 L NO 965425L NO 965425 A NO965425 A NO 965425A NO 965425 A NO965425 A NO 965425A NO 965425 L NO965425 L NO 965425L
- Authority
- NO
- Norway
- Prior art keywords
- welded
- welding
- less
- stainless steel
- duplex stainless
- Prior art date
Links
- 229910000831 Steel Inorganic materials 0.000 title claims description 37
- 239000010959 steel Substances 0.000 title claims description 37
- 238000000034 method Methods 0.000 title claims description 34
- 229910001039 duplex stainless steel Inorganic materials 0.000 title claims description 20
- 238000004519 manufacturing process Methods 0.000 title claims description 18
- 238000003466 welding Methods 0.000 claims description 66
- 238000010438 heat treatment Methods 0.000 claims description 21
- 239000006104 solid solution Substances 0.000 claims description 14
- CURLTUGMZLYLDI-UHFFFAOYSA-N Carbon dioxide Chemical compound O=C=O CURLTUGMZLYLDI-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 10
- 229910052804 chromium Inorganic materials 0.000 claims description 9
- 229910052750 molybdenum Inorganic materials 0.000 claims description 8
- 238000005304 joining Methods 0.000 claims description 7
- 229910052759 nickel Inorganic materials 0.000 claims description 7
- 229910052757 nitrogen Inorganic materials 0.000 claims description 6
- 229910002092 carbon dioxide Inorganic materials 0.000 claims description 5
- 239000001569 carbon dioxide Substances 0.000 claims description 5
- 229910052748 manganese Inorganic materials 0.000 claims description 5
- 230000006835 compression Effects 0.000 claims 1
- 238000007906 compression Methods 0.000 claims 1
- 230000007797 corrosion Effects 0.000 description 30
- 238000005260 corrosion Methods 0.000 description 30
- 239000011651 chromium Substances 0.000 description 11
- 230000007547 defect Effects 0.000 description 9
- 230000004907 flux Effects 0.000 description 9
- PXHVJJICTQNCMI-UHFFFAOYSA-N nickel Substances [Ni] PXHVJJICTQNCMI-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 8
- 239000000843 powder Substances 0.000 description 7
- 230000004927 fusion Effects 0.000 description 5
- VEXZGXHMUGYJMC-UHFFFAOYSA-M Chloride anion Chemical compound [Cl-] VEXZGXHMUGYJMC-UHFFFAOYSA-M 0.000 description 4
- 230000015572 biosynthetic process Effects 0.000 description 4
- 238000002844 melting Methods 0.000 description 4
- 230000008018 melting Effects 0.000 description 4
- 239000000126 substance Substances 0.000 description 4
- 239000000203 mixture Substances 0.000 description 3
- IJGRMHOSHXDMSA-UHFFFAOYSA-N Atomic nitrogen Chemical compound N#N IJGRMHOSHXDMSA-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- RWSOTUBLDIXVET-UHFFFAOYSA-N Dihydrogen sulfide Chemical compound S RWSOTUBLDIXVET-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- 206010052428 Wound Diseases 0.000 description 2
- 208000027418 Wounds and injury Diseases 0.000 description 2
- QVGXLLKOCUKJST-UHFFFAOYSA-N atomic oxygen Chemical compound [O] QVGXLLKOCUKJST-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- -1 chlorine ions Chemical class 0.000 description 2
- 230000000052 comparative effect Effects 0.000 description 2
- 238000005336 cracking Methods 0.000 description 2
- 230000006866 deterioration Effects 0.000 description 2
- 239000007789 gas Substances 0.000 description 2
- 238000009863 impact test Methods 0.000 description 2
- 238000007373 indentation Methods 0.000 description 2
- 229910052751 metal Inorganic materials 0.000 description 2
- 239000002184 metal Substances 0.000 description 2
- 239000001301 oxygen Substances 0.000 description 2
- 229910052760 oxygen Inorganic materials 0.000 description 2
- 239000002893 slag Substances 0.000 description 2
- 239000000243 solution Substances 0.000 description 2
- 229910001220 stainless steel Inorganic materials 0.000 description 2
- VYZAMTAEIAYCRO-UHFFFAOYSA-N Chromium Chemical compound [Cr] VYZAMTAEIAYCRO-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 206010024453 Ligament sprain Diseases 0.000 description 1
- ZOKXTWBITQBERF-UHFFFAOYSA-N Molybdenum Chemical compound [Mo] ZOKXTWBITQBERF-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 208000010040 Sprains and Strains Diseases 0.000 description 1
- 239000000654 additive Substances 0.000 description 1
- 230000000996 additive effect Effects 0.000 description 1
- 230000002411 adverse Effects 0.000 description 1
- 229910021386 carbon form Inorganic materials 0.000 description 1
- 239000000460 chlorine Substances 0.000 description 1
- 229910052801 chlorine Inorganic materials 0.000 description 1
- 238000001816 cooling Methods 0.000 description 1
- 239000013078 crystal Substances 0.000 description 1
- 238000009826 distribution Methods 0.000 description 1
- 230000000694 effects Effects 0.000 description 1
- 238000011156 evaluation Methods 0.000 description 1
- 238000002474 experimental method Methods 0.000 description 1
- 230000002349 favourable effect Effects 0.000 description 1
- 238000000265 homogenisation Methods 0.000 description 1
- 230000006698 induction Effects 0.000 description 1
- 230000001788 irregular Effects 0.000 description 1
- 238000003754 machining Methods 0.000 description 1
- 239000000463 material Substances 0.000 description 1
- 239000000155 melt Substances 0.000 description 1
- 239000011733 molybdenum Substances 0.000 description 1
- 150000004767 nitrides Chemical class 0.000 description 1
- 239000003129 oil well Substances 0.000 description 1
- 238000001556 precipitation Methods 0.000 description 1
- 230000005855 radiation Effects 0.000 description 1
- 238000000926 separation method Methods 0.000 description 1
- 238000010008 shearing Methods 0.000 description 1
- 229910052710 silicon Inorganic materials 0.000 description 1
- 238000004088 simulation Methods 0.000 description 1
- 238000009751 slip forming Methods 0.000 description 1
- 239000010935 stainless steel Substances 0.000 description 1
- XLYOFNOQVPJJNP-UHFFFAOYSA-N water Substances O XLYOFNOQVPJJNP-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 229910000859 α-Fe Inorganic materials 0.000 description 1
Classifications
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
- C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
- C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
- C22C38/44—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with molybdenum or tungsten
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21C—MANUFACTURE OF METAL SHEETS, WIRE, RODS, TUBES OR PROFILES, OTHERWISE THAN BY ROLLING; AUXILIARY OPERATIONS USED IN CONNECTION WITH METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL
- B21C37/00—Manufacture of metal sheets, bars, wire, tubes or like semi-manufactured products, not otherwise provided for; Manufacture of tubes of special shape
- B21C37/06—Manufacture of metal sheets, bars, wire, tubes or like semi-manufactured products, not otherwise provided for; Manufacture of tubes of special shape of tubes or metal hoses; Combined procedures for making tubes, e.g. for making multi-wall tubes
- B21C37/08—Making tubes with welded or soldered seams
- B21C37/0807—Tube treating or manipulating combined with, or specially adapted for use in connection with tube making machines, e.g. drawing-off devices, cutting-off
- B21C37/0811—Tube treating or manipulating combined with, or specially adapted for use in connection with tube making machines, e.g. drawing-off devices, cutting-off removing or treating the weld bead
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21C—MANUFACTURE OF METAL SHEETS, WIRE, RODS, TUBES OR PROFILES, OTHERWISE THAN BY ROLLING; AUXILIARY OPERATIONS USED IN CONNECTION WITH METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL
- B21C37/00—Manufacture of metal sheets, bars, wire, tubes or like semi-manufactured products, not otherwise provided for; Manufacture of tubes of special shape
- B21C37/06—Manufacture of metal sheets, bars, wire, tubes or like semi-manufactured products, not otherwise provided for; Manufacture of tubes of special shape of tubes or metal hoses; Combined procedures for making tubes, e.g. for making multi-wall tubes
- B21C37/08—Making tubes with welded or soldered seams
- B21C37/083—Supply, or operations combined with supply, of strip material
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
- B23K31/00—Processes relevant to this subclass, specially adapted for particular articles or purposes, but not covered by only one of the preceding main groups
- B23K31/02—Processes relevant to this subclass, specially adapted for particular articles or purposes, but not covered by only one of the preceding main groups relating to soldering or welding
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
- C21D9/08—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for tubular bodies or pipes
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
- C21D9/50—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for welded joints
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
- B23K2101/00—Articles made by soldering, welding or cutting
- B23K2101/04—Tubular or hollow articles
- B23K2101/06—Tubes
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
- B23K2103/00—Materials to be soldered, welded or cut
- B23K2103/02—Iron or ferrous alloys
- B23K2103/04—Steel or steel alloys
- B23K2103/05—Stainless steel
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Thermal Sciences (AREA)
- Crystallography & Structural Chemistry (AREA)
- Physics & Mathematics (AREA)
- Laser Beam Processing (AREA)
- Heat Treatment Of Articles (AREA)
- Arc Welding In General (AREA)
- Pressure Welding/Diffusion-Bonding (AREA)
- Control Of Resistance Heating (AREA)
- Bending Of Plates, Rods, And Pipes (AREA)
Description
Oppfinnelsens bakgrunnThe background of the invention
1. Oppfinnelsens område1. The scope of the invention
Den foreliggende oppfinnelse angår en fremgangsmåte for fremstilling av sveisede rør ved anvendelse av dupleks rustfritt stål, særlig ved metoden lasersveising. The present invention relates to a method for the production of welded pipes using duplex stainless steel, in particular by the laser welding method.
2. Beskrivelse av kjent teknikk2. Description of prior art
Dupleks rustfritt stål, som består av en ferrittisk fase og en austenittisk fase, er et utmerket Duplex stainless steel, which consists of a ferritic phase and an austenitic phase, is an excellent
korrosjonsbestandig stål som anvendes i kjemiske fabrikker, rørledninger, oljeboringsrør osv. Kontroll over innholdet av Cr, Ni, Mo og N i denne type stål tillater forbedring av korrosjonsbestandigheten i et miljø som inneholder klorioner eller karbondioksid. Flytegrensen og strekkfastheten til denne ståltype er høyere enn dem for austenittiske rustfrie stål og ferrittiske rustfrie stål. corrosion-resistant steel used in chemical factories, pipelines, oil wells, etc. Control of the content of Cr, Ni, Mo and N in this type of steel allows the improvement of corrosion resistance in an environment containing chlorine ions or carbon dioxide. The yield strength and tensile strength of this type of steel are higher than those of austenitic stainless steels and ferritic stainless steels.
Ved en fremgangsmåte for kontinuerlig rørfremstilling som er i bruk, fremstilles sveisede stålrør ved valseforming av et båndstål til et rør ved anvendelse av en gruppe av formvalser og sammensveising av de motstående kanter på det valseformede stål. Ved anvendelse av dupleks rustfritt stål er det fordelaktig å anvende denne fremgangsmåte for fremstilling av sveisede rør In a method for continuous pipe manufacturing that is in use, welded steel pipes are produced by roll forming a strip of steel into a pipe using a group of forming rolls and welding together the opposite edges of the rolled steel. When using duplex stainless steel, it is advantageous to use this method for the production of welded pipes
Sveisemetoden anvendt ved denne fremgangsmåte er enten smeltesveising, som TIG-sveising, plasmasveising eller pulversveising, eller pressveising slik som elektrisk motstandssveising (ERW). The welding method used in this method is either fusion welding, such as TIG welding, plasma welding or powder welding, or pressure welding such as electric resistance welding (ERW).
Generelt kan det sies at smeltesveising sjelden fører til dannelse av sveisedefekter og gir utmerket sveisbarhet. Imidlertid medfører smeltesveisingen dårlig produktivitet på grunn av den lave sveisehastighet. In general, it can be said that fusion welding rarely leads to the formation of welding defects and provides excellent weldability. However, the fusion welding results in poor productivity due to the low welding speed.
Pulversveising gir relativt høy sveisehastighet fordi sveisemetoden tillater sveising med stor varmetilførsel. Imidlertid forårsaker pulversveising uunngåelig at gasser som 0 eller N trenger inn i stålet fordi sveisemetoden gjør bruk av pulverformet sveiseflussmiddel i luft. Som et resultat utskilles oksider og nitrider i den sveisede del slik at seigheten forringes. I tillegg øker pulversveisingen hyppigheten av høytemperaturoppsprekking på grunn av dens store varmetilførsel. Powder welding gives a relatively high welding speed because the welding method allows welding with a large heat input. However, powder welding inevitably causes gases such as 0 or N to enter the steel because the welding method uses powdered welding flux in air. As a result, oxides and nitrides are precipitated in the welded part so that toughness deteriorates. In addition, powder welding increases the frequency of high-temperature cracking due to its large heat input.
Forringelsen av seighet bedres ved anvendelse av et sterkt basisk flussmiddel for å redusere mengden av oksygen ved sveisedelen. Anvendelse av et sterkt basisk flussmiddel forbedrer også korrosjonsbestandigheten fordi flussmidlet forbedrer den irregulære konsentrasjonsfordeling av elementer som blir startpunkter for gropkorrosjon. The deterioration of toughness is improved by using a strong basic flux to reduce the amount of oxygen at the welding part. The use of a strong basic flux also improves corrosion resistance because the flux improves the irregular concentration distribution of elements that become starting points for pitting.
Likevel er sterkt basisk flussmiddel uegnet for å øke sveisehastigheten fordi flussmidlet har et høyt smeltepunkt. Videre har et sterkt basisk flussmiddel tendens til å innføre sveisefeil slik som slagginneslutninger og kantsår (konkav ved smeltet del). However, strongly basic flux is unsuitable for increasing the welding speed because the flux has a high melting point. Furthermore, a strong basic flux tends to introduce welding defects such as slag inclusions and edge wounds (concave at the molten part).
På den annen side gir en fremgangsmåte for pressveising, ved elektrisk motstandsoppvarming eller induksjonsoppvarming, (eller elektrosømsveising), høyere produktivitet enn smeltesveisingen. Imidlertid er det ved elektrosømsveising tendens til dannelse av oksider på sammenføyningsflåtene ved oppvarmingen under sveising, og dannelse av sveisefeil. Særlig for dupleks rustfritt stål utskilles oksider slik som dem av Cr, Si eller Mn. Disse oksider blir trolig igjen i den sveisede del som defekter kalt penetrator, fordi de har et høyere smeltepunkt enn grunnmassen. Således forringes seigheten og On the other hand, a method of pressure welding, by electric resistance heating or induction heating, (or electroseam welding), gives higher productivity than the fusion welding. However, with electroseam welding, there is a tendency for oxides to form on the joining rafts due to the heating during welding, and the formation of welding defects. Especially for duplex stainless steel, oxides such as those of Cr, Si or Mn are released. These oxides are probably left in the welded part as defects called penetrators, because they have a higher melting point than the base mass. Thus, the toughness deteriorates and
korrosjonsbestandigheten til den sveisede del.the corrosion resistance of the welded part.
Som for elektrosømsveising presses As for electroseam welding is pressed
sammenføyningsseksjonen sammen for sveising, slik at det fremkommer en tykkere del som skriver seg fra den plastiske deformasjon (forhøyning av metallflyt) ved den sveisede del. Selv om den vanligvis maskineres vekk, eksponerer maskineringen ikke-metalliske inneslutninger på røroverflaten, og seigheten og korrosjonsbestandigheten forringes. the joining section together for welding, so that a thicker part emerges from the plastic deformation (increased metal flow) at the welded part. Although usually machined away, the machining exposes non-metallic inclusions on the pipe surface, and the toughness and corrosion resistance deteriorate.
De mekaniske egenskaper generelt, og særlig seigheten, er dårligere i retningen vertikalt til stålplateoverflaten enn retningen parallelt med stålplateoverflaten. Følgelig forårsaker forhøyningen av metallflyt ved sammenføyningsseksjonen avskjæring av retningen vertikalt på stålplateoverflaten med rett vinkel henimot omkretsen av røret, hvilket forårsaker forringelse av seigheten. The mechanical properties in general, and particularly the toughness, are worse in the direction vertical to the steel plate surface than in the direction parallel to the steel plate surface. Accordingly, the elevation of metal flow at the joining section causes shearing of the direction vertical to the steel plate surface at right angles to the circumference of the pipe, which causes deterioration of toughness.
Oppsummering av oppfinnelsenSummary of the invention
Målet med den foreliggende oppfinnelse er å tilveiebringe en fremgangsmåte for fremstilling, med høy produktivitet, av sveiset stålrør, med utmerket seighet og korrosjonsbestandighet, av dupleks rustfritt stål. The aim of the present invention is to provide a method for the production, with high productivity, of welded steel pipe, with excellent toughness and corrosion resistance, of duplex stainless steel.
For å oppnå dette mål anvendes en fremgangsmåte for fremstilling av sveiset stålrør ved anvendelse av dupleks rustfritt stål, hvilken fremgangsmåte omfatter trinnene: (a) å fremstille en varmvalset dupleks rustfri stålplate som omfatter 0,03 vekt% eller mindre C, 1 vekt% eller mindre Si, 0,8 til 2,0 vekt% Mn, 0,03 vekt% eller mindre P, 0,01 vekt% eller mindre S, 20 til 30 vekt% Cr, 2,5 til 4 vekt% Mo, 4 til 7 vekt% Ni, 0,08 til 0,2 vekt% N og rest i det vesentlige Fe; (b) å forme den varmvalsede stålplate kontinuerlig til et åpent rør ved anvendelse av flertrinns formvalser; (c) å sveise begge de motstående kanter på det åpne rør med en lasersveisemetode samtidig som de stukes sammen; (d) å slipe den delen som øker i platetykkelse på den sveisede delen; og (e) å fast løsningsbehandle den sveisede del ved en temperatur i området fra 950 til 1100 °C i 30 til 300 s. Det følgende trinn innføres fordelaktig mellom trinn (b) og trinn (c); (f) å varme begge kanter på det åpne rør som står mot hverandre ved elektrisk motstandsoppvarming. In order to achieve this objective, a method of manufacturing a welded steel pipe using duplex stainless steel is employed, which method comprises the steps of: (a) producing a hot-rolled duplex stainless steel plate comprising 0.03% by weight or less of C, 1% by weight or less Si, 0.8 to 2.0 wt% Mn, 0.03 wt% or less P, 0.01 wt% or less S, 20 to 30 wt% Cr, 2.5 to 4 wt% Mo, 4 to 7 wt% Ni, 0.08 to 0.2 wt% N and the rest essentially Fe; (b) continuously forming the hot-rolled steel sheet into an open tube using multi-stage forming rolls; (c) welding both of the opposite edges of the open tube with a laser welding method while simultaneously butting them together; (d) grinding the portion increasing in plate thickness of the welded portion; and (e) solid solution treating the welded part at a temperature in the range from 950 to 1100 °C for 30 to 300 s. The following step is advantageously introduced between step (b) and step (c); (f) heating both opposite ends of the open tube by electrical resistance heating.
Målet oppnås også ved en fremgangsmåte for fremstilling av sveiset stålrør av dupleks rustfritt stål, hvilken fremgangsmåte omfatter trinnene: (a) å fremstille en varmvalset dupleks rustfri stålplate som omfatter 0,03 vekt% eller mindre C, 1 vekt% eller mindre Si, 0,8 til 2,0 vekt% Mn, 0,03 vekt% eller mindre P, 0,01 vekt% eller mindre S, 20 til 30 vekt% Cr, 2,5 til 4 vekt% Mo, 4 til 7 vekt% Ni, 0,08 til 0,2 vekt% N og rest i det vesentlige Fe; (b) å forme den varmvalsede stålplate kontinuerlig til et åpent rør ved anvendelse av flertrinns formvalser; (g) å varme begge de motstående kanter på det åpne rør ved elektrisk motstandsoppvarming, trykksammenføye kantene og stuke dem sammen; (h) å slipe den delen som øker i platetykkelse på den sammenføyde del; (i) å resmelte den sammenføyde delen med en laserstråle for å danne en smeltet del; og (e) å fast løsningsbehandle den sveisede del ved en temperatur i området fra 950 til 1100 °C i 30 til 300 s. The object is also achieved by a process for producing a welded steel tube of duplex stainless steel, which process comprises the steps: (a) producing a hot-rolled duplex stainless steel sheet comprising 0.03 wt% or less C, 1 wt% or less Si, 0 .8 to 2.0 wt% Mn, 0.03 wt% or less P, 0.01 wt% or less S, 20 to 30 wt% Cr, 2.5 to 4 wt% Mo, 4 to 7 wt% Ni , 0.08 to 0.2 wt% N and the rest essentially Fe; (b) continuously forming the hot-rolled steel sheet into an open tube using multi-stage forming rolls; (g) heating both opposite edges of the open tube by electrical resistance heating, pressure joining the edges and splicing them together; (h) grinding the portion increasing in plate thickness of the joined portion; (i) remelting the joined part with a laser beam to form a fused part; and (e) solid solution treating the welded part at a temperature in the range of 950 to 1100 °C for 30 to 300 s.
Kort beskrivelse av tegningenBrief description of the drawing
Fig. 1 viser en skjematisk tegning av testapparatur for å simulere fremstillingen av et sveiset stålrør i en utførelsesform av den foreliggende oppfinnelse. Fig. 1 shows a schematic drawing of test equipment to simulate the production of a welded steel pipe in an embodiment of the present invention.
Beskrivelse av den foretrukne utførelseDescription of the preferred embodiment
For å fremstille en varmvalset stålplate av dupleks rustfritt stål som et grunnmateriale for sveiset rør ifølge den foreliggende oppfinnelse er den kjemiske sammensetningen (uttrykt i vekt%) av stålet som følger. In order to produce a hot-rolled duplex stainless steel sheet as a base material for welded pipe according to the present invention, the chemical composition (expressed in weight%) of the steel is as follows.
C: Karbon danner karbider og medfører dannelse av Cr-utarmede sjikt. Ettersom C-innhold over 0,03 % øker mengden av Cr-utarmede sjikt slik at korrosjonsbestandigheten forringes, spesifiseres C-innholdet å være mindre enn 0,03 %, fortrinnsvis mindre enn 0,02 %. C: Carbon forms carbides and leads to the formation of Cr-depleted layers. Since C content above 0.03% increases the amount of Cr-depleted layers so that the corrosion resistance deteriorates, the C content is specified to be less than 0.03%, preferably less than 0.02%.
Si: Ettersom et innhold av Si på mer enn 1 % forringer varmbearbeidbarheten, spesifiseres Si-innholdet til 1 % eller lavere, fortrinnsvis lavere enn 0,5 %. Si: Since a Si content of more than 1% impairs hot workability, the Si content is specified at 1% or lower, preferably lower than 0.5%.
Mn: For å sikre tilstrekkelig fast løsning av N, som er et element som er virksomt for gropkorrosjonsbestandighet i kloridmiljø, er det nødvendig med tilsats av Mn på 0,8 % eller mer. På den annen side, for stor tilsats av Mn, høyere enn 2,0 %, forringer gropkorrosjonsbestandigheten i hydrogensulfidmiljø. Følgelig spesifiseres Mn-innholdet til området fra 0,8 til 2,0 %, fortrinnsvis fra 1,0 til 1,7 %. Mn: To ensure sufficient solid solution of N, which is an element effective for pitting corrosion resistance in a chloride environment, it is necessary to add Mn of 0.8% or more. On the other hand, excessive addition of Mn, higher than 2.0%, deteriorates the pitting corrosion resistance in a hydrogen sulphide environment. Accordingly, the Mn content is specified to range from 0.8 to 2.0%, preferably from 1.0 to 1.7%.
P: Ettersom over 0,03 % innhold av P medfører P: As over 0.03% content of P entails
spenningskorrosjonsoppsprekking i kloridmiljø eller hydrogensulfidmiljø, spesifiseres innholdet av P til 0,03 % stress corrosion cracking in a chloride environment or hydrogen sulphide environment, the content of P is specified at 0.03%
eller lavere, fortrinnsvis lavere enn 0,02 %.or lower, preferably lower than 0.02%.
S: Ettersom høyere S-innhold enn 0,01 % forringer varmbearbeidbarheten, spesifiseres S-innholdet til 0,01 % eller lavere, fortrinnsvis 0,001 % eller lavere. S: Since higher S content than 0.01% impairs hot workability, the S content is specified as 0.01% or lower, preferably 0.001% or lower.
Cr: Krom er et element som er virksomt for Cr: Chromium is an element that is effective for
korrosjonsbestandighet. Mindre enn 20 % Cr-innhold kan ikke gi tilstrekkelig bestandighet mot gropkorrosjon, og mer enn 30 % Cr-innhold forringer varmbearbeidbarheten. Derfor spesifiseres Cr-innholdet til området fra 20 til 30 %, fortrinnsvis fra 22 til 25 %. corrosion resistance. Less than 20% Cr content cannot provide sufficient resistance to pitting corrosion, and more than 30% Cr content impairs hot workability. Therefore, the Cr content is specified in the range from 20 to 30%, preferably from 22 to 25%.
Mo: Molybden er et element som er virksomt for kloridkorrosjonbestandighet. Mindre enn 2,5 % Mo-innhold kan ikke gi tilstrekkelig bestandighet mot gropkorrosjon, og mer enn 4 % Mo-innhold forringer varmbearbeidbarheten. Følgelig er det optimale område for Mo-innhold spesifisert til området fra 2,5 til 4 %, fortrinnsvis fra 2,9 til 3,3 %. Mo: Molybdenum is an element that is effective for chloride corrosion resistance. Less than 2.5% Mo content cannot provide sufficient resistance to pitting corrosion, and more than 4% Mo content impairs hot workability. Accordingly, the optimum range of Mo content is specified to range from 2.5 to 4%, preferably from 2.9 to 3.3%.
Ni: Nikkel er virksomt for å sikre seighet ved en tilsatsmengde på 4 % eller mer. Over 7 % Ni-innhold forringer gropkorrosjonsbestandigheten. Som et resultat av dette er det hensiktsmessige området for Ni-innhold spesifisert fra 4 til 7 %, fortrinnsvis fra 5,0 til 6,2 %. Ni: Nickel is effective in ensuring toughness at an additive amount of 4% or more. Above 7% Ni content deteriorates pitting corrosion resistance. As a result, the appropriate range of Ni content is specified from 4 to 7%, preferably from 5.0 to 6.2%.
N: Nitrogen er virksomt for å justere fraksjonen av ferrittfase. Tilsats av N i mengder høyere enn 0,08 % forbedrer kloridkorrosjonsbestandigheten. Mengder av N større enn 0,2 % forringer imidlertid korrosjonsbestandigheten på grunn av utfelling av Cr2N. Følgelig er det hensiktsmessige området for N-innhold spesifisert fra 0,08 til 0,2 %, fortrinnsvis fra 0,10 til 0,15 %. N: Nitrogen is effective in adjusting the fraction of ferrite phase. Addition of N in amounts higher than 0.08% improves chloride corrosion resistance. Amounts of N greater than 0.2%, however, impair corrosion resistance due to precipitation of Cr2N. Accordingly, the appropriate range of N content is specified from 0.08 to 0.2%, preferably from 0.10 to 0.15%.
Andre elementer enn dem gitt ovenfor kan tilsettes eller innbefattes så langt som målet med den foreliggende oppfinnelse ikke påvirkes ugunstig. Elements other than those given above may be added or included as long as the aim of the present invention is not adversely affected.
Etter at den varmvalsede stålplate med sammensetning som beskrevet ovenfor er formet, starter et trinn for rørforming for fremstilling av sveiset rør. After the hot-rolled steel plate with composition as described above is formed, a pipe forming step for the production of welded pipe starts.
I rørformingstrinnet formes en varmvalset plate kontinuerlig til rør ved anvendelse av flertrinns formvalser, som tilfellet er for den vanlige fremstilling av elektrosømstålrør. I løpet av trinnet formes den varmvalsede stålplate til en form som blir et rør når sømmen sveises, eller til et åpent rør. Utstyret omfatter en rekke av formvalser tilsvarende produksjonsutstyret for konvensjonelle elektrosømsveisede rør. In the tube forming step, a hot-rolled sheet is continuously formed into tubes using multi-stage forming rollers, as is the case for the usual production of electro-seamed steel tubes. During the step, the hot-rolled steel sheet is formed into a shape that becomes a tube when the seam is welded, or into an open tube. The equipment includes a number of forming rollers corresponding to the production equipment for conventional electroseam-welded pipes.
Begge kanter på stålplaten som skal sammenføyes buttes deretter mot hverandre ved anvendelse av en inntrykningsvalse eller lignende for å gi en stuking, og lasersveising utføres ved anvendelse av en apparatur som utstråler en laserstråle. Both edges of the steel plate to be joined are then butted against each other using an indentation roller or the like to produce a pucker, and laser welding is performed using an apparatus that emits a laser beam.
Ettersom lasersveisingen isolerer sveisedelen fra luft ved anvendelse av gasskjerming, er skjermingseffekten ved sveisedelen høyere enn den for pulversveising som isolerer sveisedelen ved anvendelse av pulverflussmiddel. Følgelig minsker lasersveising mengden av oksygen som trenger frem til sveisen. Lasersveising medfører ikke slagginneslutninger ettersom metoden ikke gjør bruk av flussmiddel. As laser welding isolates the welding part from air by using gas shielding, the shielding effect at the welding part is higher than that of powder welding which isolates the welding part by using powder flux. Consequently, laser welding reduces the amount of oxygen that penetrates to the weld. Laser welding does not involve slag inclusions as the method does not use flux.
Ettersom lasersveising gjør bruk av en energistråle med høy tetthet, behøves mye lavere varmetilførsel enn ved pulversveising. Som et resultat blir bredden av den varmepåvirkede sone, hvor egenskapene sannsynligvis forringes, vesentlig smalere. I tillegg utføres lasersveising ved en høyere sveisehastighet, slik at produktiviteten forbedres. As laser welding uses an energy beam with a high density, a much lower heat input is required than with powder welding. As a result, the width of the heat-affected zone, where properties are likely to deteriorate, becomes significantly narrower. In addition, laser welding is performed at a higher welding speed, so that productivity is improved.
Lasersveising er en smeltesveising som smelter hele sammenføyningsflaten, slik at metoden vanskelig innfører defekter slik som penetratordefektene som ofte forekommer ved elektrosømsveising. Laser welding is a fusion welding that melts the entire joining surface, so that the method hardly introduces defects such as the penetrator defects that often occur in electroseam welding.
Når kantdelen stukes under lasersveising, forhindres kantsår og separasjon av den smeltede del. When the edge part is bent during laser welding, edge wounds and separation of the melted part are prevented.
Sliping av den delen som øket platetykkelsen ved stukingen sikrer jevn platetykkelse, hvilket tillater å oppvarme sveisen jevnt i det neste trinn med fast løsningsbehandling. Grinding the part that increased the plate thickness during the splicing ensures uniform plate thickness, which allows the weld to be heated evenly in the next step with solid solution treatment.
Sveising av et dupleks rustfritt stål øker andelen av ferrittisk fase ved sveisen og forringer Welding a duplex stainless steel increases the proportion of ferritic phase at the weld and degrades
korrosjonsbestandigheten og lavtemperaturseigheten. For å hindre disse ulemper er homogenisering av strukturen virksomt ved fast løsningsbehandling av den sveisede del ved en temperatur i området fra 950 til 1100 °C i 30 til 300 s. Under 950 °C oppvarmingstemperatur medfører dannelse av sigmafase som vesentlig forringer lavtemperaturseigheten, og the corrosion resistance and the low temperature toughness. To prevent these disadvantages, homogenization of the structure is effective by solid solution treatment of the welded part at a temperature in the range from 950 to 1100 °C for 30 to 300 s. Below 950 °C heating temperature results in the formation of sigma phase which significantly impairs the low-temperature toughness, and
oppvarmingstemperatur høyere enn 1100 °C resulterer i mer enn 60 % ferrittisk faseandel, hvilket forringer heating temperature higher than 1100 °C results in more than 60% ferritic phase fraction, which degrades
korrosjonsbestandigheten. Kortere holdetid enn 30 s kan ikke gi tilstrekkelig fast løsning, og lengre holdetid enn 300 s fører til forgroving av krystallkornene, hvilket forringer lavtemperaturseigheten. Oppvarmingstemperaturen er fortrinnsvis fra 1020 til 1070 °C, og holdetiden er fra 30 til 200 s. the corrosion resistance. A holding time shorter than 30 s cannot provide a sufficiently firm solution, and a holding time longer than 300 s leads to coarsening of the crystal grains, which impairs the low-temperature toughness. The heating temperature is preferably from 1020 to 1070 °C, and the holding time is from 30 to 200 s.
Som beskrevet ovenfor vil det ved fremgangsmåten ifølge den foreliggende oppfinnelse fremstilles, med høy produktivitet, sveisede rør av et dupleks rustfritt stål med utmerket seighet og korrosjonsbestandighet ved den sveisede del. As described above, the method according to the present invention will produce, with high productivity, welded pipes of a duplex stainless steel with excellent toughness and corrosion resistance at the welded part.
Ved lasersveisemetoden som er beskrevet ovenfor foretrekkes det, etter trinnet med rørforming, å varme begge de motstående kanter på det åpne rør ved en elektrisk motstandsmetode for å forvarme delen som skal sveises. Denne forvarming forkorter smeltetiden ved det etterfølgende lasersveisetrinn og forbedrer produktiviteten. In the laser welding method described above, it is preferred, after the pipe forming step, to heat both opposite edges of the open pipe by an electrical resistance method to preheat the part to be welded. This preheating shortens the melting time of the subsequent laser welding step and improves productivity.
Den foreliggende oppfinnelse tilveiebringer også en fremgangsmåte hvor, etter trinnet med rørforming, begge de motstående kanter på det formede rør forvarmes ved en elektrisk motstandsmetode for å sveise dem sammen slik at det tilveiebringes en stuking, hvoretter den økte del av platetykkelsen slipes ved sammenføyningsdelen, dvs. stukingen, for å lette fokuseringen av laserstrålen på sammenføyningsdelen i den etterfølgende resmelteprosess, etterfulgt av resmelting av den sammenføyde del fra innsiden av røret til utsiden av røret ved laserstråleoppvarming, for eksempel ved en karbondioksldlaserstråle som varmer med 10 kw laserytelse, slik at et sveiset rør fremstilles, med høy produktivitet, fra et dupleks rustfritt stål med utmerket seighet og korrosjonsbestandighet. The present invention also provides a method where, after the step of pipe forming, both the opposite edges of the formed pipe are preheated by an electric resistance method to weld them together so as to provide a joint, after which the increased part of the plate thickness is ground at the joining part, i.e. . the splicing, to facilitate the focusing of the laser beam on the joint part in the subsequent remelting process, followed by remelting the joint part from the inside of the pipe to the outside of the pipe by laser beam heating, for example by a carbon dioxide laser beam heating with 10 kw laser power, so that a welded pipes are manufactured, with high productivity, from a duplex stainless steel with excellent toughness and corrosion resistance.
Ettersom fremgangsmåten beskrevet i paragrafen foran inkluderer trinn med rørforming og sveising som er identiske med fremgangsmåten for fremstilling av elektrosøm-stålrør, er ytterligere økning i hastighet mulig. En slik sammenføyet del inneholder fortsatt oksidinneslutninger som medfører penetrator eller andre defekter. Imidlertid fremstilles et stålrør med utmerket seighet og korrosjonsbestandighet dersom en laserstråle rettes mot sammenføyningen, hvorved oksidinneslutninger brytes opp og de oppbrutte inneslutninger fordeles eller utsendes til periferien ved konveksjonsvirkningen under smelting. Fremgangsmåtene for fremstilling beskrevet ovenfor er anvendbare i en eksisterende produksjonsfasilitet for produksjon av elektrosømstålrør ved innføring av en strålingsenhet for laserstråle, selv om de kan anvendes i en nykonstruert produksjonsfasilitet. As the method described in the previous paragraph includes pipe forming and welding steps identical to the method for making electro-seam steel pipe, further increases in speed are possible. Such a joined part still contains oxide inclusions which cause penetrator or other defects. However, a steel pipe with excellent toughness and corrosion resistance is produced if a laser beam is directed at the joint, whereby oxide inclusions are broken up and the broken-up inclusions are distributed or emitted to the periphery by the convection action during melting. The methods of manufacture described above are applicable in an existing production facility for the production of electro-seamed steel pipes by introducing a radiation unit for laser beam, although they can be used in a newly constructed production facility.
Eksempel 1Example 1
Hovedmålet med den foreliggende oppfinnelse er å forbedre de mekaniske egenskaper og korrosjonsbestandigheten til den sveisede del. I denne hensikt har oppfinnerne utført simuleringstester i laboratoriet for å simulere den sveisede del på virkelige, sveisede stålrør. The main aim of the present invention is to improve the mechanical properties and corrosion resistance of the welded part. To this end, the inventors have carried out simulation tests in the laboratory to simulate the welded part on real, welded steel pipes.
Tabell 1 viser den kjemiske analyse av stålene anvendt i eksperimentet. Hvert av stålene ble smeltet i vakuum i laboratoriet for å fremstille en blokk på 50 kg. Blokken ble varmvalset til en prøvetykkelse på 12 mm. Table 1 shows the chemical analysis of the steels used in the experiment. Each of the steels was vacuum melted in the laboratory to produce a 50 kg block. The block was hot-rolled to a sample thickness of 12 mm.
Fig. 1 viser en testapparatur for å simulere fabrikasjonen av sveiset rør. Henvisningstallet 1 angir stålplaten, 2 angir elektroden (kontaktspiss) for elektrisk motstandsoppvarming, 3 angir inntrykkingsvalsen, 4 angir laserstrålen og 5 angir formvalsen. Fig. 1 shows a test apparatus for simulating the fabrication of welded pipe. The reference number 1 indicates the steel plate, 2 indicates the electrode (contact tip) for electric resistance heating, 3 indicates the impression roller, 4 indicates the laser beam and 5 indicates the forming roller.
Formvalsen 5 mottar to prøveplater som simulerer begge kanter på stålplaten 1 som står mot hverandre. Disse prøver varmes ved motstandsoppvarmingsmetoden som anvender høyfrekvensstrøm tilført fra kontaktspissen 2. Deretter presses de sammen med inntrykkingsvalsene 3. En karbondioksldlaserstråle 4 rettes på begge sammenføyningskanter. For kommersielle inntrykkingsvalser dannes en stuking fra den ytre flate på det åpne rør. Inntrykkingsvalsene i simulatoren tilveiebringer stukingen i en retning på tvers av prøven. The form roller 5 receives two test plates which simulate both edges of the steel plate 1 which are facing each other. These samples are heated by the resistance heating method which uses high frequency current supplied from the contact tip 2. They are then pressed together with the impression rollers 3. A carbon dioxide laser beam 4 is directed at both joining edges. For commercial impression rollers, a sprain is formed from the outer surface of the open tube. The indentation rollers in the simulator provide the buckling in a direction across the sample.
Hver av prøvene, med kjemisk sammensetning gitt i Tabell 1, ble sveiset ved anvendelse av apparaturen vist i Each of the samples, with chemical composition given in Table 1, was welded using the apparatus shown in
Figur 1 for å fremstille den sveisede prøve. Figure 1 to prepare the welded sample.
Sveisebetingelsene var 10 m/min sveisehastighet, 10 kW laserytelse og 0,5 mm strålediameter ved brennpunktet. Laserstrålen ble rettet fra vertikalt ovenfor stålplaten slik at den fokuserte på sammenføyningskanten. The welding conditions were 10 m/min welding speed, 10 kW laser power and 0.5 mm beam diameter at the focal point. The laser beam was directed from vertically above the steel plate so that it focused on the joint edge.
For hver av de således fremstilte sveisede prøver, ble fast løsningsbehandling gjennomført ved 1050 °C i 180 s., etterfulgt av vannkjøling. Prøvene ble utsatt for en sammenføyningsstrekkfasthetstest, en Charpy-slagprøvetest, og en gropkorrosjonstest. Nærværet/fraværet av sveisefeil ble bestemt ved observasjon av bruddflaten på den slagtestede Charpy-prøven. For each of the thus produced welded samples, solid solution treatment was carried out at 1050 °C for 180 s., followed by water cooling. The samples were subjected to a joint tensile strength test, a Charpy impact test, and a pitting corrosion test. The presence/absence of welding defects was determined by observing the fracture surface of the impact-tested Charpy specimen.
Korrosjonstesten av den sveisede del ble utført ved en gropkorrosjonstest ved varierende testtemperaturer med prøven nedsenket i 10 % FeCl36H20-løsning i 72 timer. Evalueringen ble gitt ved den kritiske temperatur, CPT, som medførte gropkorrosjon. Seigheten av den sveisede del ble evaluert ved absorbert energi, vE.40, ved -40 °C. The corrosion test of the welded part was carried out by a pitting corrosion test at varying test temperatures with the sample immersed in 10% FeCl36H20 solution for 72 hours. The evaluation was given at the critical temperature, CPT, which caused pitting corrosion. The toughness of the welded part was evaluated by absorbed energy, vE.40, at -40 °C.
Testresultatene er oppsummert i Tabell 2.The test results are summarized in Table 2.
Prøvene nr. 1 til 8 i eksemplet, hvilke er ifølge den foreliggende oppfinnelse, ga en verdi for vE.40større enn 100 J, varierende fra 119 til 225 J, og en CPT-verdi større enn eller lik 35 °C, varierende fra 35 til 50 °C, hvilket gir gunstig seighet og korrosjonsbestandighet. Strekkfastheten for sammenføyningen varierte fra 753 til 785 N/mm<2>(MPa), hvilke verdier er i et tilstrekkelig styrkeområde. Ingen sveisefeil ble funnet i disse stålene i eksemplet. Samples Nos. 1 to 8 in the example, which are according to the present invention, gave a vE.40 value greater than 100 J, ranging from 119 to 225 J, and a CPT value greater than or equal to 35 °C, ranging from 35 to 50 °C, which gives favorable toughness and corrosion resistance. The tensile strength of the joint varied from 753 to 785 N/mm<2>(MPa), which values are in a sufficient strength range. No welding defects were found in these steels in the example.
I motsetning til dette hadde de sammenlignende stål nr. 9 og nr. 10 i eksemplet dårlig seighet, en verdi for vE _40på henholdsvis 75 J og 63 J, og en verdi for CPT på 20 °C, hvilket gir dårlig korrosjonsbestandighet. I det sammenlignende stål nr. 10 i eksemplet fremkom sveisefeil på bruddflaten av den slagtestede Charpy-prøve, og en lav strekkfasthet av sammenføyningen, 507 N/mm<2>(MPa), ble oppnådd. In contrast, the comparative steels No. 9 and No. 10 in the example had poor toughness, a vE_40 value of 75 J and 63 J, respectively, and a CPT value of 20°C, giving poor corrosion resistance. In the comparative steel No. 10 in the example, weld failure appeared on the fracture surface of the impact tested Charpy specimen, and a low tensile strength of the joint, 507 N/mm<2>(MPa), was obtained.
Eksempel 2Example 2
Ved anvendelse av de varmvalsede prøver fra stål nr. When using the hot-rolled samples from steel no.
5 og 7 beskrevet i Eksempel 1, ble det fremstilt lasersveisede prøver og elektrosømsveisede prøver med testapparaturen vist i 5 and 7 described in Example 1, laser-welded samples and electroseam-welded samples were produced with the test apparatus shown in
Fig. 1. Fremstillingen av de elektrosømsveisede prøver ble utført uten laserstråleoppvarming ved å varme prøvene ved anvendelse av høyfrekvensstrøm tilført fra kontaktspissen, deretter sammenpresse prøvene ved anvendelse av inntrykkingsvalsene, etterfulgt av den samme faste løsningsbehandling som er anført i Eksempel 1. Fig. 1. The production of the electroseam welded samples was carried out without laser beam heating by heating the samples using high frequency current supplied from the contact tip, then compressing the samples using the impression rollers, followed by the same solid solution treatment as stated in Example 1.
Seigheten av den sveisede del for alle disse prøver ble evaluert ved den samme metode som er beskrevet ovenfor. The toughness of the welded part for all these samples was evaluated by the same method described above.
Testresultatene er oppsummert i Tabell 3.The test results are summarized in Table 3.
Langt lavere verdier for vE _40ble oppnådd for de elektrosømsveisede prøver i forhold til de lasersveisede prøver. Følgelig er lasersveisingen fordelaktig for å oppnå god seighet for den sveisede del. Far lower values for vE _40 were obtained for the electroseam welded samples compared to the laser welded samples. Consequently, the laser welding is advantageous for achieving good toughness for the welded part.
Eksempel 3Example 3
Prøvene med fast løsningsbehandling ved 1050 "C i 180 s eller 30 s, og prøvene uten fast løsningsbehandling, ble fremstilt etter lasersveising av de varmvalsede prøver av stål nr. 5 og 7 beskrevet i eksempel 1 med testapparaturen vist i The samples with solid solution treatment at 1050 "C for 180 s or 30 s, and the samples without solid solution treatment, were produced after laser welding of the hot-rolled steel samples No. 5 and 7 described in example 1 with the test apparatus shown in
Fig. 1.Fig. 1.
Charpy-slagtesten og gropkorrosjonstesten beskrevet ovenfor ble gjennomført for alle disse prøver. The Charpy impact test and the pitting corrosion test described above were carried out for all these samples.
Testresultatene er oppsummert i Tabell 4.The test results are summarized in Table 4.
Verdiene for CPT og vE _40for prøvene uten fast løsningsbehandling er mye lavere enn dem for de fast løsningsbehandlede prøver. Den faste løsningsbehandling ifølge den foreliggende oppfinnelse er nødvendig for god seighet og god korrosjonsbestandighet i den sveisede del. The values for CPT and vE _40 for the samples without solid solution treatment are much lower than those for the solid solution treated samples. The solid solution treatment according to the present invention is necessary for good toughness and good corrosion resistance in the welded part.
LW: Lasersveising, ERW: Elektrisk motstandssveising LW: Laser welding, ERW: Electric resistance welding
Claims (6)
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP7329129A JPH09170050A (en) | 1995-12-18 | 1995-12-18 | Production of welded dual-phase stainless steel pipe |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
NO965425D0 NO965425D0 (en) | 1996-12-17 |
NO965425L true NO965425L (en) | 1997-06-19 |
Family
ID=18217953
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
NO965425A NO965425L (en) | 1995-12-18 | 1996-12-17 | Process for the production of welded steel pipes using duplex stainless steel |
Country Status (5)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPH09170050A (en) |
CN (1) | CN1157768A (en) |
CA (1) | CA2188632A1 (en) |
GB (1) | GB2308385B (en) |
NO (1) | NO965425L (en) |
Families Citing this family (21)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN1295040C (en) * | 2002-07-23 | 2007-01-17 | 江南机器厂 | Local solution treating method for thin-wall tubular piece of aluminium alloy |
CN100354562C (en) * | 2006-01-20 | 2007-12-12 | 天津商学院 | High alloy steel seamless steel pipe and production method thereof |
FI125650B (en) | 2007-01-17 | 2015-12-31 | Outokumpu Oy | The method produces an austenitic steel body |
US8993920B2 (en) | 2008-03-31 | 2015-03-31 | Jfe Steel Corporation | Method for producing a steel pipe using a high energy density beam |
CN102592771B (en) * | 2012-03-01 | 2014-07-30 | 常州市美思科特电子有限公司 | Novel antitheft tag magnetic material, production process thereof and acoustic magnetic antitheft tag |
JP5992189B2 (en) * | 2012-03-26 | 2016-09-14 | 新日鐵住金ステンレス株式会社 | Stainless steel excellent in high temperature lactic acid corrosion resistance and method of use |
CN102642113A (en) * | 2012-04-05 | 2012-08-22 | 南通贝斯特船舶与海洋工程设计有限公司 | Welding method of structural member of ship fuel tank |
JP6115935B2 (en) * | 2013-01-25 | 2017-04-19 | セイコーインスツル株式会社 | Aging heat treated material made of duplex stainless steel, diaphragm, pressure sensor, diaphragm valve using the same, and method for producing duplex stainless steel |
JP6265830B2 (en) * | 2014-05-21 | 2018-01-24 | 新日鐵住金ステンレス株式会社 | Method for improving corrosion resistance of duplex stainless steel welds |
CN104096972B (en) * | 2014-06-25 | 2016-03-30 | 武汉钢铁(集团)公司 | Reduce the method for chill state phosphorous IF steel laser welded seam broken belt rate |
CN105458507A (en) * | 2015-12-23 | 2016-04-06 | 中国石油天然气股份有限公司 | Strengthening method of pipeline loop welding head |
RU2637038C1 (en) * | 2017-01-30 | 2017-11-29 | Публичное акционерное общество "Челябинский трубопрокатный завод" (ПАО "ЧТПЗ") | Method of pipe laser welding |
RU2637034C1 (en) * | 2017-01-30 | 2017-11-29 | Публичное акционерное общество "Челябинский трубопрокатный завод" (ПАО "ЧТПЗ") | Method of pipe laser welding |
CN107931835B (en) * | 2017-11-23 | 2019-11-12 | 中南大学 | A kind of technique of the high-strength two-phase steel sheet of high-rate laser filler wire welding |
CN107900518B (en) * | 2017-11-23 | 2019-11-19 | 中南大学 | A kind of high-rate laser silk filling penetration fustion welding method of high strength dual phase steel thick plate |
JP7005396B2 (en) * | 2018-03-14 | 2022-01-21 | 日鉄ステンレス株式会社 | Ferrite-austenite two-phase stainless steel sheet for automobile fasteners |
CN108747018B (en) * | 2018-05-30 | 2020-12-11 | 山西太钢不锈钢股份有限公司 | Method for welding negative abutted seam gaps of austenitic stainless steel |
WO2020034050A1 (en) * | 2018-08-14 | 2020-02-20 | 杰森能源技术有限公司 | High-frequency induction welded high alloy anti-corrosion coiled tubing and preparation method therefor |
CN109759732A (en) * | 2019-02-28 | 2019-05-17 | 上海宇洋特种金属材料有限公司 | A kind of S32205 two phase stainless steel welding process |
RU2743131C1 (en) * | 2020-01-29 | 2021-02-15 | Общество С Ограниченной Ответственностью "Нпк "Утс Интеграция" | Method for preparing the edge for orbital laser welding of non-rotating butt ring joints |
CN114107827B (en) * | 2021-12-08 | 2022-10-14 | 福州大学 | Duplex stainless steel powder for 3D printing and preparation and printing methods thereof |
Family Cites Families (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
US4832765A (en) * | 1983-01-05 | 1989-05-23 | Carpenter Technology Corporation | Duplex alloy |
US4604887A (en) * | 1984-11-30 | 1986-08-12 | Kawasaki Steel Corporation | Duplex stainless steel seamless pipe and a method for producing the same |
-
1995
- 1995-12-18 JP JP7329129A patent/JPH09170050A/en active Pending
-
1996
- 1996-10-22 GB GB9621984A patent/GB2308385B/en not_active Expired - Fee Related
- 1996-10-23 CA CA002188632A patent/CA2188632A1/en not_active Abandoned
- 1996-12-13 CN CN96119786A patent/CN1157768A/en active Pending
- 1996-12-17 NO NO965425A patent/NO965425L/en not_active Application Discontinuation
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
GB2308385B (en) | 1997-11-05 |
GB2308385A (en) | 1997-06-25 |
JPH09170050A (en) | 1997-06-30 |
NO965425D0 (en) | 1996-12-17 |
CN1157768A (en) | 1997-08-27 |
GB9621984D0 (en) | 1996-12-18 |
CA2188632A1 (en) | 1997-06-19 |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
NO965425L (en) | Process for the production of welded steel pipes using duplex stainless steel | |
EP3276024B1 (en) | Thick steel plate for structural pipes or tubes, method of producing thick steel plate for structural pipes or tubes, and structural pipes and tubes. | |
BRPI0921686B1 (en) | METHOD FOR PRODUCTION OF STEEL PLATE AND STEEL PIPE FOR OIL | |
CN107429339B (en) | High-strength steel and method for producing same, and steel pipe and method for producing same | |
CN106903405A (en) | A kind of low thermal weld stress method of improvement P92 pipeline welding performances | |
Ichiyama et al. | Flash-butt welding of high strength steels | |
EP0699773B1 (en) | Method for manufacturing electric-resistance-welded steel pipe | |
JP4593399B2 (en) | Manufacturing method of UO steel pipe excellent in low temperature crack resistance and UO steel pipe | |
JPH09220682A (en) | Production of duplex stainless steel welded tube | |
JPH09194998A (en) | Welded steel tube and its production | |
Poznyakov et al. | Weldability of sparcely-alloyed steels 06GBD and 06G2B | |
Westin et al. | Laser welding of a lean duplex stainless steel | |
CN102284780B (en) | High-frequency resistance welding (HFW) steel pipe welding production process for low-temperature-resistant station | |
RU2787204C1 (en) | Method for manufacturing electric-welded pipes with a diameter of 508 to 1422 mm and a wall thickness of 6 to 20 mm from austenitic steel grades | |
JPH09194997A (en) | Welded steel tube and its production | |
Ishikawa et al. | Mass production and installation of X100 linepipe for strain-based design application | |
RU2299252C1 (en) | Heat treatment method of welded joints of low carbon ferrite-pearlite steels | |
Mohammadijoo | Development of a welding process to improve welded microalloyed steel characteristics | |
JP2005262253A (en) | Seam welding method for high-strength uo steel pipe having excellent transverse crack resistance | |
Kim et al. | Cold cracking susceptibility of boron added high-strength bainitic steels | |
JP2000282144A (en) | Production of martensitic welded stainless steel pipe | |
JPH08141762A (en) | Manufactureof high c-high cr containing welded steel tube excellent in toughness of weld zone | |
JP3064851B2 (en) | Method for manufacturing martensitic stainless steel welded pipe | |
JPH1099984A (en) | Manufacture of two-phase stainless steel welded tube | |
JPH09155574A (en) | Manufacture of martensitic stainless steel welded tube excellent in co2 gas corrosion resistance |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
FC2A | Withdrawal, rejection or dismissal of laid open patent application |