Tubería de acero inoxidable ASTM A335 ASME SA335 P92

Evolución de la microestructura del acero P92 a diferentes temperaturas isotérmicas

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Evolución de la microestructura del acero P92 a diferentes temperaturas isotérmicas

Acero P92 El acero P92 se utiliza principalmente en calderas ultra supercríticas, tuberías de ultra alta presión y otros equipos de alta temperatura y alta presión. La composición química del acero P92 se basa en la adición de oligoelementos de elementos W y B, reduce el contenido de Mo, a través de los límites de grano del reforzado y el reforzado por dispersión de diversas formas, para mejorar el rendimiento integral del acero P92, el acero P92 que el acero P91 tiene mejor resistencia al rendimiento de oxidación y resistencia a la corrosión. Un proceso de trabajo en caliente es esencial para producir la tubería de acero P92. La tecnología de procesamiento térmico puede eliminar los defectos internos generados en el proceso de producción y hacer que el rendimiento del acero satisfaga las necesidades de las condiciones de trabajo. El tipo y el estado de la organización en el proceso de trabajo en caliente son los factores clave que influyen en el rendimiento para cumplir con el estándar. Por lo tanto, este artículo analiza la organización de la tubería de acero P92 a diferentes temperaturas isotérmicas para revelar la evolución de la organización de la tubería de acero P92 a varias temperaturas, lo que no solo proporciona soporte de información para el análisis de la organización y el control del desempeño del proceso de trabajo en caliente real, sino que también establece la base experimental para el desarrollo del proceso de trabajo en caliente.

1. Materiales y métodos de prueba

1.1 Material de prueba

El acero probado es un tubo de acero P92 en condiciones de uso (1060 ℃ endurecido + 760 ℃ templado), y su composición química se muestra en la Tabla 1. Se cortó una muestra cilíndrica de ϕ4 mm × 10 mm en la parte media del tubo terminado en una posición particular a lo largo de la dirección de la longitud, y se utilizó el medidor de expansión de temple para estudiar la transformación del tejido a diferentes temperaturas.

Tabla 1 Composición química principal del acero P92 por fracción de masa (%)

Elemento C Si Minnesota cr Ni Mes V Alabama B Nótese bien 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 Proceso de prueba

Usando un medidor de expansión térmica de temple L78, 0,05 ℃/s de calentamiento hasta 1050 ℃ de aislamiento durante 15 min, 200 ℃/s de enfriamiento hasta temperatura ambiente. Mida el punto crítico de cambio de fase del material Ac1 es 792,4 ℃, Ac3 es 879,8 ℃, Ms es 372,3 ℃. Las muestras se calentaron hasta 1050 °C a una velocidad de 10 °C/s y se mantuvieron durante 15 min, y luego se enfriaron a diferentes temperaturas (770, 740, 710, 680, 650, 620, 520, 430, 400, 370, 340, 310, 280, 250, 190 y 160 °C) a una velocidad de 150 °C/s y se mantuvieron durante diferentes períodos de tiempo (620 °C y menos durante 1 h, 620 °C y más durante 25 h). 620 ℃ y más manteniendo 25 h), el extremo isotérmico de la energía está apagado para que la muestra se enfríe con aire a temperatura ambiente. 1.3 Métodos de prueba

Después de esmerilar y pulir la superficie de las muestras bajo diferentes procesos, la superficie de las muestras se corroyó utilizando agua regia. Se utilizaron el microscopio Zeiss AXIOVERT 25 y el microscopio electrónico de barrido ambiental QWANTA 450 para observar y analizar la organización; utilizando el probador de dureza Vickers HVS-50 (peso de carga de 1 kg), se realizaron mediciones de dureza en varias ubicaciones en la superficie de cada muestra y el valor promedio se tomó como el valor de dureza de la muestra.

2. Resultados de las pruebas y análisis

2.1 Organización y análisis de diferentes sistemas isotérmicos de temperatura.

La Figura 1 muestra la microestructura del acero P92 después de la austenización completa a 1050 °C durante diferentes tiempos a diferentes temperaturas. La Figura 1(a) muestra la microestructura del acero P92 después de la isotermización a 190 ℃ durante 1 h. De la Figura 1(a2), se puede ver que su organización a temperatura ambiente es martensita (M). De la Figura 1(a3), se puede ver que la martensita muestra características similares a listones. Dado que el punto Ms del acero es de aproximadamente 372 °C, la transformación de fase de martensita ocurre a temperaturas isotérmicas por debajo del punto Ms, formando martensita, y el contenido de carbono del acero P92 pertenece al rango de composiciones de bajo carbono; una morfología similar a un listón caracteriza a la martensita.

La figura 1(a) muestra la microestructura del acero P92 después de 1 hora isotérmica a 190 °C.

La figura 1(a) muestra la microestructura del acero P92 después de 1 hora isotérmica a 190 °C.

Figura 1(b) para la microestructura del acero P92 a 430 ℃ isotérmico 1h. A medida que la temperatura isotérmica aumenta a 430 °C, el acero P92 alcanza la zona de transformación de bainita. Dado que el acero contiene elementos Mo, B y W, estos elementos tienen poco efecto en la transformación de bainita mientras retrasan la transformación perlítica. Por lo tanto, el acero P92 a 430 ℃ de aislamiento 1h, la organización de una cierta cantidad de bainita. Luego, la austenita superenfriada restante se transforma en martensita cuando se enfría al aire.

Figura 1(b) para la microestructura del acero P92 a 430 ℃ isotérmico 1h

Figura 1(b) para la microestructura del acero P92 a 430 ℃ isotérmico 1h

La figura 1(c) muestra la microestructura del acero P92 a 520 ℃ isotérmico 1h. Cuando la temperatura isotérmica de 520 ℃, los elementos de aleación Cr, Mo, Mn, etc., de modo que la transformación de la perlita se inhibe, el inicio del punto de transformación de bainita (punto Bs) se reduce, por lo que en un rango específico de temperaturas aparecerá en la zona de estabilización de la austenita superenfriada. La figura 1(c) se puede ver en 520 ℃ aislamiento 1h después de que la austenita superenfriada no se produjo después de la transformación, seguida de enfriamiento por aire para formar martensita; la organización final a temperatura ambiente es la martensita.

La figura 1(c) muestra la microestructura del acero P92 a 520 ℃ isotérmico durante 1 h.

La figura 1(c) muestra la microestructura del acero P92 a 520 ℃ isotérmico durante 1 h.

Figura 1 (d) para el acero P92 a 650 ℃ isotérmico 25h microestructura para martensita + perlita. Como se muestra en la Figura 1 (d3), la perlita muestra características laminares discontinuas y el carburo en la superficie muestra una precipitación de varilla corta. Esto se debe a los elementos de aleación del acero P92 Cr, Mo, V, etc. para mejorar la estabilidad de la austenita superenfriada al mismo tiempo, de modo que la morfología de la perlita del acero P92 cambia, es decir, el carburo en el cuerpo perlítico del carburo para la varilla corta, este cuerpo perlítico se conoce como la clase perlita. Al mismo tiempo, se encontraron muchas partículas finas de segunda fase en la organización.

Figura 1 (d) para el acero P92 a 650 ℃ microestructura isotérmica 25h para martensita + perlita

Figura 1 (d) para el acero P92 a 650 ℃ microestructura isotérmica 25h para martensita + perlita

La Figura 1(e) muestra la microestructura del acero P92 a 740 ℃ isotérmico 25h. A 740 °C isotérmico, habrá primero precipitación eutéctica de ferrita masiva y luego descomposición eutéctica de austenita, dando como resultado una organización similar a la perlita. En comparación con la isotérmica de 650 °C (ver Figura 1(d3)), la organización perlítica se vuelve más gruesa a medida que aumenta la temperatura isotérmica, y el carácter bifásico de la perlita, es decir, ferrita y carburita en forma de una barra corta, es claramente visible.

La figura 1(e) muestra la microestructura del acero P92 a 740 ℃ isotérmico 25h.

La figura 1(e) muestra la microestructura del acero P92 a 740 ℃ isotérmico 25h.

La Fig. 1(f) muestra la microestructura del acero P92 a una temperatura isotérmica de 770°C durante 25 h. A una temperatura isotérmica de 770°C, con la prolongación del tiempo isotérmico, primero se produce la precipitación de la ferrita y, a continuación, la austenita superenfriada sufre una descomposición eutéctica para formar una organización de ferrita + perlita. Con el aumento de la temperatura isotérmica, el primer contenido eutéctico de ferrita aumenta y el contenido de perlita disminuye. Debido a que los elementos de aleación del acero P92 se disuelven en la austenita para aumentar la templabilidad de la austenita, la dificultad de la descomposición eutéctica se hace más extensa, por lo que debe haber un tiempo isotérmico suficientemente largo para que se produzca su descomposición eutéctica, la formación de la organización perlítica.

La figura 1(f) muestra la microestructura del acero P92 a una temperatura isotérmica de 770 °C durante 25 h.

La figura 1(f) muestra la microestructura del acero P92 a una temperatura isotérmica de 770 °C durante 25 h.

Se realizó un análisis del espectro de energía en los tejidos con diferentes morfologías en la Fig. 1 (f2) para identificar aún más el tipo de tejido, como se muestra en la Tabla 2. De la Tabla 2, se puede ver que el contenido de carbono de las partículas blancas es más alto que otras organizaciones, y los elementos de aleación Cr, Mo y V son más, analizando esta partícula para las partículas de carburo compuesto precipitadas durante el proceso de enfriamiento; comparativamente hablando, el contenido de carbono en la organización laminar discontinua es el segundo más bajo, y el contenido de carbono en la organización masiva es el menor. Debido a que la perlita es una organización de dos fases de carburo y ferrita, el contenido de carbono promedio es más alto que el de la ferrita; combinado con el análisis de morfología y temperatura isotérmica, se determina además que la organización laminar es similar a la perlita y la organización masiva es la primera ferrita eutéctica.

Análisis espectral del acero P92 tratado isotérmicamente a 770 °C durante 25 horas, escrito en formato de tabla con fracciones atómicas (%)

Estructura C Nótese bien Mes Ti V cr Minnesota fe W.
Granulado blanco 11.07 0.04 0.94 0.02 2.16 8.36 2.64 54.77 2.84
Estructura de bloques 9.31 0.04 0.95 0.2 0.32 8.42 0.74 85.51 10.21
Estructura en capas 5.1 0 0.09 0.1 0.33 7.3 0.35 85.65 0.69

2.2 Microdureza y análisis

En términos generales, durante el proceso de enfriamiento de los aceros aleados que contienen elementos como W y Mo, se producen tres tipos de transformaciones organizativas en la austenita superenfriada: transformación martensítica en la zona de baja temperatura, transformación bainita en la zona de temperatura media y transformación perlítica en la zona de alta temperatura. Las diferentes evoluciones organizativas conducen a diferentes durezas. La Figura 2 muestra la variación de la curva de dureza del acero P92 a diferentes temperaturas isotérmicas. De la Figura 2, se puede ver que con el aumento de la temperatura isotérmica, la dureza muestra la tendencia de disminuir primero, luego aumentar y finalmente disminuir. Cuando la temperatura isotérmica de 160 ~ 370 ℃, ocurre la transformación martensítica, la dureza Vickers de 516HV a 457HV. Cuando la temperatura isotérmica es de 400 ~ 620 ℃, se produce una pequeña cantidad de transformación de bainita y la dureza de 478HV aumenta a 484HV; debido a la pequeña transformación de bainita, la dureza no cambia mucho. Cuando la temperatura isotérmica es de 650 ℃, se forma una pequeña cantidad de perlita, con una dureza de 410HV. cuando la temperatura isotérmica de 680 ~ 770 ℃, la formación de la organización de ferrita + perlita, dureza de 242HV a 163HV. debido a la transformación del acero P92 a diferentes temperaturas en la organización de la transición es diferente, en la región de la transformación martensítica de baja temperatura, cuando la temperatura isotérmica es inferior al punto de Ms, con el aumento de la temperatura, el contenido de martensita disminuye, la dureza disminuye; en medio de la transformación del acero P92 en las diferentes temperaturas, cuando la temperatura isotérmica es menor que el punto Ms, con el aumento de la temperatura, el contenido martensítico disminuye, la dureza disminuye; en la región de transformación de bainita de temperatura media, debido a que la cantidad de transformación de bainita es pequeña, la dureza no cambia mucho; en la región de transformación perlítica de alta temperatura, con el aumento de la temperatura isotérmica, el primer contenido de ferrita eutéctica aumenta de modo que la dureza continúa disminuyendo, por lo que con el aumento de la temperatura isotérmica, la dureza del material es generalmente una tendencia decreciente, y la tendencia del cambio en la dureza y el análisis de la organización está en línea con la tendencia.

Variación de las curvas de dureza del acero P92 a diferentes temperaturas isotérmicas

Variación de las curvas de dureza del acero P92 a diferentes temperaturas isotérmicas

3. Conclusión

1) El punto crítico Ac1 del acero P92 es 792,4 ℃, Ac3 es 879,8 ℃ y Ms es 372,3 ℃.

2) El acero P92 a diferentes temperaturas isotérmicas para obtener la organización de temperatura ambiente es diferente; en la isotérmica 1h de 160 ~ 370 ℃, la organización de temperatura ambiente es martensita; en la isotérmica 1h de 400 ~ 430 ℃, la organización de una pequeña cantidad de bainita + martensita; en la isotérmica 1h de 520 ~ 620 ℃, la organización es relativamente estable, no ocurre un corto período de tiempo (1 h) dentro de la transformación, la organización de temperatura ambiente es martensita; en la isotérmica 25h de 650 ℃, la organización de temperatura ambiente es perlita. h, organización de temperatura ambiente para perlita + martensita; en la isotérmica 25h de 680 ~ 770 ℃, la organización se transformó en perlita + primera ferrita eutéctica.

3) La austenización del acero P92 en Ac1 por debajo de la isoterma, con la reducción de la temperatura isotérmica, la dureza del material en su conjunto tiende a aumentar, isotérmica a 770 ℃ después de la aparición de la primera precipitación de ferrita eutéctica, transformación perlítica, la dureza es la más baja, alrededor de 163HV; isotérmica a 160 ℃ después de la aparición de la transformación martensítica, la dureza es la más alta, alrededor de 516HV.

Comparación entre ASME B31.3 y ASME B31.1

ASME B31.1 vs. ASME B31.3: Conozca los códigos de diseño de tuberías

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Introducción

En el diseño e ingeniería de tuberías, la selección del código de tuberías adecuado es esencial para garantizar la seguridad, la eficiencia y el cumplimiento de las normas de la industria. Dos de los códigos de diseño de tuberías más reconocidos son Normativa ASME B31.1 y Norma ASME B31.3Si bien ambos provienen de la Sociedad Estadounidense de Ingenieros Mecánicos (ASME) y rigen el diseño y la construcción de sistemas de tuberías, sus aplicaciones difieren significativamente. Comparación entre ASME B31.1 y ASME B31.3 El debate es crucial para seleccionar el código correcto para su proyecto, ya sea que involucre plantas de energía, procesamiento químico o instalaciones industriales.

Descripción general: ASME B31.1 frente a ASME B31.3

What is ASME B31.3 or Process Piping Code?

Normativa ASME B31.1 es la norma que rige el diseño, la construcción y el mantenimiento de los sistemas de tuberías de las centrales eléctricas. Se aplica a los sistemas de tuberías de las centrales eléctricas, plantas industriales y otras instalaciones en las que interviene la generación de energía. Este código se centra principalmente en la integridad de los sistemas que manejan vapor, agua y gases calientes a alta presión.

Aplicaciones típicas:Centrales eléctricas, sistemas de calefacción, turbinas y sistemas de calderas.
Rango de presión:Sistemas de vapor y fluidos a alta presión.
Rango de temperatura:Servicio de alta temperatura, especialmente para aplicaciones de vapor y gas.

What is ASME B31.1 or Power Piping Code?

Norma 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.

Aplicaciones típicas:Plantas de procesamiento químico, refinerías, instalaciones farmacéuticas, plantas de alimentos y bebidas.
Rango de presión:Generalmente inferior al rango de presión en ASME B31.1, dependiendo de los tipos de fluidos y su clasificación.
Rango de temperatura: varies depending en los fluidos químicos, pero normalmente es menor que en las condiciones extremas Normativa ASME B31.1.

Difference Between ASME B31.3 and ASME B31.1 (ASME B31.3 vs ASME B31.1)

Comparación entre ASME B31.3 y ASME B31.1

Comparación entre ASME B31.3 y ASME B31.1

Sr No Parámetro ASME B31.3-Process Piping ASME B31.1-Power Piping
1 Alcance 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 Diseño de vida 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.

Conclusión

La diferencia crítica en la Comparación entre ASME B31.1 y ASME B31.3 El debate radica en las aplicaciones industriales, los requisitos de materiales y las consideraciones de seguridad. Normativa ASME B31.1 es ideal para sistemas de generación de energía y de alta temperatura, centrándose en la integridad mecánica. Al mismo tiempo, Norma 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.

Sección II Parte A de ASME BPVC

ASME BPVC Sección II Parte A: Especificaciones de materiales ferrosos

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Introducción

ASME BPVC Sección II Parte A: Especificaciones de materiales ferrosos es una sección de la Código ASME para calderas y recipientes a presión (BPVC) que cubre las especificaciones para materiales ferrosos (principalmente hierro) Se utiliza en la construcción de calderas, recipientes a presión y otros equipos que retienen la presión. Esta sección aborda específicamente los requisitos para materiales de acero y hierro, incluidos el acero al carbono, el acero aleado y el acero inoxidable.

Especificaciones de materiales relacionados para tubos y placas

Tubos:

SA-178/SA-178M – Tubos de calderas y sobrecalentadores de acero al carbono y acero al carbono-manganeso soldados por resistencia eléctrica
SA-179/SA-179M – Tubos de intercambiadores de calor y condensadores de acero con bajo contenido de carbono estirado en frío sin costura
SA-192/SA-192M – Tubos de acero al carbono sin costura para calderas de alta presión
SA-209/SA-209M – Tubos de acero aleado al carbono-molibdeno sin costura para calderas y sobrecalentadores
SA-210/SA-210M – Tubos de acero de medio carbono sin costura para calderas y sobrecalentadores
SA-213/SA-213M – Tubos para calderas, sobrecalentadores e intercambiadores de calor de acero aleado ferrítico y austenítico sin costura
SA-214/SA-214M – Tubos de intercambiadores de calor y condensadores de acero al carbono soldados por resistencia eléctrica
SA-249/SA-249M – Tubos de acero austenítico soldados para calderas, sobrecalentadores, intercambiadores de calor y condensadores
SA-250/SA-250M – Tubos de acero ferrítico de aleación para calderas y sobrecalentadores soldados por resistencia eléctrica
SA-268/SA-268M – Tubos de acero inoxidable ferrítico y martensítico, soldados y sin costura, para servicios generales
SA-334/SA-334M – Tubos de acero al carbono y de aleación, soldados y sin costura, para servicio a baja temperatura
SA-335/SA-335M – Tubos de acero de aleación ferrítica sin costura para servicio a alta temperatura
SA-423/SA-423M – Tubos de acero de baja aleación sin costura y soldados eléctricamente
SA-450/SA-450M – Requisitos generales para tubos de acero al carbono y de baja aleación
SA-556/SA-556M – Tubos de acero al carbono estirado en frío sin costura para calentadores de agua de alimentación
SA-557/SA-557M – Tubos de acero al carbono para calentadores de agua de alimentación soldados por resistencia eléctrica
SA-688/SA-688M – Tubos de acero inoxidable austenítico para calentadores de agua de alimentación, soldados y sin costura
SA-789/SA-789M – Tubos de acero inoxidable ferrítico/austenítico sin costura y soldados para servicios generales
SA-790/SA-790M – Tubos de acero inoxidable ferrítico/austenítico soldados y sin costura
SA-803/SA-803M – Tubos de acero inoxidable ferrítico para calentadores de agua de alimentación soldados y sin costura
SA-813/SA-813M – Tubo de acero inoxidable austenítico con soldadura simple o doble
SA-814/SA-814M – Tubo de acero inoxidable austenítico soldado trabajado en frío

Normativa ASME BPVC

Normativa ASME BPVC

Platos:

SA-203/SA-203M – Placas para recipientes a presión, acero aleado, níquel
SA-204/SA-204M – Placas para recipientes a presión, acero aleado, molibdeno
SA-285/SA-285M – Placas para recipientes a presión, de acero al carbono, de resistencia a la tracción baja e intermedia
SA-299/SA-299M – Placas para recipientes a presión, acero al carbono, manganeso-silicio
SA-302/SA-302M – Placas para recipientes a presión, aceros aleados, manganeso-molibdeno y manganeso-molibdeno-níquel
SA-353/SA-353M – Placas para recipientes a presión, acero aleado, doblemente normalizado y templado, níquel 9%
SA-387/SA-387M – Placas para recipientes a presión, acero aleado, cromo-molibdeno
SA-516/SA-516M – Placas para recipientes a presión, de acero al carbono, para servicio a temperaturas moderadas y bajas
SA-517/SA-517M – Placas para recipientes a presión, de acero aleado, de alta resistencia, templadas y revenidas
SA-533/SA-533M – Placas para recipientes a presión, de acero aleado, templado y revenido, manganeso-molibdeno y manganeso-molibdeno-níquel
SA-537/SA-537M – Placas para recipientes a presión, de acero al carbono, manganeso y silicio, tratadas térmicamente
SA-542/SA-542M – Placas para recipientes a presión, de acero aleado, templado y revenido, cromo-molibdeno y cromo-molibdeno-vanadio
SA-543/SA-543M – Placas para recipientes a presión, de acero aleado, templado y revenido, de níquel-cromo-molibdeno
SA-553/SA-553M – Placas para recipientes a presión, acero aleado, templado y revenido, níquel 7, 8 y 9%
SA-612/SA-612M – Placas para recipientes a presión, de acero al carbono, de alta resistencia, para servicio a temperaturas moderadas y bajas
SA-662/SA-662M – Placas para recipientes a presión, de acero al carbono, manganeso y silicio, para servicio a temperaturas moderadas y bajas
SA-841/SA-841M – Placas para recipientes a presión, producidas mediante el proceso de control termomecánico (TMCP)

Conclusión

En conclusión, la Sección II Parte A de ASME BPVC: Especificaciones de materiales ferrosos es un recurso fundamental para garantizar la seguridad, la fiabilidad y la calidad de los materiales ferrosos utilizados para construir calderas, recipientes a presión y otros equipos de retención de presión. Al proporcionar especificaciones completas sobre las propiedades mecánicas y químicas de materiales como aceros al carbono, aceros aleados y aceros inoxidables, esta sección garantiza que los materiales cumplan con los rigurosos estándares requeridos para aplicaciones de alta presión y alta temperatura. Su guía detallada sobre formas de productos, procedimientos de prueba y cumplimiento de los estándares de la industria la hace indispensable para ingenieros, fabricantes e inspectores involucrados en el diseño y la construcción de equipos a presión. Como tal, la Sección II Parte A de ASME BPVC es crucial para las industrias petroquímica, nuclear y de generación de energía, donde los recipientes a presión y las calderas deben operar de manera segura y eficiente en condiciones rigurosas de estrés mecánico.

Temple de tubos de acero sin costura SAE4140

Análisis de las causas de las grietas en forma de anillo en tubos de acero sin costura SAE 4140 templados

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La causa de la grieta en forma de anillo en el extremo del tubo de acero sin costura SAE 4140 se estudió mediante un examen de composición química, una prueba de dureza, una observación metalográfica, un microscopio electrónico de barrido y un análisis del espectro de energía. Los resultados muestran que la grieta en forma de anillo del tubo de acero sin costura SAE 4140 es una grieta de temple, que generalmente se produce en el extremo del tubo. La causa de la grieta de temple son las diferentes velocidades de enfriamiento entre las paredes interior y exterior, y la velocidad de enfriamiento de la pared exterior es mucho mayor que la de la pared interior, lo que da como resultado una falla por agrietamiento causada por la concentración de tensión cerca de la posición de la pared interior. La grieta en forma de anillo se puede eliminar aumentando la velocidad de enfriamiento de la pared interior del tubo de acero durante el temple, mejorando la uniformidad de la velocidad de enfriamiento entre la pared interior y la exterior y controlando la temperatura después del temple para que esté dentro de 150 ~ 200 ℃ para reducir la tensión de temple mediante autotemplado.

SAE 4140 es un acero estructural de baja aleación CrMo, es el grado estándar estadounidense ASTM A519, en el estándar nacional 42CrMo basado en el aumento del contenido de Mn; por lo tanto, la templabilidad SAE 4140 se ha mejorado aún más. Tubos de acero sin costura SAE 4140, en lugar de forjados sólidos, la producción de palanquilla laminada de varios tipos de ejes huecos, cilindros, manguitos y otras piezas puede mejorar significativamente la eficiencia de producción y ahorrar acero; Los tubos de acero SAE 4140 se utilizan ampliamente en herramientas de perforación de tornillo de minería de yacimientos de petróleo y gas y otros equipos de perforación. El tratamiento de templado de tubos de acero sin costura SAE 4140 puede cumplir con los requisitos de diferentes resistencias de acero y adaptación de tenacidad al optimizar el proceso de tratamiento térmico. Aún así, a menudo se descubre que afecta los defectos de entrega del producto en el proceso de producción. Este documento se centra principalmente en los tubos de acero SAE 4140 en el proceso de temple en el medio del espesor de la pared del extremo del tubo, produce un análisis de defectos de grietas en forma de anillo y propone medidas de mejora.

1. Materiales y métodos de prueba

Una empresa elaboró especificaciones para tubos de acero sin costura de grado SAE 4140 de ∅ 139,7 × 31,75 mm, el proceso de producción para el calentamiento de la palanquilla → perforación → laminado → dimensionamiento → revenido (850 ℃ tiempo de remojo de 70 min de temple + tubo que gira fuera de la ducha de agua de enfriamiento +735 ℃ tiempo de remojo de 2 h de revenido) → Detección e inspección de fallas. Después del tratamiento de revenido, la inspección de detección de fallas reveló que había una grieta anular en el medio del espesor de la pared en el extremo del tubo, como se muestra en la Fig. 1; la grieta anular apareció a unos 21~24 mm de distancia del exterior, rodeó la circunferencia del tubo y fue parcialmente discontinua, mientras que no se encontró tal defecto en el cuerpo del tubo.

Fig. 1 Grieta en forma de anillo en el extremo de la tubería

Fig. 1 Grieta en forma de anillo en el extremo de la tubería

Tome el lote de muestras de temple de tubos de acero para el análisis de temple y la observación de la organización del temple, y el análisis espectral de la composición de la tubería de acero, al mismo tiempo, en las grietas de la tubería de acero templado para tomar muestras de alta potencia para observar la micromorfología de la grieta, el nivel de tamaño de grano y en el microscopio electrónico de barrido con un espectrómetro para las grietas en la composición interna del análisis de microáreas.

2. Resultados de la prueba

2.1 Composición química

La Tabla 1 muestra los resultados del análisis espectral de la composición química, y la composición de los elementos está de acuerdo con los requisitos de la norma ASTM A519.

Tabla 1 Resultados del análisis de composición química (fracción de masa, %)

Elemento C Si Minnesota PAG S cr Mes Cu Ni
Contenido 0.39 0.20 0.82 0.01 0.005 0.94 0.18 0.05 0.02
Requisito 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 Prueba de templabilidad del tubo

En las muestras templadas de la prueba de dureza de temple del espesor de pared total, los resultados de dureza del espesor de pared total, como se muestra en la Figura 2, se pueden ver en la Figura 2, en 21 ~ 24 mm desde el exterior de la dureza de temple comenzó a caer significativamente, y desde el exterior de los 21 ~ 24 mm es el revenido a alta temperatura de la tubería que se encuentra en la región de la grieta del anillo, el área por debajo y por encima del espesor de pared de la dureza de la diferencia extrema entre la posición del espesor de pared de la región alcanzó 5 (HRC) o más. La diferencia de dureza entre los espesores de pared inferior y superior de esta área es de aproximadamente 5 (HRC). La organización metalográfica en el estado templado se muestra en la Fig. 3. De la organización metalográfica en la Fig. 3; Se puede observar que la organización en la región exterior de la tubería es una pequeña cantidad de ferrita + martensita, mientras que la organización cerca de la superficie interior no está templada, con una pequeña cantidad de ferrita y bainita, lo que conduce a la baja dureza de temple desde la superficie exterior de la tubería hasta la superficie interior de la tubería a una distancia de 21 mm. El alto grado de consistencia de las grietas anulares en la pared de la tubería y la posición de la diferencia extrema en la dureza de temple sugieren que es probable que se produzcan grietas anulares en el proceso de temple. La alta consistencia entre la ubicación de las grietas anulares y la dureza de temple inferior indica que las grietas anulares pueden haberse producido durante el proceso de temple.

Fig. 2 Valor de dureza de temple en espesor de pared completo

Fig. 2 Valor de dureza de temple en espesor de pared completo

Fig.3 Estructura de temple de tubería de acero

Fig.3 Estructura de temple de tubería de acero

2.3 Los resultados metalográficos de la tubería de acero se muestran en la Fig. 4 y la Fig. 5, respectivamente.

La organización matricial de la tubería de acero es austenita templada + una pequeña cantidad de ferrita + una pequeña cantidad de bainita, con un tamaño de grano de 8, que es una organización templada promedio; las grietas se extienden a lo largo de la dirección longitudinal, que pertenece a lo largo del agrietamiento cristalino, y los dos lados de las grietas tienen las características típicas de enganche; existe el fenómeno de descarburación en ambos lados, y se observa una capa de óxido gris de alta temperatura en la superficie de las grietas. Hay descarburación en ambos lados, y se puede observar una capa de óxido gris de alta temperatura en la superficie de la grieta, y no se pueden ver inclusiones no metálicas en las proximidades de la grieta.

Fig.4 Observaciones de la morfología de las grietas

Fig.4 Observaciones de la morfología de las grietas

Fig.5 Microestructura de la grieta

Fig.5 Microestructura de la grieta

2.4 Resultados del análisis de la morfología de la fractura de grietas y del espectro de energía

Después de abrir la fractura, se observa la micromorfología de la fractura bajo el microscopio electrónico de barrido, como se muestra en la Fig. 6, que muestra que la fractura ha sido sometida a altas temperaturas y se ha producido oxidación a alta temperatura en la superficie. La fractura se encuentra principalmente a lo largo de la fractura cristalina, con un tamaño de grano que varía de 20 a 30 μm, y no se encuentran granos gruesos ni defectos organizativos anormales; el análisis del espectro de energía muestra que la superficie de la fractura está compuesta principalmente de hierro y sus óxidos, y no se observan elementos extraños anormales. El análisis espectral muestra que la superficie de la fractura es principalmente de hierro y sus óxidos, sin ningún elemento extraño anormal.

Fig.6 Morfología de la fractura de la grieta

Fig.6 Morfología de la fractura de la grieta

3 Análisis y discusión

3.1 Análisis de defectos de grietas

Desde el punto de vista de la micromorfología de la grieta, la abertura de la grieta es recta; la cola es curva y afilada; la trayectoria de extensión de la grieta muestra las características de agrietamiento a lo largo del cristal, y los dos lados de la grieta tienen características de malla típicas, que son las características habituales de las grietas de temple. Aún así, el examen metalográfico encontró que existen fenómenos de descarburación en ambos lados de la grieta, lo que no está en línea con las características de las grietas de temple tradicionales, teniendo en cuenta el hecho de que la temperatura de revenido de la tubería de acero es de 735 ℃ y Ac1 es de 738 ℃ en SAE 4140, lo que no está en línea con las características convencionales de las grietas de temple. Considerando que la temperatura de revenido utilizada para la tubería es de 735 °C y la Ac1 de SAE 4140 es de 738 °C, que son muy cercanas entre sí, se supone que la descarburación en ambos lados de la grieta está relacionada con el revenido a alta temperatura durante el revenido (735 °C) y no es una grieta que ya existía antes del tratamiento térmico de la tubería.

3.2 Causas del agrietamiento

Las causas de las grietas por temple generalmente están relacionadas con la temperatura de calentamiento del temple, la velocidad de enfriamiento del temple, los defectos metalúrgicos y las tensiones de temple. A partir de los resultados del análisis de composición, la composición química de la tubería cumple con los requisitos del grado de acero SAE 4140 en la norma ASTM A519, y no se encontraron elementos excedentes; no se encontraron inclusiones no metálicas cerca de las grietas, y el análisis del espectro de energía en la fractura de la grieta mostró que los productos de oxidación gris en las grietas eran Fe y sus óxidos, y no se observaron elementos extraños anormales, por lo que se puede descartar que los defectos metalúrgicos causaran las grietas anulares; el grado de tamaño de grano de la tubería era Grado 8, y el grado de tamaño de grano era Grado 7, y el tamaño de grano era Grado 8, y el tamaño de grano era Grado 8. El nivel de tamaño de grano de la tubería es 8; el grano es refinado y no grueso, lo que indica que la grieta por temple no tiene nada que ver con la temperatura de calentamiento del temple.

La formación de grietas por temple está estrechamente relacionada con las tensiones de temple, divididas en tensiones térmicas y organizativas. La tensión térmica se debe al proceso de enfriamiento de la tubería de acero; la capa superficial y el corazón de la tubería de acero tienen una velocidad de enfriamiento no uniforme, lo que da como resultado una contracción desigual del material y tensiones internas; el resultado es que la capa superficial de la tubería de acero está sujeta a tensiones de compresión y el corazón a tensiones de tracción; las tensiones de tejido son el temple de la organización de la tubería de acero a la transformación de martensita, junto con la expansión del volumen de inconsistencia en la generación de las tensiones internas, la organización de tensiones generadas por el resultado es la capa superficial de tensiones de tracción, el centro de las tensiones de tracción. Estos dos tipos de tensiones en la tubería de acero existen en la misma parte, pero el papel de dirección es opuesto; el efecto combinado del resultado es que uno de los dos factores de tensión dominante, el papel dominante de la tensión térmica es el resultado de la tracción del corazón de la pieza de trabajo, la presión superficial; El papel dominante de la tensión tisular es el resultado de la presión de tracción del corazón de la pieza de trabajo y la tracción superficial.

SAE 4140 temple de tubos de acero utilizando la producción de enfriamiento por ducha exterior giratoria, la tasa de enfriamiento de la superficie exterior es mucho mayor que la superficie interior, el metal exterior de la tubería de acero se enfría por completo, mientras que el metal interior no se enfría por completo para producir parte de la organización de ferrita y bainita, el metal interior debido al metal interior no se puede convertir completamente en organización martensítica, el metal interior de la tubería de acero está inevitablemente sujeto a la tensión de tracción generada por la expansión de la pared exterior de la martensita y, al mismo tiempo, debido a los diferentes tipos de organización, su volumen específico es diferente entre el metal interior y exterior Al mismo tiempo, debido a los diversos tipos de organización, el volumen particular de las capas interna y externa del metal es diferente y la tasa de contracción no es la misma durante el enfriamiento, la tensión de tracción también se generará en la interfaz de los dos tipos de organización, y la distribución de la tensión está dominada por las tensiones térmicas, y la tensión de tracción generada en la interfaz de los dos tipos de organización dentro de la tubería es la más grande, lo que resulta en el anillo Grietas por extinción que se producen en la zona del espesor de la pared de la tubería cerca de la superficie interior (21~24 mm de distancia de la superficie exterior); además, el extremo de la tubería de acero es una parte sensible a la geometría de toda la tubería, propensa a generar tensión. Además, el extremo de la tubería es una parte geométricamente sensible de toda la tubería, que es propensa a la concentración de tensión. Esta grieta anular generalmente se produce solo en el extremo de la tubería, y no se han encontrado grietas de este tipo en el cuerpo de la tubería.

En resumen, las grietas en forma de anillo de las tuberías de acero de pared gruesa SAE 4140 templadas son causadas por un enfriamiento desigual de las paredes internas y externas; la tasa de enfriamiento de la pared externa es mucho mayor que la de la pared interna; la producción de tuberías de acero de pared gruesa SAE 4140 para cambiar el método de enfriamiento existente, no se puede utilizar solo fuera del proceso de enfriamiento, la necesidad de fortalecer el enfriamiento de la pared interna de la tubería de acero, para mejorar la uniformidad de la tasa de enfriamiento de las paredes internas y externas de la tubería de acero de pared gruesa para reducir la concentración de tensión, eliminando las grietas en anillo. Grietas en anillo.

3.3 Medidas de mejora

Para evitar grietas por temple, en el diseño del proceso de temple, todas las condiciones que contribuyen al desarrollo de tensiones de tracción por temple son factores para la formación de grietas, incluyendo la temperatura de calentamiento, el proceso de enfriamiento y la temperatura de descarga. Las medidas de proceso mejoradas propuestas incluyen: temperatura de temple de 830-850 ℃; el uso de una boquilla interna que coincida con la línea central de la tubería, control del flujo de rociado interno apropiado, mejora de la velocidad de enfriamiento del orificio interior para asegurar que la velocidad de enfriamiento de las paredes internas y externas de la tubería de acero de pared gruesa sea uniforme; control de la temperatura posterior al temple de 150-200 ℃, el uso de la temperatura residual de la tubería de acero del autotemplado, reduce las tensiones de temple en la tubería de acero.

El uso de tecnología mejorada produce ∅158,75 × 34,93 mm, ∅139,7 × 31,75 mm, ∅254 × 38,1 mm, ∅224 × 26 mm, etc., de acuerdo con docenas de especificaciones de tubos de acero. Después de la inspección de fallas por ultrasonidos, los productos están calificados, sin grietas por temple de anillo.

4. Conclusión

(1) De acuerdo con las características macroscópicas y microscópicas de las grietas en las tuberías, las grietas anulares en los extremos de las tuberías de acero SAE 4140 pertenecen a la falla por agrietamiento causada por la tensión de temple, que generalmente ocurre en los extremos de las tuberías.

(2) Las grietas en forma de anillo de los tubos de acero de pared gruesa SAE 4140 templados se deben a un enfriamiento desigual de las paredes internas y externas. La velocidad de enfriamiento de la pared externa es mucho mayor que la de la pared interna. Para mejorar la uniformidad de la velocidad de enfriamiento de las paredes internas y externas de los tubos de acero de pared gruesa, la producción de tubos de acero de pared gruesa SAE 4140 debe reforzar el enfriamiento de la pared interna.

Tubo de acero sin costura ASME SA213 T91

ASME SA213 T91: ¿Cuánto sabes?

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Antecedentes e introducción

ASME SA213 T91, el número de acero en el Norma ASME SA213/SA213M El acero 9Cr-1Mo, según la norma, pertenece al acero mejorado 9Cr-1Mo, que fue desarrollado entre los años 1970 y 1980 por el Laboratorio Nacional Rubber Ridge de EE. UU. y el Laboratorio de Materiales Metalúrgicos de la Corporación de Ingeniería de Combustión de EE. UU. en cooperación. Desarrollado sobre la base del acero 9Cr-1Mo anterior, utilizado en energía nuclear (también se puede utilizar en otras áreas) como material para piezas presurizadas a alta temperatura, es la tercera generación de productos de acero de resistencia al calor; Su característica principal es reducir el contenido de carbono, en la limitación de los límites superior e inferior del contenido de carbono, y un control más estricto del contenido de elementos residuales, como P y S, al mismo tiempo, agregando un rastro de 0.030-0.070% del N, y rastros de los elementos formadores de carburo sólido 0.18-0.25% de V y 0.06-0.10% de Nb, para refinar los requisitos de grano, mejorando así la tenacidad plástica y la soldabilidad del acero, mejorando la estabilidad del acero a altas temperaturas, después de este refuerzo multicompuesto, la formación de un nuevo tipo de acero de aleación resistente al calor de alto cromo martensítico.

ASME SA213 T91, que generalmente produce productos para tubos de diámetro pequeño, se utiliza principalmente en calderas, sobrecalentadores e intercambiadores de calor.

Grados internacionales correspondientes de acero T91

País

 EE.UU Alemania Japón Francia Porcelana
Grado de acero equivalente SA-213 T91 X10CrMoVNNb91 HCM95 TUZ10CDVNb0901 10Cr9Mo1VNbN

Reconoceremos este acero aquí desde varios aspectos.

I. Composición química de ASME SA213 T91

Elemento C Minnesota PAG S Si cr Mes Ni V Nótese bien norte Alabama
Contenido 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. Análisis del desempeño

2.1 El papel de los elementos de aleación en las propiedades del material: Los elementos de aleación de acero T91 desempeñan un papel de fortalecimiento de la solución sólida y de fortalecimiento de la difusión y mejoran la resistencia a la oxidación y la corrosión del acero, analizados explícitamente de la siguiente manera.
2.1.1 El carbono es el elemento de acero que más se ve reforzado por la solución sólida; con el aumento del contenido de carbono, la resistencia a corto plazo del acero, la plasticidad y la tenacidad disminuyen. En el caso del acero T91, el aumento del contenido de carbono acelerará la velocidad de esferoidización y agregación del carburo, acelerará la redistribución de los elementos de aleación y reducirá la soldabilidad, la resistencia a la corrosión y la resistencia a la oxidación del acero, por lo que en el acero resistente al calor generalmente se desea reducir la cantidad de contenido de carbono. Sin embargo, la resistencia del acero disminuirá si el contenido de carbono es demasiado bajo. El acero T91, en comparación con el acero 12Cr1MoV, tiene un contenido de carbono reducido de 20%, lo que es una consideración cuidadosa del impacto de los factores anteriores.
2.1.2 El acero T91 contiene trazas de nitrógeno; el papel del nitrógeno se refleja en dos aspectos. Por un lado, el papel del fortalecimiento de la solución sólida, el nitrógeno a temperatura ambiente en la solubilidad del acero es mínima, la zona afectada por el calor soldada del acero T91 en el proceso de calentamiento de la soldadura y el tratamiento térmico posterior a la soldadura, habrá una sucesión de solución sólida y proceso de precipitación de VN: La zona afectada por el calor del calentamiento de la soldadura se ha formado dentro de la organización austenítica debido a la solubilidad del VN, el contenido de nitrógeno aumenta y, después de eso, el grado de sobresaturación en la organización de la temperatura ambiente aumenta en el tratamiento térmico posterior de la soldadura hay una ligera precipitación de VN, lo que aumenta la estabilidad de la organización y mejora el valor de la resistencia duradera de la zona afectada por el calor. Por otro lado, el acero T91 también contiene una pequeña cantidad de A1; El nitrógeno se puede formar con su A1N, A1N en más de 1 100 ℃ solo una gran cantidad de disuelto en la matriz y luego reprecipitado a temperaturas más bajas, lo que puede tener un mejor efecto de fortalecimiento de la difusión.
2.1.3 agregue cromo principalmente para mejorar la resistencia a la oxidación del acero resistente al calor, la resistencia a la corrosión, el contenido de cromo de menos de 5%, 600 ℃ comenzó a oxidarse violentamente, mientras que la cantidad de contenido de cromo de hasta 5% tiene una excelente resistencia a la oxidación. El acero 12Cr1MoV en los siguientes 580 ℃ tiene una buena resistencia a la oxidación, la profundidad de corrosión de 0,05 mm/a, 600 ℃ cuando el rendimiento comenzó a deteriorarse, la profundidad de corrosión de 0,13 mm/a. T91 que contiene un contenido de cromo de 1 100 ℃ antes de una gran cantidad de disuelto en la matriz, y a temperaturas más bajas y la reprecipitación puede reproducir un efecto de fortalecimiento de la difusión del sonido. /El contenido de cromo T91 aumentó a aproximadamente 9%, el uso de temperatura puede alcanzar los 650 ℃, la medida principal es hacer que la matriz se disuelva en más cromo.
2.1.4 El vanadio y el niobio son elementos vitales para la formación de carburos. Cuando se añaden para formar una aleación de carburo fina y estable con carbono, se produce un sólido efecto de fortalecimiento por difusión.
2.1.5 La adición de molibdeno mejora principalmente la resistencia térmica del acero y fortalece las soluciones sólidas.

2.2 Propiedades mecánicas

El tocho T91, después del tratamiento térmico final para normalización + revenido a alta temperatura, tiene una resistencia a la tracción a temperatura ambiente ≥ 585 MPa, un límite elástico a temperatura ambiente ≥ 415 MPa, una dureza ≤ 250 HB, un alargamiento (espaciado de 50 mm de la muestra circular estándar) ≥ 20%, un valor de tensión admisible [σ] 650 ℃ = 30 MPa.

Proceso de tratamiento térmico: temperatura de normalización de 1040 ℃, tiempo de retención de no menos de 10 min, temperatura de templado de 730 ~ 780 ℃, tiempo de retención de no menos de una h.

2.3 Rendimiento de la soldadura

De acuerdo con la fórmula de equivalente de carbono recomendada por el Instituto Internacional de Soldadura, el equivalente de carbono del acero T91 se calcula en 2,43% y la soldabilidad visible del T91 es deficiente.
El acero no tiende a recalentarse y agrietarse.

2.3.1 Problemas con la soldadura T91

2.3.1.1 Agrietamiento de la organización endurecida en la zona afectada por el calor
La velocidad crítica de enfriamiento de T91 es baja, la austenita es muy estable y el enfriamiento no ocurre rápidamente durante la transformación de perlita estándar. Debe enfriarse a una temperatura más baja (aproximadamente 400 ℃) para transformarse en martensita y organización gruesa.
La soldadura producida por la zona afectada por el calor de las diversas organizaciones tiene diferentes densidades, coeficientes de expansión y diferentes formas de red en el proceso de calentamiento y enfriamiento inevitablemente estará acompañada de diferentes expansiones y contracción de volumen; por otro lado, debido a que el calentamiento de la soldadura tiene características desiguales y de alta temperatura, por lo que las juntas soldadas T91 son enormes tensiones internas. Las juntas de organización de martensita gruesa endurecida que se encuentran en un estado de tensión complejo, al mismo tiempo, el proceso de enfriamiento de la soldadura difunde hidrógeno desde la soldadura hasta el área cercana a la costura, la presencia de hidrógeno ha contribuido a la fragilización de la martensita, esta combinación de efectos, es fácil de producir grietas en frío en el área templada.

2.3.1.2 Crecimiento del grano en la zona afectada por el calor
El ciclo térmico de la soldadura afecta significativamente el crecimiento del grano en la zona afectada por el calor de las uniones soldadas, especialmente en la zona de fusión inmediatamente adyacente a la temperatura máxima de calentamiento. Cuando la velocidad de enfriamiento es menor, la zona afectada por el calor de la soldadura aparecerá con una organización masiva de ferrita y carburo gruesa, de modo que la plasticidad del acero disminuye significativamente; la velocidad de enfriamiento es significativa debido a la producción de una organización de martensita gruesa, pero también se reducirá la plasticidad de las uniones soldadas.

2.3.1.3 Generación de capa suavizada
En el acero T91 soldado en estado templado, la zona afectada por el calor produce una inevitable capa de ablandamiento, que es más severa que el ablandamiento del acero resistente al calor perlítico. El ablandamiento es más notable cuando se utilizan especificaciones con velocidades de calentamiento y enfriamiento más lentas. Además, el ancho de la capa ablandada y su distancia desde la línea de fusión están relacionados con las condiciones de calentamiento y las características de la soldadura, el precalentamiento y el tratamiento térmico posterior a la soldadura.

2.3.1.4 Agrietamiento por corrosión bajo tensión
El acero T91 en el tratamiento térmico posterior a la soldadura antes de la temperatura de enfriamiento generalmente no es inferior a 100 ℃. Si el enfriamiento se realiza a temperatura ambiente y el ambiente es relativamente húmedo, es fácil que se produzcan grietas por corrosión bajo tensión. Normativa alemana: Antes del tratamiento térmico posterior a la soldadura, debe enfriarse por debajo de los 150 ℃. En el caso de piezas de trabajo más gruesas, soldaduras de filete y geometría deficiente, la temperatura de enfriamiento no es inferior a 100 ℃. Si el enfriamiento a temperatura ambiente y humedad está estrictamente prohibido, de lo contrario es fácil producir grietas por corrosión bajo tensión.

2.3.2 Proceso de soldadura

2.3.2.1 Método de soldadura: Se puede utilizar soldadura manual, soldadura con polo de tungsteno protegido con gas o soldadura automática con polo de fusión.
2.3.2.2 Material de soldadura: puede elegir alambre de soldadura WE690 o varilla de soldadura.

Selección de material de soldadura:
(1) Soldadura del mismo tipo de acero: si se puede usar soldadura manual para fabricar varilla de soldadura manual CM-9Cb, se puede usar soldadura con protección de gas de tungsteno para fabricar TGS-9Cb, se puede usar soldadura automática con poste de fusión para fabricar alambre MGS-9Cb;
(2) soldadura de aceros diferentes, como la soldadura con acero inoxidable austenítico disponible con consumibles de soldadura ERNiCr-3.

2.3.2.3 Puntos del proceso de soldadura:
(1) la elección de la temperatura de precalentamiento antes de soldar
El punto Ms del acero T91 es de aproximadamente 400 ℃; la temperatura de precalentamiento generalmente se selecciona entre 200 ~ 250 ℃. La temperatura de precalentamiento no puede ser demasiado alta. De lo contrario, se reduce la velocidad de enfriamiento de la junta, lo que puede provocar la precipitación de carburo en las uniones soldadas en los límites de grano y la formación de una organización de ferrita, lo que reduce significativamente la tenacidad al impacto de las uniones soldadas de acero a temperatura ambiente. Alemania proporciona una temperatura de precalentamiento de 180 ~ 250 ℃; la USCE proporciona una temperatura de precalentamiento de 120 ~ 205 ℃.

(2) la elección del canal de soldadura / temperatura entre capas
La temperatura de la capa intermedia no debe ser inferior al límite inferior de la temperatura de precalentamiento. Sin embargo, al igual que con la selección de la temperatura de precalentamiento, la temperatura de la capa intermedia no puede ser demasiado alta. La temperatura de la capa intermedia de soldadura T91 generalmente se controla a 200 ~ 300 ℃. Regulaciones francesas: la temperatura de la capa intermedia no supera los 300 ℃. Regulaciones estadounidenses: la temperatura de la capa intermedia puede ubicarse entre 170 ~ 230 ℃.

(3) la elección de la temperatura de inicio del tratamiento térmico posterior a la soldadura
El T91 requiere un enfriamiento posterior a la soldadura por debajo del punto Ms y se mantiene durante un período determinado antes del tratamiento de revenido, con una tasa de enfriamiento posterior a la soldadura de 80 ~ 100 ℃ / h. Si no se aísla, es posible que la organización austenítica de la unión no se transforme por completo; el calentamiento del revenido promoverá la precipitación de carburo a lo largo de los límites de grano austenítico, lo que hará que la organización sea muy frágil. Sin embargo, el T91 no se puede enfriar a temperatura ambiente antes del revenido después de la soldadura porque el agrietamiento por frío es peligroso cuando sus uniones soldadas se enfrían a temperatura ambiente. Para el T91, la mejor temperatura de inicio del tratamiento térmico posterior a la soldadura de 100 ~ 150 ℃ y el mantenimiento durante una hora pueden garantizar la transformación completa de la organización.

(4) Selección de la temperatura de revenido, el tiempo de mantenimiento y la velocidad de enfriamiento del tratamiento térmico posterior a la soldadura.
Temperatura de revenido: La tendencia al agrietamiento en frío del acero T91 es más significativa y, en determinadas condiciones, es propenso al agrietamiento retardado, por lo que las juntas soldadas deben templarse dentro de las 24 horas posteriores a la soldadura. El estado posterior a la soldadura T91 de la organización de la martensita en listones, después del revenido, se puede cambiar a martensita revenida; su rendimiento es superior al de la martensita en listones. La temperatura de revenido es baja; el efecto de revenido no es evidente; el metal de soldadura es fácil de envejecer y fragilizar; la temperatura de revenido es demasiado alta (más que la línea AC1), la junta puede austenizarse nuevamente y, en el proceso de enfriamiento posterior, volver a templarse. Al mismo tiempo, como se describió anteriormente en este documento, la determinación de la temperatura de revenido también debe considerar la influencia de la capa de ablandamiento de la junta. En general, la temperatura de revenido T91 de 730 ~ 780 ℃.
Tiempo de mantenimiento: T91 requiere un tiempo de mantenimiento de templado posterior a la soldadura de al menos una hora para garantizar que su organización se transforme completamente en martensita templada.
Velocidad de enfriamiento del templado: para reducir la tensión residual de las uniones soldadas de acero T91, la velocidad de enfriamiento debe ser inferior a cinco ℃/min.
En general, el proceso de soldadura de acero T91 en el proceso de control de temperatura se puede expresar brevemente en la siguiente figura:

Proceso de control de temperatura en el proceso de soldadura de tubo de acero T91

Proceso de control de temperatura en el proceso de soldadura de tubo de acero T91

III. Comprensión de la norma ASME SA213 T91

3.1 El acero T91, por el principio de aleación, especialmente agregando una pequeña cantidad de niobio, vanadio y otros oligoelementos, mejora significativamente la resistencia a altas temperaturas y la resistencia a la oxidación en comparación con el acero 12 Cr1MoV, pero su rendimiento de soldadura es deficiente.
3.2 El acero T91 tiene una mayor tendencia al agrietamiento por frío durante la soldadura y necesita ser precalentado antes de la soldadura a 200 ~ 250 ℃, manteniendo la temperatura entre capas a 200 ~ 300 ℃, lo que puede prevenir eficazmente el agrietamiento por frío.
3.3 El tratamiento térmico posterior a la soldadura del acero T91 debe ser de 100 a 150 ℃, aislamiento durante una hora, temperatura de calentamiento y revenido de 730 a 780 ℃, tiempo de aislamiento de no menos de una hora y, finalmente, no más de 5 ℃/min de velocidad de enfriamiento a temperatura ambiente.

IV. Proceso de fabricación de la norma ASME SA213 T91

El proceso de fabricación de SA213 T91 requiere varios métodos, entre ellos la fundición, la perforación y el laminado. El proceso de fundición debe controlar la composición química para garantizar que el tubo de acero tenga una excelente resistencia a la corrosión. Los procesos de perforación y laminado requieren un control preciso de la temperatura y la presión para obtener las propiedades mecánicas y la precisión dimensional requeridas. Además, los tubos de acero deben recibir un tratamiento térmico para eliminar las tensiones internas y mejorar la resistencia a la corrosión.

V. Aplicaciones de la norma ASME SA213 T91

Norma ASME SA213 T91 El SA213 T91 es un acero resistente al calor con alto contenido de cromo, que se utiliza principalmente en la fabricación de sobrecalentadores y recalentadores de alta temperatura y otras piezas presurizadas de calderas de centrales eléctricas subcríticas y supercríticas con temperaturas de pared metálica que no superan los 625 °C, y también se puede utilizar como piezas presurizadas de alta temperatura de recipientes a presión y energía nuclear. El SA213 T91 tiene una excelente resistencia a la fluencia y puede mantener un tamaño y una forma estables a altas temperaturas y bajo cargas a largo plazo. Sus principales aplicaciones incluyen calderas, sobrecalentadores, intercambiadores de calor y otros equipos en las industrias energética, química y petrolera. Se utiliza ampliamente en las paredes refrigeradas por agua de la industria petroquímica de calderas de alta presión, tubos economizadores, sobrecalentadores, recalentadores y tubos.

Comparación entre NACE MR0175 ISO 15156 y NACE MR0103 ISO 17495-1

Comparación entre NACE MR0175/ISO 15156 y NACE MR0103/ISO 17495-1

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Introducción

En la industria del petróleo y el gas, en particular en entornos terrestres y marinos, es fundamental garantizar la longevidad y la confiabilidad de los materiales expuestos a condiciones agresivas. Aquí es donde entran en juego normas como NACE MR0175/ISO 15156 frente a NACE MR0103/ISO 17495-1. Ambas normas brindan orientación fundamental para la selección de materiales en entornos de servicio agrio. Sin embargo, comprender las diferencias entre ellas es esencial para seleccionar los materiales adecuados para sus operaciones.

En esta publicación de blog, exploraremos las diferencias clave entre Comparación entre NACE MR0175/ISO 15156 y NACE MR0103/ISO 17495-1, y ofreceremos consejos prácticos para los profesionales del petróleo y el gas que se enfrentan a estas normas. También analizaremos las aplicaciones, los desafíos y las soluciones específicas que ofrecen estas normas, especialmente en el contexto de los entornos hostiles de los yacimientos de petróleo y gas.

¿Qué son NACE MR0175/ISO 15156 y NACE MR0103/ISO 17495-1?

NACE MR0175/ISO 15156:
Esta norma es reconocida mundialmente por regular la selección de materiales y el control de la corrosión en entornos de gas agrio, donde hay sulfuro de hidrógeno (H₂S). Proporciona pautas para el diseño, la fabricación y el mantenimiento de los materiales utilizados en operaciones de petróleo y gas en tierra y en alta mar. El objetivo es mitigar los riesgos asociados con el agrietamiento inducido por hidrógeno (HIC), el agrietamiento por tensión por sulfuro (SSC) y el agrietamiento por corrosión bajo tensión (SCC), que pueden comprometer la integridad de equipos críticos como tuberías, válvulas y cabezales de pozo.

NACE MR0103/ISO 17495-1:
Por otro lado, NACE MR0103/ISO 17495-1 Se centra principalmente en los materiales utilizados en entornos de refinación y procesamiento químico, donde puede producirse exposición a condiciones corrosivas, pero con un alcance ligeramente diferente. Abarca los requisitos para equipos expuestos a condiciones levemente corrosivas, con énfasis en garantizar que los materiales puedan soportar la naturaleza agresiva de procesos de refinación específicos, como la destilación o el craqueo, donde el riesgo de corrosión es comparativamente menor que en las operaciones de petróleo y gas upstream.

Comparación entre NACE MR0175 ISO 15156 y NACE MR0103 ISO 17495-1

Comparación entre NACE MR0175 ISO 15156 y NACE MR0103 ISO 17495-1

Diferencias principales: NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1

Ahora que tenemos una descripción general de cada estándar, es importante destacar las diferencias que pueden afectar la selección de materiales en el campo. Estas distinciones pueden afectar significativamente el rendimiento de los materiales y la seguridad de las operaciones.

1. Ámbito de aplicación

La principal diferencia entre Comparación entre NACE MR0175/ISO 15156 y NACE MR0103/ISO 17495-1 radica en el ámbito de su aplicación.

NACE MR0175/ISO 15156 Está diseñado para equipos utilizados en entornos de servicio agrio donde hay sulfuro de hidrógeno. Es fundamental en actividades upstream como exploración, producción y transporte de petróleo y gas, especialmente en campos terrestres y marinos que manejan gas agrio (gas que contiene sulfuro de hidrógeno).

NACE MR0103/ISO 17495-1Si bien sigue abordando el servicio agrio, se centra más en las industrias de refinación y química, particularmente donde el gas agrio está involucrado en procesos como refinación, destilación y craqueo.

2. Gravedad ambiental

Las condiciones ambientales también son un factor clave en la aplicación de estas normas. NACE MR0175/ISO 15156 Aborda condiciones más severas de servicio agrio. Por ejemplo, cubre concentraciones más altas de sulfuro de hidrógeno, que es más corrosivo y presenta un mayor riesgo de degradación del material a través de mecanismos como el agrietamiento inducido por hidrógeno (HIC) y el agrietamiento por tensión de sulfuro (SSC).

Por el contrario, NACE MR0103/ISO 17495-1 Se consideran entornos que pueden ser menos severos en términos de exposición al sulfuro de hidrógeno, aunque aún críticos en entornos de refinerías y plantas químicas. La composición química de los fluidos involucrados en los procesos de refinación puede no ser tan agresiva como la que se encuentra en los campos de gas agrio, pero aún presenta riesgos de corrosión.

3. Requerimientos materiales

Ambas normas proporcionan criterios específicos para la selección de materiales, pero difieren en sus requisitos estrictos. NACE MR0175/ISO 15156 La norma hace mayor hincapié en la prevención de la corrosión relacionada con el hidrógeno en los materiales, que puede producirse incluso en concentraciones muy bajas de sulfuro de hidrógeno. Esta norma exige materiales que sean resistentes a la corrosión por corrosión por escoriación sólida (SSC), corrosión por corrosión por corrosión por inducción (HIC) y fatiga por corrosión en entornos ácidos.

Por otro lado, NACE MR0103/ISO 17495-1 es menos prescriptivo en términos de agrietamiento relacionado con el hidrógeno, pero requiere materiales que puedan soportar agentes corrosivos en procesos de refinación, centrándose a menudo más en la resistencia a la corrosión general que en los riesgos específicos relacionados con el hidrógeno.

4. Pruebas y verificación

Ambas normas requieren pruebas y verificación para garantizar que los materiales funcionarán en sus respectivos entornos. Sin embargo, NACE MR0175/ISO 15156 exige pruebas más exhaustivas y una verificación más detallada del rendimiento del material en condiciones de servicio agrio. Las pruebas incluyen pautas específicas para SSC, HIC y otros modos de falla asociados con entornos de gas agrio.

NACE MR0103/ISO 17495-1Si bien también requiere pruebas de materiales, a menudo es más flexible en términos de los criterios de prueba y se centra en garantizar que los materiales cumplan con los estándares generales de resistencia a la corrosión en lugar de centrarse específicamente en los riesgos relacionados con el sulfuro de hidrógeno.

¿Por qué debería importarle NACE MR0175/ISO 15156 frente a NACE MR0103/ISO 17495-1?

Comprender estas diferencias puede ayudar a prevenir fallas de materiales, garantizar la seguridad operativa y cumplir con las regulaciones de la industria. Ya sea que trabaje en una plataforma petrolífera en alta mar, en un proyecto de oleoducto o en una refinería, el uso de los materiales adecuados según estas normas lo protegerá contra fallas costosas, tiempos de inactividad inesperados y posibles peligros ambientales.

Para operaciones de petróleo y gas, especialmente en entornos de servicio agrio en tierra y en alta mar, NACE MR0175/ISO 15156 es el estándar de referencia. Garantiza que los materiales resistan los entornos más hostiles, mitigando riesgos como SSC y HIC que pueden provocar fallas catastróficas.

Por el contrario, para las operaciones de refinación o procesamiento químico, NACE MR0103/ISO 17495-1 ofrece una orientación más personalizada. Permite utilizar los materiales de forma eficaz en entornos con gas agrio, pero con condiciones menos agresivas en comparación con la extracción de petróleo y gas. El enfoque aquí se centra más en la resistencia a la corrosión general en entornos de procesamiento.

Guía práctica para profesionales del petróleo y el gas

Al seleccionar materiales para proyectos en cualquiera de las categorías, tenga en cuenta lo siguiente:

Comprenda su entorno: Evalúe si su operación está involucrada en la extracción de gas agrio (upstream) o en el refinamiento y procesamiento químico (downstream). Esto le ayudará a determinar qué estándar aplicar.

Selección de materiales:Seleccione materiales que cumplan con la norma pertinente en función de las condiciones ambientales y el tipo de servicio (gas agrio o refinado). Los aceros inoxidables, los materiales de alta aleación y las aleaciones resistentes a la corrosión suelen recomendarse en función de la severidad del entorno.

Pruebas y verificación: Asegúrese de que todos los materiales se prueben de acuerdo con las normas correspondientes. En el caso de entornos con gases agrios, pueden ser necesarias pruebas adicionales para detectar corrosión por corrosión, corrosión por corrosión por corrosión y corrosión por corrosión por corrosión por corrosión.

Consulte con expertos:Siempre es una buena idea consultar con especialistas en corrosión o ingenieros de materiales familiarizados con Comparación entre NACE MR0175/ISO 15156 y NACE MR0103/ISO 17495-1 para garantizar un rendimiento óptimo del material.

Conclusión

En conclusión, entender la distinción entre Comparación entre NACE MR0175/ISO 15156 y NACE MR0103/ISO 17495-1 Es esencial tomar decisiones informadas sobre la selección de materiales para aplicaciones de petróleo y gas tanto upstream como downstream. Al elegir el estándar adecuado para su operación, garantiza la integridad a largo plazo de su equipo y ayuda a prevenir fallas catastróficas que pueden surgir de materiales mal especificados. Ya sea que trabaje con gas agrio en yacimientos offshore o con procesamiento químico en refinerías, estos estándares le proporcionarán las pautas necesarias para proteger sus activos y mantener la seguridad.

Si no está seguro de qué estándar seguir o necesita más ayuda con la selección de materiales, comuníquese con un experto en materiales para obtener asesoramiento personalizado sobre Comparación entre NACE MR0175/ISO 15156 y NACE MR0103/ISO 17495-1 y garantizar que sus proyectos sean seguros y cumplan con las mejores prácticas de la industria.