ASTM A335 ASME SA335 P92 SMLS RØR

Mikrostrukturudvikling af P92-stål ved forskellige isotermiske temperaturer

/i /af

Mikrostrukturudvikling af P92-stål ved forskellige isotermiske temperaturer

P92 stål bruges hovedsageligt i ultra-superkritiske kedler, ultra-højtryksrørledninger og andet højtemperatur- og højtryksudstyr. P92 stål er i P91 stålets kemiske sammensætning baseret på tilsætning af sporelementer af W- og B-elementer, reducerer indholdet af Mo, gennem korngrænser af styrket og spredning styrket på en række forskellige måder, for at forbedre den omfattende ydeevne af P92 stål, P92 stål end P91 stål har bedre modstandsdygtighed over for oxidation ydeevne og korrosionsbestandighed. En varmbearbejdningsproces er afgørende for fremstilling af P92 stålrøret. Termisk forarbejdningsteknologi kan eliminere de interne defekter, der genereres i produktionsprocessen og få stålets ydeevne til at opfylde behovene for arbejdsforhold. Organisationens type og tilstand i den varme arbejdsproces er nøglefaktorerne, der påvirker ydeevnen for at opfylde standarden. Derfor analyserer dette papir organisationen af P92 stålrør ved forskellige isotermiske temperaturer for at afsløre organisationsudviklingen af P92 stålrør ved forskellige temperaturer, hvilket ikke kun giver informationsstøtte til organisationsanalysen og ydeevnekontrol af den faktiske varmebearbejdningsprocessen, men også lægger forsøgsgrundlaget for udviklingen af den varme arbejdsproces.

1. Testmaterialer og -metoder

1.1 Testmateriale

Det testede stål er et P92 stålrør i brugstilstand (1060 ℃ hærdet + 760 ℃ hærdet), og dets kemiske sammensætning er vist i tabel 1. En cylindrisk prøve på ϕ4 mm × 10 mm blev skåret i den midterste del af det færdige rør i en bestemt position langs længderetningen, og quenching-ekspansionsmåleren blev brugt til at studere vævstransformationen ved forskellige temperaturer.

Tabel 1 Hovedkemisk sammensætning af P92-stål efter massefraktion (%)

Element C Si Mn Cr Ni Mo V 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 Balance

1.2 Testproces

Ved hjælp af L78 quenching termisk ekspansionsmåler, 0,05 ℃/s opvarmning til 1050 ℃ isolering 15min, 200 ℃/s afkøling til stuetemperatur. Mål det kritiske punkt for faseændring af materialet Ac1 er 792,4 ℃, Ac3 er 879,8 ℃, Ms er 372,3 ℃. Prøverne blev varmet op til 1050°C med en hastighed på 10°C/s og holdt i 15 minutter og derefter kølet ned til forskellige temperaturer (770, 740, 710, 680, 650, 620, 520, 430, 400, 370, 340, 310, 280, 250, 190 og 160°C) med en hastighed på 150°C/s og holdt i forskellige tidsperioder (620°C og derunder i 1 time, 620°C og derover i 25 timer) . 620 ℃ og derover ved at holde 25 timer), er den isotermiske ende af strømmen slukket, så prøven luftkøles til stuetemperatur.1.3 Testmetoder

Efter slibning og polering af overfladen af prøverne under forskellige processer, blev overfladen af prøverne korroderet ved hjælp af aqua regia. AXIOVERT 25 Zeiss-mikroskop og QWANTA 450 miljøscanningselektronmikroskop blev brugt til at observere og analysere organisationen; under anvendelse af HVS-50 Vickers hårdhedstester (belastningsvægt på 1 kg), blev der foretaget hårdhedsmålinger flere steder på overfladen af hver prøve, og gennemsnitsværdien blev taget som prøvens hårdhedsværdi.

2. Testresultater og analyse

2.1 Organisation og analyse af forskellige isotermiske temperaturer

Figur 1 viser mikrostrukturen af P92 stål efter fuldstændig austenitisering ved 1050°C i forskellige tider ved forskellige temperaturer. Figur 1(a) viser mikrostrukturen af P92 stål efter isotermisering ved 190 ℃ i 1 time. Fra fig. 1(a2) kan det ses, at dens stuetemperaturorganisation er martensit (M). Af fig. 1(a3) kan det ses, at martensitten udviser lægte-lignende egenskaber. Da stålets Ms-punkt er ca. 372°C, sker martensitfasetransformationen ved isotermiske temperaturer under Ms-punktet, hvorved der dannes martensit, og kulstofindholdet i P92-stålet hører til rækken af lavkulstofsammensætninger; en lægte-lignende morfologi karakteriserer martensitten.

Figur 1(a) viser mikrostrukturen af P92 stål efter 1 time isotermisk ved 190°C

Figur 1(a) viser mikrostrukturen af P92 stål efter 1 time isotermisk ved 190°C

Figur 1(b) for mikrostrukturen af P92 stål ved 430 ℃ isotermisk 1 time. Når den isotermiske temperatur stiger til 430°C, når P92-stål bainit-transformationszonen. Da stålet indeholder Mo-, B- og W-elementer, har disse elementer ringe effekt på bainit-transformationen, mens de forsinker den perlitiske transformation. Derfor, P92 stål ved 430 ℃ isolering 1h, organiseringen af en vis mængde bainit. Derefter omdannes den resterende superafkølede austenit til martensit, når den luftkøles.

Figur 1(b) for mikrostrukturen af P92 stål ved 430 ℃ isotermisk 1 time

Figur 1(b) for mikrostrukturen af P92 stål ved 430 ℃ isotermisk 1 time

Figur 1(c) viser mikrostrukturen af P92 stål ved 520 ℃ isotermisk 1 time. Når den isotermiske temperatur på 520 ℃, legeringselementerne Cr, Mo, Mn osv., så perlit-transformationen hæmmes, reduceres starten af bainit-transformationspunktet (Bs-punkt), så i et specifikt temperaturområde vil vises i stabiliseringszonen af den superkølede austenit. Figur 1(c) kan ses i 520 ℃ isolering 1 time efter underafkølet austenit ikke fandt sted efter transformationen, efterfulgt af luftkøling for at danne martensit; den endelige stuetemperaturorganisation er martensitten.

Figur 1(c) viser mikrostrukturen af P92 stål ved 520 ℃ isotermisk 1 time

Figur 1(c) viser mikrostrukturen af P92 stål ved 520 ℃ isotermisk 1 time

Figur 1 (d) for P92-stålet ved 650 ℃ isotermisk 25 timers mikrostruktur for martensit + perlit. Som vist i figur 1(d3) viser perlit diskontinuerlige lamelkarakteristika, og karbiden på overfladen viser en kort stavudfældning. Dette skyldes, at P92 stållegeringselementerne Cr, Mo, V osv. forbedrer stabiliteten af superkølet austenit på samme tid, således at P92 stålperlitmorfologien ændrer sig, det vil sige, at karbiden i karbidets perlitiske krop f.eks. den korte stang, denne perlitiske krop er kendt som klassen perlit. Samtidig blev der fundet mange fine andenfasepartikler i organisationen.

Figur 1 (d) for P92-stålet ved 650 ℃ isotermisk 25 timers mikrostruktur for martensit + perlit

Figur 1 (d) for P92-stålet ved 650 ℃ isotermisk 25 timers mikrostruktur for martensit + perlit

Figur 1(e) viser mikrostrukturen af P92 stål ved 740 ℃ isotermisk 25 timer. Ved 740°C isotermisk vil der først være eutektisk massiv ferritudfældning og derefter austenit eutektisk nedbrydning, hvilket resulterer i perlitlignende organisering. Sammenlignet med 650°C isotermisk (se fig. 1(d3)) bliver den perlitiske organisation grovere, når den isotermiske temperatur øges, og perlitens tofasede karakter, dvs. ferrit og carburit i form af en kort stang. , er tydeligt synlig.

Figur 1(e) viser mikrostrukturen af P92 stål ved 740 ℃ isotermisk 25 timer

Figur 1(e) viser mikrostrukturen af P92 stål ved 740 ℃ isotermisk 25 timer

Fig. 1(f) viser mikrostrukturen af P92 stål ved 770°C isotermisk temperatur i 25 timer. Ved 770°C isotermisk, med forlængelse af den isotermiske tid, sker udfældningen af ferrit først, og derefter gennemgår den superafkølede austenit eutektisk nedbrydning for at danne en ferrit + perlit organisation. Med stigningen af den isotermiske temperatur stiger det første eutektiske ferritindhold, og perlitindholdet falder. På grund af P92-stållegeringselementerne, legeringselementer opløst i austenitten for at få austenithærdningen til at øge, bliver vanskeligheden ved den eutektiske nedbrydning mere omfattende, så der skal være tilstrækkelig lang isotermisk tid til at foretage dens eutektiske nedbrydning, dannelsen af perlitisk organisation.

Fig. 1(f) viser mikrostrukturen af P92 stål ved 770°C isotermisk temperatur i 25 timer

Fig. 1(f) viser mikrostrukturen af P92 stål ved 770°C isotermisk temperatur i 25 timer

Energispektrumanalyse blev udført på vævene med forskellige morfologier i fig. 1(f2) for at identificere vævstypen yderligere, som vist i tabel 2. Af tabel 2 kan det ses, at kulstofindholdet i de hvide partikler er højere end andre organisationer, og legeringselementerne Cr, Mo og V er flere, analyserer denne partikel for de sammensatte carbidpartikler, der udfældes under afkølingsprocessen; relativt set er kulstofindholdet i den diskontinuerlige lamelorganisation næst lavest, og kulstofindholdet i den massive organisation er det mindste. Fordi perlit er en tofaset organisation af carburize og ferrit, er det gennemsnitlige kulstofindhold højere end ferrit; kombineret med isotermisk temperatur- og morfologianalyse bestemmes det yderligere, at den lamelformede organisation er perlit-lignende, og den massive organisation er først eutektisk ferrit.

Spektrumanalyse af P92-stålet, isotermisk behandlet ved 770 °C i 25 timer, skrevet i tabelformat med atombrøker (%)

Struktur C NB Mo Ti V Cr Mn Fe W
Hvide granulat 11.07 0.04 0.94 0.02 2.16 8.36 2.64 54.77 2.84
Blokstruktur 9.31 0.04 0.95 0.2 0.32 8.42 0.74 85.51 10.21
Lagdelt struktur 5.1 0 0.09 0.1 0.33 7.3 0.35 85.65 0.69

2.2 Mikrohårdhed og analyse

Generelt set sker der under afkølingsprocessen af legeret stål indeholdende elementer som W og Mo tre slags organisatoriske transformationer i den superkølede austenit: martensitisk transformation i lavtemperaturzonen, bainittransformation i mellemtemperaturzonen og perlittransformation i højtemperaturzonen. De forskellige organisatoriske udviklinger fører til forskellige hårdheder. Figur 2 viser variationen af hårdhedskurven for P92 stål ved forskellige isotermiske temperaturer. Fra fig. 2 kan det ses, at med stigningen i isotermisk temperatur viser hårdheden tendensen til først at falde, derefter stigende og til sidst faldende. Når den isotermiske temperatur på 160 ~ 370 ℃, forekomsten af martensitisk transformation, Vickers hårdhed fra 516HV til 457HV. Når den isotermiske temperatur er 400 ~ 620 ℃, forekommer en lille mængde bainit-transformation, og hårdheden af 478HV stiger til 484HV; på grund af den lille bainit-omdannelse ændres hårdheden ikke meget. Når den isotermiske temperatur er 650 ℃, dannes en lille mængde perlit med en hårdhed på 410HV. når den isotermiske temperatur på 680 ~ 770 ℃, dannelsen af ferrit + perlit organisation, hårdhed fra 242HV til 163HV. på grund af transformationen af P92 stål ved forskellige temperaturer i organiseringen af overgangen er anderledes, i området for lavtemperatur martensitisk transformation, når den isotermiske temperatur er lavere end punktet for Ms, med stigningen i temperatur, martensitindhold falder, hårdhed falder; midt i omdannelsen af P92 stål i de forskellige temperaturer, når den isotermiske temperatur er lavere end Ms-punktet, med temperaturstigningen falder martensitisk indhold, hårdheden falder; i mellemtemperatur-bainit-transformationsområdet, fordi mængden af bainit-transformation er lille, ændres hårdheden ikke meget; i højtemperatur-perlitisk transformationsregion, med stigningen i isotermisk temperatur, stiger det første eutektiske ferritindhold, så hårdheden fortsætter med at falde, så med stigningen i isotermisk temperatur er materialets hårdhed generelt en faldende tendens, og tendensen af ændringen i hårdhed og analysen af organisationen er i tråd med tendensen.

Variation af hårdhedskurver af P92-stål ved forskellige isotermiske temperaturer

Variation af hårdhedskurver af P92-stål ved forskellige isotermiske temperaturer

3. Konklusion

1) Det kritiske punkt Ac1 for P92-stål er 792,4 ℃, Ac3 er 879,8 ℃, og Ms er 372,3 ℃.

2) P92 stål ved forskellige isotermiske temperaturer for at opnå rumtemperaturorganisationen er forskellig; i 160 ~ 370 ℃ isotermisk 1h, er stuetemperaturorganisationen martensit; i 400 ~ 430 ℃ isotermisk 1h, organisering af en lille mængde bainit + martensit; i 520 ~ 620 ℃ isotermisk 1h, organisationen er relativt stabil, en kort periode (1 h) forekommer ikke inden for transformationen, stuetemperaturorganisationen er martensit; i de 650 ℃ isotermiske 25 timer, er stuetemperaturorganisationen perlit. h, stuetemperaturorganisation for perlit + martensit; i 680 ~ 770 ℃ isotermisk 25h, organisationen omdannet til perlit + første eutektiske ferrit.

3) P92 stål austenitisering i Ac1 under isotermisk, med reduktion af isotermisk temperatur, har hårdheden af materialet som helhed en tendens til at stige, isotermisk ved 770 ℃ efter forekomsten af den første eutektiske ferritudfældning, perlitisk transformation, hårdheden er den laveste 163HV; isotermisk ved 160 ℃ efter forekomsten af martensitisk transformation, hårdheden er den højeste, omkring 516HV.

ASME B31.3 vs ASME B31.1

ASME B31.1 vs. ASME B31.3: Kend rørdesignkoderne

/i /af

Indledning

Inden for rørdesign og konstruktion er det afgørende at vælge den passende rørkode for at sikre sikkerhed, effektivitet og overholdelse af industristandarder. To af de mest anerkendte rørdesignkoder er ASME B31.1 og ASME B31.3. Mens de begge kommer fra American Society of Mechanical Engineers (ASME) og styrer design og konstruktion af rørsystemer, er deres applikationer markant forskellige. Forståelse af ASME B31.1 vs. ASME B31.3 debat er afgørende for at vælge den korrekte kode til dit projekt, uanset om det involverer kraftværker, kemisk behandling eller industrianlæg.

Oversigt: ASME B31.1 vs. ASME B31.3

What is ASME B31.3 or Process Piping Code?

ASME B31.1 er standarden, der styrer design, konstruktion og vedligeholdelse af kraftværksrørsystemer. Det gælder rørsystemer i kraftværker, industrianlæg og andre anlæg, hvor elproduktion er involveret. Denne kode fokuserer stærkt på integriteten af systemer, der håndterer højtryksdamp, vand og varme gasser.

Typiske applikationer: Kraftværker, varmesystemer, turbiner og kedelanlæg.
Trykområde: Højtryksdamp- og væskesystemer.
Temperaturområde: Højtemperaturservice, især til damp- og gasapplikationer.

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.

Typiske applikationer: Kemiske forarbejdningsanlæg, raffinaderier, farmaceutiske faciliteter, fødevare- og drikkevarefabrikker.
Trykområde: Generelt lavere end trykområdet i ASME B31.1, afhængigt af væsketyper og deres klassificering.
Temperaturområde: varies depending på de kemiske væsker, men det er typisk lavere end de ekstreme forhold i 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 Parameter ASME B31.3-Process Piping ASME B31.1-Power Piping
1 Omfang 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 Designliv 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.

Konklusion

Den kritiske forskel i ASME B31.1 vs. ASME B31.3 debatten ligger i industriens applikationer, materialekrav og sikkerhedshensyn. ASME B31.1 er ideel til elproduktion og højtemperatursystemer med fokus på mekanisk integritet. På samme tid, 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 Sektion II, del A

ASME BPVC Sektion II Del A: Jernmaterialespecifikationer

/i /af

Indledning

ASME BPVC Sektion II, del A: Jernmaterialespecifikationer er et afsnit af ASME Boiler and Pressure Vessel Code (BPVC), der dækker specifikationer for jernholdige materialer (primært jern) anvendes til konstruktion af kedler, trykbeholdere og andet trykholdende udstyr. Dette afsnit omhandler specifikt kravene til stål- og jernmaterialer, herunder kulstofstål, legeret stål og rustfrit stål.

Relaterede materialespecifikationer for rør og plader

Rør:

SA-178/SA-178M – El-modstandssvejset kulstofstål og kulstof-manganstål kedel og overhedningsrør
SA-179/SA-179M – Sømløse koldtrukne varmeveksler- og kondensatorrør med lavt kulstofindhold i stål
SA-192/SA-192M – Sømløse kedelrør i kulstofstål til højtryksservice
SA-209/SA-209M – Sømløse kulstof-molybdænlegering-stålkedel og overhedningsrør
SA-210/SA-210M – Sømløse medium-carbon stålkedel og overhedningsrør
SA-213/SA-213M – Sømløse ferritisk og austenitisk legeret stålkedel, overhedning og varmevekslerrør
SA-214/SA-214M – El-modstandssvejsede kulstofstål varmeveksler og kondensatorrør
SA-249/SA-249M – Svejset austenitisk stålkedel, overhedning, varmeveksler og kondensatorrør
SA-250/SA-250M – El-modstandssvejsede ferritisk legering-stål kedel og overhedningsrør
SA-268/SA-268M – Sømløse og svejsede ferritiske og martensitiske rustfri stålrør til generel service
SA-334/SA-334M – Sømløse og svejsede kulstof- og legeringsstålrør til lavtemperaturservice
SA-335/SA-335M – Sømløst ferritisk legeret stålrør til højtemperaturservice
SA-423/SA-423M – Sømløse og elektrisk svejsede lavlegerede stålrør
SA-450/SA-450M – Generelle krav til kulstof- og lavlegerede stålrør
SA-556/SA-556M – Sømløse koldtrukne fødevandsvarmerør i kulstofstål
SA-557/SA-557M – El-modstandssvejsede kulstofstål fødevandsvarmerør
SA-688/SA-688M – Sømløse og svejsede austenitiske fødevandsvarmerør i rustfrit stål
SA-789/SA-789M – Sømløs og svejset ferritisk/austenitisk rustfrit stålrør til generel service
SA-790/SA-790M – Sømløst og svejset ferritisk/austenitisk rustfrit stålrør
SA-803/SA-803M – Sømløse og svejsede ferritiske fodervandsvarmerør i rustfrit stål
SA-813/SA-813M – Enkelt- eller dobbeltsvejset austenitisk rustfrit stålrør
SA-814/SA-814M – Koldbearbejdet svejset austenitisk rustfrit stålrør

ASME BPVC

ASME BPVC

Plader:

SA-203/SA-203M – Trykbeholderplader, legeret stål, nikkel
SA-204/SA-204M – Trykbeholderplader, legeret stål, molybdæn
SA-285/SA-285M – Trykbeholderplader, kulstofstål, lav- og mellemtrækstyrke
SA-299/SA-299M – Trykbeholderplader, kulstofstål, mangan-silicium
SA-302/SA-302M – Trykbeholderplader, legeret stål, mangan-molybdæn og mangan-molybdæn-nikkel
SA-353/SA-353M – Trykbeholderplader, legeret stål, dobbeltnormaliseret og hærdet 9% nikkel
SA-387/SA-387M – Trykbeholderplader, legeret stål, krom-molybdæn
SA-516/SA-516M – Trykbeholderplader, kulstofstål, til service med moderat og lav temperatur
SA-517/SA-517M – Trykbeholderplader, legeret stål, højstyrke, bratkølet og hærdet
SA-533/SA-533M – Trykbeholderplader, legeret stål, bratkølet og hærdet, mangan-molybdæn og mangan-molybdæn-nikkel
SA-537/SA-537M – Trykbeholderplader, varmebehandlet, kul-mangan-siliciumstål
SA-542/SA-542M – Trykbeholderplader, legeret stål, bratkølet og hærdet, chrom-molybdæn og chrom-molybdæn-vanadium
SA-543/SA-543M – Trykbeholderplader, legeret stål, bratkølet og hærdet, nikkel-krom-molybdæn
SA-553/SA-553M – Trykbeholderplader, legeret stål, bratkølet og hærdet 7, 8 og 9% nikkel
SA-612/SA-612M – Trykbeholderplader, kulstofstål, høj styrke, til service med moderat og lavere temperatur
SA-662/SA-662M – Trykbeholderplader, carbon-mangan-siliciumstål, til moderat og lavere temperaturservice
SA-841/SA-841M – Trykbeholderplader, produceret ved termomekanisk kontrolproces (TMCP)

Konklusion

Som konklusion er ASME BPVC Sektion II, del A: Jernmaterialespecifikationer en kritisk ressource til at sikre sikkerheden, pålideligheden og kvaliteten af jernholdige materialer, der bruges til at konstruere kedler, trykbeholdere og andet trykholdende udstyr. Ved at levere omfattende specifikationer for de mekaniske og kemiske egenskaber af materialer som kulstofstål, legeret stål og rustfrit stål sikrer dette afsnit, at materialer opfylder de strenge standarder, der kræves til højtryks- og højtemperaturapplikationer. Dens detaljerede vejledning om produktformularer, testprocedurer og overholdelse af industristandarder gør den uundværlig for ingeniører, producenter og inspektører, der er involveret i design og konstruktion af trykudstyr. Som sådan er ASME BPVC Sektion II, del A, afgørende for petrokemiske, nukleare og elproduktionsindustrier, hvor trykbeholdere og kedler skal fungere sikkert og effektivt under strenge mekaniske belastningsforhold.

Kølende SAE4140 sømløst stålrør

Analyse af årsagerne til ringformede revner i bratkølede SAE 4140 sømløse stålrør

/i /af

Årsagen til den ringformede revne i rørenden af SAE 4140 sømløse stålrør blev undersøgt ved kemisk sammensætningsundersøgelse, hårdhedstest, metallografisk observation, scanningelektronmikroskop og energispektrumanalyse. Resultaterne viser, at den ringformede revne i SAE 4140 sømløse stålrør er en slukningsrevne, der generelt forekommer i rørets ende. Årsagen til slukningsrevnen er de forskellige kølehastigheder mellem inder- og ydervæggene, og ydervæggens kølehastighed er meget højere end den indvendige vægs, hvilket resulterer i revnefejl forårsaget af spændingskoncentration nær indervægspositionen. Den ringformede revne kan elimineres ved at øge kølehastigheden af stålrørets indvendige væg under bratkøling, forbedre ensartetheden af kølehastigheden mellem inder- og ydervæggen og kontrollere temperaturen efter bratkøling til at være inden for 150 ~ 200 ℃ for at reducere slukningsstressen ved selvhærdning.

SAE 4140 er et CrMo lavlegeret konstruktionsstål, er den amerikanske ASTM A519 standardkvalitet, i den nationale standard 42CrMo baseret på stigningen i Mn-indholdet; derfor er SAE 4140-hærdbarheden blevet yderligere forbedret. SAE 4140 sømløse stålrør, i stedet for solidt smedning, kan rullende billetproduktion af forskellige typer hule aksler, cylindre, ærmer og andre dele betydeligt forbedre produktionseffektiviteten og spare stål; SAE 4140 stålrør er meget udbredt i olie- og gasfelts minedrift skrueboreværktøjer og andet boreudstyr. SAE 4140 sømløse stålrørshærdningsbehandling kan opfylde kravene til forskellige stålstyrker og sejhedsmatchning ved at optimere varmebehandlingsprocessen. Alligevel viser det sig ofte at påvirke produktleveringsfejl i produktionsprocessen. Dette papir fokuserer hovedsageligt på SAE 4140 stålrør i bratkølingsprocessen i midten af vægtykkelsen af enden af røret, producerer en ringformet revnedefektanalyse og foreslår forbedringstiltag.

1. Testmaterialer og -metoder

En virksomhed fremstillede specifikationer for ∅ 139,7 × 31,75 mm sømløse stålrør af stålkvalitet SAE 4140, produktionsprocessen for billetopvarmning → gennemboring → rulning → dimensionering → temperering (850 ℃ iblødsætningstid på 70 min bratkøling + rørkøling uden for vandbruseren +735 ℃ iblødsætningstid på 2 timers temperering) → Fejldetektion og inspektion. Efter anløbningsbehandlingen viste fejldetektionsinspektionen, at der var en ringformet revne i midten af vægtykkelsen ved rørenden, som vist i fig. 1; den ringformede revne viste sig i en afstand på ca. 21~24 mm fra ydersiden, cirklede rundt om rørets omkreds og var delvist diskontinuerlig, mens der ikke blev fundet en sådan defekt i rørlegemet.

Fig.1 Den ringformede revne ved rørenden

Fig.1 Den ringformede revne ved rørenden

Tag partiet af bratkølingsprøver af stålrør til bratkølingsanalyse og bratkølingsorganisationsobservation og spektralanalyse af sammensætningen af stålrøret på samme tid i de hærdede stålrørsrevner for at tage prøver med høj effekt for at observere sprækkemikromorfologien , kornstørrelsesniveau, og i scanningselektronmikroskopet med et spektrometer for revnerne i den indre sammensætning af mikroarealanalysen.

2. Testresultater

2.1 Kemisk sammensætning

Tabel 1 viser resultaterne af spektralanalyse af den kemiske sammensætning, og sammensætningen af elementerne er i overensstemmelse med kravene i ASTM A519-standarden.

Tabel 1 Analyseresultater for kemisk sammensætning (massefraktion, %)

Element C Si Mn P S Cr Mo Cu Ni
Indhold 0.39 0.20 0.82 0.01 0.005 0.94 0.18 0.05 0.02
ASTM A519-krav 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 Rørhærdningstest

På de bratkølede prøver af den samlede vægtykkelses-hærdningshårdhedstest kan resultaterne for den samlede vægtykkelseshårdhed, som vist i figur 2, ses i figur 2, i 21 ~ 24 mm fra ydersiden af bratkølingshårdheden begyndte at falde betydeligt, og fra ydersiden af de 21 ~ 24 mm er højtemperatur-anløbning af røret fundet i området af ringrevnen, området under og over vægtykkelsen af hårdheden af den ekstreme forskel mellem placeringen af vægtykkelsen af regionen nåede 5 (HRC) eller deromkring. Hårdhedsforskellen mellem dette områdes nedre og øvre vægtykkelse er omkring 5 (HRC). Den metallografiske organisation i den bratkølede tilstand er vist i fig. 3. Fra den metallografiske organisation i fig. 3; det kan ses, at organisationen i det ydre område af røret er en lille mængde ferrit + martensit, mens organisationen nær den indre overflade ikke er quenched, med en lille mængde ferrit og bainit, hvilket fører til den lave quenching hårdhed fra rørets ydre overflade til rørets indvendige overflade i en afstand på 21 mm. Den høje grad af konsistens af ringrevner i rørvæggen og placeringen af ekstreme forskelle i bratkølingshårdhed tyder på, at der sandsynligvis vil opstå ringrevner i bratkølingsprocessen. Den høje konsistens mellem ringrevnernes placering og den ringere bratkølende hårdhed indikerer, at ringrevnerne kan være opstået under bratkølingsprocessen.

Fig.2 Værdien for bratkølingshårdhed i fuld vægtykkelse

Fig.2 Værdien for bratkølingshårdhed i fuld vægtykkelse

Fig.3 Bratkølestruktur af stålrør

Fig.3 Bratkølestruktur af stålrør

2.3 De metallografiske resultater af stålrøret er vist i henholdsvis fig. 4 og fig. 5.

Stålrørets matrixorganisation er hærdet austenit + en lille mængde ferrit + en lille mængde bainit, med en kornstørrelse på 8, hvilket er en gennemsnitlig hærdet organisation; revnerne strækker sig langs den langsgående retning, som hører til langs den krystallinske revnedannelse, og de to sider af revnerne har de typiske egenskaber, at de går i indgreb; der er fænomenet afkulning på begge sider, og højtemperatur gråt oxidlag kan observeres på overfladen af revnerne. Der er afkulning på begge sider, og der kan observeres et højtemperatur gråt oxidlag på revneoverfladen, og der kan ikke ses ikke-metalliske indeslutninger i nærheden af revnen.

Fig.4 Observationer af revnemorfologi

Fig.4 Observationer af revnemorfologi

Fig.5 Mikrostruktur af crack

Fig.5 Mikrostruktur af crack

2.4 Revnefrakturmorfologi og energispektrumanalyseresultater

Efter bruddet er åbnet, observeres bruddets mikromorfologi under scanningselektronmikroskopet, som vist i fig. 6, som viser, at bruddet har været udsat for høje temperaturer, og der er sket højtemperaturoxidation på overfladen. Bruddet er hovedsageligt langs krystalbruddet, med kornstørrelsen fra 20 til 30 μm, og der findes ingen grove korn og unormale organisatoriske defekter; energispektrumanalysen viser, at bruddets overflade hovedsageligt består af jern og dets oxider, og der ses ingen unormale fremmedelementer. Spektralanalyse viser, at brudoverfladen primært er jern og dets oxider, uden noget unormalt fremmedelement.

Fig.6 Frakturmorfologi af revne

Fig.6 Frakturmorfologi af revne

3 Analyse og diskussion

3.1 Analyse af revnefejl

Fra et synspunkt om sprækkemikromorfologi er revneåbningen lige; halen er buet og skarp; revneforlængelsen viser karakteristikaene ved revnedannelse langs krystallen, og de to sider af revnen har typiske maskekarakteristika, som er de sædvanlige karakteristika ved slukning af revner. Alligevel viste den metallografiske undersøgelse, at der er afkulningsfænomener på begge sider af revnen, hvilket ikke er i overensstemmelse med karakteristikaene for de traditionelle bratkølingsrevner, idet der tages højde for det faktum, at stålrørets anløbningstemperatur er 735 ℃, og Ac1 er 738 ℃ i SAE 4140, hvilket ikke er i overensstemmelse med de konventionelle egenskaber ved slukning af revner. I betragtning af at den anvendte anløbningstemperatur for røret er 735 °C og Ac1 i SAE 4140 er 738 °C, som er meget tæt på hinanden, antages det, at afkulningen på begge sider af revnen er relateret til høj- temperaturhærdning under anløbningen (735 °C) og er ikke en revne, der allerede eksisterede før varmebehandlingen af røret.

3.2 Årsager til revnedannelse

Årsagerne til bratkølingsrevner er generelt relateret til bratkølingsopvarmningstemperaturen, bratkølingshastigheden, metallurgiske defekter og bratkølingsspændinger. Ud fra resultaterne af sammensætningsanalyse opfylder den kemiske sammensætning af røret kravene i SAE 4140 stålkvalitet i ASTM A519-standarden, og der blev ikke fundet overskridende elementer; der blev ikke fundet ikke-metalliske indeslutninger i nærheden af revnerne, og energispektrumanalysen ved revnebruddet viste, at de grå oxidationsprodukter i revnerne var Fe og dets oxider, og der blev ikke set unormale fremmedelementer, hvorfor det kan udelukkes, at metallurgiske defekter forårsagede de ringformede revner; rørets kornstørrelsesgrad var Grade 8, og kornstørrelsesgraden var Grade 7, og kornstørrelsen var Grade 8, og kornstørrelsen var Grade 8. Kornstørrelsesniveauet for røret er 8; kornet er raffineret og ikke groft, hvilket indikerer, at slukningsrevnen ikke har noget at gøre med slukningsvarmetemperaturen.

Dannelsen af bratningsrevner er tæt forbundet med bratkølingsspændingerne, opdelt i termiske og organisatoriske spændinger. Termisk spænding skyldes stålrørets køleproces; overfladelaget og hjertet af stålrørets kølehastighed er ikke konsistente, hvilket resulterer i ujævn sammentrækning af materialet og indre spændinger; resultatet er, at stålrørets overfladelag udsættes for trykspændinger og hjertet af trækspændingerne; vævsspændinger er slukningen af stålrørsorganisationen til martensittransformationen, sammen med udvidelsen af volumen af inkonsistens i genereringen af de interne spændinger, organisationen af spændinger genereret af resultatet er overfladelaget af trækspændinger, centrum af trækspændingerne. Disse to slags spændinger i stålrøret findes i samme del, men retningsrollen er den modsatte; den kombinerede effekt af resultatet er, at en af de to spændinger dominerende faktor, termisk spænding dominerende rolle er resultatet af emnet hjerte trækstyrke, overfladetryk; væv stress dominerende rolle er resultatet af emnet hjerte træktryk overflade træk.

SAE 4140 stålrør bratkøling ved hjælp af roterende ydre brusekøling produktion, kølehastigheden af den ydre overflade er meget større end den indvendige overflade, det ydre metal af stålrøret er alt bratkølet, mens det indre metal ikke er helt bratkølet for at producere en del af ferrit- og bainitorganisation, kan det indre metal på grund af det indre metal ikke omdannes fuldt ud til martensitisk organisation, stålrørets indre metal udsættes uundgåeligt for trækspændingen, der genereres af udvidelsen af martensittens ydre væg, og kl. på samme tid, på grund af de forskellige typer af organisation, er dens specifikke volumen forskellig mellem det indre og ydre metal. På samme tid, på grund af de forskellige former for organisation, er det særlige volumen af de indre og ydre lag af metallet forskelligt , og krympningshastigheden ikke er den samme under afkøling, vil trækspænding også blive genereret ved grænsefladen mellem de to typer organisation, og fordelingen af spændingen er domineret af de termiske spændinger, og trækspændingen genereret ved grænsefladen mellem de to typer organisering inde i røret er den største, hvilket resulterer i, at ringen dæmper revner, der opstår i området af rørets vægtykkelse tæt på den indvendige overflade (21~24 mm væk fra den ydre overflade); desuden er enden af stålrøret en geometrifølsom del af hele røret, der er tilbøjelig til at generere stress. Derudover er enden af røret en geometrisk følsom del af hele røret, som er tilbøjelig til spændingskoncentration. Denne ringrevne opstår normalt kun i enden af røret, og sådanne revner er ikke fundet i rørlegemet.

Sammenfattende er bratkølede SAE 4140 tykvæggede stålrør ringformede revner forårsaget af ujævn afkøling af inder- og ydervægge; kølehastigheden af den ydre væg er meget højere end den for den indre væg; produktion af SAE 4140 tykvæggede stålrør for at ændre den eksisterende kølemetode, kan ikke kun bruges uden for køleprocessen, behovet for at styrke afkølingen af stålrørets indervæg for at forbedre ensartetheden af kølehastigheden af de indvendige og ydre vægge af det tykvæggede stålrør for at reducere spændingskoncentrationen, hvilket eliminerer ringrevnerne. Ringrevner.

3.3 Forbedringsforanstaltninger

For at undgå bratkølingsrevner er alle de forhold, der bidrager til udviklingen af bratkølende trækspændinger, faktorer for dannelsen af revner, herunder opvarmningstemperaturen, køleprocessen og udledningstemperaturen. Forbedrede procesforanstaltninger, der foreslås, omfatter: bratkølingstemperatur på 830-850 ℃; brugen af en intern dyse matchet med rørets midterlinje, kontrol af den passende interne sprøjtestrøm, forbedring af kølehastigheden af det indre hul for at sikre, at kølehastigheden af de indre og ydre vægge af tykvæggede stålrørs kølehastighed ensartethed; kontrol af post-quenching temperatur på 150-200 ℃, brugen af stålrør resterende temperatur af selvhærdning, reducere quenching spændinger i stålrøret.

Brugen af forbedret teknologi producerer ∅158,75 × 34,93 mm, ∅139,7 × 31,75 mm, ∅254 × 38,1 mm, ∅224 × 26 mm og så videre ifølge snesevis af stålrørsspecifikationer. Efter ultralydsfejlinspektion er produkterne kvalificerede uden ringdæmpende revner.

4. Konklusion

(1) Ifølge de makroskopiske og mikroskopiske karakteristika ved rørrevner tilhører de ringformede revner ved rørenderne af SAE 4140 stålrør revnefejlen forårsaget af bratkølingsspænding, som normalt opstår ved rørenderne.

(2) Afkølede SAE 4140 tykvæggede stålrør ringformede revner er forårsaget af ujævn afkøling af inder- og ydervægge. Afkølingshastigheden af ydervæggen er meget højere end indervæggens. For at forbedre ensartetheden af kølehastigheden af inder- og ydervæggene af det tykvæggede stålrør skal produktionen af SAE 4140 tykvæggede stålrør styrke afkølingen af indervæggen.

ASME SA213 T91 sømløst stålrør

ASME SA213 T91: Hvor meget ved du?

/i /af

Baggrund & Introduktion

ASME SA213 T91, stålnummeret i ASME SA213/SA213M standard, tilhører det forbedrede 9Cr-1Mo stål, som blev udviklet fra 1970'erne til 1980'erne af US Rubber Ridge National Laboratory og Metallurgical Materials Laboratory i US Combustion Engineering Corporation i samarbejde. Udviklet baseret på det tidligere 9Cr-1Mo stål, brugt i atomkraft (kan også bruges i andre områder) højtemperatur tryksatte dele materialer, er tredje generation af varmstyrke stålprodukter; dets hovedtræk er at reducere kulstofindholdet, i begrænsningen af de øvre og nedre grænser for kulstofindholdet, og en mere stringent kontrol af indholdet af resterende elementer, såsom P og S, på samme tid, tilføje et spor af 0,030-0,070% af N, og spor af de faste hårdmetaldannende elementer 0,18-0,25% af V og 0,06-0,10% af Nb, for at forfine kornkravene og derved forbedre den plastiske sejhed og svejsbarheden af stål, forbedre stålets stabilitet af stål ved høje temperaturer, efter denne multi-kompositforstærkning, dannelsen af en ny type martensitisk højkrom varmebestandigt legeret stål.

ASME SA213 T91, der normalt producerer produkter til rør med lille diameter, bruges hovedsageligt i kedler, overhedere og varmevekslere.

Internationale tilsvarende kvaliteter af T91 stål

Land

 USA Tyskland Japan Frankrig Kina
Tilsvarende stålkvalitet SA-213 T91 X10CrMoVNNb91 HCM95 TUZ10CDVNb0901 10Cr9Mo1VNbN

Vi vil genkende dette stål fra flere aspekter her.

I. Kemisk sammensætning af ASME SA213 T91

Element C Mn P S Si Cr Mo Ni V NB N Al
Indhold 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. Præstationsanalyse

2.1 Legeringselementers rolle på materialeegenskaberne: T91 stållegeringselementer spiller en solid løsningsforstærkende og diffusionsstyrkende rolle og forbedrer stålets oxidations- og korrosionsbestandighed, analyseret eksplicit som følger.
2.1.1 Kulstof er den mest tydelige styrkende effekt af faste opløsninger af stålelementer; med stigningen i kulstofindhold, den kortsigtede styrke af stål, plasticitet og sejhed fald, T91 sådant stål, vil stigningen i kulstofindhold accelerere hastigheden af carbid sfæroidisering og aggregeringshastighed, accelerere omfordelingen af legeringselementer, reducere stålets svejsbarhed, korrosionsbestandighed og oxidationsbestandighed, så varmebestandigt stål generelt ønsker at reducere mængden af kulstofindhold. Alligevel vil styrken af stål blive reduceret, hvis kulstofindholdet er for lavt. T91-stål har sammenlignet med 12Cr1MoV-stål et reduceret kulstofindhold på 20%, hvilket er en nøje overvejelse af virkningen af ovenstående faktorer.
2.1.2 T91 stål indeholder spor af nitrogen; nitrogens rolle afspejles i to aspekter. På den ene side, rollen af fast opløsning styrkelse, nitrogen ved stuetemperatur i stålopløseligheden er minimal, T91 stål svejset varmepåvirket zone i processen med svejsning opvarmning og post-svejsning varmebehandling, vil der være en række faste stoffer opløsning og udfældningsproces af VN: Svejsevarme varmepåvirket zone er blevet dannet inden for den austenitiske organisation på grund af opløseligheden af VN, nitrogenindholdet stiger, og derefter stiger graden af overmætning i organiseringen af rumtemperaturen i efterfølgende varmebehandling af svejsningen er der let VN-udfældning, hvilket øger stabiliteten af organisationen og forbedrer værdien af den varige styrke af den varmepåvirkede zone. På den anden side indeholder T91 stål også en lille mængde A1; nitrogen kan dannes med sin A1N, A1N i mere end 1 100 ℃ kun et stort antal af opløst i matrixen, og derefter genudfældet ved lavere temperaturer, hvilket kan spille en bedre diffusionsstyrkende effekt.
2.1.3 tilføje krom hovedsagelig for at forbedre oxidationsbestandigheden af varmebestandigt stål, korrosionsbestandighed, kromindhold på mindre end 5%, 600 ℃ begyndte at oxidere voldsomt, mens mængden af kromindhold op til 5% har en fremragende oxidationsmodstand. 12Cr1MoV stål i de følgende 580 ℃ har en god oxidationsmodstand, dybden af korrosion på 0,05 mm/a, 600 ℃, når ydeevnen begyndte at forringes, dybden af korrosion på 0,13 mm/a. T91 indeholdende chromindhold på 1 100 ℃ før et stort antal opløst i matrixen, og ved lavere temperaturer og genudfældning kan spille en lyddiffusionsstyrkende effekt. /T91 chromindhold steget til omkring 9%, brugen af temperaturen kan nå 650 ℃, den primære foranstaltning er at gøre matrixen opløst i mere chrom.
2.1.4 vanadium og niobium er vitale carbiddannende grundstoffer. Når det tilsættes for at danne et fint og stabilt legeret carbid med Carbon, er der en solid diffusionsforstærkende effekt.
2.1.5 Tilsætning af molybdæn forbedrer hovedsageligt stålets termiske styrke og styrker faste opløsninger.

2.2 Mekaniske egenskaber

T91 billet har efter den afsluttende varmebehandling til normalisering + højtemperaturtempering en trækstyrke ved stuetemperatur ≥ 585 MPa, rumtemperatur flydespænding ≥ 415 MPa, hårdhed ≤ 250 HB, forlængelse (50 mm afstand mellem standard cirkulær prøve) ≥ 20%, den tilladte spændingsværdi [σ] 650 ℃ = 30 MPa.

Varmebehandlingsproces: normaliseringstemperatur på 1040 ℃, holdetid på ikke mindre end 10 minutter, anløbstemperatur på 730 ~ 780 ℃, holdetid på ikke mindre end en time.

2.3 Svejseydelse

I overensstemmelse med International Welding Institutes anbefalede kulstofækvivalentformel er T91 stålkulstofækvivalent beregnet til 2.43%, og den synlige T91-svejsbarhed er dårlig.
Stålet har ikke tendens til at genopvarme Revner.

2.3.1 Problemer med T91-svejsning

2.3.1.1 Revner af hærdet organisation i den varmepåvirkede zone
T91 afkølingskritiske hastighed er lav, austenit er meget stabil, og afkøling sker ikke hurtigt under standard perlittransformation. Det skal afkøles til en lavere temperatur (ca. 400 ℃) for at blive omdannet til martensit og grov organisering.
Svejsning produceret af den varmepåvirkede zone i de forskellige organisationer har forskellige tætheder, ekspansionskoefficienter, og forskellige gitterformer i opvarmnings- og afkølingsprocessen vil uundgåeligt blive ledsaget af forskellig volumenudvidelse og sammentrækning; på den anden side har opvarmningen på grund af svejsningen ujævne og højtemperaturegenskaber, så de T91 svejsede samlinger er enorme interne belastninger. Hærdede grove martensitorganiseringssamlinger, der er i en kompleks stresstilstand, på samme tid, svejseafkølingsprocessen hydrogendiffusion fra svejsningen til nærsømmeområdet, tilstedeværelsen af brint har bidraget til martensitskørhed, denne kombination af effekter, det er let at producere kolde revner i det slukkede område.

2.3.1.2 Varmepåvirket zone kornvækst
Termisk svejsning påvirker kornvæksten væsentligt i den varmepåvirkede zone af svejsede samlinger, især i smeltezonen umiddelbart ved siden af den maksimale opvarmningstemperatur. Når afkølingshastigheden er mindre, vil den svejste varmepåvirkede zone fremstå grov massiv ferrit- og karbidorganisation, således at stålets plasticitet falder betydeligt; afkølingshastigheden er betydelig på grund af produktionen af grov martensitorganisation, men også plasticiteten af svejsede samlinger vil blive reduceret.

2.3.1.3 Generering af blødgjort lag
T91 stål svejset i hærdet tilstand, den varmepåvirkede zone producerer et uundgåeligt blødgørende lag, som er mere alvorligt end blødgøring af perlit varmebestandigt stål. Blødgøring er mere bemærkelsesværdig, når du bruger specifikationer med langsommere opvarmnings- og afkølingshastigheder. Derudover er bredden af det blødgjorte lag og dets afstand fra smeltelinjen relateret til opvarmningsbetingelserne og karakteristikaene ved svejsning, forvarmning og varmebehandling efter svejsning.

2.3.1.4 Spændingskorrosionsrevner
T91 stål i post-svejsning varmebehandling før køletemperaturen er generelt ikke mindre end 100 ℃. Hvis afkølingen er ved stuetemperatur, og miljøet er relativt fugtigt, er det let at spændekorrosionsrevner. Tyske regler: Før varmebehandlingen efter svejsningen skal den afkøles til under 150 ℃. I tilfælde af tykkere emner, filetsvejsninger og dårlig geometri er køletemperaturen ikke mindre end 100 ℃. Hvis afkøling ved stuetemperatur og luftfugtighed er strengt forbudt, ellers er det let at producere spændingskorrosionsrevner.

2.3.2 Svejseproces

2.3.2.1 Svejsemetode: Manuel svejsning, wolfram-pol gas-skærmet eller smelte-pol automatisk svejsning kan anvendes.
2.3.2.2 Svejsemateriale: kan vælge WE690 svejsetråd eller svejsestang.

Valg af svejsemateriale:
(1) Svejsning af samme slags stål – hvis manuel svejsning kan bruges til at lave CM-9Cb manuel svejsestang, kan wolframgas-beskyttet svejsning bruges til at lave TGS-9Cb, smeltestang automatisk svejsning kan bruges til at lave MGS- 9Cb ledning;
(2) uens stålsvejsning – såsom svejsning med austenitisk rustfrit stål tilgængelige ERNiCr-3 svejsetilbehør.

2.3.2.3 Punkter for svejseproces:
(1) valget af forvarmningstemperatur før svejsning
T91 stål Ms punkt er omkring 400 ℃; forvarmningstemperatur er generelt valgt til 200 ~ 250 ℃. Forvarmningstemperaturen må ikke være for høj. Ellers reduceres fugeafkølingshastigheden, hvilket kan være forårsaget i de svejsede samlinger ved korngrænserne af hårdmetaludfældning og dannelsen af ferritorganisering, hvorved slagsejheden af de stålsvejsede samlinger ved stuetemperatur reduceres væsentligt. Tyskland giver en forvarmningstemperatur på 180 ~ 250 ℃; USCE giver en forvarmningstemperatur på 120 ~ 205 ℃.

(2) valg af svejsekanal / mellemlagstemperatur
Mellemlagstemperaturen må ikke være lavere end den nedre grænse for forvarmningstemperaturen. Stadig, som med valget af forvarmningstemperatur, kan mellemlagstemperaturen ikke være for høj.T91 svejsemellemlagstemperatur styres generelt til 200 ~ 300 ℃. Franske regler: mellemlagstemperaturen overstiger ikke 300 ℃. Amerikanske regler: mellemlagstemperaturen kan placeres mellem 170 ~ 230 ℃.

(3) valget af post-svejsning varmebehandling starttemperatur
T91 kræver afkøling efter svejsning til under Ms-punktet og holde i en vis periode før hærdningsbehandling, med en eftersvejsning afkølingshastighed på 80 ~ 100 ℃/t. Hvis den ikke er isoleret, vil den fælles austenitiske organisation muligvis ikke blive fuldstændig transformeret; tempererende opvarmning vil fremme karbidudfældning langs de austenitiske korngrænser, hvilket gør organisationen meget skør. T91 kan dog ikke afkøles til stuetemperatur før anløbning efter svejsning, fordi kold Revnedannelse er farlig, når dens svejsede samlinger afkøles til stuetemperatur. For T91 kan den bedste varmebehandling efter svejsning starttemperatur på 100 ~ 150 ℃ og holde i en time sikre fuldstændig organisationstransformation.

(4) varmebehandling efter svejsning tempereringstemperatur, holdetid, valg af anløbskølehastighed
Hærdningstemperatur: T91 ståls koldrevne tendens er mere signifikant, og under visse forhold er den tilbøjelig til forsinket revnedannelse, så de svejsede samlinger skal hærdes inden for 24 timer efter svejsning. T91 post-svejsning tilstand af organisationen af lægte martensit, efter anløbning, kan ændres til hærdet martensit; dens ydeevne er overlegen i forhold til lægtemartensiten. Tempereringstemperaturen er lav; tempereringseffekten er ikke synlig; svejsemetallet er let at ælde og skørt; tempereringstemperaturen er for høj (mere end AC1-linjen), kan samlingen austenitiseres igen, og i den efterfølgende afkølingsproces genkøles. Samtidig, som beskrevet tidligere i denne artikel, bør fastlæggelsen af hærdningstemperaturen også tage hensyn til påvirkningen af det fugeblødgørende lag. Generelt T91 temperering temperatur på 730 ~ 780 ℃.
Holdetid: T91 kræver en holdetid efter svejsning af anløbning på mindst en time for at sikre, at dens organisation er fuldstændig omdannet til hærdet martensit.
Anløbskølehastighed: For at reducere restspændingen af T91 stålsvejsede samlinger skal kølehastigheden være mindre end fem ℃/min.
Samlet set kan T91 stålsvejseprocessen i temperaturstyringsprocessen kort udtrykkes i figuren nedenfor:

Temperaturkontrolproces i svejseprocessen af T91 stålrør

Temperaturkontrolproces i svejseprocessen af T91 stålrør

III. Forståelse af ASME SA213 T91

3.1 T91 stål, ved legeringsprincippet, især tilsætning af en lille mængde niob, vanadium og andre sporelementer, forbedrer højtemperaturstyrken og oxidationsmodstanden betydeligt sammenlignet med 12 Cr1MoV stål, men dets svejseydelse er dårlig.
3.2 T91 stål har en større tendens til kold Revner under svejsning og skal forsvejses forvarmet til 200 ~ 250 ℃, hvorved mellemlagstemperaturen holdes på 200 ~ 300 ℃, hvilket effektivt kan forhindre kolde revner.
3.3 T91 stål eftersvejsning varmebehandling skal afkøles til 100 ~ 150 ℃, isolering en time, opvarmning og temperering temperatur til 730 ~ 780 ℃, isoleringstid på ikke mindre end en time, og endelig ikke mere end 5 ℃ / min. hastighed afkøling til stuetemperatur.

IV. Fremstillingsproces for ASME SA213 T91

Fremstillingsprocessen for SA213 T91 kræver flere metoder, herunder smeltning, gennemboring og valsning. Smelteprocessen skal kontrollere den kemiske sammensætning for at sikre, at stålrøret har fremragende korrosionsbestandighed. Gennemborings- og rulleprocesserne kræver præcis temperatur- og trykstyring for at opnå de nødvendige mekaniske egenskaber og dimensionsnøjagtighed. Derudover skal stålrør varmebehandles for at fjerne indre spændinger og forbedre korrosionsbestandigheden.

V. Anvendelser af ASME SA213 T91

ASME SA213 T91 er et varmebestandigt stål med høj krom, der hovedsageligt anvendes til fremstilling af højtemperatur-overhedere og -eftervarmere og andre tryksatte dele af subkritiske og superkritiske kraftværkskedler med metalvægstemperaturer, der ikke overstiger 625°C, og kan også bruges som høje -temperaturtryksatte dele af trykbeholdere og atomkraft. SA213 T91 har fremragende krybemodstand og kan opretholde stabil størrelse og form ved høje temperaturer og under langvarig belastning. Dens hovedanvendelser omfatter kedler, overhedere, varmevekslere og andet udstyr i el-, kemiske og olieindustrien. Det er meget udbredt i den petrokemiske industris vandkølede vægge af højtrykskedler, economizer-rør, overhedere, eftervarmere og rør.

NACE MR0175 ISO 15156 vs NACE MR0103 ISO 17495-1

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

/i /af

Indledning

I olie- og gasindustrien, især i onshore- og offshore-miljøer, er det altafgørende at sikre lang levetid og pålidelighed af materialer, der udsættes for aggressive forhold. Det er her standarder som NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1 kommer i spil. Begge standarder giver kritisk vejledning til materialevalg i sure servicemiljøer. Det er dog vigtigt at forstå forskellene mellem dem for at vælge de rigtige materialer til dine operationer.

I dette blogindlæg vil vi udforske de vigtigste forskelle mellem NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1, og tilbyder praktiske råd til olie- og gasfagfolk, der navigerer i disse standarder. Vi vil også diskutere de specifikke applikationer, udfordringer og løsninger, som disse standarder giver, især i forbindelse med barske olie- og gasfeltmiljøer.

Hvad er NACE MR0175/ISO 15156 og NACE MR0103/ISO 17495-1?

NACE MR0175/ISO 15156:
Denne standard er globalt anerkendt for at regulere materialevalg og korrosionskontrol i surgasmiljøer, hvor hydrogensulfid (H₂S) er til stede. Det giver retningslinjer for design, fremstilling og vedligeholdelse af materialer, der anvendes i onshore og offshore olie- og gasoperationer. Målet er at mindske de risici, der er forbundet med brint-induceret cracking (HIC), sulfid stress cracking (SSC) og stress corrosion cracking (SCC), som kan kompromittere integriteten af kritisk udstyr som rørledninger, ventiler og brøndhoveder.

NACE MR0103/ISO 17495-1:
På den anden side, NACE MR0103/ISO 17495-1 er primært fokuseret på materialer, der anvendes i raffinerings- og kemiske forarbejdningsmiljøer, hvor eksponering for sur service kan forekomme, men med et lidt andet omfang. Den dækker kravene til udstyr, der er udsat for mildt korrosive forhold, med vægt på at sikre, at materialer kan modstå den aggressive karakter af specifikke raffineringsprocesser som destillation eller krakning, hvor korrosionsrisikoen er forholdsvis lavere end i opstrøms olie- og gasoperationer.

NACE MR0175 ISO 15156 vs NACE MR0103 ISO 17495-1

NACE MR0175 ISO 15156 vs NACE MR0103 ISO 17495-1

Hovedforskelle: NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1

Nu hvor vi har et overblik over hver standard, er det vigtigt at fremhæve de forskelle, der kan påvirke materialevalg på området. Disse sondringer kan i væsentlig grad påvirke materialernes ydeevne og driftsikkerheden.

1. Anvendelsesområde

Den primære forskel mellem NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1 ligger inden for deres anvendelsesområde.

NACE MR0175/ISO 15156 er skræddersyet til udstyr, der bruges i sure servicemiljøer, hvor svovlbrinte er til stede. Det er afgørende i opstrømsaktiviteter såsom efterforskning, produktion og transport af olie og gas, især i offshore- og onshorefelter, der beskæftiger sig med sur gas (gas indeholdende svovlbrinte).

NACE MR0103/ISO 17495-1, mens den stadig adresserer sur service, er den mere fokuseret på raffinering og kemiske industrier, især hvor sur gas er involveret i processer som raffinering, destillation og krakning.

2. Miljømæssig sværhedsgrad

Miljøforholdene er også en nøglefaktor i anvendelsen af disse standarder. NACE MR0175/ISO 15156 behandler mere alvorlige forhold med sur service. For eksempel dækker det højere koncentrationer af svovlbrinte, som er mere ætsende og udgør en højere risiko for materialenedbrydning gennem mekanismer som brintinduceret cracking (HIC) og sulfid stress cracking (SSC).

I modsætning hertil NACE MR0103/ISO 17495-1 betragter miljøer, der kan være mindre alvorlige med hensyn til hydrogensulfideksponering, men stadig kritiske i raffinaderi- og kemiske anlægsmiljøer. Den kemiske sammensætning af de væsker, der er involveret i raffineringsprocesserne, er muligvis ikke så aggressive som dem, man støder på i surgasfelter, men udgør stadig en risiko for korrosion.

3. Materialekrav

Begge standarder giver specifikke kriterier for materialevalg, men de adskiller sig i deres strenge krav. NACE MR0175/ISO 15156 lægger større vægt på at forhindre brintrelateret korrosion i materialer, som kan forekomme selv i meget lave koncentrationer af svovlbrinte. Denne standard kræver materialer, der er modstandsdygtige over for SSC, HIC og korrosionstræthed i sure miljøer.

På den anden side, NACE MR0103/ISO 17495-1 er mindre foreskrivende med hensyn til brint-relateret revnedannelse, men kræver materialer, der kan håndtere ætsende midler i raffineringsprocesser, og fokuserer ofte mere på generel korrosionsbestandighed frem for specifikke brint-relaterede risici.

4. Test og verifikation

Begge standarder kræver test og verifikation for at sikre, at materialer fungerer i deres respektive miljøer. Imidlertid, NACE MR0175/ISO 15156 kræver mere omfattende test og mere detaljeret verifikation af materialets ydeevne under sure driftsforhold. Testene omfatter specifikke retningslinjer for SSC, HIC og andre fejltilstande forbundet med surgasmiljøer.

NACE MR0103/ISO 17495-1, mens det også kræver materialeprøvning, er det ofte mere fleksibelt med hensyn til testkriterierne med fokus på at sikre, at materialer opfylder generelle korrosionsbestandighedsstandarder frem for at fokusere specifikt på hydrogensulfid-relaterede risici.

Hvorfor skal du bekymre dig om NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1?

Forståelse af disse forskelle kan hjælpe med at forhindre materialefejl, sikre driftssikkerhed og overholde industriens regler. Uanset om du arbejder på en offshore-olieplatform, et rørledningsprojekt eller i et raffinaderi, vil brug af de relevante materialer i henhold til disse standarder sikre dig mod dyre fejl, uventet nedetid og potentielle miljøfarer.

Til olie- og gasoperationer, især i onshore og offshore sure servicemiljøer, NACE MR0175/ISO 15156 er standarden. Det sikrer, at materialer modstår de hårdeste miljøer, og mindsker risici som SSC og HIC, der kan føre til katastrofale fejl.

I modsætning hertil, for operationer inden for raffinering eller kemisk forarbejdning, NACE MR0103/ISO 17495-1 tilbyder mere skræddersyet vejledning. Det gør det muligt at anvende materialer effektivt i miljøer med sur gas, men med mindre aggressive forhold sammenlignet med olie- og gasudvinding. Fokus her er mere på generel korrosionsbestandighed i procesmiljøer.

Praktisk vejledning for fagfolk inden for olie og gas

Når du vælger materialer til projekter i begge kategorier, skal du overveje følgende:

Forstå dit miljø: Vurder, om din virksomhed er involveret i udvinding af sur gas (opstrøms) eller raffinering og kemisk forarbejdning (nedstrøms). Dette vil hjælpe dig med at bestemme, hvilken standard du skal anvende.

Materialevalg: Vælg materialer, der er i overensstemmelse med den relevante standard baseret på miljøforhold og typen af service (sur gas vs. raffinering). Rustfrit stål, højlegerede materialer og korrosionsbestandige legeringer anbefales ofte baseret på miljøets sværhedsgrad.

Test og verifikation: Sørg for, at alle materialer er testet i henhold til de respektive standarder. For surgasmiljøer kan yderligere test for SSC, HIC og korrosionstræthed være nødvendig.

Rådfør dig med eksperter: Det er altid en god idé at rådføre sig med korrosionsspecialister eller materialeingeniører, der er bekendt med NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1 for at sikre optimal materialeydelse.

Konklusion

Afslutningsvis forstå sondringen mellem NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1 er afgørende for at træffe informerede beslutninger om materialevalg til både opstrøms og nedstrøms olie- og gasapplikationer. Ved at vælge den passende standard for din drift sikrer du den langsigtede integritet af dit udstyr og hjælper med at forhindre katastrofale fejl, der kan opstå fra forkert specificerede materialer. Uanset om du arbejder med sur gas i offshore-felter eller kemisk behandling i raffinaderier, vil disse standarder give de nødvendige retningslinjer for at beskytte dine aktiver og opretholde sikkerheden.

Hvis du er i tvivl om, hvilken standard du skal følge eller har brug for yderligere hjælp til materialevalg, så kontakt en materialeekspert for skræddersyet rådgivning om NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1 og sørg for, at dine projekter både er sikre og i overensstemmelse med industriens bedste praksis.