ASTM A335 ASME SA335 P92 SMLS POTRUBÍ

Vývoj mikrostruktury oceli P92 při různých izotermických teplotách

/v /přidal

Vývoj mikrostruktury oceli P92 při různých izotermických teplotách

Ocel P92 se používá především v ultrasuperkritických kotlích, ultravysokotlakých potrubích a dalších vysokoteplotních a vysokotlakých zařízeních. Ocel P92 je v chemickém složení oceli P91 založena na přidání stopových prvků prvků W a B, snižuje obsah Mo, přes hranice zrn zpevněné a disperzně zpevněné různými způsoby, aby se zlepšil komplexní výkon oceli P92, ocel P92 než ocel P91 má lepší odolnost proti oxidaci a odolnost proti korozi. Proces zpracování za tepla je nezbytný pro výrobu ocelové trubky P92. Technologie tepelného zpracování může eliminovat vnitřní vady vzniklé ve výrobním procesu a zajistit, aby výkon oceli vyhovoval potřebám pracovních podmínek. Typ a stav organizace v procesu práce za tepla jsou klíčovými faktory ovlivňujícími výkon ke splnění normy. Proto tento článek analyzuje organizaci ocelové trubky P92 při různých izotermických teplotách, aby odhalil vývoj organizace ocelové trubky P92 při různých teplotách, což nejen poskytuje informační podporu pro organizační analýzu a kontrolu výkonu skutečného procesu zpracování za tepla, ale také poskytuje experimentální základ pro vývoj procesu zpracování za tepla.

1. Testovací materiály a metody

1.1 Zkušební materiál

Testovaná ocel je ocelová trubka P92 v provozním stavu (1060 ℃ kalená + 760 ℃ temperovaná) a její chemické složení je uvedeno v tabulce 1. Ve střední části hotové trubky byl vyříznut válcový vzorek ϕ4 mm × 10 mm v určité poloze podél podélného směru a ke studiu transformace tkáně při různých teplotách byl použit expanzní měřič zhášení.

Tabulka 1 Hlavní chemické složení oceli P92 podle hmotnostní frakce (%)

Živel C Si Mn Cr Ni Mo PROTI Al B Nb W Fe
% 0.13 0.2 0.42 8.67 0.25 0.48 0.19 0.008 0.002 0.05 1.51 Zůstatek

1.2 Proces testování

Použití měřiče tepelné expanze L78, 0,05 ℃/s zahřátí na 1050 ℃ izolace 15 min, 200 ℃/s ochlazení na pokojovou teplotu. Změřte kritický bod změny fáze materiálu Ac1 je 792,4℃, Ac3 je 879,8℃, Ms je 372,3℃. Vzorky byly zahřívány až na 1050 °C rychlostí 10 °C/s a udržovány po dobu 15 minut a poté ochlazeny na různé teploty (770, 740, 710, 680, 650, 620, 520, 430, 400, 370, 340, 310, 280, 250, 190 a 160 °C) při rychlosti 150 °C/s a udržované po různou dobu (620 °C a méně po dobu 1 hodiny, 620 °C a více po dobu 25 hodin) . 620 ℃ a více při 25 h), izotermický konec napájení je vypnutý, takže vzorek je ochlazen vzduchem na pokojovou teplotu.1.3 Zkušební metody

Po broušení a leštění povrchu vzorků různými procesy byl povrch vzorků zkorodován pomocí aqua regia. K pozorování a analýze organizace byly použity mikroskop AXIOVERT 25 Zeiss a environmentální rastrovací elektronový mikroskop QWANTA 450; pomocí tvrdoměru HVS-50 Vickers (zátěž 1 kg) byla provedena měření tvrdosti na několika místech na povrchu každého vzorku a jako hodnota tvrdosti vzorku byla vzata průměrná hodnota.

2. Výsledky testu a analýza

2.1 Organizace a analýza různých izotermických teplot

Obrázek 1 ukazuje mikrostrukturu oceli P92 po úplné austenitizaci při 1050 °C po různé doby při různých teplotách. Obrázek 1(a) ukazuje mikrostrukturu oceli P92 po izotermalizaci při 190 °C po dobu 1 hodiny. Z obr. 1(a2) je vidět, že jeho organizace pokojové teploty je martenzit (M). Z obr. 1(a3) je vidět, že martenzit vykazuje lištovité charakteristiky. Protože bod Ms oceli je asi 372 °C, k fázové transformaci martenzitu dochází při izotermických teplotách pod bodem Ms za vzniku martenzitu a obsah uhlíku v oceli P92 patří do rozmezí nízkouhlíkového složení; pro martenzit je charakteristická lištovitá morfologie.

Obrázek 1(a) ukazuje mikrostrukturu oceli P92 po 1 hodině izotermické při 190 °C

Obrázek 1(a) ukazuje mikrostrukturu oceli P92 po 1 hodině izotermické při 190 °C

Obrázek 1(b) pro mikrostrukturu oceli P92 při izotermické 1h 430 ℃. Když se izotermická teplota zvýší na 430 °C, ocel P92 dosáhne zóny transformace bainitu. Protože ocel obsahuje prvky Mo, B a W, mají tyto prvky malý vliv na transformaci bainitu a zároveň zpožďují perlitickou transformaci. Proto ocel P92 při izolaci 430 ℃ 1h, organizace určitého množství bainitu. Poté se zbývající podchlazený austenit při chlazení vzduchem přemění na martenzit.

Obrázek 1(b) pro mikrostrukturu oceli P92 při 430 ℃ izotermické 1h

Obrázek 1(b) pro mikrostrukturu oceli P92 při 430 ℃ izotermické 1h

Obrázek 1(c) ukazuje mikrostrukturu oceli P92 při izotermické 1h 520 ℃. Když je izotermická teplota 520 ℃, legující prvky Cr, Mo, Mn atd., takže přeměna perlitu je inhibována, počátek bodu přeměny bainitu (bod Bs) se sníží, takže v určitém rozmezí teplot bude se objevují ve stabilizační zóně přechlazeného austenitu. Obrázek 1(c) je vidět na izolaci 520 ℃ 1 hodinu poté, co po transformaci nenastal podchlazený austenit, po kterém následovalo ochlazení vzduchem za vzniku martenzitu; konečnou organizací pokojové teploty je martenzit.

Obrázek 1(c) ukazuje mikrostrukturu oceli P92 při 520 ℃ izotermické 1h

Obrázek 1(c) ukazuje mikrostrukturu oceli P92 při 520 ℃ izotermické 1h

Obrázek 1 (d) pro ocel P92 při 650 ℃ izotermické 25h mikrostruktuře pro martenzit + perlit. Jak je znázorněno na obrázku 1(d3), perlit vykazuje nespojité lamelární charakteristiky a karbid na povrchu vykazuje precipitaci krátké tyčinky. To je způsobeno legujícími prvky oceli P92 Cr, Mo, V atd. pro zlepšení stability podchlazeného austenitu současně tak, aby se změnila morfologie perlitu oceli P92, tedy karbid v perlitickém tělese karbidu pro krátká tyčinka, toto perlitické těleso je známé jako třída perlit. Zároveň bylo v organizaci nalezeno mnoho jemných částic druhé fáze.

Obrázek 1 (d) pro ocel P92 při 650 ℃ izotermická 25h mikrostruktura pro martenzit + perlit

Obrázek 1 (d) pro ocel P92 při 650 ℃ izotermická 25h mikrostruktura pro martenzit + perlit

Obrázek 1(e) ukazuje mikrostrukturu oceli P92 při izotermické teplotě 740 °C po 25 hodinách. Při izotermické teplotě 740 °C dojde nejprve k eutektickému masivnímu srážení feritu a poté k eutektickému rozkladu austenitu, což má za následek organizaci podobnou perlitu. Ve srovnání s izotermou 650°C (viz obr. 1(d3)) se se zvýšením izotermické teploty zhrubne perlitická organizace a dvoufázový charakter perlitu, tj. feritu a karburitu ve formě krátké tyče , je jasně vidět.

Obrázek 1(e) ukazuje mikrostrukturu oceli P92 při 740 ℃ izotermické 25h

Obrázek 1(e) ukazuje mikrostrukturu oceli P92 při 740 ℃ izotermické 25h

Obr. 1(f) ukazuje mikrostrukturu oceli P92 při izotermické teplotě 770 °C po dobu 25 hodin. Při izotermické teplotě 770°C s prodlužováním izotermické doby dochází nejprve k vysrážení feritu a poté podchlazený austenit podléhá eutektickému rozkladu za vzniku organizace ferit + perlit. S nárůstem izotermické teploty se zvyšuje obsah prvního eutektického feritu a obsah perlitu klesá. Vzhledem k legovacím prvkům oceli P92, legovacím prvkům rozpuštěným v austenitu, aby se zvýšila kalitelnost austenitu, se obtížnost eutektického rozkladu prohlubuje, takže musí existovat dostatečně dlouhá izotermická doba k jeho eutektickému rozkladu, vzniku perlitická organizace.

Obr. 1(f) ukazuje mikrostrukturu oceli P92 při izotermické teplotě 770 °C po dobu 25 hodin

Obr. 1(f) ukazuje mikrostrukturu oceli P92 při izotermické teplotě 770 °C po dobu 25 hodin

Analýza energetického spektra byla provedena na tkáních s různými morfologiemi na obr. 1(f2), aby se dále identifikoval typ tkáně, jak ukazuje tabulka 2. Z tabulky 2 je vidět, že obsah uhlíku v bílých částicích je vyšší než další organizace a legující prvky Cr, Mo a V analyzují tuto částici na kompozitní karbidové částice vysrážené během procesu chlazení; srovnatelně řečeno, obsah uhlíku v nespojité lamelární organizaci je druhý až nejnižší a obsah uhlíku v masivní organizaci je nejmenší. Protože perlit je dvoufázová organizace nauhličování a feritu, je průměrný obsah uhlíku vyšší než u feritu; v kombinaci s izotermickou teplotní a morfologickou analýzou je dále stanoveno, že lamelární organizace je podobná perlitu a masivní organizace je nejprve eutektický ferit.

Spektrální analýza oceli P92, izotermicky upravená při 770 °C po dobu 25 hodin, zapsána ve formátu tabulky s atomovými zlomky (%)

Struktura C Nb Mo Ti PROTI Cr Mn Fe W
Bílé granule 11.07 0.04 0.94 0.02 2.16 8.36 2.64 54.77 2.84
Bloková struktura 9.31 0.04 0.95 0.2 0.32 8.42 0.74 85.51 10.21
Vrstvená struktura 5.1 0 0.09 0.1 0.33 7.3 0.35 85.65 0.69

2.2 Mikrotvrdost a analýza

Obecně řečeno, během procesu ochlazování legovaných ocelí obsahujících prvky jako W a Mo dochází v podchlazeném austenitu ke třem druhům organizačních přeměn: martenzitické přeměně v nízkoteplotní zóně, bainitové přeměně ve středoteplotní zóně a přeměně perlitu. ve vysokoteplotní zóně. Různé organizační evoluce vedou k různé tvrdosti. Obrázek 2 ukazuje variaci křivky tvrdosti oceli P92 při různých izotermických teplotách. Z obr. 2 je vidět, že s nárůstem izotermické teploty vykazuje tvrdost trend nejprve klesající, pak rostoucí a nakonec klesající. Při izotermické teplotě 160 ~ 370 ℃, výskyt martenzitické transformace, tvrdost podle Vickerse od 516HV do 457HV. Když je izotermická teplota 400 ~ 620 ℃, dojde k malému množství přeměny bainitu a tvrdost 478HV se zvýší na 484HV; díky malé přeměně bainitu se tvrdost příliš nemění. Když je izotermická teplota 650 ℃, vytvoří se malé množství perlitu s tvrdostí 410 HV. při izotermické teplotě 680 ~ 770 ℃, tvorba feritu + perlitová organizace, tvrdost od 242HV do 163HV. vlivem přeměny oceli P92 při různých teplotách je organizace přechodu odlišná, v oblasti nízkoteplotní martenzitické přeměny, kdy je izotermická teplota nižší než bod Ms, se zvýšením teploty obsah martenzitu klesá, tvrdost klesá; uprostřed přeměny oceli P92 při různých teplotách, kdy je izotermická teplota nižší než bod Ms, s nárůstem teploty klesá obsah martenzitu, klesá tvrdost; v oblasti přeměny bainitu při střední teplotě, protože množství přeměny bainitu je malé, se tvrdost příliš nemění; v oblasti vysokoteplotní perlitické transformace, se vzestupem izotermické teploty, se obsah prvního eutektického feritu zvyšuje, takže tvrdost nadále klesá, takže s nárůstem izotermické teploty má tvrdost materiálu obecně klesající trend a trend změny tvrdosti a analýza organizace je v souladu s trendem.

Variace křivek tvrdosti oceli P92 při různých izotermických teplotách

Variace křivek tvrdosti oceli P92 při různých izotermických teplotách

3. Závěr

1) Kritický bod Ac1 oceli P92 je 792,4 ℃, Ac3 je 879,8 ℃ a Ms je 372,3 ℃.

2) ocel P92 při různých izotermických teplotách pro získání organizace pokojové teploty je odlišná; v izotermické 160 ~ 370 ℃ 1h je organizace pokojové teploty martenzit; v izotermické 1h 400 ~ 430 ℃ organizace malého množství bainitu + martenzitu; v izotermické 1h 520 ~ 620 ℃ je organizace relativně stabilní, během transformace nedochází ke krátkému časovému úseku (1 h), organizace pokojové teploty je martenzitická; v izotermických 25 hodinách 650 ℃ je organizace pokojové teploty perlit. h, organizace pokojové teploty pro perlit + martenzit; za 680 ~ 770 ℃ izotermických 25 hodin se organizace transformovala na perlit + první eutektický ferit.

3) Austenitizace oceli P92 v Ac1 pod izotermickou, se snížením izotermické teploty, tvrdost materiálu jako celku má tendenci se zvyšovat, izotermická při 770 ℃ po výskytu prvního eutektického feritu, perlitická transformace, tvrdost je nejnižší , asi 163 HV; izotermická při 160 ℃ po výskytu martenzitické transformace, tvrdost je nejvyšší, asi 516 HV.

ASME B31.3 vs ASME B31.1

ASME B31.1 vs. ASME B31.3: Seznamte se s kódy návrhu potrubí

/v /přidal

Zavedení

Při navrhování a konstrukci potrubí je výběr vhodného předpisu potrubí zásadní pro zajištění bezpečnosti, účinnosti a souladu s průmyslovými standardy. Dva z nejrozšířenějších kódů pro navrhování potrubí jsou ASME B31.1 a ASME B31.3. Zatímco oba pocházejí z Americké společnosti strojních inženýrů (ASME) a řídí návrh a konstrukci potrubních systémů, jejich aplikace se výrazně liší. Pochopení ASME B31.1 vs. ASME B31.3 debata je zásadní pro výběr správného kódu pro váš projekt, ať už se jedná o elektrárny, chemické zpracování nebo průmyslová zařízení.

Přehled: ASME B31.1 vs. ASME B31.3

What is ASME B31.3 or Process Piping Code?

ASME B31.1 je norma, která řídí návrh, konstrukci a údržbu potrubních systémů elektráren. Týká se potrubních systémů v elektrárnách, průmyslových závodech a dalších zařízeních, kde dochází k výrobě elektřiny. Tento kód se silně zaměřuje na integritu systémů, které zvládají vysokotlakou páru, vodu a horké plyny.

Typické aplikace: Elektrárny, topné systémy, turbíny a kotle.
Rozsah tlaku: Vysokotlaké parní a kapalinové systémy.
Teplotní rozsah: Vysokoteplotní provoz, zejména pro parní a plynové aplikace.

What is ASME B31.1 or Power Piping Code?

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

Typické aplikace: Chemické zpracovatelské závody, rafinérie, farmaceutická zařízení, potravinářské a nápojové závody.
Rozsah tlaku: Obecně nižší než rozsah tlaku v ASME B31.1, v závislosti na typech kapalin a jejich klasifikaci.
Teplotní rozsah: varies depending na chemických kapalinách, ale je obvykle nižší než extrémní podmínky v 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 Parametr ASME B31.3-Process Piping ASME B31.1-Power Piping
1 Rozsah 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 Life 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.

Závěr

Kritický rozdíl v ASME B31.1 vs. ASME B31.3 debata spočívá v průmyslových aplikacích, požadavcích na materiály a bezpečnostních úvahách. ASME B31.1 je ideální pro výrobu energie a vysokoteplotní systémy se zaměřením na mechanickou integritu. Ve stejnou dobu, 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 Sekce II Část A

ASME BPVC Sekce II Část A: Specifikace železných materiálů

/v /přidal

Zavedení

ASME BPVC Sekce II Část A: Specifikace železných materiálů je částí ASME Boiler and Pressure Vessel Code (BPVC), který pokrývá specifikace pro železné materiály (především železo) používá se při konstrukci kotlů, tlakových nádob a dalších zařízení udržujících tlak. Tato část se konkrétně zabývá požadavky na ocel a železné materiály, včetně uhlíkové oceli, legované oceli a nerezové oceli.

Specifikace souvisejících materiálů pro trubky a desky

Trubky:

SA-178/SA-178M – Elektricky odporově svařované trubky z uhlíkové oceli a uhlíkovo-manganové oceli pro kotle a přehříváky
SA-179/SA-179M – Bezešvé trubky tepelného výměníku a kondenzátoru z nízkouhlíkové oceli tažené za studena
SA-192/SA-192M – Bezešvé kotlové trubky z uhlíkové oceli pro vysokotlaký provoz
SA-209/SA-209M – Bezešvé kotlové a přehřívací trubky z uhlíko-molybdenové slitiny a oceli
SA-210/SA-210M – Bezešvé trubky pro kotle a přehříváky ze střední uhlíkové oceli
SA-213/SA-213M – Bezešvý kotel, přehřívák a výměník tepla z feritické a austenitické oceli
SA-214/SA-214M – Elektricky odporově svařované trubky výměníku tepla a kondenzátoru z uhlíkové oceli
SA-249/SA-249M – Svařovaný austenitický ocelový kotel, přehřívák, výměník tepla a kondenzátorové trubky
SA-250/SA-250M – Elektricky odporově svařované kotelní a přehřívací trubky z feritické slitiny
SA-268/SA-268M – Bezešvé a svařované trubky z feritické a martenzitické nerezové oceli pro obecný servis
SA-334/SA-334M – Bezešvé a svařované uhlíkové a legované ocelové trubky pro nízkoteplotní provoz
SA-335/SA-335M – Bezešvé potrubí z feritické legované oceli pro vysokoteplotní provoz
SA-423/SA-423M – Bezešvé a elektricky svařované trubky z nízkolegované oceli
SA-450/SA-450M – Všeobecné požadavky na trubky z uhlíkových a nízkolegovaných ocelí
SA-556/SA-556M – Bezešvé trubky ohřívače napájecí vody z uhlíkové oceli tažené za studena
SA-557/SA-557M – Elektricky odporově svařované trubky ohřívače napájecí vody z uhlíkové oceli
SA-688/SA-688M – Bezešvé a svařované trubky ohřívače napájecí vody z austenitické nerezové oceli
SA-789/SA-789M – Bezešvé a svařované feritické/austenitické trubky z nerezové oceli pro obecný servis
SA-790/SA-790M – Bezešvé a svařované feritické/austenitické trubky z nerezové oceli
SA-803/SA-803M – Bezešvé a svařované trubky ohřívače napájecí vody z feritické nerezové oceli
SA-813/SA-813M – Jedno- nebo dvojitě svařované austenitické trubky z nerezové oceli
SA-814/SA-814M – Trubka z austenitické nerezové oceli svařovaná za studena

ASME BPVC

ASME BPVC

Talíře:

SA-203/SA-203M – Desky tlakových nádob, legovaná ocel, nikl
SA-204/SA-204M – Desky tlakových nádob, legovaná ocel, molybden
SA-285/SA-285M – Desky tlakových nádob, uhlíková ocel, nízká a střední pevnost v tahu
SA-299/SA-299M – Desky tlakových nádob, uhlíková ocel, mangan-křemík
SA-302/SA-302M – Desky tlakových nádob, legovaná ocel, mangan-molybden a mangan-molybden-nikl
SA-353/SA-353M – Desky tlakových nádob, legovaná ocel, dvojitě normalizovaný a temperovaný nikl 9%
SA-387/SA-387M – Desky tlakových nádob, legovaná ocel, chrom-molybden
SA-516/SA-516M – Desky tlakových nádob, uhlíková ocel, pro provoz při střední a nízké teplotě
SA-517/SA-517M – Desky tlakových nádob, legovaná ocel, vysokopevnostní, kalené a temperované
SA-533/SA-533M – Desky tlakových nádob, legovaná ocel, kalená a temperovaná, mangan-molybden a mangan-molybden-nikl
SA-537/SA-537M – Desky tlakových nádob, tepelně zpracované, uhlík-mangan-křemíková ocel
SA-542/SA-542M – Desky tlakových nádob, legovaná ocel, kalená a temperovaná, chrom-molybden a chrom-molybden-vanad
SA-543/SA-543M – Desky tlakových nádob, legovaná ocel, kalená a temperovaná, nikl-chrom-molybden
SA-553/SA-553M – Desky tlakových nádob, legovaná ocel, kalený a temperovaný nikl 7, 8 a 9%
SA-612/SA-612M – Desky tlakových nádob, uhlíková ocel, vysoká pevnost, pro použití při střední a nízké teplotě
SA-662/SA-662M – Desky tlakových nádob, uhlík-mangan-křemíková ocel, pro provoz při střední a nízké teplotě
SA-841/SA-841M – Desky tlakových nádob, vyrobené termomechanickým kontrolním procesem (TMCP)

Závěr

Závěrem lze říci, že ASME BPVC Section II Část A: Specifikace železných materiálů je kritickým zdrojem pro zajištění bezpečnosti, spolehlivosti a kvality železných materiálů používaných ke konstrukci kotlů, tlakových nádob a dalších zařízení udržujících tlak. Poskytnutím komplexních specifikací mechanických a chemických vlastností materiálů, jako jsou uhlíkové oceli, legované oceli a nerezové oceli, tato část zajišťuje, že materiály splňují přísné normy požadované pro vysokotlaké a vysokoteplotní aplikace. Jeho podrobné pokyny k formám produktů, testovacím postupům a souladu s průmyslovými standardy jej činí nepostradatelným pro inženýry, výrobce a inspektory zabývající se návrhem a konstrukcí tlakových zařízení. Jako takový je ASME BPVC Section II Part A zásadní pro petrochemický, jaderný a energetický průmysl, kde tlakové nádoby a kotle musí fungovat bezpečně a efektivně za přísných podmínek mechanického namáhání.

Bezešvá ocelová trubka SAE4140 kalení

Analýza příčin prstencových trhlin v kalené bezešvé ocelové trubce SAE 4140

/v /přidal

Důvod prstencové trhliny na konci trubky bezešvé ocelové trubky SAE 4140 byl studován zkouškou chemického složení, zkouškou tvrdosti, metalografickým pozorováním, rastrovacím elektronovým mikroskopem a analýzou energetického spektra. Výsledky ukazují, že prasklina ve tvaru prstence u bezešvé ocelové trubky SAE 4140 je prasklina z kalení, která se obvykle vyskytuje na konci trubky. Důvodem trhliny při kalení jsou různé rychlosti ochlazování mezi vnitřní a vnější stěnou a rychlost ochlazování vnější stěny je mnohem vyšší než u vnitřní stěny, což má za následek selhání praskání způsobené koncentrací napětí v blízkosti vnitřní stěny. Prasklina ve tvaru prstence může být eliminována zvýšením rychlosti chlazení vnitřní stěny ocelové trubky během kalení, zlepšením rovnoměrnosti rychlosti chlazení mezi vnitřní a vnější stěnou a regulací teploty po kalení tak, aby byla v rozmezí 150 ~ 200 ℃ ke snížení kalícího stresu samovolným temperováním.

SAE 4140 je CrMo nízkolegovaná konstrukční ocel, je to americká norma ASTM A519, v národní normě 42CrMo na základě zvýšení obsahu Mn; proto byla dále zlepšena prokalitelnost SAE 4140. Bezešvá ocelová trubka SAE 4140, namísto plných výkovků, výroba válcovaných předvalků různých typů dutých hřídelí, válců, objímek a dalších dílů může výrazně zlepšit efektivitu výroby a ušetřit ocel; Ocelová trubka SAE 4140 je široce používána ve šroubových vrtacích nástrojích pro těžbu ropy a zemního plynu a dalších vrtných zařízeních. Popouštění bezešvých ocelových trubek SAE 4140 může splňovat požadavky na různé pevnosti oceli a přizpůsobení houževnatosti optimalizací procesu tepelného zpracování. Přesto se často zjistí, že ovlivňuje vady dodávky produktu ve výrobním procesu. Tento dokument se zaměřuje především na ocelovou trubku SAE 4140 v procesu kalení uprostřed tloušťky stěny konce trubky, vytváří analýzu defektů ve tvaru prstence a navrhuje opatření ke zlepšení.

1. Testovací materiály a metody

Společnost vyrobila specifikace pro ∅ 139,7 × 31,75 mm ocelové bezešvé ocelové trubky SAE 4140, výrobní proces pro ohřev sochorů → děrování → válcování → dimenzování → temperování (doba namáčení 850 ℃ 70 minut kalení + rotace trubky mimo chlazení vodní sprchou +735 ℃ doba namáčení 2 h temperování) → Detekce a kontrola vad. Po úpravě popouštěním odhalila kontrola defektoskopie, že uprostřed tloušťky stěny na konci trubky byla prstencová trhlina, jak je znázorněno na obr. 1; prstencová trhlina se objevila ve vzdálenosti asi 21~24 mm od vnějšku, kroužila po obvodu trubky a byla částečně nespojitá, zatímco v těle trubky nebyla nalezena žádná taková vada.

Obr.1 Prasklina ve tvaru prstence na konci potrubí

Obr.1 Prasklina ve tvaru prstence na konci potrubí

Odeberte šarži vzorků pro kalení ocelových trubek pro analýzu kalení a pozorování organizace kalení a spektrální analýzu složení ocelové trubky současně v trhlinách temperovaných ocelových trubek, abyste odebrali vysoce výkonné vzorky pro pozorování mikromorfologie trhlin , úrovni zrnitosti a v rastrovacím elektronovém mikroskopu se spektrometrem na trhliny ve vnitřním složení mikroplošné analýzy.

2. Výsledky testu

2.1 Chemické složení

Tabulka 1 ukazuje výsledky spektrální analýzy chemického složení a složení prvků je v souladu s požadavky normy ASTM A519.

Tabulka 1 Výsledky analýzy chemického složení (hmotnostní frakce, %)

Živel C Si Mn P S Cr Mo Cu Ni
Obsah 0.39 0.20 0.82 0.01 0.005 0.94 0.18 0.05 0.02
Požadavek 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 Zkouška kalitelnosti trubek

Na kalených vzorcích testu kalicí tvrdosti celkové tloušťky stěny lze výsledky celkové tvrdosti stěny, jak je znázorněno na obrázku 2, vidět na obrázku 2, ve vzdálenosti 21 ~ 24 mm od vnější strany začala tvrdost při kalení výrazně klesat, a z vnější strany 21 ~ 24 mm je vysokoteplotní popouštění trubky zjištěno v oblasti prstencové trhliny, oblast pod a nad tloušťkou stěny tvrdosti extrémního rozdílu mezi polohou tloušťky stěny regionu dosáhl 5 (HRC) nebo tak. Rozdíl tvrdosti mezi spodní a horní tloušťkou stěny této oblasti je asi 5 (HRC). Metalografická organizace v kaleném stavu je znázorněna na obr. 3. Z metalografické organizace na obr. 3; je vidět, že organizace ve vnější oblasti trubky je tvořena malým množstvím feritu + martenzitu, zatímco organizace v blízkosti vnitřního povrchu není zhášena, s malým množstvím feritu a bainitu, což vede k nízké kalicí tvrdosti od vnějšího povrchu trubky k vnitřnímu povrchu trubky ve vzdálenosti 21 mm. Vysoký stupeň konzistence prstencových trhlin ve stěně trubky a poloha extrémního rozdílu v kalicí tvrdosti naznačují, že prstencové trhliny pravděpodobně vzniknou v procesu kalení. Vysoká konzistence mezi umístěním prstencových trhlin a nižší tvrdostí kalení naznačuje, že prstencové trhliny mohly vzniknout během procesu kalení.

Obr.2 Hodnota kalicí tvrdosti v plné tloušťce stěny

Obr.2 Hodnota kalicí tvrdosti v plné tloušťce stěny

Obr.3 Struktura kalení ocelové trubky

Obr.3 Struktura kalení ocelové trubky

2.3 Metalografické výsledky ocelové trubky jsou uvedeny na obr. 4 a obr. 5, v tomto pořadí.

Matricová organizace ocelové trubky je temperovaný austenit + malé množství feritu + malé množství bainitu, se zrnitostí 8, což je průměrná temperovaná organizace; trhliny se rozprostírají v podélném směru, který patří ke krystalickému popraskání, a obě strany trhlin mají typické vlastnosti zabírání; dochází k fenoménu oduhličení na obou stranách a na povrchu trhlin je pozorovatelná vysokoteplotní vrstva šedého oxidu. Na obou stranách je oduhličení a na povrchu trhliny lze pozorovat vysokoteplotní vrstvu šedého oxidu a v okolí trhliny nejsou vidět žádné nekovové vměstky.

Obr.4 Pozorování morfologie trhlin

Obr.4 Pozorování morfologie trhlin

Obr.5 Mikrostruktura trhliny

Obr.5 Mikrostruktura trhliny

2.4 Morfologie trhlin a výsledky analýzy energetického spektra

Po otevření lomu je mikromorfologie lomu pozorována pod rastrovacím elektronovým mikroskopem, jak je znázorněno na obr. 6, který ukazuje, že lom byl vystaven vysokým teplotám a na povrchu došlo k vysokoteplotní oxidaci. Lom je převážně podél lomu krystalu, velikost zrna se pohybuje od 20 do 30 μm a nejsou nalezena žádná hrubá zrna a abnormální organizační vady; analýza energetického spektra ukazuje, že povrch lomu se skládá hlavně ze železa a jeho oxidů a nejsou vidět žádné abnormální cizí prvky. Spektrální analýza ukazuje, že povrch lomu je primárně tvořen železem a jeho oxidy, bez abnormálního cizího prvku.

Obr.6 Morfologie lomu trhliny

Obr.6 Morfologie lomu trhliny

3 Analýza a diskuse

3.1 Analýza trhlinových vad

Z hlediska mikromorfologie trhliny je otvor trhliny přímý; ocas je zakřivený a ostrý; dráha rozšíření trhliny vykazuje charakteristiky praskání podél krystalu a dvě strany trhliny mají typické síťové charakteristiky, což jsou obvyklé charakteristiky trhlin při kalení. Metalografické zkoumání však zjistilo, že na obou stranách trhliny dochází k dekarbonizačnímu jevu, což není v souladu s charakteristikami tradičních trhlin při kalení, s přihlédnutím ke skutečnosti, že teplota popouštění ocelové trubky je 735 ℃, a Ac1 je 738 ℃ v SAE 4140, což není v souladu s konvenčními charakteristikami trhlin při kalení. Vzhledem k tomu, že popouštěcí teplota použitá pro trubku je 735 °C a Ac1 SAE 4140 je 738 °C, což jsou velmi blízko u sebe, předpokládá se, že oduhličení na obou stranách trhliny souvisí s vysokou teplotní popouštění během popouštění (735 °C) a nejedná se o trhlinu, která existovala již před tepelným zpracováním trubky.

3.2 Příčiny praskání

Příčiny trhlin při kalení obecně souvisejí s teplotou kalícího ohřevu, rychlostí ochlazování kalením, metalurgickými defekty a kalicími napětími. Z výsledků analýzy složení vyplývá, že chemické složení trubky splňuje požadavky třídy oceli SAE 4140 v normě ASTM A519 a nebyly zjištěny žádné nadbytečné prvky; v blízkosti trhlin nebyly nalezeny žádné nekovové inkluze a analýza energetického spektra na lomu trhliny ukázala, že šedé oxidační produkty v trhlinách byly Fe a jeho oxidy a nebyly pozorovány žádné abnormální cizí prvky, takže lze vyloučit, že metalurgické vady způsobily prstencové trhliny; stupeň zrnitosti trubky byl stupeň 8 a stupeň zrnitosti byl stupeň 7 a velikost zrna byla stupeň 8 a velikost zrna byla stupeň 8. Úroveň zrnitosti trubky je 8; zrno je zjemněno a není hrubé, což naznačuje, že trhlina při kalení nemá nic společného s teplotou ohřevu při kalení.

Vznik kalících trhlin úzce souvisí s kalícími napětími, rozdělenými na tepelná a organizační. Tepelné namáhání je způsobeno procesem chlazení ocelové trubky; povrchová vrstva a srdce rychlosti chlazení ocelové trubky nejsou konzistentní, což má za následek nerovnoměrné smršťování materiálu a vnitřní pnutí; výsledkem je, že povrchová vrstva ocelové trubky je vystavena tlakovým napětím a jádro tahových napětí; tkáňová napětí je zhášení organizace ocelové trubky na martenzitovou transformaci, spolu s rozšířením objemu nekonzistence při vytváření vnitřních napětí, organizace napětí generovaných výsledkem je povrchová vrstva tahových napětí, střed tahových napětí. Tyto dva druhy napětí v ocelové trubce existují ve stejné části, ale role směru je opačná; kombinovaný účinek výsledku je, že dominantní faktor jednoho ze dvou napětí, dominantní role tepelného napětí je výsledkem tahu srdce obrobku, povrchového tlaku; tkáňové napětí dominantní roli je výsledkem srdce obrobku tahový tlak povrchový tah.

Kalení ocelové trubky SAE 4140 pomocí rotační výroby vnějšího sprchového chlazení, rychlost ochlazování vnějšího povrchu je mnohem větší než vnitřního povrchu, vnější kov ocelové trubky je zakalený, zatímco vnitřní kov není zcela zakalený, aby se vytvořila část organizace feritu a bainitu, vnitřní kov v důsledku vnitřního kovu nemůže být plně přeměněn na martenzitickou organizaci, vnitřní kov ocelové trubky je nevyhnutelně vystaven tahovému napětí generovanému expanzí vnější stěny martenzitu a při současně se v důsledku různých typů organizace liší jeho specifický objem mezi vnitřním a vnějším kovem Současně je v důsledku různých druhů organizace konkrétní objem vnitřní a vnější vrstvy kovu odlišný a rychlost smršťování není během ochlazování stejná, tahové napětí bude také generováno na rozhraní dvou typů organizace a distribuci napětí dominují tepelná napětí a tahové napětí generované na rozhraní dva typy organizace uvnitř trubky jsou největší, což má za následek praskliny kalící prstence, které se vyskytují v oblasti tloušťky stěny trubky blízko vnitřního povrchu (21~24 mm od vnějšího povrchu); kromě toho je konec ocelové trubky částí celé trubky citlivou na geometrii, která je náchylná k vytváření napětí. Konec trubky je navíc geometricky citlivou částí celé trubky, která je náchylná ke koncentraci napětí. Tato prstencová trhlina se obvykle vyskytuje pouze na konci trubky a takové trhliny nebyly v tělese trubky nalezeny.

Stručně řečeno, trhliny prstencového tvaru prstencových ocelových trubek z tlustostěnných ocelových trubek SAE 4140 jsou způsobeny nerovnoměrným chlazením vnitřní a vnější stěny; rychlost ochlazování vnější stěny je mnohem vyšší než rychlost ochlazování vnitřní stěny; výroba silnostěnné ocelové trubky SAE 4140 ke změně stávajícího způsobu chlazení, nelze ji použít pouze mimo proces chlazení, je třeba posílit chlazení vnitřní stěny ocelové trubky, zlepšit rovnoměrnost rychlosti chlazení vnitřní a vnější stěny silnostěnné ocelové trubky, aby se snížila koncentrace napětí a odstranily se praskliny v prstenci. Prsten praská.

3.3 Opatření ke zlepšení

Aby se předešlo trhlinám při kalení, při návrhu procesu kalení jsou faktory pro tvorbu trhlin všechny podmínky, které přispívají k rozvoji tahových napětí kalení, včetně teploty ohřevu, procesu chlazení a výstupní teploty. Navrhovaná vylepšená procesní opatření zahrnují: kalicí teplotu 830-850 ℃; použití vnitřní trysky přizpůsobené středové ose potrubí, řízení vhodného vnitřního rozstřikovacího proudu, zlepšení rychlosti chlazení vnitřního otvoru, aby se zajistilo, že rychlost chlazení vnitřní a vnější stěny silnostěnné ocelové trubky jednotnost; řízení teploty po kalení 150-200 ℃, použití zbytkové teploty ocelových trubek při samopopouštění, snížení kalení napětí v ocelové trubce.

Použití vylepšené technologie produkuje ∅158,75 × 34,93 mm, ∅139,7 × 31,75 mm, ∅254 × 38,1 mm, ∅224 × 26 mm atd. podle desítek specifikací ocelových trubek. Po ultrazvukové kontrole vad jsou výrobky kvalifikované, bez prasklin způsobujících zhášení prstenců.

4. Závěr

(1) Podle makroskopických a mikroskopických charakteristik prasklin potrubí patří prstencové praskliny na koncích trubek ocelových trubek SAE 4140 k poruchám prasklin způsobeným pnutím při kalení, které se obvykle vyskytuje na koncích trubek.

(2) Zakalené prstencové trhliny v silnostěnné ocelové trubce SAE 4140 jsou způsobeny nerovnoměrným chlazením vnitřní a vnější stěny. Rychlost ochlazování vnější stěny je mnohem vyšší než rychlost ochlazování vnitřní stěny. Pro zlepšení rovnoměrnosti rychlosti ochlazování vnitřní a vnější stěny silnostěnné ocelové trubky musí výroba silnostěnné ocelové trubky SAE 4140 posílit chlazení vnitřní stěny.

Bezešvá ocelová trubka ASME SA213 T91

ASME SA213 T91: Kolik toho víš?

/v /přidal

Pozadí a úvod

ASME SA213 T91, ocelové číslo v ASME SA213/SA213M standard, patří do vylepšené oceli 9Cr-1Mo, která byla vyvíjena od 70. do 80. let minulého století ve spolupráci US Rubber Ridge National Laboratory a Laboratoř metalurgických materiálů americké Combustion Engineering Corporation. Vyvinutý na základě dřívější oceli 9Cr-1Mo, používané v jaderné energetice (lze použít i v jiných oblastech), vysokoteplotních tlakových součástech materiálů, je třetí generací výrobků z oceli pevné za tepla; jeho hlavním rysem je snížení obsahu uhlíku v omezení horní a dolní hranice obsahu uhlíku a přísnější kontrola obsahu zbytkových prvků, jako je P a S, současně přidáním stopy 0,030-0,070% N a stopy pevných karbidotvorných prvků 0,18-0,25% V a 0,06-0,10% Nb, pro zjemnění požadavků na zrnitost, a tím zlepšení plastické houževnatosti a svařitelnosti oceli, zlepšení stability oceli při vysokých teplotách, po tomto vícekompozitním vyztužení, vznik nového typu martenzitické vysokochromové žáruvzdorné legované oceli.

ASME SA213 T91, obvykle vyrábějící výrobky pro trubky malého průměru, se používá hlavně v kotlích, přehřívácích a výměnících tepla.

Mezinárodní odpovídající třídy oceli T91

Země

 USA Německo Japonsko Francie Čína
Ekvivalentní jakost oceli SA-213 T91 X10CrMoVNNb91 HCM95 TUZ10CDVNb0901 10Cr9Mo1VNbN

Tuto ocel zde poznáme z několika hledisek.

I. Chemické složení ASME SA213 T91

Živel C Mn P S Si Cr Mo Ni PROTI Nb N Al
Obsah 0.07-0.14 0.30-0.60 ≤0,020 ≤0,010 0.20-0.50 8.00-9.50 0.85-1.05 ≤0,40 0.18-0.25 0.06-0.10 0.030-0.070 ≤0,020

II. Analýza výkonu

2.1 Úloha legujících prvků na vlastnosti materiálu: Legující prvky oceli T91 hrají roli zpevňování pevného roztoku a zpevňování difúze a zlepšují odolnost oceli vůči oxidaci a korozi, jak je explicitně analyzováno následovně.
2.1.1 Uhlík je nejviditelnějším zpevňovacím účinkem ocelových prvků v pevném roztoku; s nárůstem obsahu uhlíku, krátkodobou pevností oceli, plasticitou a houževnatostí klesá, u takové oceli T91, nárůst obsahu uhlíku zrychlí rychlost sféroidizace karbidů a rychlost agregace, urychlí redistribuci legujících prvků a sníží svařitelnost, odolnost proti korozi a oxidační odolnost oceli, takže žáruvzdorná ocel obecně chce snížit množství obsahu uhlíku. Pevnost oceli se však sníží, pokud je obsah uhlíku příliš nízký. Ocel T91 má ve srovnání s ocelí 12Cr1MoV snížený obsah uhlíku 20%, což je pečlivé zvážení vlivu výše uvedených faktorů.
2.1.2 Ocel T91 obsahuje stopy dusíku; role dusíku se odráží ve dvou aspektech. Na jedné straně je role zpevnění tuhého roztoku, dusíku při pokojové teplotě v rozpustnosti oceli minimální, ocel T91 svařovaná tepelně ovlivněná zóna v procesu ohřevu svařování a tepelného zpracování po svařování, dojde k posloupnosti pevných látek proces řešení a srážení VN: V rámci austenitické organizace se vytvořila tepelně ovlivněná zóna svařování díky rozpustnosti VN, zvyšuje se obsah dusíku a poté se zvyšuje stupeň přesycení v organizaci teploty v místnosti. následným tepelným zpracováním svaru dochází k mírnému vysrážení VN, což zvyšuje stabilitu organizace a zlepšuje hodnotu trvalé pevnosti tepelně ovlivněné zóny. Na druhé straně ocel T91 obsahuje také malé množství A1; dusík se může tvořit s jeho A1N, A1N při více než 1 100 ℃, pouze velké množství se rozpustí v matrici a poté znovu vysráží při nižších teplotách, což může mít lepší účinek zpevňování difúze.
2.1.3 přidat chrom hlavně pro zlepšení oxidační odolnosti žáruvzdorné oceli, odolnost proti korozi, obsah chrómu nižší než 5%, 600 ℃ začal prudce oxidovat, zatímco množství obsahu chrómu až do 5% má vynikající odolnost proti oxidaci. Ocel 12Cr1MoV v následujících 580 ℃ má dobrou odolnost proti oxidaci, hloubka koroze 0,05 mm/a, 600 ℃, když se výkon začal zhoršovat, hloubka koroze 0,13 mm/a. T91 s obsahem chrómu 1 100 ℃ předtím, než se velké množství rozpustí do matrice, a při nižších teplotách a opětovném vysrážení může mít účinek zesílení difúze zvuku. /T91 obsah chrómu zvýšen na asi 9%, použití teploty může dosáhnout 650 ℃, primárním opatřením je, aby se matrice rozpustila ve větším množství chrómu.
2.1.4 vanad a niob jsou životně důležité prvky tvořící karbidy. Když se přidá k vytvoření jemného a stabilního karbidu slitiny s uhlíkem, dojde k pevnému difúznímu zesílení.
2.1.5 Přídavek molybdenu zlepšuje především tepelnou pevnost oceli a zpevňuje tuhé roztoky.

2.2 Mechanické vlastnosti

Sochor T91 po konečném tepelném zpracování pro normalizaci + vysokoteplotní popouštění má pevnost v tahu při pokojové teplotě ≥ 585 MPa, mez kluzu při pokojové teplotě ≥ 415 MPa, tvrdost ≤ 250 HB, tažnost (rozteč standardního kruhového vzorku 50 mm) ≥ 20%, hodnota dovoleného napětí [σ] 650 ℃ = 30 MPa.

Proces tepelného zpracování: normalizační teplota 1040 ℃, doba výdrže ne méně než 10 minut, teplota temperování 730 ~ 780 ℃, doba výdrže ne méně než jedna h.

2.3 Výkon svařování

V souladu se vzorcem uhlíkového ekvivalentu doporučeným International Welding Institute je uhlíkový ekvivalent oceli T91 vypočítán na 2,43% a viditelná svařitelnost T91 je špatná.
Ocel nemá tendenci se znovu zahřívat Praskání.

2.3.1 Problémy se svařováním T91

2.3.1.1 Praskání ztvrdlé organizace v tepelně ovlivněné zóně
Kritická rychlost chlazení T91 je nízká, austenit je velmi stabilní a během standardní transformace perlitu nedochází k ochlazení rychle. Musí se ochladit na nižší teplotu (asi 400 ℃), aby se přeměnil na martenzit a hrubou organizaci.
Svařování produkované tepelně ovlivněnou zónou různých organizací má různé hustoty, koeficienty roztažnosti a různé formy mřížky v procesu ohřevu a chlazení budou nevyhnutelně doprovázeny rozdílnou objemovou expanzí a kontrakcí; na druhé straně má ohřev vlivem sváření nerovnoměrné a vysokoteplotní charakteristiky, takže svarové spoje T91 jsou enormní vnitřní pnutí. Tvrzené hrubé martenzitické organizační spoje, které jsou ve stavu komplexního napětí, současně proces ochlazování svaru, difúze vodíku ze svaru do oblasti blízkého švu, přítomnost vodíku přispěla ke křehnutí martenzitu, tato kombinace účinků, je snadné vytvořit studené trhliny v kalené oblasti.

2.3.1.2 Růst zrn tepelně ovlivněné zóny
Tepelné cyklování svařování významně ovlivňuje růst zrn v tepelně ovlivněné zóně svarových spojů, zejména v zóně tavení bezprostředně sousedící s maximální teplotou ohřevu. Když je rychlost ochlazování malá, svařená tepelně ovlivněná zóna se bude jevit jako hrubá masivní feritová a karbidová organizace, takže plasticita oceli výrazně klesá; rychlost ochlazování je značná díky produkci hrubé martenzitické organizace, ale také se sníží plasticita svarových spojů.

2.3.1.3 Generování změkčené vrstvy
Ocel T91 svařovaná v temperovaném stavu, tepelně ovlivněná zóna vytváří nevyhnutelnou měkčící vrstvu, která je přísnější než měknutí perlitové žáruvzdorné oceli. Změkčení je pozoruhodnější při použití specifikací s pomalejšími rychlostmi ohřevu a chlazení. Kromě toho šířka změkčené vrstvy a její vzdálenost od tavné linie souvisí s podmínkami ohřevu a charakteristikami svařování, předehřívání a tepelného zpracování po svařování.

2.3.1.4 Korozní praskání pod napětím
Ocel T91 v tepelném zpracování po svařování před chlazením není obecně nižší než 100 ℃. Pokud je chlazení při pokojové teplotě a prostředí je relativně vlhké, je snadné namáhat korozní praskání. Německé předpisy: Před tepelným zpracováním po svařování musí být ochlazen pod 150 ℃. V případě silnějších obrobků, koutových svarů a špatné geometrie není teplota chlazení nižší než 100 ℃. Pokud je chlazení při pokojové teplotě a vlhkosti přísně zakázáno, v opačném případě je snadné vytvořit korozní trhliny pod napětím.

2.3.2 Proces svařování

2.3.2.1 Metoda svařování: Lze použít ruční svařování, svařování wolframovým pólem v ochranné atmosféře nebo automatické svařování tavným pólem.
2.3.2.2 Svařovací materiál: můžete si vybrat svařovací drát WE690 nebo svařovací drát.

Výběr svařovacího materiálu:
(1) Svařování stejného druhu oceli – pokud lze k výrobě ruční svařovací tyče CM-9Cb použít ruční svařování, lze k výrobě TGS-9Cb použít svařování v ochranné atmosféře wolframu, k výrobě MGS- lze použít automatické svařování tavných tyčí 9Cb drát;
(2) svařování odlišných ocelí – např. svařování s austenitickou nerezovou ocelí dostupnými svařovacími materiály ERNiCr-3.

2.3.2.3 Body procesu svařování:
(1) volba teploty předehřívání před svařováním
Bod Ms oceli T91 je asi 400 ℃; teplota předehřívání se obecně volí na 200 ~ 250 ℃. Teplota předehřívání nesmí být příliš vysoká. V opačném případě se rychlost ochlazování spoje sníží, což může být způsobeno ve svarových spojích na hranicích zrn precipitací karbidů a tvorbou feritové organizace, čímž se výrazně snižuje rázová houževnatost ocelových svarových spojů při pokojové teplotě. Německo poskytuje teplotu předehřívání 180 ~ 250 ℃; USCE poskytuje teplotu předehřívání 120 ~ 205 ℃.

(2) volba teploty svařovacího kanálu / mezivrstvy
Teplota mezivrstvy nesmí být nižší než spodní mez teploty předehřívání. Stejně jako při výběru teploty předehřívání nemůže být teplota mezivrstvy příliš vysoká. Teplota mezivrstvy T91 je obecně řízena na 200 ~ 300 ℃. Francouzské předpisy: teplota mezivrstvy nepřesahuje 300 ℃. Předpisy USA: teplota mezivrstvy může být mezi 170 ~ 230 ℃.

(3) volba počáteční teploty tepelného zpracování po svařování
T91 vyžaduje ochlazení po svaření pod bod Ms a držení po určitou dobu před zpracováním temperováním, s rychlostí ochlazování po svařování 80 ~ 100 ℃/h. Pokud není izolována, společná austenitická organizace nemusí být plně transformována; temperovací ohřev podpoří precipitaci karbidu podél hranic austenitických zrn, čímž se organizace stane velmi křehkou. T91 však nelze před temperováním po svařování ochladit na pokojovou teplotu, protože praskání za studena je nebezpečné, když se jeho svarové spoje ochladí na pokojovou teplotu. Pro T91 může nejlepší počáteční teplota tepelného zpracování po svařování 100 ~ 150 ℃ a udržování po dobu jedné hodiny zajistit úplnou transformaci organizace.

(4) teplota popouštění tepelného zpracování po svařování, doba výdrže, výběr rychlosti chlazení popouštění
Teplota popouštění: Ocel T91 má větší tendenci k praskání za studena a za určitých podmínek je náchylná k opožděnému praskání, takže svarové spoje musí být temperovány do 24 hodin po svařování. T91 posvarový stav organizace lištového martenzitu, po temperování lze změnit na temperovaný martenzit; jeho výkon je lepší než u lištového martenzitu. Teplota temperování je nízká; temperovací efekt není patrný; svarový kov snadno stárne a křehne; teplota popouštění je příliš vysoká (více než čára AC1), spoj může být znovu austenitizován a v následném ochlazovacím procesu znovu kalit. Současně, jak je popsáno dříve v tomto článku, by při stanovení teploty popouštění měl být také zohledněn vliv vrstvy změkčování spoje. Obecně platí, že teplota popouštění T91 je 730 ~ 780 ℃.
Doba zdržení: T91 vyžaduje dobu zdržení po svaření alespoň jednu hodinu, aby se zajistilo, že se jeho organizace zcela přemění na temperovaný martenzit.
Rychlost ochlazování: Pro snížení zbytkového napětí ocelových svarových spojů T91 musí být rychlost ochlazování nižší než 5 ℃ / min.
Celkově lze proces svařování oceli T91 v procesu regulace teploty stručně vyjádřit na obrázku níže:

Proces řízení teploty v procesu svařování ocelové trubky T91

Proces řízení teploty v procesu svařování ocelové trubky T91

III. Pochopení ASME SA213 T91

3.1 Ocel T91 principem legování, zejména přidáním malého množství niobu, vanadu a dalších stopových prvků, výrazně zlepšuje pevnost při vysokých teplotách a odolnost proti oxidaci ve srovnání s ocelí 12 Cr1MoV, ale její svařovací výkon je špatný.
3.2 Ocel T91 má větší tendenci k chladu Praskání během svařování a je třeba ji před svařováním předehřát na 200 ~ 250 ℃, přičemž teplota mezivrstvy se udržuje na 200 ~ 300 ℃, což může účinně zabránit vzniku trhlin za studena.
3.3 Tepelné zpracování oceli T91 po svařování musí být ochlazeno na 100 ~ 150 ℃, izolace jedna hodina, teplota zahřívání a temperování na 730 ~ 780 ℃, doba izolace ne kratší než jedna h a nakonec ne více než 5 ℃ / min rychlost chlazení na pokojovou teplotu.

IV. Výrobní proces ASME SA213 T91

Výrobní proces SA213 T91 vyžaduje několik metod, včetně tavení, děrování a válcování. Proces tavení musí řídit chemické složení, aby bylo zajištěno, že ocelová trubka má vynikající odolnost proti korozi. Procesy děrování a válcování vyžadují přesné řízení teploty a tlaku, aby se získaly požadované mechanické vlastnosti a rozměrová přesnost. Ocelové trubky je navíc potřeba tepelně zpracovat, aby se odstranilo vnitřní pnutí a zlepšila se odolnost proti korozi.

V. Aplikace ASME SA213 T91

ASME SA213 T91 je žáruvzdorná ocel s vysokým obsahem chrómu, která se používá hlavně při výrobě vysokoteplotních přehříváků a přihříváků a dalších tlakových částí kotlů podkritických a nadkritických elektráren s teplotami kovových stěn nepřesahujícími 625 °C a lze ji také použít jako vysoké -teplotně tlakové části tlakových nádob a jaderné energetiky. SA213 T91 má vynikající odolnost proti tečení a dokáže si udržet stabilní velikost a tvar při vysokých teplotách a při dlouhodobém zatížení. Mezi jeho hlavní aplikace patří kotle, přehříváky, výměníky tepla a další zařízení v energetickém, chemickém a naftovém průmyslu. Je široce používán ve vodou chlazených stěnách vysokotlakých kotlů, ekonomizérů, přehřívačů, přihřívačů a trubek v petrochemickém průmyslu.

NACE MR0175 ISO 15156 vs NACE MR0103 ISO 17495-1

NACE MR0175/ISO 15156 vs. NACE MR0103/ISO 17495-1

/v /přidal

Zavedení

V ropném a plynárenském průmyslu, zejména v prostředí na pevnině a na moři, je prvořadé zajištění dlouhé životnosti a spolehlivosti materiálů vystavených agresivním podmínkám. Zde vstupují do hry standardy jako NACE MR0175/ISO 15156 vs. NACE MR0103/ISO 17495-1. Obě normy poskytují zásadní vodítko pro výběr materiálu v kyselém prostředí služeb. Pochopení rozdílů mezi nimi je však zásadní pro výběr správných materiálů pro vaše operace.

V tomto příspěvku na blogu prozkoumáme hlavní rozdíly mezi nimi NACE MR0175/ISO 15156 vs. NACE MR0103/ISO 17495-1a nabízí praktické rady pro odborníky v oblasti ropy a zemního plynu, kteří se těmito normami orientují. Budeme také diskutovat o konkrétních aplikacích, výzvách a řešeních, které tyto normy poskytují, zejména v kontextu drsných prostředí ropných a plynových polí.

Co jsou NACE MR0175/ISO 15156 a NACE MR0103/ISO 17495-1?

NACE MR0175/ISO 15156:
Tato norma je celosvětově uznávaná pro řízení výběru materiálů a kontrolu koroze v prostředí s kyselými plyny, kde je přítomen sirovodík (H2S). Poskytuje pokyny pro návrh, výrobu a údržbu materiálů používaných při těžbě ropy a zemního plynu na pevnině i na moři. Cílem je zmírnit rizika spojená s praskáním způsobeným vodíkem (HIC), sulfidovým stresovým praskáním (SSC) a korozním praskáním (SCC), které mohou ohrozit integritu kritického zařízení, jako jsou potrubí, ventily a ústí vrtů.

NACE MR0103/ISO 17495-1:
Na druhé straně, NACE MR0103/ISO 17495-1 se primárně zaměřuje na materiály používané v prostředí rafinace a chemického zpracování, kde může dojít k vystavení kyselému provozu, ale s mírně odlišným rozsahem. Pokrývá požadavky na zařízení vystavená mírně korozním podmínkám s důrazem na zajištění toho, aby materiály odolávaly agresivní povaze specifických rafinačních procesů, jako je destilace nebo krakování, kde je riziko koroze srovnatelně nižší než u těžby ropy a zemního plynu.

NACE MR0175 ISO 15156 vs NACE MR0103 ISO 17495-1

NACE MR0175 ISO 15156 vs NACE MR0103 ISO 17495-1

Hlavní rozdíly: NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1

Nyní, když máme přehled o každé normě, je důležité zdůraznit rozdíly, které mohou ovlivnit výběr materiálu v terénu. Tyto rozdíly mohou významně ovlivnit výkonnost materiálů a bezpečnost provozu.

1. Rozsah aplikace

Primární rozdíl mezi NACE MR0175/ISO 15156 vs. NACE MR0103/ISO 17495-1 spočívá v rozsahu jejich použití.

NACE MR0175/ISO 15156 je přizpůsoben pro zařízení používaná v kyselém provozním prostředí, kde je přítomen sirovodík. Je zásadní v činnostech proti proudu, jako je průzkum, těžba a přeprava ropy a zemního plynu, zejména v pobřežních a na pevnině, která se zabývají kyselým plynem (plyn obsahující sirovodík).

NACE MR0103/ISO 17495-1, i když se stále zabývá kyselým servisem, je více zaměřen na rafinérský a chemický průmysl, zejména tam, kde je kyselý plyn zapojen do procesů, jako je rafinace, destilace a krakování.

2. Závažnost prostředí

Podmínky prostředí jsou rovněž klíčovým faktorem při uplatňování těchto norem. NACE MR0175/ISO 15156 řeší přísnější podmínky kyselé služby. Pokrývá například vyšší koncentrace sirovodíku, který je korozívnější a představuje vyšší riziko degradace materiálu prostřednictvím mechanismů, jako je praskání způsobené vodíkem (HIC) a praskání sulfidovým napětím (SSC).

naproti tomu NACE MR0103/ISO 17495-1 uvažuje o prostředích, která mohou být méně přísná, pokud jde o expozici sirovodíku, i když stále kritická v prostředí rafinérií a chemických závodů. Chemické složení tekutin, které se podílejí na rafinačních procesech, nemusí být tak agresivní jako ty, které se vyskytují na polích kyselých plynů, ale stále představuje riziko koroze.

3. Materiálové požadavky

Obě normy poskytují specifická kritéria pro výběr materiálu, liší se však svými přísnými požadavky. NACE MR0175/ISO 15156 klade větší důraz na prevenci koroze související s vodíkem v materiálech, ke které může docházet i při velmi nízkých koncentracích sirovodíku. Tato norma vyžaduje materiály, které jsou odolné vůči SSC, HIC a korozní únavě v kyselém prostředí.

Na druhé straně, NACE MR0103/ISO 17495-1 je méně normativní, pokud jde o praskání související s vodíkem, ale vyžaduje materiály, které si poradí s korozivními činidly v rafinačních procesech, přičemž se často zaměřuje spíše na obecnou odolnost proti korozi než na specifická rizika související s vodíkem.

4. Testování a ověřování

Obě normy vyžadují testování a ověřování, aby bylo zajištěno, že materiály budou fungovat v příslušných prostředích. Však, NACE MR0175/ISO 15156 vyžaduje rozsáhlejší testování a podrobnější ověřování vlastností materiálu v náročných provozních podmínkách. Testy zahrnují specifické pokyny pro SSC, HIC a další poruchové režimy spojené s prostředím kyselých plynů.

NACE MR0103/ISO 17495-1, i když také vyžaduje testování materiálů, je často flexibilnější z hlediska testovacích kritérií a zaměřuje se na zajištění toho, aby materiály splňovaly obecné normy odolnosti proti korozi, než aby se zaměřoval konkrétně na rizika související se sirovodíkem.

Proč byste se měli zajímat o NACE MR0175/ISO 15156 vs. NACE MR0103/ISO 17495-1?

Pochopení těchto rozdílů může pomoci předcházet poruchám materiálu, zajistit provozní bezpečnost a vyhovět průmyslovým předpisům. Ať už pracujete na pobřežní ropné plošině, na projektu potrubí nebo v rafinerii, použití vhodných materiálů podle těchto norem vás ochrání před nákladnými poruchami, neočekávanými prostoji a potenciálními riziky pro životní prostředí.

Pro operace s těžbou ropy a zemního plynu, zejména v pobřežních a pobřežních kyselých provozních prostředích, NACE MR0175/ISO 15156 je základním standardem. Zajišťuje, že materiály odolávají nejdrsnějšímu prostředí a zmírňují rizika jako SSC a HIC, která mohou vést ke katastrofickým poruchám.

Naproti tomu pro operace při rafinaci nebo chemickém zpracování, NACE MR0103/ISO 17495-1 nabízí více přizpůsobené pokyny. Umožňuje efektivní využití materiálů v prostředích s kyselým plynem, ale s méně agresivními podmínkami ve srovnání s těžbou ropy a plynu. Důraz je zde kladen spíše na obecnou odolnost proti korozi ve zpracovatelských prostředích.

Praktické pokyny pro profesionály v oblasti ropy a zemního plynu

Při výběru materiálů pro projekty v obou kategoriích zvažte následující:

Pochopte své prostředí: Vyhodnoťte, zda se váš provoz zabývá těžbou kyselého plynu (proti proudu) nebo rafinací a chemickým zpracováním (po proudu). To vám pomůže určit, který standard použít.

Výběr materiálu: Vyberte materiály, které jsou v souladu s příslušnou normou na základě podmínek prostředí a typu provozu (kyselý plyn vs. rafinace). Na základě náročnosti prostředí se často doporučují nerezové oceli, vysoce legované materiály a slitiny odolné proti korozi.

Testování a ověřování: Ujistěte se, že všechny materiály jsou testovány podle příslušných norem. Pro prostředí s kyselými plyny může být nutné dodatečné testování na SSC, HIC a korozivní únavu.

Poraďte se s odborníky: Vždy je dobré poradit se s odborníky na korozi nebo s materiálovými inženýry, kteří jsou obeznámeni NACE MR0175/ISO 15156 vs. NACE MR0103/ISO 17495-1 pro zajištění optimálního výkonu materiálu.

Závěr

Na závěr pochopení rozdílu mezi NACE MR0175/ISO 15156 vs. NACE MR0103/ISO 17495-1 je zásadní pro přijímání informovaných rozhodnutí o výběru materiálu pro těžbu ropy a zemního plynu i za ní. Výběrem vhodného standardu pro váš provoz zajistíte dlouhodobou integritu vašeho zařízení a pomůžete předcházet katastrofickým poruchám, které mohou vzniknout v důsledku nesprávně specifikovaných materiálů. Ať už pracujete s kyselým plynem na pobřežních polích nebo při chemickém zpracování v rafineriích, tyto normy poskytnou nezbytné pokyny k ochraně vašeho majetku a zachování bezpečnosti.

Pokud si nejste jisti, kterou normu máte dodržovat, nebo potřebujete další pomoc s výběrem materiálu, obraťte se na odborníka na materiály, který vám poradí NACE MR0175/ISO 15156 vs. NACE MR0103/ISO 17495-1 a zajistit, aby vaše projekty byly bezpečné a v souladu s osvědčenými postupy v oboru.