TUYAU SMLS ASTM A335 ASME SA335 P92

Evolution de la microstructure de l'acier P92 à différentes températures isothermes

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Evolution de la microstructure de l'acier P92 à différentes températures isothermes

Acier P92 L'acier P92 est principalement utilisé dans les chaudières ultra-supercritiques, les pipelines ultra-haute pression et d'autres équipements à haute température et haute pression. L'acier P92 est dans la composition chimique de l'acier P91 basée sur l'ajout d'oligo-éléments d'éléments W et B, réduit la teneur en Mo, à travers les limites de grains du renforcé et du renforcé par dispersion de diverses manières, pour améliorer les performances globales de l'acier P92, l'acier P92 que l'acier P91 a une meilleure résistance à l'oxydation et à la corrosion. Un processus de travail à chaud est essentiel pour produire le tube en acier P92. La technologie de traitement thermique peut éliminer les défauts internes générés dans le processus de production et faire en sorte que les performances de l'acier répondent aux besoins des conditions de travail. Le type et l'état de l'organisation dans le processus de travail à chaud sont les facteurs clés influençant les performances pour répondre à la norme. Par conséquent, cet article analyse l'organisation des tubes en acier P92 à différentes températures isothermes pour révéler l'évolution de l'organisation des tubes en acier P92 à diverses températures, ce qui fournit non seulement un support d'information pour l'analyse de l'organisation et le contrôle des performances du processus de travail à chaud réel, mais pose également les bases expérimentales pour le développement du processus de travail à chaud.

1. Matériels et méthodes d'essai

1.1 Matériel d'essai

L'acier testé est un tube en acier P92 en condition d'utilisation (1060 ℃ durci + 760 ℃ revenu), et sa composition chimique est indiquée dans le tableau 1. Un échantillon cylindrique de ϕ4 mm × 10 mm a été coupé dans la partie médiane du tube fini à une position particulière le long de la direction de la longueur, et le mesureur d'expansion de trempe a été utilisé pour étudier la transformation du tissu à différentes températures.

Tableau 1 Composition chimique principale de l'acier P92 par fraction massique (%)

Élément 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 Équilibre

1.2 Processus de test

À l'aide d'un appareil de mesure de dilatation thermique de trempe L78, préchauffage de 0,05 ℃/s jusqu'à 1050 ℃, isolation 15 min, refroidissement de 200 ℃/s jusqu'à température ambiante. Mesurer le point critique de changement de phase du matériau Ac1 est de 792,4 ℃, Ac3 est de 879,8 ℃, Ms est de 372,3 ℃. Les échantillons ont été chauffés jusqu'à 1050°C à une vitesse de 10°C/s et maintenus pendant 15 min, puis refroidis à différentes températures (770, 740, 710, 680, 650, 620, 520, 430, 400, 370, 340, 310, 280, 250, 190 et 160°C) à une vitesse de 150°C/s et maintenus pendant différentes périodes de temps (620°C et moins pendant 1h, 620°C et plus pendant 25h). 620 ℃ et plus en maintenant 25h), l'extrémité isotherme de l'alimentation est coupée afin que l'échantillon soit refroidi à l'air jusqu'à la température ambiante.1.3 Méthodes d'essai

Après avoir meulé et poli la surface des échantillons selon différents procédés, la surface des échantillons a été corrodée à l'aide d'eau régale. Le microscope Zeiss AXIOVERT 25 et le microscope électronique à balayage environnemental QWANTA 450 ont été utilisés pour observer et analyser l'organisation ; à l'aide du testeur de dureté Vickers HVS-50 (poids de charge de 1 kg), des mesures de dureté ont été effectuées à plusieurs endroits sur la surface de chaque échantillon et la valeur moyenne a été prise comme valeur de dureté de l'échantillon.

2. Résultats des tests et analyse

2.1 Organisation et analyse des différentes températures isothermes

Français La figure 1 montre la microstructure de l'acier P92 après austénitisation complète à 1 050 °C pendant différentes durées à différentes températures. La figure 1(a) montre la microstructure de l'acier P92 après isothermisation à 190 °C pendant 1 h. D'après la figure 1(a2), on peut voir que son organisation à température ambiante est la martensite (M). D'après la figure 1(a3), on peut voir que la martensite présente des caractéristiques en forme de lattes. Étant donné que le point Ms de l'acier est d'environ 372 °C, la transformation de phase de la martensite se produit à des températures isothermes inférieures au point Ms, formant de la martensite, et la teneur en carbone de l'acier P92 appartient à la gamme des compositions à faible teneur en carbone ; une morphologie en forme de lattes caractérise la martensite.

La figure 1(a) montre la microstructure de l'acier P92 après 1 h d'isotherme à 190°C

La figure 1(a) montre la microstructure de l'acier P92 après 1 h d'isotherme à 190°C

Figure 1(b) pour la microstructure de l'acier P92 à 430 ℃ isotherme 1h. Lorsque la température isotherme augmente jusqu'à 430°C, l'acier P92 atteint la zone de transformation bainitique. Étant donné que l'acier contient des éléments Mo, B et W, ces éléments ont peu d'effet sur la transformation bainitique tout en retardant la transformation perlitique. Par conséquent, l'acier P92 à 430 ℃ isolant 1h, l'organisation d'une certaine quantité de bainite. Ensuite, l'austénite surfondue restante est transformée en martensite lors du refroidissement à l'air.

Figure 1(b) pour la microstructure de l'acier P92 à 430 ℃ isotherme 1h

Figure 1(b) pour la microstructure de l'acier P92 à 430 ℃ isotherme 1h

Français La figure 1(c) montre la microstructure de l'acier P92 à 520 ℃ isotherme 1h. Lorsque la température isotherme de 520 ℃, les éléments d'alliage Cr, Mo, Mn, etc., inhibent la transformation de la perlite, le début du point de transformation bainitique (point Bs) diminue, de sorte que dans une plage de températures spécifique, l'austénite surfondue apparaît dans la zone de stabilisation. La figure 1(c) montre qu'à 520 ℃, après 1 h d'isolation, l'austénite surfondue ne s'est pas transformée, suivie d'un refroidissement à l'air pour former de la martensite ; l'organisation finale à température ambiante est la martensite.

La figure 1(c) montre la microstructure de l'acier P92 à 520 ℃ isotherme 1h

La figure 1(c) montre la microstructure de l'acier P92 à 520 ℃ isotherme 1h

Figure 1 (d) pour l'acier P92 à 650 ℃ isotherme 25h microstructure pour martensite + perlite. Comme le montre la figure 1 (d3), la perlite présente des caractéristiques lamellaires discontinues et le carbure à la surface présente une précipitation en tige courte. Cela est dû aux éléments d'alliage de l'acier P92 Cr, Mo, V, etc. pour améliorer la stabilité de l'austénite surfondue en même temps de sorte que la morphologie de la perlite de l'acier P92 change, c'est-à-dire que le carbure dans le corps perlitique du carbure pour la tige courte, ce corps perlitique est connu sous le nom de perlite de classe. Dans le même temps, de nombreuses particules fines de seconde phase ont été trouvées dans l'organisation.

Figure 1 (d) pour l'acier P92 à 650 ℃ microstructure isotherme 25h pour martensite + perlite

Figure 1 (d) pour l'acier P92 à 650 ℃ microstructure isotherme 25h pour martensite + perlite

La figure 1(e) montre la microstructure de l'acier P92 à 740 ℃ isotherme 25h. À 740°C isotherme, il y aura d'abord une précipitation de ferrite massive eutectique puis une décomposition eutectique d'austénite, ce qui donnera une organisation de type perlite. Par rapport à l'isotherme à 650°C (voir la figure 1(d3)), l'organisation perlitique devient plus grossière à mesure que la température isotherme augmente, et le caractère biphasé de la perlite, c'est-à-dire la ferrite et la carburite sous forme de barre courte, est clairement visible.

La figure 1(e) montre la microstructure de l'acier P92 à 740 ℃ isotherme 25h

La figure 1(e) montre la microstructure de l'acier P92 à 740 ℃ isotherme 25h

La figure 1(f) montre la microstructure de l'acier P92 à une température isotherme de 770°C pendant 25 h. À une température isotherme de 770°C, avec l'allongement du temps isotherme, la précipitation de la ferrite se produit en premier, puis l'austénite surfondue subit une décomposition eutectique pour former une organisation ferrite + perlite. Avec l'augmentation de la température isotherme, la teneur en ferrite eutectique augmente et la teneur en perlite diminue. En raison des éléments d'alliage de l'acier P92, des éléments d'alliage dissous dans l'austénite pour augmenter la trempabilité de l'austénite, la difficulté de la décomposition eutectique devient plus importante, il faut donc un temps isotherme suffisamment long pour effectuer sa décomposition eutectique, la formation de l'organisation perlitique.

La Fig. 1(f) montre la microstructure de l'acier P92 à une température isotherme de 770°C pendant 25h

La Fig. 1(f) montre la microstructure de l'acier P92 à une température isotherme de 770°C pendant 25h

Français Une analyse du spectre d'énergie a été réalisée sur les tissus ayant différentes morphologies dans la Fig. 1(f2) pour identifier plus précisément le type de tissu, comme indiqué dans le Tableau 2. D'après le Tableau 2, on peut voir que la teneur en carbone des particules blanches est plus élevée que celle des autres organisations, et que les éléments d'alliage Cr, Mo et V sont plus nombreux, en analysant cette particule pour les particules de carbure composite précipitées pendant le processus de refroidissement ; comparativement parlant, la teneur en carbone dans l'organisation lamellaire discontinue est la deuxième la plus faible, et la teneur en carbone dans l'organisation massive est la plus faible. Étant donné que la perlite est une organisation à deux phases de carbure et de ferrite, la teneur moyenne en carbone est supérieure à celle de la ferrite ; combinée à une analyse de température isotherme et de morphologie, il est en outre déterminé que l'organisation lamellaire est de type perlite, et que l'organisation massive est d'abord de la ferrite eutectique.

Analyse spectrale de l'acier P92, traité isotherme à 770 °C pendant 25 heures, écrite sous forme de tableau avec des fractions atomiques (%)

Structure C Nb Mo Ti V Cr Mn Fe W
Granulés blancs 11.07 0.04 0.94 0.02 2.16 8.36 2.64 54.77 2.84
Structure en blocs 9.31 0.04 0.95 0.2 0.32 8.42 0.74 85.51 10.21
Structure en couches 5.1 0 0.09 0.1 0.33 7.3 0.35 85.65 0.69

2.2 Microdureté et analyse

D'une manière générale, pendant le processus de refroidissement des aciers alliés contenant des éléments tels que W et Mo, trois types de transformations organisationnelles se produisent dans l'austénite surfondue : la transformation martensitique dans la zone basse température, la transformation bainitique dans la zone moyenne température et la transformation perlitique dans la zone haute température. Les différentes évolutions organisationnelles conduisent à différentes duretés. La figure 2 montre la variation de la courbe de dureté de l'acier P92 à différentes températures isothermes. D'après la figure 2, on peut voir qu'avec l'augmentation de la température isotherme, la dureté montre une tendance à la diminution d'abord, puis à l'augmentation, et enfin à la diminution. Lorsque la température isotherme est de 160 ~ 370 ℃, l'apparition d'une transformation martensitique, la dureté Vickers de 516HV à 457HV. Lorsque la température isotherme est de 400 ~ 620 ℃, une petite quantité de transformation bainitique se produit et la dureté de 478HV augmente à 484HV ; En raison de la faible transformation bainitique, la dureté ne change pas beaucoup. Lorsque la température isotherme est de 650 ℃, une petite quantité de perlite se forme, avec une dureté de 410 HV. Lorsque la température isotherme de 680 ~ 770 ℃, la formation d'une organisation ferrite + perlite, dureté de 242 HV à 163 HV. En raison de la transformation de l'acier P92 à différentes températures dans l'organisation de la transition est différente, dans la région de la transformation martensitique à basse température, lorsque la température isotherme est inférieure au point Ms, avec l'augmentation de la température, la teneur en martensite diminue, la dureté diminue ; au milieu de la transformation de l'acier P92 à différentes températures, lorsque la température isotherme est inférieure au point Ms, avec l'augmentation de la température, la teneur en martensite diminue, la dureté diminue ; dans la région de transformation bainitique à température moyenne, comme la quantité de transformation bainitique est faible, la dureté ne change pas beaucoup ; dans la région de transformation perlitique à haute température, avec l'augmentation de la température isotherme, la première teneur en ferrite eutectique augmente de sorte que la dureté continue de diminuer, donc avec l'augmentation de la température isotherme, la dureté du matériau est généralement une tendance à la baisse, et la tendance du changement de dureté et l'analyse de l'organisation sont conformes à la tendance.

Variation des courbes de dureté de l'acier P92 à différentes températures isothermes

Variation des courbes de dureté de l'acier P92 à différentes températures isothermes

3. Conclusion

1) Le point critique Ac1 de l'acier P92 est de 792,4 ℃, Ac3 est de 879,8 ℃ et Ms est de 372,3 ℃.

2) L'acier P92 à différentes températures isothermes pour obtenir l'organisation à température ambiante est différente ; dans l'isotherme 160 ~ 370 ℃ 1h, l'organisation à température ambiante est la martensite ; dans l'isotherme 400 ~ 430 ℃ 1h, l'organisation d'une petite quantité de bainite + martensite ; dans l'isotherme 520 ~ 620 ℃ 1h, l'organisation est relativement stable, une courte période de temps (1 h) ne se produit pas dans la transformation, l'organisation à température ambiante est la martensite ; dans l'isotherme 650 ℃ 25h, l'organisation à température ambiante est la perlite. h, organisation à température ambiante pour la perlite + martensite ; dans l'isotherme 680 ~ 770 ℃ 25h, l'organisation transformée en perlite + première ferrite eutectique.

3) L'austénitisation de l'acier P92 dans Ac1 est inférieure à l'isotherme. Avec la réduction de la température isotherme, la dureté du matériau dans son ensemble tend à augmenter. À l'isotherme, à 770 ℃ après l'apparition de la première précipitation de ferrite eutectique, la transformation perlitique, la dureté est la plus faible, environ 163 HV ; à l'isotherme, à 160 ℃ après l'apparition de la transformation martensitique, la dureté est la plus élevée, environ 516 HV.

Comparaison de la norme ASME B31.3 et de la norme ASME B31.1

ASME B31.1 vs. ASME B31.3 : connaître les codes de conception de tuyauterie

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Introduction

Dans la conception et l'ingénierie de tuyauterie, la sélection du code de tuyauterie approprié est essentielle pour garantir la sécurité, l'efficacité et la conformité aux normes de l'industrie. Deux des codes de conception de tuyauterie les plus largement reconnus sont ASME B31.1 et ASME B31.3. Bien qu'ils proviennent tous deux de l'American Society of Mechanical Engineers (ASME) et régissent la conception et la construction des systèmes de tuyauterie, leurs applications diffèrent considérablement. Comprendre les ASME B31.1 et ASME B31.3 Le débat est crucial pour sélectionner le code approprié à votre projet, qu’il s’agisse de centrales électriques, de traitement chimique ou d’installations industrielles.

Aperçu : ASME B31.1 et ASME B31.3

What is ASME B31.3 or Process Piping Code?

ASME B31.1 est la norme qui régit la conception, la construction et la maintenance des systèmes de tuyauterie des centrales électriques. Elle s'applique aux systèmes de tuyauterie des centrales électriques, des installations industrielles et d'autres installations où la production d'électricité est impliquée. Ce code met fortement l'accent sur l'intégrité des systèmes qui traitent de la vapeur, de l'eau et des gaz chauds à haute pression.

Applications typiques:Centrales électriques, systèmes de chauffage, turbines et systèmes de chaudières.
Plage de pression:Systèmes de vapeur et de fluides à haute pression.
Plage de température:Service à haute température, notamment pour les applications à vapeur et à gaz.

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.

Applications typiques:Usines de traitement chimique, raffineries, installations pharmaceutiques, usines de produits alimentaires et de boissons.
Plage de pression:Généralement inférieure à la plage de pression de l'ASME B31.1, selon les types de fluides et leur classification.
Plage de température: varies depending sur les fluides chimiques, mais elle est généralement inférieure aux conditions extrêmes dans ASME B31.1.

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

Comparaison de la norme ASME B31.3 et de la norme ASME B31.1

Comparaison de la norme ASME B31.3 et de la norme ASME B31.1

Sr No Paramètre ASME B31.3-Process Piping ASME B31.1-Power Piping
1 Portée 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 Concevoir la vie 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.

Conclusion

La différence critique dans la ASME B31.1 et ASME B31.3 Le débat porte sur les applications industrielles, les exigences matérielles et les considérations de sécurité. ASME B31.1 est idéal pour la production d'énergie et les systèmes à haute température, en mettant l'accent sur l'intégrité mécanique. 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 Section II Partie A

ASME BPVC Section II Partie A : Spécifications des matériaux ferreux

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Introduction

ASME BPVC Section II Partie A : Spécifications des matériaux ferreux est une section de la Code ASME pour les chaudières et les appareils à pression (BPVC) qui couvre les spécifications des matériaux ferreux (principalement le fer) Utilisé dans la construction de chaudières, de récipients sous pression et d'autres équipements sous pression. Cette section traite spécifiquement des exigences relatives aux matériaux en acier et en fer, notamment l'acier au carbone, l'acier allié et l'acier inoxydable.

Spécifications des matériaux associés aux tubes et aux plaques

Tubes:

SA-178/SA-178M – Tubes de chaudière et de surchauffeur en acier au carbone et en acier au carbone-manganèse soudés par résistance électrique
SA-179/SA-179M – Tubes d'échangeurs de chaleur et de condenseurs en acier à faible teneur en carbone étirés à froid sans soudure
SA-192/SA-192M – Tubes de chaudière en acier au carbone sans soudure pour service à haute pression
SA-209/SA-209M – Tubes de chaudière et de surchauffeur sans soudure en acier allié au carbone-molybdène
SA-210/SA-210M – Tubes de chaudière et de surchauffeur en acier à moyen carbone sans soudure
SA-213/SA-213M – Tubes sans soudure en acier allié ferritique et austénitique pour chaudières, surchauffeurs et échangeurs de chaleur
SA-214/SA-214M – Tubes d’échangeur de chaleur et de condenseur en acier au carbone soudés par résistance électrique
SA-249/SA-249M – Tubes soudés en acier austénitique pour chaudières, surchauffeurs, échangeurs de chaleur et condenseurs
SA-250/SA-250M – Tubes de chaudière et de surchauffeur en acier allié ferritique soudés par résistance électrique
SA-268/SA-268M – Tubes en acier inoxydable ferritique et martensitique sans soudure et soudés pour usage général
SA-334/SA-334M – Tubes en acier au carbone et en acier allié sans soudure et soudés pour service à basse température
SA-335/SA-335M – Tubes en acier allié ferritique sans soudure pour service à haute température
SA-423/SA-423M – Tubes en acier faiblement allié sans soudure et électrosoudés
SA-450/SA-450M – Exigences générales pour les tubes en acier au carbone et en acier faiblement allié
SA-556/SA-556M – Tubes de chauffe-eau d'alimentation en acier au carbone étirés à froid sans soudure
SA-557/SA-557M – Tubes de chauffe-eau d'alimentation en acier au carbone soudés par résistance électrique
SA-688/SA-688M – Tubes de chauffe-eau d'alimentation en acier inoxydable austénitique sans soudure et soudés
SA-789/SA-789M – Tubes en acier inoxydable ferritique/austénitique sans soudure et soudés pour usage général
SA-790/SA-790M – Tubes en acier inoxydable ferritique/austénitique sans soudure et soudés
SA-803/SA-803M – Tubes de chauffe-eau d'alimentation en acier inoxydable ferritique sans soudure et soudés
SA-813/SA-813M – Tube en acier inoxydable austénitique à simple ou double soudure
SA-814/SA-814M – Tube en acier inoxydable austénitique soudé travaillé à froid

Norme ASME BPVC

Norme ASME BPVC

Plaques:

SA-203/SA-203M – Plaques pour récipients sous pression, acier allié, nickel
SA-204/SA-204M – Plaques pour récipients sous pression, acier allié, molybdène
SA-285/SA-285M – Plaques pour récipients sous pression, acier au carbone, résistance à la traction faible et intermédiaire
SA-299/SA-299M – Plaques pour récipients sous pression, acier au carbone, manganèse-silicium
SA-302/SA-302M – Plaques pour récipients sous pression, acier allié, manganèse-molybdène et manganèse-molybdène-nickel
SA-353/SA-353M – Plaques pour récipients sous pression, acier allié, nickel 9% doublement normalisé et trempé
SA-387/SA-387M – Plaques pour récipients sous pression, acier allié, chrome-molybdène
SA-516/SA-516M – Plaques pour récipients sous pression, en acier au carbone, pour service à température modérée et basse
SA-517/SA-517M – Plaques pour récipients sous pression, en acier allié, haute résistance, trempées et revenues
SA-533/SA-533M – Plaques pour récipients sous pression, acier allié, trempé et revenu, manganèse-molybdène et manganèse-molybdène-nickel
SA-537/SA-537M – Plaques pour récipients sous pression, acier au carbone-manganèse-silicium traité thermiquement
SA-542/SA-542M – Plaques pour récipients sous pression, en acier allié, trempé et revenu, chrome-molybdène et chrome-molybdène-vanadium
SA-543/SA-543M – Plaques pour récipients sous pression, acier allié, trempé et revenu, nickel-chrome-molybdène
SA-553/SA-553M – Plaques pour récipients sous pression, acier allié, trempé et revenu, nickel 7, 8 et 9%
SA-612/SA-612M – Plaques pour récipients sous pression, acier au carbone, haute résistance, pour service à température modérée et basse
SA-662/SA-662M – Plaques pour récipients sous pression, acier au carbone-manganèse-silicium, pour service à température modérée et basse
SA-841/SA-841M – Plaques de récipients sous pression, produites par procédé de contrôle thermomécanique (TMCP)

Conclusion

En conclusion, la norme ASME BPVC Section II Partie A : Spécifications des matériaux ferreux est une ressource essentielle pour garantir la sécurité, la fiabilité et la qualité des matériaux ferreux utilisés pour construire des chaudières, des récipients sous pression et d'autres équipements sous pression. En fournissant des spécifications complètes sur les propriétés mécaniques et chimiques de matériaux tels que les aciers au carbone, les aciers alliés et les aciers inoxydables, cette section garantit que les matériaux répondent aux normes rigoureuses requises pour les applications à haute pression et à haute température. Ses conseils détaillés sur les formes des produits, les procédures de test et la conformité aux normes de l'industrie en font un outil indispensable pour les ingénieurs, les fabricants et les inspecteurs impliqués dans la conception et la construction d'équipements sous pression. En tant que telle, la norme ASME BPVC Section II Partie A est essentielle pour les industries pétrochimiques, nucléaires et de production d'énergie, où les récipients sous pression et les chaudières doivent fonctionner de manière sûre et efficace dans des conditions de contrainte mécanique rigoureuses.

Tube en acier sans soudure SAE4140 trempé

Analyse des causes des fissures annulaires dans les tubes en acier sans soudure trempés SAE 4140

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La raison de la fissure annulaire à l'extrémité du tube en acier sans soudure SAE 4140 a été étudiée par examen de la composition chimique, essai de dureté, observation métallographique, microscope électronique à balayage et analyse du spectre énergétique. Les résultats montrent que la fissure annulaire du tube en acier sans soudure SAE 4140 est une fissure de trempe, se produisant généralement à l'extrémité du tube. La raison de la fissure de trempe est la différence de vitesse de refroidissement entre les parois intérieures et extérieures, et la vitesse de refroidissement de la paroi extérieure est beaucoup plus élevée que celle de la paroi intérieure, ce qui entraîne une défaillance par fissuration causée par la concentration de contrainte près de la position de la paroi intérieure. La fissure annulaire peut être éliminée en augmentant la vitesse de refroidissement de la paroi intérieure du tube en acier pendant la trempe, en améliorant l'uniformité de la vitesse de refroidissement entre la paroi intérieure et la paroi extérieure et en contrôlant la température après trempe à 150 ~ 200 ℃ pour réduire la contrainte de trempe par auto-revenu.

Français Le SAE 4140 est un acier de construction faiblement allié au CrMo, il s'agit de la nuance standard américaine ASTM A519, dans la norme nationale 42CrMo basée sur l'augmentation de la teneur en Mn ; par conséquent, la trempabilité du SAE 4140 a été encore améliorée. Les tubes en acier sans soudure SAE 4140, au lieu de pièces forgées solides, la production de billettes laminées de divers types d'arbres creux, de cylindres, de manchons et d'autres pièces peut améliorer considérablement l'efficacité de la production et économiser de l'acier ; les tubes en acier SAE 4140 sont largement utilisés dans les outils de forage à vis pour l'exploitation minière des champs pétroliers et gaziers et d'autres équipements de forage. Le traitement de revenu des tubes en acier sans soudure SAE 4140 peut répondre aux exigences de différentes résistances et ténacités de l'acier en optimisant le processus de traitement thermique. Cependant, on constate souvent qu'il affecte les défauts de livraison du produit dans le processus de production. Cet article se concentre principalement sur les tubes en acier SAE 4140 dans le processus de trempe au milieu de l'épaisseur de paroi de l'extrémité du tube, produit une analyse des défauts de fissure en forme d'anneau et propose des mesures d'amélioration.

1. Matériels et méthodes d'essai

Français Une entreprise a produit des spécifications pour un tube en acier sans soudure de nuance d'acier SAE 4140 de ∅ 139,7 × 31,75 mm, le processus de production pour le chauffage de la billette → perçage → laminage → calibrage → revenu (850 ℃ temps de trempage de 70 min + tuyau tournant à l'extérieur du refroidissement par douche d'eau + 735 ℃ temps de trempage de 2 h de revenu) → Détection et inspection des défauts. Après le traitement de revenu, l'inspection de détection des défauts a révélé qu'il y avait une fissure annulaire au milieu de l'épaisseur de la paroi à l'extrémité du tube, comme illustré à la Fig. 1 ; la fissure annulaire est apparue à environ 21~24 mm de l'extérieur, a encerclé la circonférence du tube et était partiellement discontinue, alors qu'aucun défaut de ce type n'a été trouvé dans le corps du tube.

Fig.1 La fissure annulaire à l'extrémité du tuyau

Fig.1 La fissure annulaire à l'extrémité du tuyau

Prenez le lot d'échantillons de trempe de tuyaux en acier pour l'analyse de trempe et l'observation de l'organisation de trempe et l'analyse spectrale de la composition du tuyau en acier, en même temps, dans les fissures du tuyau en acier trempé pour prélever des échantillons de haute puissance pour observer la micromorphologie des fissures, le niveau de taille des grains et dans le microscope électronique à balayage avec un spectromètre pour les fissures dans la composition interne de l'analyse de la micro-zone.

2. Résultats des tests

2.1 Composition chimique

Le tableau 1 présente les résultats de l’analyse spectrale de la composition chimique et la composition des éléments est conforme aux exigences de la norme ASTM A519.

Tableau 1 Résultats de l'analyse de la composition chimique (fraction massique, %)

Élément C Si Mn P. S Cr Mo Cu Ni
Contenu 0.39 0.20 0.82 0.01 0.005 0.94 0.18 0.05 0.02
Exigences de la norme 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 Essai de trempabilité des tubes

Sur les échantillons trempés de l'essai de dureté de trempe de l'épaisseur totale de la paroi, les résultats de dureté de l'épaisseur totale de la paroi, comme indiqué sur la figure 2, peuvent être vus sur la figure 2, à 21 ~ 24 mm de l'extérieur de la dureté de trempe a commencé à baisser de manière significative, et à partir de l'extérieur de 21 ~ 24 mm est le revenu à haute température du tube trouvé dans la région de la fissure annulaire, la zone en dessous et au-dessus de l'épaisseur de paroi de la dureté de la différence extrême entre la position de l'épaisseur de paroi de la région a atteint 5 (HRC) environ. La différence de dureté entre les épaisseurs de paroi inférieure et supérieure de cette zone est d'environ 5 (HRC). L'organisation métallographique à l'état trempé est illustrée sur la figure 3. D'après l'organisation métallographique de la figure 3 ; On peut voir que l'organisation dans la région extérieure du tube est une petite quantité de ferrite + martensite, tandis que l'organisation près de la surface intérieure n'est pas trempée, avec une petite quantité de ferrite et de bainite, ce qui conduit à une faible dureté de trempe de la surface extérieure du tube à la surface intérieure du tube à une distance de 21 mm. Le degré élevé de cohérence des fissures annulaires dans la paroi du tube et la position de différence extrême de dureté de trempe suggèrent que des fissures annulaires sont susceptibles de se produire au cours du processus de trempe. La cohérence élevée entre l'emplacement des fissures annulaires et la dureté de trempe inférieure indique que les fissures annulaires peuvent avoir été produites pendant le processus de trempe.

Fig.2 Valeur de dureté de trempe sur toute l'épaisseur de la paroi

Fig.2 Valeur de dureté de trempe sur toute l'épaisseur de la paroi

Fig.3 Structure de trempe d'un tube en acier

Fig.3 Structure de trempe d'un tube en acier

2.3 Les résultats métallographiques du tube en acier sont présentés respectivement dans les Fig. 4 et Fig. 5.

Français L'organisation matricielle du tube en acier est de l'austénite revenue + une petite quantité de ferrite + une petite quantité de bainite, avec une granulométrie de 8, ce qui est une organisation revenue moyenne ; les fissures s'étendent dans le sens longitudinal, ce qui correspond à la fissuration cristalline, et les deux côtés des fissures ont les caractéristiques typiques d'engagement ; il y a le phénomène de décarburation des deux côtés, et une couche d'oxyde gris à haute température est observable à la surface des fissures. Il y a une décarburation des deux côtés, et une couche d'oxyde gris à haute température peut être observée sur la surface de la fissure, et aucune inclusion non métallique n'est visible à proximité de la fissure.

Fig.4 Observations de la morphologie des fissures

Fig.4 Observations de la morphologie des fissures

Fig.5 Microstructure de la fissure

Fig.5 Microstructure de la fissure

2.4 Résultats de l'analyse de la morphologie des fractures et du spectre d'énergie

Français Après l'ouverture de la fracture, la micromorphologie de la fracture est observée au microscope électronique à balayage, comme le montre la figure 6, qui montre que la fracture a été soumise à des températures élevées et qu'une oxydation à haute température s'est produite sur la surface. La fracture se situe principalement le long de la fracture cristalline, avec une granulométrie comprise entre 20 et 30 μm, et aucun grain grossier ni défaut d'organisation anormal n'est trouvé ; l'analyse du spectre énergétique montre que la surface de la fracture est principalement composée de fer et de ses oxydes, et qu'aucun élément étranger anormal n'est observé. L'analyse spectrale montre que la surface de la fracture est principalement constituée de fer et de ses oxydes, sans élément étranger anormal.

Fig.6 Morphologie de la fracture de la fissure

Fig.6 Morphologie de la fracture de la fissure

3 Analyse et discussion

3.1 Analyse des défauts de fissures

Français Du point de vue de la micromorphologie de la fissure, l'ouverture de la fissure est droite ; la queue est courbée et pointue ; le chemin d'extension de la fissure présente les caractéristiques d'une fissuration le long du cristal, et les deux côtés de la fissure ont des caractéristiques de maillage typiques, qui sont les caractéristiques habituelles des fissures de trempe. Cependant, l'examen métallographique a révélé qu'il y a des phénomènes de décarburation des deux côtés de la fissure, ce qui n'est pas conforme aux caractéristiques des fissures de trempe traditionnelles, compte tenu du fait que la température de revenu du tube en acier est de 735 ℃ et que Ac1 est de 738 ℃ dans la norme SAE 4140, ce qui n'est pas conforme aux caractéristiques conventionnelles des fissures de trempe. Considérant que la température de revenu utilisée pour le tube est de 735 °C et que l'Ac1 de la norme SAE 4140 est de 738 °C, qui sont très proches l'une de l'autre, on suppose que la décarburation des deux côtés de la fissure est liée au revenu à haute température pendant le revenu (735 °C) et n'est pas une fissure qui existait déjà avant le traitement thermique du tube.

3.2 Causes de fissuration

Français Les causes des fissures de trempe sont généralement liées à la température de chauffage de trempe, à la vitesse de refroidissement de trempe, aux défauts métallurgiques et aux contraintes de trempe. D'après les résultats de l'analyse de composition, la composition chimique du tube répond aux exigences de la nuance d'acier SAE 4140 de la norme ASTM A519, et aucun élément excédentaire n'a été trouvé ; aucune inclusion non métallique n'a été trouvée à proximité des fissures, et l'analyse du spectre d'énergie au niveau de la fracture de la fissure a montré que les produits d'oxydation gris dans les fissures étaient du Fe et ses oxydes, et aucun élément étranger anormal n'a été observé, de sorte qu'il peut être exclu que des défauts métallurgiques aient causé les fissures annulaires ; la granulométrie du tube était de grade 8, et la granulométrie était de grade 7, et la granulométrie était de grade 8, et la granulométrie était de grade 8. Le niveau de granulométrie du tube est de 8 ; le grain est raffiné et non grossier, ce qui indique que la fissure de trempe n'a rien à voir avec la température de chauffage de trempe.

La formation de fissures de trempe est étroitement liée aux contraintes de trempe, divisées en contraintes thermiques et organisationnelles. La contrainte thermique est due au processus de refroidissement du tube en acier; la couche de surface et le cœur du tube en acier ne refroidissent pas à une vitesse constante, ce qui entraîne une contraction inégale du matériau et des contraintes internes; le résultat est que la couche de surface du tube en acier est soumise à des contraintes de compression et le cœur des contraintes de traction; les contraintes tissulaires sont la trempe de l'organisation du tube en acier à la transformation martensitique, ainsi que l'expansion du volume d'incohérence dans la génération des contraintes internes, l'organisation des contraintes générées par le résultat est la couche de surface des contraintes de traction, le centre des contraintes de traction. Ces deux types de contraintes dans le tube en acier existent dans la même pièce, mais le rôle de direction est le contraire; l'effet combiné du résultat est que l'un des deux facteurs dominants des contraintes, le rôle dominant de la contrainte thermique est le résultat de la traction du cœur de la pièce, la pression de surface; Le rôle dominant de la contrainte tissulaire est le résultat de la pression de traction du cœur de la pièce et de la traction superficielle.

La trempe des tubes en acier SAE 4140 à l'aide d'une production de refroidissement par douche extérieure rotative, la vitesse de refroidissement de la surface extérieure est bien supérieure à celle de la surface intérieure, le métal extérieur du tube en acier est entièrement trempé, tandis que le métal intérieur n'est pas entièrement trempé pour produire une partie de l'organisation ferrite et bainite, le métal intérieur en raison du métal intérieur ne peut pas être entièrement converti en organisation martensitique, le métal intérieur du tube en acier est inévitablement soumis à la contrainte de traction générée par l'expansion de la paroi extérieure de la martensite, et en même temps, en raison des différents types d'organisation, son volume spécifique est différent entre le métal intérieur et extérieur Dans le même temps, en raison des différents types d'organisation, le volume particulier des couches intérieure et extérieure du métal est différent, et le taux de retrait n'est pas le même pendant le refroidissement, une contrainte de traction sera également générée à l'interface des deux types d'organisation, et la distribution de la contrainte est dominée par les contraintes thermiques, et la contrainte de traction générée à l'interface des deux types d'organisation à l'intérieur du tube est la plus grande, ce qui entraîne l'anneau fissures de trempe se produisant dans la zone de l'épaisseur de paroi du tube proche de la surface intérieure (21 à 24 mm de la surface extérieure) ; en outre, l'extrémité du tube en acier est une partie géométriquement sensible de l'ensemble du tube, susceptible de générer des contraintes. De plus, l'extrémité du tube est une partie géométriquement sensible de l'ensemble du tube, qui est sujette à la concentration de contraintes. Cette fissure annulaire se produit généralement uniquement à l'extrémité du tube, et de telles fissures n'ont pas été trouvées dans le corps du tube.

En résumé, les fissures annulaires des tubes en acier trempé à paroi épaisse SAE 4140 sont causées par un refroidissement inégal des parois intérieures et extérieures ; la vitesse de refroidissement de la paroi extérieure est beaucoup plus élevée que celle de la paroi intérieure ; la production de tubes en acier à paroi épaisse SAE 4140 pour changer la méthode de refroidissement existante, ne peut pas être utilisée uniquement en dehors du processus de refroidissement, la nécessité de renforcer le refroidissement de la paroi intérieure du tube en acier, d'améliorer l'uniformité de la vitesse de refroidissement des parois intérieures et extérieures du tube en acier à paroi épaisse pour réduire la concentration de contrainte, éliminant les fissures annulaires. Fissures annulaires.

3.3 Mesures d’amélioration

Pour éviter les fissures de trempe, dans la conception du processus de trempe, toutes les conditions qui contribuent au développement des contraintes de traction de trempe sont des facteurs de formation de fissures, y compris la température de chauffage, le processus de refroidissement et la température de décharge. Les mesures de processus améliorées proposées comprennent : une température de trempe de 830 à 850 ℃ ; l'utilisation d'une buse interne adaptée à l'axe central du tube, le contrôle du débit de pulvérisation interne approprié, l'amélioration de la vitesse de refroidissement du trou intérieur pour garantir l'uniformité de la vitesse de refroidissement des parois intérieures et extérieures du tube en acier à parois épaisses ; le contrôle de la température post-trempe de 150 à 200 ℃, l'utilisation de la température résiduelle du tube en acier de l'auto-trempe, la réduction des contraintes de trempe dans le tube en acier.

L'utilisation d'une technologie améliorée permet de produire des tubes en acier de ∅158,75 × 34,93 mm, ∅139,7 × 31,75 mm, ∅254 × 38,1 mm, ∅224 × 26 mm, etc., conformément à des dizaines de spécifications de tubes en acier. Après une inspection par ultrasons des défauts, les produits sont qualifiés et ne présentent aucune fissure de trempe annulaire.

4. Conclusion

(1) Selon les caractéristiques macroscopiques et microscopiques des fissures des tuyaux, les fissures annulaires aux extrémités des tuyaux en acier SAE 4140 appartiennent à la défaillance par fissuration causée par la contrainte de trempe, qui se produit généralement aux extrémités des tuyaux.

(2) Les fissures annulaires des tubes en acier trempé à paroi épaisse SAE 4140 sont causées par un refroidissement inégal des parois intérieures et extérieures. Le taux de refroidissement de la paroi extérieure est beaucoup plus élevé que celui de la paroi intérieure. Pour améliorer l'uniformité du taux de refroidissement des parois intérieures et extérieures du tube en acier à paroi épaisse, la production de tubes en acier à paroi épaisse SAE 4140 doit renforcer le refroidissement de la paroi intérieure.

Tube en acier sans soudure ASME SA213 T91

ASME SA213 T91 : que savez-vous ?

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Contexte et introduction

ASME SA213 T91, le numéro d'acier dans le Norme ASME SA213/SA213M L'acier standard 9Cr-1Mo est un acier amélioré développé dans les années 1970 à 1980 par le laboratoire national américain Rubber Ridge et le laboratoire des matériaux métallurgiques de la société américaine Combustion Engineering Corporation en coopération. Développé sur la base de l'acier 9Cr-1Mo précédent, utilisé dans les matériaux pour pièces sous pression à haute température de l'énergie nucléaire (peut également être utilisé dans d'autres domaines), il s'agit de la troisième génération de produits en acier résistant à chaud ; sa principale caractéristique est de réduire la teneur en carbone, dans la limitation des limites supérieure et inférieure de la teneur en carbone, et un contrôle plus strict de la teneur en éléments résiduels, tels que P et S, en même temps, en ajoutant une trace de 0,030-0,070% du N, et des traces des éléments formant du carbure solide 0,18-0,25% de V et 0,06-0,10% de Nb, pour affiner les exigences de grain, améliorant ainsi la ténacité plastique et la soudabilité de l'acier, améliore la stabilité de l'acier à haute température, après ce renforcement multicomposite, la formation d'un nouveau type d'acier allié martensitique résistant à la chaleur à haute teneur en chrome.

La norme ASME SA213 T91, qui produit généralement des produits pour tubes de petit diamètre, est principalement utilisée dans les chaudières, les surchauffeurs et les échangeurs de chaleur.

Nuances internationales correspondantes de l'acier T91

Pays

 USA Allemagne Japon France Chine
Nuance d'acier équivalente SA-213 T91 X10CrMoVNNb91 HCM95 TUZ10CDVNb0901 10Cr9Mo1VNbN

Nous reconnaîtrons ici cet acier sous plusieurs aspects.

I. Composition chimique de la norme ASME SA213 T91

Élément C Mn P. S Si Cr Mo Ni V Nb N Al
Contenu 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. Analyse des performances

2.1 Le rôle des éléments d’alliage sur les propriétés des matériaux : Les éléments d'alliage d'acier T91 jouent un rôle de renforcement de la solution solide et de renforcement de la diffusion et améliorent la résistance à l'oxydation et à la corrosion de l'acier, analysés explicitement comme suit.
2.1.1 Le carbone est l'effet de renforcement de la solution solide le plus évident des éléments en acier ; avec l'augmentation de la teneur en carbone, la résistance à court terme de l'acier, la plasticité et la ténacité diminuent, l'acier T91, l'augmentation de la teneur en carbone accélérera la vitesse de sphéroïdisation et d'agrégation du carbure, accélérera la redistribution des éléments d'alliage, réduisant la soudabilité, la résistance à la corrosion et la résistance à l'oxydation de l'acier, de sorte que l'acier résistant à la chaleur souhaite généralement réduire la quantité de teneur en carbone. Cependant, la résistance de l'acier sera diminuée si la teneur en carbone est trop faible. L'acier T91, par rapport à l'acier 12Cr1MoV, a une teneur en carbone réduite de 20%, ce qui constitue un examen attentif de l'impact des facteurs ci-dessus.
2.1.2 L'acier T91 contient des traces d'azote ; le rôle de l'azote se reflète dans deux aspects. D'une part, le rôle du renforcement de la solution solide, l'azote à température ambiante dans la solubilité de l'acier est minime, la zone affectée thermiquement soudée en acier T91 dans le processus de chauffage de soudage et de traitement thermique après soudage, il y aura une succession de processus de solution solide et de précipitation de VN : la zone affectée thermiquement par le chauffage de soudage s'est formée au sein de l'organisation austénitique en raison de la solubilité du VN, la teneur en azote augmente, et après cela, le degré de sursaturation dans l'organisation de la température ambiante augmente dans le traitement thermique ultérieur de la soudure, il y a une légère précipitation de VN, ce qui augmente la stabilité de l'organisation et améliore la valeur de la résistance durable de la zone affectée thermiquement. D'autre part, l'acier T91 contient également une petite quantité d'A1 ; L'azote peut être formé avec son A1N, A1N dans plus de 1 100 ℃ seulement un grand nombre de dissous dans la matrice, puis re-précipité à des températures plus basses, ce qui peut jouer un meilleur effet de renforcement de la diffusion.
2.1.3 ajouter du chrome principalement pour améliorer la résistance à l'oxydation de l'acier résistant à la chaleur, résistance à la corrosion, teneur en chrome inférieure à 5%, 600 ℃ a commencé à s'oxyder violemment, tandis que la quantité de teneur en chrome jusqu'à 5% a une excellente résistance à l'oxydation. L'acier 12Cr1MoV dans les 580 ℃ suivants a une bonne résistance à l'oxydation, la profondeur de corrosion de 0,05 mm/a, 600 ℃ lorsque les performances ont commencé à se détériorer, la profondeur de corrosion de 0,13 mm/a. T91 contenant une teneur en chrome de 1 100 ℃ avant qu'un grand nombre de se dissolvent dans la matrice, et à des températures plus basses et une re-précipitation peut jouer un effet de renforcement de la diffusion sonore. /T91 teneur en chrome augmentée à environ 9%, l'utilisation de la température peut atteindre 650 ℃, la mesure principale est de faire en sorte que la matrice se dissolve dans plus de chrome.
2.1.4 Le vanadium et le niobium sont des éléments essentiels à la formation de carbures. Lorsqu'ils sont ajoutés au carbone pour former un alliage fin et stable de carbures, ils produisent un effet de renforcement par diffusion solide.
2.1.5 L’ajout de molybdène améliore principalement la résistance thermique de l’acier et renforce les solutions solides.

2.2 Propriétés mécaniques

La billette T91, après le traitement thermique final de normalisation + revenu à haute température, a une résistance à la traction à température ambiante ≥ 585 MPa, une limite d'élasticité à température ambiante ≥ 415 MPa, une dureté ≤ 250 HB, un allongement (espacement de 50 mm de l'échantillon circulaire standard) ≥ 20%, la valeur de contrainte admissible [σ] 650 ℃ = 30 MPa.

Processus de traitement thermique : température de normalisation de 1040 ℃, temps de maintien d'au moins 10 min, température de revenu de 730 ~ 780 ℃, temps de maintien d'au moins une heure.

2.3 Performances de soudage

Conformément à la formule d'équivalent carbone recommandée par l'Institut international de soudage, l'équivalent carbone de l'acier T91 est calculé à 2,43% et la soudabilité visible du T91 est médiocre.
L'acier n'a pas tendance à se réchauffer Fissuration.

2.3.1 Problèmes liés au soudage T91

2.3.1.1 Fissuration de l'organisation durcie dans la zone affectée thermiquement
La vitesse critique de refroidissement du T91 est faible, l'austénite est très stable et le refroidissement ne se produit pas rapidement lors de la transformation standard de la perlite. Il doit être refroidi à une température plus basse (environ 400 ℃) pour être transformé en martensite et en organisation grossière.
Les soudures produites par les zones affectées thermiquement des différentes organisations ont des densités, des coefficients de dilatation différents et des formes de réseau différentes dans le processus de chauffage et de refroidissement qui s'accompagneront inévitablement de différentes dilatations et contractions de volume ; d'autre part, en raison du chauffage par soudage, les caractéristiques sont inégales et à haute température, de sorte que les joints soudés T91 sont soumis à d'énormes contraintes internes. Les joints d'organisation en martensite grossière durcie qui sont dans un état de contrainte complexe, en même temps, le processus de refroidissement de la soudure diffuse de l'hydrogène de la soudure vers la zone proche du joint, la présence d'hydrogène a contribué à la fragilisation de la martensite, cette combinaison d'effets, il est facile de produire des fissures à froid dans la zone trempée.

2.3.1.2 Croissance des grains dans la zone affectée par la chaleur
Les cycles thermiques de soudage affectent considérablement la croissance des grains dans la zone affectée thermiquement des joints soudés, en particulier dans la zone de fusion immédiatement adjacente à la température de chauffage maximale. Lorsque la vitesse de refroidissement est faible, la zone affectée thermiquement soudée présentera une organisation massive grossière de ferrite et de carbure, de sorte que la plasticité de l'acier diminuera considérablement ; la vitesse de refroidissement est importante en raison de la production d'une organisation martensitique grossière, mais la plasticité des joints soudés sera également réduite.

2.3.1.3 Génération de la couche ramollie
L'acier T91 soudé à l'état revenu produit inévitablement une couche de ramollissement dans la zone affectée par la chaleur, plus sévère que l'adoucissement de l'acier perlitique résistant à la chaleur. L'adoucissement est plus remarquable lors de l'utilisation de spécifications avec des vitesses de chauffage et de refroidissement plus lentes. De plus, la largeur de la couche ramollie et sa distance par rapport à la ligne de fusion sont liées aux conditions de chauffage et aux caractéristiques du soudage, du préchauffage et du traitement thermique après soudage.

2.3.1.4 Fissuration par corrosion sous contrainte
L'acier T91 dans le traitement thermique après soudage avant la température de refroidissement n'est généralement pas inférieure à 100 ℃. Si le refroidissement est à température ambiante et que l'environnement est relativement humide, il est facile de produire des fissures de corrosion sous contrainte. Réglementation allemande : avant le traitement thermique après soudage, il doit être refroidi à moins de 150 ℃. Dans le cas de pièces plus épaisses, de soudures d'angle et de mauvaise géométrie, la température de refroidissement n'est pas inférieure à 100 ℃. Si le refroidissement à température ambiante et à humidité est strictement interdit, il est facile de produire des fissures de corrosion sous contrainte.

2.3.2 Procédé de soudage

2.3.2.1 Méthode de soudage : Le soudage manuel, le soudage sous protection gazeuse par pôle tungstène ou le soudage automatique par pôle de fusion peuvent être utilisés.
2.3.2.2 Matériau de soudage : vous pouvez choisir le fil de soudage WE690 ou la baguette de soudage.

Sélection du matériel de soudage :
(1) Soudage du même type d'acier - si le soudage manuel peut être utilisé pour fabriquer une baguette de soudage manuelle CM-9Cb, le soudage sous protection gazeuse au tungstène peut être utilisé pour fabriquer du TGS-9Cb, le soudage automatique par pôle de fusion peut être utilisé pour fabriquer du fil MGS-9Cb ;
(2) soudage d'aciers différents - comme le soudage avec de l'acier inoxydable austénitique disponible avec des consommables de soudage ERNiCr-3.

2.3.2.3 Points du procédé de soudage :
(1) le choix de la température de préchauffage avant le soudage
La température de point Ms de l'acier T91 est d'environ 400 ℃ ; la température de préchauffage est généralement choisie entre 200 et 250 ℃. La température de préchauffage ne peut pas être trop élevée. Sinon, la vitesse de refroidissement du joint est réduite, ce qui peut entraîner une précipitation de carbure et la formation d'une organisation de ferrite dans les joints soudés aux joints de grains, réduisant ainsi considérablement la ténacité aux chocs des joints soudés en acier à température ambiante. L'Allemagne fournit une température de préchauffage de 180 à 250 ℃ ; l'USCE fournit une température de préchauffage de 120 à 205 ℃.

(2) le choix du canal de soudage / de la température intercalaire
La température de la couche intermédiaire ne doit pas être inférieure à la limite inférieure de la température de préchauffage. Cependant, comme pour la sélection de la température de préchauffage, la température de la couche intermédiaire ne peut pas être trop élevée. La température de la couche intermédiaire de soudage T91 est généralement contrôlée à 200 ~ 300 ℃. Réglementation française : la température de la couche intermédiaire ne doit pas dépasser 300 ℃. Réglementation américaine : la température de la couche intermédiaire peut être située entre 170 ~ 230 ℃.

(3) le choix de la température de début du traitement thermique post-soudage
Le T91 nécessite un refroidissement post-soudage en dessous du point Ms et un maintien pendant une certaine période avant le traitement de revenu, avec une vitesse de refroidissement post-soudage de 80 à 100 ℃/h. S'il n'est pas isolé, l'organisation austénitique du joint risque de ne pas être complètement transformée ; le chauffage de revenu favorisera la précipitation de carbure le long des joints de grains austénitiques, rendant l'organisation très fragile. Cependant, le T91 ne peut pas être refroidi à température ambiante avant le revenu après le soudage car la fissuration à froid est dangereuse lorsque ses joints soudés sont refroidis à température ambiante. Pour le T91, la meilleure température de départ du traitement thermique post-soudage de 100 à 150 ℃ et un maintien pendant une heure peuvent assurer une transformation complète de l'organisation.

(4) température de revenu du traitement thermique après soudage, temps de maintien, sélection du taux de refroidissement du revenu
Français : Température de revenu : La tendance à la fissuration à froid de l'acier T91 est plus importante et, dans certaines conditions, il est sujet à une fissuration retardée, de sorte que les joints soudés doivent être revenus dans les 24 heures suivant le soudage. L'état post-soudage T91 de l'organisation de la martensite lattice, après revenu, peut être changé en martensite revenu ; ses performances sont supérieures à la martensite lattice. La température de revenu est basse ; l'effet de revenu n'est pas apparent ; le métal soudé est facile à vieillir et à se fragiliser ; la température de revenu est trop élevée (supérieure à la ligne AC1), le joint peut être à nouveau austénitisé et dans le processus de refroidissement ultérieur pour se retremper. En même temps, comme décrit précédemment dans cet article, la détermination de la température de revenu doit également prendre en compte l'influence de la couche de ramollissement du joint. En général, la température de revenu T91 de 730 ~ 780 ℃.
Temps de maintien : Le T91 nécessite un temps de maintien après revenu de soudage d'au moins une heure pour garantir que son organisation soit entièrement transformée en martensite revenue.
Taux de refroidissement par revenu : pour réduire la contrainte résiduelle des joints soudés en acier T91, le taux de refroidissement doit être inférieur à cinq ℃/min.
Dans l’ensemble, le processus de soudage de l’acier T91 dans le processus de contrôle de la température peut être brièvement exprimé dans la figure ci-dessous :

Procédé de contrôle de la température dans le processus de soudage des tubes en acier T91

Procédé de contrôle de la température dans le processus de soudage des tubes en acier T91

III. Compréhension de la norme ASME SA213 T91

L'acier 3.1 T91, par le principe d'alliage, en ajoutant notamment une petite quantité de niobium, de vanadium et d'autres oligo-éléments, améliore considérablement la résistance à haute température et la résistance à l'oxydation par rapport à l'acier 12 Cr1MoV, mais ses performances de soudage sont médiocres.
L'acier 3.2 T91 a une plus grande tendance à la fissuration à froid pendant le soudage et doit être pré-soudé préchauffé à 200 ~ 250 ℃, en maintenant la température intercouche à 200 ~ 300 ℃, ce qui peut prévenir efficacement les fissures à froid.
3.3 Le traitement thermique post-soudage de l'acier T91 doit être refroidi à 100 ~ 150 ℃, isolé pendant une heure, la température de réchauffement et de revenu à 730 ~ 780 ℃, le temps d'isolation d'au moins une heure et enfin, pas plus de 5 ℃ / min de refroidissement à température ambiante.

IV. Procédé de fabrication de la norme ASME SA213 T91

Le processus de fabrication du SA213 T91 nécessite plusieurs méthodes, notamment la fusion, le perçage et le laminage. Le processus de fusion doit contrôler la composition chimique pour garantir que le tube en acier présente une excellente résistance à la corrosion. Les processus de perçage et de laminage nécessitent un contrôle précis de la température et de la pression pour obtenir les propriétés mécaniques et la précision dimensionnelle requises. De plus, les tubes en acier doivent être traités thermiquement pour éliminer les contraintes internes et améliorer la résistance à la corrosion.

V. Applications de la norme ASME SA213 T91

ASME SA213 T91 L'acier SA213 T91 est un acier résistant à la chaleur à haute teneur en chrome, principalement utilisé dans la fabrication de surchauffeurs et réchauffeurs à haute température et d'autres pièces sous pression de chaudières de centrales électriques sous-critiques et supercritiques dont la température des parois métalliques ne dépasse pas 625 °C, et peut également être utilisé comme pièces sous pression à haute température de récipients sous pression et d'énergie nucléaire. Le SA213 T91 présente une excellente résistance au fluage et peut maintenir une taille et une forme stables à des températures élevées et sous des charges à long terme. Ses principales applications comprennent les chaudières, les surchauffeurs, les échangeurs de chaleur et d'autres équipements dans les industries électrique, chimique et pétrolière. Il est largement utilisé dans les parois refroidies par eau des chaudières à haute pression, des tubes économiseurs, des surchauffeurs, des réchauffeurs et des tubes de l'industrie pétrochimique.

Comparaison de la norme NACE MR0175 ISO 15156 et de la norme NACE MR0103 ISO 17495-1

Comparaison de la norme NACE MR0175/ISO 15156 et de la norme NACE MR0103/ISO 17495-1

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Introduction

Dans l'industrie pétrolière et gazière, en particulier dans les environnements terrestres et offshore, il est primordial de garantir la longévité et la fiabilité des matériaux exposés à des conditions agressives. C'est là qu'entrent en jeu des normes telles que NACE MR0175/ISO 15156 et NACE MR0103/ISO 17495-1. Ces deux normes fournissent des conseils essentiels pour le choix des matériaux dans les environnements de service acides. Cependant, il est essentiel de comprendre les différences entre elles pour sélectionner les matériaux adaptés à vos opérations.

Dans cet article de blog, nous explorerons les principales différences entre Comparaison de la norme NACE MR0175/ISO 15156 et de la norme NACE MR0103/ISO 17495-1, et proposer des conseils pratiques aux professionnels du pétrole et du gaz qui s'y retrouvent dans ces normes. Nous discuterons également des applications, des défis et des solutions spécifiques que ces normes offrent, en particulier dans le contexte des environnements difficiles des champs de pétrole et de gaz.

Que sont les normes NACE MR0175/ISO 15156 et NACE MR0103/ISO 17495-1 ?

NACE MR0175/ISO 15156:
Cette norme est reconnue mondialement pour régir le choix des matériaux et le contrôle de la corrosion dans les environnements de gaz acides, où le sulfure d'hydrogène (H₂S) est présent. Elle fournit des lignes directrices pour la conception, la fabrication et la maintenance des matériaux utilisés dans les opérations pétrolières et gazières terrestres et offshore. L'objectif est d'atténuer les risques associés à la fissuration induite par l'hydrogène (HIC), à la fissuration sous contrainte due au sulfure (SSC) et à la fissuration par corrosion sous contrainte (SCC), qui peuvent compromettre l'intégrité des équipements critiques tels que les pipelines, les vannes et les têtes de puits.

NACE MR0103/ISO 17495-1:
D'autre part, NACE MR0103/ISO 17495-1 La norme se concentre principalement sur les matériaux utilisés dans les environnements de raffinage et de traitement chimique, où une exposition à des conditions acides peut se produire, mais avec un champ d'application légèrement différent. Elle couvre les exigences relatives aux équipements exposés à des conditions légèrement corrosives, en mettant l'accent sur la garantie que les matériaux peuvent résister à la nature agressive de processus de raffinage spécifiques tels que la distillation ou le craquage, où le risque de corrosion est comparativement plus faible que dans les opérations pétrolières et gazières en amont.

Comparaison de la norme NACE MR0175 ISO 15156 et de la norme NACE MR0103 ISO 17495-1

Comparaison de la norme NACE MR0175 ISO 15156 et de la norme NACE MR0103 ISO 17495-1

Principales différences : NACE MR0175/ISO 15156 et NACE MR0103/ISO 17495-1

Maintenant que nous avons un aperçu de chaque norme, il est important de souligner les différences qui peuvent avoir un impact sur le choix des matériaux sur le terrain. Ces distinctions peuvent affecter considérablement les performances des matériaux et la sécurité des opérations.

1. Champ d'application

La principale différence entre Comparaison de la norme NACE MR0175/ISO 15156 et de la norme NACE MR0103/ISO 17495-1 réside dans le champ de leur application.

NACE MR0175/ISO 15156 est conçu pour les équipements utilisés dans des environnements de service acides où du sulfure d'hydrogène est présent. Il est essentiel dans les activités en amont telles que l'exploration, la production et le transport de pétrole et de gaz, en particulier dans les champs offshore et onshore qui traitent du gaz acide (gaz contenant du sulfure d'hydrogène).

NACE MR0103/ISO 17495-1, tout en s'adressant toujours aux services acides, se concentre davantage sur les industries du raffinage et de la chimie, en particulier lorsque le gaz acide est impliqué dans des processus tels que le raffinage, la distillation et le craquage.

2. Gravité environnementale

Les conditions environnementales constituent également un facteur clé dans l’application de ces normes. NACE MR0175/ISO 15156 Cette norme s'applique aux conditions de service acides plus sévères. Par exemple, elle couvre les concentrations plus élevées de sulfure d'hydrogène, qui est plus corrosif et présente un risque plus élevé de dégradation des matériaux par des mécanismes tels que la fissuration induite par l'hydrogène (HIC) et la fissuration sous contrainte par le sulfure (SSC).

En revanche, NACE MR0103/ISO 17495-1 considère les environnements qui peuvent être moins sévères en termes d'exposition au sulfure d'hydrogène, bien que toujours critiques dans les environnements de raffinerie et d'usine chimique. La composition chimique des fluides impliqués dans les processus de raffinage peut ne pas être aussi agressive que celle rencontrée dans les champs de gaz acide, mais présente toujours des risques de corrosion.

3. Exigences matérielles

Les deux normes fournissent des critères spécifiques pour la sélection des matériaux, mais elles diffèrent dans leurs exigences strictes. NACE MR0175/ISO 15156 met davantage l'accent sur la prévention de la corrosion des matériaux liée à l'hydrogène, qui peut se produire même à de très faibles concentrations de sulfure d'hydrogène. Cette norme exige des matériaux résistants à la SSC, à la HIC et à la fatigue par corrosion dans les environnements acides.

D'autre part, NACE MR0103/ISO 17495-1 est moins prescriptif en termes de craquage lié à l'hydrogène, mais nécessite des matériaux capables de gérer les agents corrosifs dans les processus de raffinage, en se concentrant souvent davantage sur la résistance générale à la corrosion plutôt que sur les risques spécifiques liés à l'hydrogène.

4. Test et vérification

Les deux normes exigent des tests et des vérifications pour garantir que les matériaux fonctionneront dans leurs environnements respectifs. Cependant, NACE MR0175/ISO 15156 exige des tests plus poussés et une vérification plus détaillée des performances des matériaux dans des conditions de service acides. Les tests comprennent des directives spécifiques pour les SSC, HIC et autres modes de défaillance associés aux environnements de gaz acides.

NACE MR0103/ISO 17495-1, tout en exigeant également des tests de matériaux, est souvent plus flexible en termes de critères de test, en se concentrant sur la garantie que les matériaux répondent aux normes générales de résistance à la corrosion plutôt que de se concentrer spécifiquement sur les risques liés au sulfure d'hydrogène.

Pourquoi devriez-vous vous soucier de la norme NACE MR0175/ISO 15156 par rapport à la norme NACE MR0103/ISO 17495-1 ?

Comprendre ces différences peut aider à prévenir les défaillances matérielles, à garantir la sécurité opérationnelle et à se conformer aux réglementations du secteur. Que vous travailliez sur une plate-forme pétrolière offshore, un projet de pipeline ou dans une raffinerie, l'utilisation de matériaux appropriés selon ces normes vous protégera contre les défaillances coûteuses, les temps d'arrêt imprévus et les risques environnementaux potentiels.

Pour les opérations pétrolières et gazières, en particulier dans les environnements de service acides onshore et offshore, NACE MR0175/ISO 15156 est la norme de référence. Elle garantit que les matériaux résistent aux environnements les plus difficiles, atténuant les risques tels que les SSC et les HIC qui peuvent conduire à des défaillances catastrophiques.

En revanche, pour les opérations de raffinage ou de transformation chimique, NACE MR0103/ISO 17495-1 propose des conseils plus personnalisés. Il permet d'utiliser efficacement les matériaux dans des environnements contenant du gaz acide, mais avec des conditions moins agressives que celles de l'extraction de pétrole et de gaz. L'accent est ici davantage mis sur la résistance générale à la corrosion dans les environnements de traitement.

Guide pratique pour les professionnels du pétrole et du gaz

Lors de la sélection des matériaux pour les projets de l’une ou l’autre catégorie, tenez compte des éléments suivants :

Comprendre votre environnement:Évaluez si votre exploitation est impliquée dans l'extraction de gaz acide (en amont) ou dans le raffinage et le traitement chimique (en aval). Cela vous aidera à déterminer la norme à appliquer.

Sélection des matériaux: Choisissez des matériaux conformes à la norme en vigueur en fonction des conditions environnementales et du type de service (gaz acide ou raffinage). Les aciers inoxydables, les matériaux fortement alliés et les alliages résistants à la corrosion sont souvent recommandés en fonction de la sévérité de l'environnement.

Test et vérification: Assurez-vous que tous les matériaux sont testés conformément aux normes respectives. Pour les environnements à gaz acide, des tests supplémentaires pour SSC, HIC et fatigue par corrosion peuvent être nécessaires.

Consultez des experts:Il est toujours judicieux de consulter des spécialistes de la corrosion ou des ingénieurs en matériaux familiarisés avec Comparaison de la norme NACE MR0175/ISO 15156 et de la norme NACE MR0103/ISO 17495-1 pour assurer une performance optimale du matériau.

Conclusion

En conclusion, comprendre la distinction entre Comparaison de la norme NACE MR0175/ISO 15156 et de la norme NACE MR0103/ISO 17495-1 est essentielle pour prendre des décisions éclairées sur le choix des matériaux pour les applications pétrolières et gazières en amont et en aval. En choisissant la norme appropriée à votre activité, vous garantissez l'intégrité à long terme de votre équipement et contribuez à prévenir les pannes catastrophiques qui peuvent survenir en raison de matériaux mal spécifiés. Que vous travailliez avec du gaz acide dans des champs offshore ou du traitement chimique dans des raffineries, ces normes fourniront les directives nécessaires pour protéger vos actifs et maintenir la sécurité.

Si vous n'êtes pas sûr de la norme à suivre ou si vous avez besoin d'aide supplémentaire pour le choix des matériaux, contactez un expert en matériaux pour obtenir des conseils personnalisés sur Comparaison de la norme NACE MR0175/ISO 15156 et de la norme NACE MR0103/ISO 17495-1 et assurez-vous que vos projets sont à la fois sûrs et conformes aux meilleures pratiques du secteur.