PIPA ASTM A335 ASME SA335 P92 SMLS

Evolusi Mikrostruktur Baja P92 pada Temperatur Isotermal yang Berbeda

/di dalam /oleh

Evolusi Mikrostruktur Baja P92 pada Temperatur Isotermal yang Berbeda

Baja P92 terutama digunakan dalam boiler ultra-superkritis, pipa bertekanan ultra tinggi, dan peralatan suhu tinggi dan tekanan tinggi lainnya. Baja P92 berada dalam komposisi kimia baja P91 berdasarkan penambahan elemen jejak elemen W dan B, mengurangi kandungan Mo, melalui batas butir yang diperkuat dan dispersi yang diperkuat dalam berbagai cara, untuk meningkatkan kinerja komprehensif baja P92, baja P92 daripada baja P91 memiliki ketahanan yang lebih baik terhadap kinerja oksidasi dan ketahanan korosi. Proses pengerjaan panas sangat penting untuk memproduksi pipa baja P92. Teknologi pemrosesan termal dapat menghilangkan cacat internal yang dihasilkan dalam proses produksi dan membuat kinerja baja memenuhi kebutuhan kondisi kerja. Jenis dan keadaan organisasi dalam proses pengerjaan panas merupakan faktor utama yang memengaruhi kinerja untuk memenuhi standar. Oleh karena itu, makalah ini menganalisis organisasi pipa baja P92 pada berbagai suhu isotermal untuk mengungkap evolusi organisasi pipa baja P92 pada berbagai suhu, yang tidak hanya memberikan dukungan informasi untuk analisis organisasi dan pengendalian kinerja proses pengerjaan panas yang sebenarnya tetapi juga meletakkan dasar eksperimental untuk pengembangan proses pengerjaan panas.

1. Bahan dan Metode Uji

1.1 Bahan Uji

Baja yang diuji adalah pipa baja P92 dalam kondisi pemakaian (1060 ℃ dikeraskan + 760 ℃ ditempa), dan komposisi kimianya ditunjukkan dalam Tabel 1. Spesimen silinder dengan ukuran ϕ4 mm × 10 mm dipotong di bagian tengah pipa yang sudah jadi pada posisi tertentu sepanjang arah panjang, dan pengukur ekspansi pendinginan digunakan untuk mempelajari transformasi jaringan pada suhu yang berbeda.

Tabel 1 Komposisi Kimia Utama Baja P92 Berdasarkan Fraksi Massa (%)

Elemen C Ya M N Kr Tidak Mo V Al B Catatan W Fe
% 0.13 0.2 0.42 8.67 0.25 0.48 0.19 0.008 0.002 0.05 1.51 Keseimbangan

1.2 Proses Pengujian

Menggunakan meteran ekspansi termal pendinginan L78, pemanasan 0,05 ℃/detik hingga 1050 ℃ selama 15 menit, pendinginan 200 ℃/detik hingga suhu ruangan. Ukur titik kritis perubahan fase material Ac1 adalah 792,4℃, Ac3 adalah 879,8℃, Ms adalah 372,3℃. Spesimen dipanaskan hingga 1050 °C pada laju 10 °C/detik dan ditahan selama 15 menit, lalu didinginkan hingga suhu yang berbeda (770, 740, 710, 680, 650, 620, 520, 430, 400, 370, 340, 310, 280, 250, 190, dan 160 °C) pada laju 150 °C/detik dan ditahan selama periode waktu yang berbeda (620 °C dan di bawahnya selama 1 jam, 620 °C dan di atasnya selama 25 jam). 620 ℃ dan di atasnya ditahan selama 25 jam), ujung daya isotermal dimatikan sehingga spesimen didinginkan dengan udara hingga suhu ruangan.1.3 Metode pengujian

Setelah permukaan spesimen digiling dan dipoles dengan berbagai proses, permukaan spesimen dikorosi menggunakan aqua regia. Mikroskop AXIOVERT 25 Zeiss dan mikroskop elektron pemindai lingkungan QWANTA 450 digunakan untuk mengamati dan menganalisis susunannya; menggunakan alat uji kekerasan Vickers HVS-50 (beban 1 kg), pengukuran kekerasan dilakukan di beberapa lokasi pada permukaan setiap spesimen dan nilai rata-rata diambil sebagai nilai kekerasan spesimen.

2. Hasil Uji dan Analisis

2.1 Organisasi dan Analisis Suhu Isotermal yang Berbeda

Gambar 1 menunjukkan struktur mikro baja P92 setelah austenitisasi lengkap pada 1050 °C untuk waktu yang berbeda pada suhu yang berbeda. Gambar 1(a) menunjukkan struktur mikro baja P92 setelah isotermalisasi pada 190℃ selama 1 jam. Dari Gambar 1(a2), dapat dilihat bahwa organisasi suhu ruangannya adalah martensit (M). Dari Gambar 1(a3), dapat dilihat bahwa martensit menunjukkan karakteristik seperti bilah. Karena titik Ms baja sekitar 372 °C, transformasi fase martensit terjadi pada suhu isotermal di bawah titik Ms, membentuk martensit, dan kandungan karbon baja P92 termasuk dalam kisaran komposisi karbon rendah; morfologi seperti bilah mencirikan martensit.

Gambar 1(a) menunjukkan struktur mikro baja P92 setelah 1 jam isotermal pada suhu 190°C

Gambar 1(a) menunjukkan struktur mikro baja P92 setelah 1 jam isotermal pada suhu 190°C

Gambar 1(b) untuk struktur mikro baja P92 pada suhu 430 ℃ isotermal 1 jam. Saat suhu isotermal meningkat hingga 430°C, baja P92 mencapai zona transformasi bainit. Karena baja mengandung unsur Mo, B, dan W, unsur-unsur ini memiliki sedikit pengaruh pada transformasi bainit sambil menunda transformasi perlit. Oleh karena itu, baja P92 pada suhu 430 ℃ isolasi 1 jam, organisasi sejumlah bainit tertentu. Kemudian austenit superdingin yang tersisa diubah menjadi martensit saat didinginkan dengan udara.

Gambar 1(b) untuk struktur mikro baja P92 pada suhu isotermal 430 ℃ 1 jam

Gambar 1(b) untuk struktur mikro baja P92 pada suhu isotermal 430 ℃ 1 jam

Gambar 1(c) menunjukkan struktur mikro baja P92 pada suhu isotermal 520 ℃ selama 1 jam. Ketika suhu isotermal 520 ℃, elemen paduan Cr, Mo, Mn, dll., sehingga transformasi perlit terhambat, permulaan titik transformasi bainit (titik Bs) berkurang, sehingga dalam kisaran suhu tertentu akan muncul di zona stabilisasi austenit superdingin. Gambar 1(c) dapat dilihat pada isolasi 520 ℃ selama 1 jam setelah austenit superdingin tidak terjadi setelah transformasi, diikuti oleh pendinginan udara untuk membentuk martensit; organisasi suhu ruangan terakhir adalah martensit.

Gambar 1(c) menunjukkan struktur mikro baja P92 pada suhu isotermal 520 ℃ 1 jam

Gambar 1(c) menunjukkan struktur mikro baja P92 pada suhu isotermal 520 ℃ 1 jam

Gambar 1 (d) untuk baja P92 pada mikrostruktur isotermal 25 jam 650 ℃ untuk martensit + perlit. Seperti yang ditunjukkan pada Gambar 1(d3), perlit menunjukkan karakteristik lamelar terputus-putus, dan karbida pada permukaan menunjukkan presipitasi batang pendek. Hal ini disebabkan oleh unsur paduan baja P92 Cr, Mo, V, dll. untuk meningkatkan stabilitas austenit superdingin pada saat yang sama sehingga morfologi perlit baja P92 berubah, yaitu, karbida dalam badan perlit karbida untuk batang pendek, badan perlit ini dikenal sebagai perlit kelas. Pada saat yang sama, banyak partikel fase kedua halus ditemukan dalam organisasi.

Gambar 1 (d) untuk baja P92 pada 650 ℃ isotermal 25 jam mikrostruktur untuk martensit + perlit

Gambar 1 (d) untuk baja P92 pada 650 ℃ isotermal 25 jam mikrostruktur untuk martensit + perlit

Gambar 1(e) menunjukkan struktur mikro baja P92 pada suhu isotermal 740 ℃ selama 25 jam. Pada suhu isotermal 740 °C, pertama-tama akan terjadi presipitasi ferit masif eutektik dan kemudian dekomposisi eutektik austenit, yang menghasilkan organisasi seperti perlit. Dibandingkan dengan suhu isotermal 650 °C (lihat Gambar 1(d3)), organisasi perlit menjadi lebih kasar saat suhu isotermal dinaikkan, dan karakter dua fase perlit, yaitu ferit dan karburit dalam bentuk batang pendek, terlihat jelas.

Gambar 1(e) menunjukkan struktur mikro baja P92 pada suhu isotermal 740 ℃ 25 jam

Gambar 1(e) menunjukkan struktur mikro baja P92 pada suhu isotermal 740 ℃ 25 jam

Gambar 1(f) menunjukkan struktur mikro baja P92 pada suhu isotermal 770°C selama 25 jam. Pada suhu isotermal 770°C, dengan perpanjangan waktu isotermal, presipitasi ferit terjadi terlebih dahulu, kemudian austenit superdingin mengalami dekomposisi eutektik untuk membentuk organisasi ferit + perlit. Dengan peningkatan suhu isotermal, kandungan ferit eutektik pertama meningkat, dan kandungan perlit menurun. Karena elemen paduan baja P92, elemen paduan terlarut ke dalam austenit untuk membuat pengerasan austenit meningkat, kesulitan dekomposisi eutektik menjadi lebih luas, sehingga harus ada waktu isotermal yang cukup lama untuk membuat dekomposisi eutektiknya, pembentukan organisasi perlit.

Gambar 1(f) menunjukkan struktur mikro baja P92 pada suhu isotermal 770°C selama 25 jam.

Gambar 1(f) menunjukkan struktur mikro baja P92 pada suhu isotermal 770°C selama 25 jam.

Analisis spektrum energi dilakukan pada jaringan dengan morfologi yang berbeda pada Gambar 1(f2) untuk mengidentifikasi jenis jaringan lebih lanjut, seperti yang ditunjukkan pada Tabel 2. Dari Tabel 2, dapat dilihat bahwa kandungan karbon dari partikel putih lebih tinggi daripada organisasi lain, dan elemen paduan Cr, Mo, dan V lebih banyak, menganalisis partikel ini untuk partikel karbida komposit yang diendapkan selama proses pendinginan; secara komparatif, kandungan karbon dalam organisasi lamelar terputus-putus adalah yang terendah kedua, dan kandungan karbon dalam organisasi masif adalah yang paling sedikit. Karena perlit adalah organisasi dua fase karburisasi dan ferit, kandungan karbon rata-rata lebih tinggi daripada ferit; dikombinasikan dengan analisis suhu dan morfologi isotermal, lebih lanjut ditentukan bahwa organisasi lamelar seperti perlit, dan organisasi masif pertama-tama adalah ferit eutektik.

Analisis Spektrum Baja P92, Diperlakukan Secara Isotermal Pada Suhu 770 °C Selama 25 Jam, Ditulis Dalam Format Tabel Dengan Fraksi Atom (%)

Struktur C Catatan Mo Ti V Kr M N Fe W
Butiran Putih 11.07 0.04 0.94 0.02 2.16 8.36 2.64 54.77 2.84
Struktur Blok 9.31 0.04 0.95 0.2 0.32 8.42 0.74 85.51 10.21
Struktur Berlapis 5.1 0 0.09 0.1 0.33 7.3 0.35 85.65 0.69

2.2 Mikrokekerasan dan Analisis

Secara umum, selama proses pendinginan baja paduan yang mengandung unsur-unsur seperti W dan Mo, tiga jenis transformasi organisasi terjadi dalam austenit superdingin: transformasi martensit di zona suhu rendah, transformasi bainit di zona suhu sedang, dan transformasi perlit di zona suhu tinggi. Evolusi organisasi yang berbeda mengarah pada kekerasan yang berbeda. Gambar 2 menunjukkan variasi kurva kekerasan baja P92 pada suhu isotermal yang berbeda. Dari Gambar 2, dapat dilihat bahwa dengan peningkatan suhu isotermal, kekerasan menunjukkan tren menurun terlebih dahulu, kemudian meningkat, dan akhirnya menurun. Ketika suhu isotermal 160 ~ 370 ℃, terjadinya transformasi martensit, kekerasan Vickers dari 516HV menjadi 457HV. Ketika suhu isotermal 400 ~ 620 ℃, sejumlah kecil transformasi bainit terjadi, dan kekerasan 478HV meningkat menjadi 484HV; karena transformasi bainit kecil, kekerasan tidak banyak berubah. Ketika suhu isotermal 650 ℃, sejumlah kecil perlit terbentuk, dengan kekerasan 410HV. ketika suhu isotermal 680 ~ 770 ℃, pembentukan organisasi ferit + perlit, kekerasan dari 242HV menjadi 163HV. karena transformasi baja P92 pada suhu yang berbeda dalam organisasi transisi berbeda, di wilayah transformasi martensit suhu rendah, ketika suhu isotermal lebih rendah dari titik Ms, dengan peningkatan suhu, kandungan martensit berkurang, kekerasan berkurang; di tengah transformasi baja P92 dalam suhu yang berbeda, ketika suhu isotermal lebih rendah dari titik Ms, dengan peningkatan suhu, kandungan martensit menurun, kekerasan menurun; di wilayah transformasi bainit suhu sedang, karena jumlah transformasi bainit kecil, kekerasan tidak banyak berubah; di wilayah transformasi perlitik suhu tinggi, dengan kenaikan suhu isotermal, kandungan ferit eutektik pertama meningkat sehingga kekerasan terus menurun, jadi dengan peningkatan suhu isotermal, kekerasan material umumnya merupakan tren menurun, dan tren perubahan kekerasan dan analisis organisasi sejalan dengan tren.

Variasi Kurva Kekerasan Baja P92 Pada Temperatur Isotermal Yang Berbeda

Variasi Kurva Kekerasan Baja P92 Pada Temperatur Isotermal Yang Berbeda

3. Kesimpulan

1) Titik kritis Ac1 baja P92 adalah 792,4 ℃, Ac3 adalah 879,8 ℃, dan Ms adalah 372,3 ℃.

2) Baja P92 pada temperatur isotermal yang berbeda memperoleh organisasi temperatur ruangan yang berbeda; pada 1h isotermal 160 ~ 370 ℃, organisasi temperatur ruangan adalah martensit; pada 1h isotermal 400 ~ 430 ℃, organisasi sejumlah kecil bainit + martensit; pada 1h isotermal 520 ~ 620 ℃, organisasi relatif stabil, dalam waktu singkat (1 jam) tidak terjadi transformasi, organisasi temperatur ruangan adalah martensit; pada 25h isotermal 650 ℃, organisasi temperatur ruangan adalah perlit. h, organisasi temperatur ruangan untuk perlit + martensit; pada 25h isotermal 680 ~ 770 ℃, organisasi diubah menjadi perlit + ferit eutektik pertama.

3) Austenitisasi baja P92 pada Ac1 di bawah isotermal, dengan pengurangan suhu isotermal, kekerasan material secara keseluruhan cenderung meningkat, isotermal pada 770 ℃ setelah terjadinya presipitasi ferit eutektik pertama, transformasi perlitik, kekerasannya paling rendah, sekitar 163HV; isotermal pada 160 ℃ setelah terjadinya transformasi martensit, kekerasannya paling tinggi, sekitar 516HV.

Perbedaan Antara ASME B31.3 dan ASME B31.1

ASME B31.1 vs. ASME B31.3: Ketahui Kode Desain Perpipaan

/di dalam /oleh

Perkenalan

Dalam desain dan rekayasa perpipaan, pemilihan kode perpipaan yang tepat sangat penting untuk memastikan keamanan, efisiensi, dan kepatuhan terhadap standar industri. Dua kode desain perpipaan yang paling dikenal luas adalah ASME B31.1 Dan ASME B31.3Meskipun keduanya berasal dari American Society of Mechanical Engineers (ASME) dan mengatur desain dan konstruksi sistem perpipaan, penerapannya berbeda secara signifikan. Memahami Perbedaan Antara ASME B31.1 dan ASME B31.3 Perdebatan sangat penting untuk memilih kode yang tepat untuk proyek Anda, apakah itu melibatkan pembangkit listrik, pengolahan kimia, atau fasilitas industri.

Tinjauan Umum: ASME B31.1 vs. ASME B31.3

What is ASME B31.3 or Process Piping Code?

ASME B31.1 adalah standar yang mengatur desain, konstruksi, dan pemeliharaan sistem perpipaan pembangkit listrik. Standar ini berlaku untuk sistem perpipaan di pembangkit listrik, pabrik industri, dan fasilitas lain yang melibatkan pembangkitan listrik. Kode ini berfokus pada integritas sistem yang menangani uap bertekanan tinggi, air, dan gas panas.

Aplikasi Umum: Pembangkit listrik, sistem pemanas, turbin, dan sistem boiler.
Kisaran Tekanan: Sistem uap dan fluida bertekanan tinggi.
Kisaran Suhu: Layanan suhu tinggi, terutama untuk aplikasi uap dan gas.

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.

Aplikasi Umum: Pabrik pengolahan kimia, kilang minyak, fasilitas farmasi, pabrik makanan dan minuman.
Kisaran Tekanan: Umumnya lebih rendah dari kisaran tekanan dalam ASME B31.1, tergantung pada jenis fluida dan klasifikasinya.
Kisaran Suhu: varies depending pada cairan kimia, tetapi biasanya lebih rendah dari kondisi ekstrim di ASME B31.1.

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

Perbedaan Antara ASME B31.3 dan ASME B31.1

Perbedaan Antara ASME B31.3 dan ASME B31.1

Sr No Parameter ASME B31.3-Process Piping ASME B31.1-Power Piping
1 Cakupan 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 Desain Kehidupan 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.

Kesimpulan

Perbedaan penting dalam Perbedaan Antara ASME B31.1 dan ASME B31.3 Perdebatannya terletak pada aplikasi industri, kebutuhan material, dan pertimbangan keselamatan. ASME B31.1 sangat ideal untuk pembangkit listrik dan sistem suhu tinggi, dengan fokus pada integritas mekanis. Pada saat yang sama, 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 Bagian II Bagian A

ASME BPVC Bagian II Bagian A: Spesifikasi Material Besi

/di dalam /oleh

Perkenalan

ASME BPVC Bagian II Bagian A: Spesifikasi Material Besi adalah bagian dari Kode Boiler dan Bejana Tekan ASME (BPVC) yang mencakup spesifikasi untuk bahan ferrous (terutama besi) digunakan dalam konstruksi boiler, bejana tekan, dan peralatan penahan tekanan lainnya. Bagian ini secara khusus membahas persyaratan untuk material baja dan besi, termasuk baja karbon, baja paduan, dan baja tahan karat.

Spesifikasi Material Terkait untuk Tabung & Pelat

Tabung:

SA-178/SA-178M – Tabung Boiler dan Superheater Baja Karbon Las Tahan Listrik dan Baja Karbon-Mangan
SA-179/SA-179M – Tabung Penukar Panas dan Kondensor Baja Karbon Rendah yang Ditarik Dingin Tanpa Sambungan
SA-192/SA-192M – Tabung Boiler Baja Karbon Tanpa Sambungan untuk Layanan Tekanan Tinggi
SA-209/SA-209M – Tabung Boiler dan Superheater Baja Paduan Karbon-Molibdenum Tanpa Sambungan
SA-210/SA-210M – Tabung Boiler dan Superheater Baja Karbon Sedang Tanpa Sambungan
SA-213/SA-213M – Boiler Baja Paduan Feritik dan Austenitik Tanpa Sambungan, Superheater, dan Tabung Penukar Panas
SA-214/SA-214M – Penukar Panas dan Tabung Kondensor Baja Karbon Las Tahan Listrik
SA-249/SA-249M – Boiler Baja Austenitik Las, Superheater, Penukar Panas, dan Tabung Kondensor
SA-250/SA-250M – Boiler Baja Paduan Feritik dan Tabung Superheater dengan Las Tahanan Listrik
SA-268/SA-268M – Tabung Baja Tahan Karat Feritik dan Martensit Tanpa Sambungan dan Las untuk Layanan Umum
SA-334/SA-334M – Tabung Baja Karbon dan Baja Paduan Tanpa Sambungan dan Las untuk Layanan Suhu Rendah
SA-335/SA-335M – Pipa Baja Paduan Feritik Tanpa Sambungan untuk Layanan Suhu Tinggi
SA-423/SA-423M – Tabung Baja Paduan Rendah Tanpa Sambungan dan Las Listrik
SA-450/SA-450M – Persyaratan Umum untuk Tabung Baja Karbon dan Baja Paduan Rendah
SA-556/SA-556M – Tabung Pemanas Air Umpan Baja Karbon Dingin Tanpa Sambungan
SA-557/SA-557M – Tabung Pemanas Air Umpan Baja Karbon Las Tahan Listrik
SA-688/SA-688M – Tabung Pemanas Air Umpan Baja Tahan Karat Austenitik Tanpa Sambungan dan Dilas
SA-789/SA-789M – Pipa Baja Tahan Karat Feritik/Austenitik Tanpa Sambungan dan Dilas untuk Layanan Umum
SA-790/SA-790M – Pipa Baja Tahan Karat Feritik/Austenitik Tanpa Sambungan dan Dilas
SA-803/SA-803M – Tabung Pemanas Air Umpan Baja Tahan Karat Feritik Tanpa Sambungan dan Dilas
SA-813/SA-813M – Pipa Baja Tahan Karat Austenitik Las Tunggal atau Ganda
SA-814/SA-814M – Pipa Baja Tahan Karat Austenitik Las yang Dikerjakan Dingin

BPVC ASME

BPVC ASME

Piring:

SA-203/SA-203M – Pelat Bejana Tekan, Baja Paduan, Nikel
SA-204/SA-204M – Pelat Bejana Tekan, Baja Paduan, Molibdenum
SA-285/SA-285M – Pelat Bejana Tekan, Baja Karbon, Kekuatan Tarik Rendah dan Menengah
SA-299/SA-299M – Pelat Bejana Tekan, Baja Karbon, Mangan-Silikon
SA-302/SA-302M – Pelat Bejana Tekan, Baja Paduan, Mangan-Molibdenum dan Mangan-Molibdenum-Nikel
SA-353/SA-353M – Pelat Bejana Tekan, Baja Paduan, Nikel 9% Dinormalkan Ganda dan Ditempa
SA-387/SA-387M – Pelat Bejana Tekan, Baja Paduan, Kromium-Molibdenum
SA-516/SA-516M – Pelat Bejana Tekan, Baja Karbon, untuk Layanan Suhu Sedang dan Rendah
SA-517/SA-517M – Pelat Bejana Tekan, Baja Paduan, Kekuatan Tinggi, Dipadamkan dan Ditempa
SA-533/SA-533M – Pelat Bejana Tekan, Baja Paduan, Dipadamkan dan Ditempa, Mangan-Molibdenum dan Mangan-Molibdenum-Nikel
SA-537/SA-537M – Pelat Bejana Tekan, Baja Karbon-Mangan-Silikon yang Diperlakukan Panas
SA-542/SA-542M – Pelat Bejana Tekan, Baja Paduan, Dipadamkan dan Ditempa, Kromium-Molibdenum, dan Kromium-Molibdenum-Vanadium
SA-543/SA-543M – Pelat Bejana Tekan, Baja Paduan, Didinginkan dan Ditempa, Nikel-Kromium-Molibdenum
SA-553/SA-553M – Pelat Bejana Tekan, Baja Paduan, Nikel 7, 8, dan 9% yang Dipadamkan dan Ditempa
SA-612/SA-612M – Pelat Bejana Tekan, Baja Karbon, Kekuatan Tinggi, untuk Layanan Suhu Sedang dan Rendah
SA-662/SA-662M – Pelat Bejana Tekan, Baja Karbon-Mangan-Silikon, untuk Layanan Suhu Sedang dan Rendah
SA-841/SA-841M – Pelat Bejana Tekan, Diproduksi dengan Proses Kontrol Termo-Mekanik (TMCP)

Kesimpulan

Sebagai kesimpulan, ASME BPVC Bagian II Bagian A: Spesifikasi Material Besi merupakan sumber penting untuk memastikan keamanan, keandalan, dan kualitas material besi yang digunakan untuk membangun boiler, bejana tekan, dan peralatan penahan tekanan lainnya. Dengan menyediakan spesifikasi komprehensif tentang sifat mekanis dan kimia material seperti baja karbon, baja paduan, dan baja tahan karat, bagian ini memastikan bahwa material memenuhi standar ketat yang diperlukan untuk aplikasi bertekanan tinggi dan bersuhu tinggi. Panduan terperinci tentang bentuk produk, prosedur pengujian, dan kepatuhan terhadap standar industri menjadikannya sangat diperlukan bagi para insinyur, produsen, dan inspektur yang terlibat dalam desain dan konstruksi peralatan bertekanan. Dengan demikian, ASME BPVC Bagian II Bagian A sangat penting untuk industri petrokimia, nuklir, dan pembangkit listrik, di mana bejana tekan dan boiler harus beroperasi dengan aman dan efisien dalam kondisi tekanan mekanis yang ketat.

Pendinginan Pipa Baja Seamless SAE4140

Analisis Penyebab Retak Berbentuk Cincin pada Pipa Baja Seamless SAE 4140 yang Dipadamkan

/di dalam /oleh

Alasan terjadinya retakan berbentuk cincin pada ujung pipa baja seamless SAE 4140 dipelajari melalui pemeriksaan komposisi kimia, uji kekerasan, pengamatan metalografi, mikroskop elektron pemindaian, dan analisis spektrum energi. Hasil penelitian menunjukkan bahwa retakan berbentuk cincin pada pipa baja seamless SAE 4140 merupakan retakan pendinginan, yang umumnya terjadi pada ujung pipa. Alasan terjadinya retakan pendinginan adalah perbedaan laju pendinginan antara dinding dalam dan luar, dan laju pendinginan dinding luar jauh lebih tinggi daripada laju pendinginan dinding dalam, yang mengakibatkan kegagalan retak yang disebabkan oleh konsentrasi tegangan di dekat posisi dinding dalam. Retakan berbentuk cincin dapat dihilangkan dengan meningkatkan laju pendinginan dinding dalam pipa baja selama pendinginan, meningkatkan keseragaman laju pendinginan antara dinding dalam dan luar, dan mengendalikan suhu setelah pendinginan agar berada dalam kisaran 150 ~200 ℃ untuk mengurangi tegangan pendinginan dengan tempering sendiri.

SAE 4140 adalah baja struktural paduan rendah CrMo, merupakan mutu standar ASTM A519 Amerika, dalam standar nasional 42CrMo berdasarkan peningkatan kandungan Mn; oleh karena itu, pengerasan SAE 4140 telah ditingkatkan lebih lanjut. Pipa baja tanpa sambungan SAE 4140, alih-alih penempaan padat, produksi billet bergulir dari berbagai jenis poros berongga, silinder, selongsong, dan komponen lainnya dapat secara signifikan meningkatkan efisiensi produksi dan menghemat baja; pipa baja SAE 4140 banyak digunakan dalam peralatan pengeboran sekrup pertambangan ladang minyak dan gas serta peralatan pengeboran lainnya. Perlakuan tempering pipa baja tanpa sambungan SAE 4140 dapat memenuhi persyaratan kekuatan baja dan pencocokan ketangguhan yang berbeda dengan mengoptimalkan proses perlakuan panas. Namun, sering ditemukan mempengaruhi cacat pengiriman produk dalam proses produksi. Makalah ini terutama berfokus pada pipa baja SAE 4140 dalam proses pendinginan di tengah ketebalan dinding ujung pipa, menghasilkan analisis cacat retak berbentuk cincin, dan mengajukan langkah-langkah perbaikan.

1. Bahan dan Metode Uji

Sebuah perusahaan membuat spesifikasi untuk pipa baja seamless SAE 4140 ukuran ∅ 139,7 × 31,75 mm, proses produksi untuk pemanasan billet → penusukan → penggulungan → pengukuran → tempering (waktu perendaman 850 ℃ selama 70 menit pendinginan + pipa berputar di luar pancuran air pendingin +735 ℃ waktu perendaman selama 2 jam tempering) → Deteksi Cacat dan Inspeksi. Setelah perlakuan tempering, inspeksi deteksi cacat mengungkapkan bahwa ada retakan melingkar di tengah ketebalan dinding di ujung pipa, seperti yang ditunjukkan pada Gambar 1; retakan melingkar muncul sekitar 21~24 mm dari bagian luar, melingkari keliling pipa, dan sebagian terputus-putus, sementara tidak ada cacat seperti itu yang ditemukan di badan pipa.

Gbr. 1 Retakan Berbentuk Cincin di Ujung Pipa

Gbr. 1 Retakan Berbentuk Cincin di Ujung Pipa

Ambil sejumlah sampel pendinginan pipa baja untuk analisis pendinginan dan pengamatan organisasi pendinginan, dan analisis spektral komposisi pipa baja, pada saat yang sama, ambil sampel daya tinggi pada retakan pipa baja yang dikeraskan untuk mengamati mikromorfologi retakan, tingkat ukuran butiran, dan gunakan mikroskop elektron pemindaian dengan spektrometer untuk melihat retakan pada komposisi internal analisis area mikro.

2. Hasil Uji

2.1 Komposisi kimia

Tabel 1 menunjukkan hasil analisis spektral komposisi kimia, dan komposisi unsur-unsur sesuai dengan persyaratan standar ASTM A519.

Tabel 1 Hasil analisis komposisi kimia (fraksi massa, %)

Elemen C Ya M N P S Kr Mo Cu Tidak
Isi 0.39 0.20 0.82 0.01 0.005 0.94 0.18 0.05 0.02
Persyaratan 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 Uji Kekerasan Tabung

Pada sampel yang dipadamkan dari uji kekerasan pendinginan ketebalan dinding total, hasil kekerasan ketebalan dinding total, seperti yang ditunjukkan pada Gambar 2, dapat dilihat pada Gambar 2, dalam 21 ~ 24 mm dari luar kekerasan pendinginan mulai turun secara signifikan, dan dari luar 21 ~ 24 mm adalah tempering suhu tinggi pipa yang ditemukan di wilayah retakan cincin, area di bawah dan di atas ketebalan dinding kekerasan perbedaan ekstrim antara posisi ketebalan dinding wilayah mencapai 5 (HRC) atau lebih. Perbedaan kekerasan antara ketebalan dinding bawah dan atas area ini adalah sekitar 5 (HRC). Organisasi metalografi dalam keadaan padam ditunjukkan pada Gambar. 3. Dari organisasi metalografi pada Gambar. 3; dapat dilihat bahwa organisasi di daerah luar pipa adalah sejumlah kecil ferit + martensit, sedangkan organisasi di dekat permukaan bagian dalam tidak mengalami pendinginan, dengan sejumlah kecil ferit dan bainit, yang menyebabkan kekerasan pendinginan rendah dari permukaan luar pipa ke permukaan bagian dalam pipa pada jarak 21 mm. Tingkat konsistensi retakan cincin yang tinggi di dinding pipa dan posisi perbedaan ekstrem dalam kekerasan pendinginan menunjukkan bahwa retakan cincin kemungkinan besar terjadi dalam proses pendinginan. Konsistensi tinggi antara lokasi retakan cincin dan kekerasan pendinginan yang lebih rendah menunjukkan bahwa retakan cincin mungkin terjadi selama proses pendinginan.

Gambar 2 Nilai Kekerasan Quenching pada Ketebalan Dinding Penuh

Gambar 2 Nilai Kekerasan Quenching pada Ketebalan Dinding Penuh

Gambar 3 Struktur Pendinginan Pipa Baja

Gambar 3 Struktur Pendinginan Pipa Baja

2.3 Hasil metalografi pipa baja ditunjukkan masing-masing pada Gambar 4 dan Gambar 5.

Organisasi matriks pipa baja adalah austenit temper + sejumlah kecil ferit + sejumlah kecil bainit, dengan ukuran butiran 8, yang merupakan organisasi temper rata-rata; retakan meluas sepanjang arah longitudinal, yang termasuk sepanjang retakan kristal, dan kedua sisi retakan memiliki karakteristik khas yang saling terkait; terdapat fenomena dekarburisasi di kedua sisi, dan lapisan oksida abu-abu suhu tinggi dapat diamati pada permukaan retakan. Terdapat dekarburisasi di kedua sisi, dan lapisan oksida abu-abu suhu tinggi dapat diamati pada permukaan retakan, dan tidak ada inklusi non-logam yang dapat dilihat di sekitar retakan.

Gambar 4 Pengamatan Morfologi Retak

Gambar 4 Pengamatan Morfologi Retak

Gambar 5 Mikrostruktur Retak

Gambar 5 Mikrostruktur Retak

2.4 Hasil analisis morfologi retakan dan spektrum energi

Setelah rekahan dibuka, mikromorfologi rekahan diamati di bawah mikroskop elektron pemindaian, seperti yang ditunjukkan pada Gambar 6, yang menunjukkan bahwa rekahan telah mengalami suhu tinggi dan oksidasi suhu tinggi telah terjadi di permukaan. Rekahan terutama di sepanjang rekahan kristal, dengan ukuran butiran berkisar antara 20 hingga 30 μm, dan tidak ditemukan butiran kasar dan cacat organisasi abnormal; analisis spektrum energi menunjukkan bahwa permukaan rekahan terutama terdiri dari besi dan oksidanya, dan tidak terlihat unsur asing abnormal. Analisis spektral menunjukkan bahwa permukaan rekahan terutama terdiri dari besi dan oksidanya, tanpa unsur asing abnormal.

Gambar 6 Morfologi Fraktur Retak

Gambar 6 Morfologi Fraktur Retak

3 Analisis dan Pembahasan

3.1 Analisis cacat retak

Dari sudut pandang mikromorfologi retakan, bukaan retakan lurus; ekornya melengkung dan tajam; jalur perluasan retakan menunjukkan karakteristik retakan sepanjang kristal, dan kedua sisi retakan memiliki karakteristik pengaitan yang khas, yang merupakan karakteristik umum retakan pendinginan. Namun, pemeriksaan metalografi menemukan bahwa terdapat fenomena dekarburisasi pada kedua sisi retakan, yang tidak sejalan dengan karakteristik retakan pendinginan tradisional, dengan mempertimbangkan fakta bahwa suhu tempering pipa baja adalah 735 ℃, dan Ac1 adalah 738 ℃ dalam SAE 4140, yang tidak sejalan dengan karakteristik konvensional retakan pendinginan. Mengingat suhu tempering yang digunakan untuk pipa adalah 735 °C dan Ac1 SAE 4140 adalah 738 °C, yang sangat berdekatan satu sama lain, diasumsikan bahwa dekarburisasi pada kedua sisi retakan terkait dengan tempering suhu tinggi selama tempering (735 °C) dan bukan retakan yang sudah ada sebelum perlakuan panas pada pipa.

3.2 Penyebab Retak

Penyebab retak pendinginan umumnya terkait dengan suhu pemanasan pendinginan, laju pendinginan pendinginan, cacat metalurgi, dan tegangan pendinginan. Dari hasil analisis komposisi, komposisi kimia pipa memenuhi persyaratan mutu baja SAE 4140 dalam standar ASTM A519, dan tidak ditemukan unsur yang melebihi; tidak ditemukan inklusi non-logam di dekat retakan, dan analisis spektrum energi pada fraktur retakan menunjukkan bahwa produk oksidasi abu-abu dalam retakan adalah Fe dan oksidanya, dan tidak terlihat unsur asing yang abnormal, sehingga dapat dikesampingkan bahwa cacat metalurgi menyebabkan retakan annular; mutu ukuran butir pipa adalah Mutu 8, dan mutu ukuran butir adalah Mutu 7, dan mutu ukuran butir adalah Mutu 8, dan mutu ukuran butir adalah Mutu 8. Tingkat mutu butir pipa adalah 8; butirnya halus dan tidak kasar, yang menunjukkan bahwa retak pendinginan tidak ada hubungannya dengan suhu pemanasan pendinginan.

Pembentukan retak pendinginan terkait erat dengan tegangan pendinginan, dibagi menjadi tegangan termal dan organisasi. Tegangan termal disebabkan oleh proses pendinginan pipa baja; lapisan permukaan dan inti dari laju pendinginan pipa baja tidak konsisten, sehingga mengakibatkan kontraksi material dan tegangan internal yang tidak merata; hasilnya adalah lapisan permukaan pipa baja mengalami tegangan tekan dan inti dari tegangan tarik; tegangan jaringan adalah pendinginan organisasi pipa baja ke transformasi martensit, bersama dengan perluasan volume ketidakkonsistenan dalam pembangkitan tegangan internal, organisasi tegangan yang dihasilkan oleh hasilnya adalah lapisan permukaan tegangan tarik, pusat tegangan tarik. Kedua jenis tegangan dalam pipa baja ini ada di bagian yang sama, tetapi peran arahnya berlawanan; efek gabungan dari hasilnya adalah bahwa salah satu dari dua faktor dominan tegangan, peran dominan tegangan termal adalah hasil dari tarikan jantung benda kerja, tekanan permukaan; Peran dominan tegangan jaringan adalah hasil dari tekanan tarik permukaan jantung benda kerja.

Pendinginan pipa baja SAE 4140 menggunakan produksi pendinginan pancuran luar yang berputar, laju pendinginan permukaan luar jauh lebih besar daripada permukaan dalam, logam luar pipa baja semuanya padam, sedangkan logam dalam tidak sepenuhnya padam untuk menghasilkan bagian dari organisasi ferit dan bainit, logam bagian dalam karena logam bagian dalam tidak dapat sepenuhnya diubah menjadi organisasi martensit, logam bagian dalam pipa baja pasti mengalami tegangan tarik yang dihasilkan oleh perluasan dinding luar martensit, dan pada saat yang sama, karena berbagai jenis organisasi, volume spesifiknya berbeda antara logam bagian dalam dan luar Pada saat yang sama, karena berbagai jenis organisasi, volume khusus lapisan dalam dan luar logam berbeda, dan laju penyusutan tidak sama selama pendinginan, tegangan tarik juga akan dihasilkan pada antarmuka kedua jenis organisasi, dan distribusi tegangan didominasi oleh tegangan termal, dan tegangan tarik yang dihasilkan pada antarmuka kedua jenis organisasi di dalam pipa adalah yang terbesar, menghasilkan cincin retakan pendinginan yang terjadi di area ketebalan dinding pipa yang dekat dengan permukaan bagian dalam (21~24 mm dari permukaan luar); selain itu, ujung pipa baja merupakan bagian yang sensitif terhadap geometri dari keseluruhan pipa, yang rentan terhadap pembentukan tegangan. Selain itu, ujung pipa merupakan bagian yang sensitif terhadap geometri dari keseluruhan pipa, yang rentan terhadap konsentrasi tegangan. Retakan cincin ini biasanya hanya terjadi di ujung pipa, dan retakan seperti itu tidak ditemukan di badan pipa.

Singkatnya, retakan berbentuk cincin pada pipa baja berdinding tebal SAE 4140 yang dipadamkan disebabkan oleh pendinginan yang tidak merata pada dinding dalam dan luar; laju pendinginan dinding luar jauh lebih tinggi daripada dinding dalam; produksi pipa baja berdinding tebal SAE 4140 untuk mengubah metode pendinginan yang ada, tidak dapat digunakan hanya di luar proses pendinginan, perlu memperkuat pendinginan dinding dalam pipa baja, untuk meningkatkan keseragaman laju pendinginan dinding dalam dan luar pipa baja berdinding tebal untuk mengurangi konsentrasi tegangan, menghilangkan retakan cincin. Retakan cincin.

3.3 Langkah-langkah perbaikan

Untuk menghindari retak akibat pendinginan, dalam desain proses pendinginan, semua kondisi yang berkontribusi terhadap perkembangan tegangan tarik pendinginan merupakan faktor pembentukan retak, termasuk suhu pemanasan, proses pendinginan, dan suhu pembuangan. Langkah-langkah proses yang ditingkatkan yang diusulkan meliputi: suhu pendinginan 830-850 ℃; penggunaan nosel internal yang disesuaikan dengan garis tengah pipa, kontrol aliran semprotan internal yang sesuai, peningkatan laju pendinginan lubang bagian dalam untuk memastikan bahwa laju pendinginan dinding bagian dalam dan luar pipa baja berdinding tebal memiliki keseragaman laju pendinginan; kontrol suhu pasca pendinginan 150-200 ℃, penggunaan suhu sisa pipa baja dari self-tempering, mengurangi tegangan pendinginan pada pipa baja.

Penggunaan teknologi yang lebih baik menghasilkan ∅158,75 × 34,93 mm, ∅139,7 × 31,75 mm, ∅254 × 38,1 mm, ∅224 × 26 mm, dan seterusnya, sesuai dengan puluhan spesifikasi pipa baja. Setelah pemeriksaan cacat ultrasonik, produk tersebut memenuhi syarat, tanpa retakan akibat pendinginan cincin.

4. Kesimpulan

(1) Menurut karakteristik makroskopis dan mikroskopis retakan pipa, retakan melingkar pada ujung pipa baja SAE 4140 termasuk kegagalan retak yang disebabkan oleh tegangan pendinginan, yang biasanya terjadi di ujung pipa.

(2) Retakan berbentuk cincin pada pipa baja berdinding tebal SAE 4140 yang dipadamkan disebabkan oleh pendinginan dinding bagian dalam dan luar yang tidak merata. Laju pendinginan dinding luar jauh lebih tinggi daripada dinding bagian dalam. Untuk meningkatkan keseragaman laju pendinginan dinding bagian dalam dan luar pipa baja berdinding tebal, produksi pipa baja berdinding tebal SAE 4140 perlu memperkuat pendinginan dinding bagian dalam.

Tabung Baja Seamless ASME SA213 T91

ASME SA213 T91: Seberapa Banyak yang Anda Ketahui?

/di dalam /oleh

Latar Belakang & Pendahuluan

ASME SA213 T91, nomor baja di Standar ASME SA213/SA213M standar, termasuk baja 9Cr-1Mo yang disempurnakan, yang dikembangkan dari tahun 1970-an hingga 1980-an oleh Laboratorium Nasional Rubber Ridge AS dan Laboratorium Material Metalurgi dari US Combustion Engineering Corporation bekerja sama. Dikembangkan berdasarkan baja 9Cr-1Mo sebelumnya, digunakan dalam tenaga nuklir (juga dapat digunakan di area lain) bahan bagian bertekanan suhu tinggi, merupakan generasi ketiga dari produk baja berkekuatan panas; fitur utamanya adalah mengurangi kandungan karbon, dalam pembatasan batas atas dan bawah kandungan karbon, dan kontrol yang lebih ketat terhadap kandungan elemen residu, seperti P dan S, pada saat yang sama, menambahkan jejak 0,030-0,070% dari N, dan jejak elemen pembentuk karbida padat 0,18-0,25% dari V dan 0,06-0,10% dari Nb, untuk memperbaiki persyaratan butiran, sehingga meningkatkan ketangguhan plastik dan kemampuan las baja, meningkatkan stabilitas baja pada suhu tinggi, setelah penguatan multi-komposit ini, pembentukan jenis baru baja paduan tahan panas kromium tinggi martensit.

ASME SA213 T91, biasanya memproduksi produk untuk tabung berdiameter kecil, terutama digunakan dalam boiler, superheater, dan penukar panas.

Mutu Baja T91 yang Sesuai Secara Internasional

Negara

 Amerika Serikat Jerman Jepang Perancis Cina
Mutu Baja Setara Pesawat SA-213 T91 X10CrMoVNNb91 HCM95 Nomor TUZ10CDVNb0901 10Cr9Mo1VNbN

Kita akan mengenali baja ini dari beberapa aspek di sini.

I. Komposisi Kimia dari ASME SA213 T91

Elemen C M N P S Ya Kr Mo Tidak V Catatan N Al
Isi 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. Analisis Kinerja

2.1 Peranan unsur paduan terhadap sifat material: Elemen paduan baja T91 berperan memperkuat larutan padat dan memperkuat difusi serta meningkatkan ketahanan baja terhadap oksidasi dan korosi, dianalisis secara eksplisit sebagai berikut.
2.1.1 Karbon merupakan efek penguatan larutan padat yang paling nyata dari elemen baja; dengan peningkatan kandungan karbon, kekuatan jangka pendek baja, plastisitas, dan ketangguhan menurun, baja T91 tersebut, peningkatan kandungan karbon akan mempercepat kecepatan sferoidisasi karbida dan kecepatan agregasi, mempercepat redistribusi elemen paduan, mengurangi kemampuan las, ketahanan korosi dan ketahanan oksidasi baja, sehingga baja tahan panas umumnya ingin mengurangi jumlah kandungan karbon. Namun, kekuatan baja akan menurun jika kandungan karbon terlalu rendah. Baja T91, dibandingkan dengan baja 12Cr1MoV, memiliki kandungan karbon yang berkurang sebesar 20%, yang merupakan pertimbangan cermat terhadap dampak faktor-faktor di atas.
2.1.2 Baja T91 mengandung jejak nitrogen; peran nitrogen tercermin dalam dua aspek. Di satu sisi, peran penguatan larutan padat, nitrogen pada suhu kamar dalam kelarutan baja minimal, zona yang terpengaruh panas las baja T91 dalam proses pemanasan pengelasan dan perlakuan panas pasca pengelasan, akan ada suksesi larutan padat dan proses presipitasi VN: Zona yang terpengaruh panas pemanasan pengelasan telah terbentuk dalam organisasi austenitik karena kelarutan VN, kandungan nitrogen meningkat, dan setelah itu, tingkat supersaturasi dalam organisasi suhu kamar meningkat dalam perlakuan panas las berikutnya ada sedikit presipitasi VN, yang meningkatkan stabilitas organisasi dan meningkatkan nilai kekuatan tahan lama zona yang terpengaruh panas. Di sisi lain, baja T91 juga mengandung sejumlah kecil A1; nitrogen dapat dibentuk dengan A1N-nya, A1N hanya terlarut dalam sejumlah besar ke dalam matriks pada suhu lebih dari 1.100℃, kemudian diendapkan kembali pada suhu yang lebih rendah, yang dapat memberikan efek penguatan difusi yang lebih baik.
2.1.3 Menambahkan kromium terutama untuk meningkatkan ketahanan oksidasi baja tahan panas, ketahanan korosi, kandungan kromium kurang dari 5%, 600 ℃ mulai teroksidasi hebat, sedangkan jumlah kandungan kromium hingga 5% memiliki ketahanan oksidasi yang sangat baik. Baja 12Cr1MoV pada 580 ℃ berikut memiliki ketahanan oksidasi yang baik, kedalaman korosi 0,05 mm / a, 600 ℃ ketika kinerja mulai memburuk, kedalaman korosi 0,13 mm / a. T91 yang mengandung kandungan kromium 1 100 ℃ sebelum sejumlah besar terlarut ke dalam matriks, dan pada suhu yang lebih rendah dan presipitasi ulang dapat memainkan efek penguatan difusi suara. / Kandungan kromium T91 meningkat menjadi sekitar 9%, penggunaan suhu dapat mencapai 650 ℃, ukuran utama adalah membuat matriks terlarut dalam lebih banyak kromium.
2.1.4 Vanadium dan niobium merupakan unsur pembentuk karbida yang vital. Bila ditambahkan untuk membentuk paduan karbida yang halus dan stabil dengan Karbon, akan terjadi efek penguatan difusi yang solid.
2.1.5 Penambahan molibdenum terutama meningkatkan kekuatan termal baja dan memperkuat larutan padat.

2.2 Sifat Mekanik

Billet T91, setelah perlakuan panas akhir untuk normalisasi + tempering suhu tinggi, memiliki kekuatan tarik suhu ruangan ≥ 585 MPa, kekuatan luluh suhu ruangan ≥ 415 MPa, kekerasan ≤ 250 HB, perpanjangan (jarak 50 mm dari spesimen melingkar standar) ≥ 20%, nilai tegangan yang diizinkan [σ] 650 ℃ = 30 MPa.

Proses perlakuan panas: suhu normalisasi 1040℃, waktu penahanan tidak kurang dari 10 menit, suhu temper 730~780℃, waktu penahanan tidak kurang dari satu jam.

2.3 Kinerja pengelasan

Sesuai dengan rumus ekuivalen karbon yang direkomendasikan oleh International Welding Institute, ekuivalen karbon baja T91 dihitung sebesar 2,43%, dan kemampuan las T91 yang tampak buruk.
Baja tidak cenderung untuk memanas kembali dan retak.

2.3.1 Masalah pada pengelasan T91

2.3.1.1 Retaknya organisasi yang mengeras di zona yang terkena panas
Kecepatan kritis pendinginan T91 rendah, austenit sangat stabil, dan pendinginan tidak terjadi dengan cepat selama transformasi perlit standar. Harus didinginkan ke suhu yang lebih rendah (sekitar 400 ℃) untuk diubah menjadi martensit dan organisasi kasar.
Pengelasan yang dihasilkan oleh zona yang terpengaruh panas dari berbagai organisasi memiliki kepadatan yang berbeda, koefisien ekspansi, dan bentuk kisi yang berbeda dalam proses pemanasan dan pendinginan pasti akan disertai dengan ekspansi dan kontraksi volume yang berbeda; di sisi lain, karena pemanasan pengelasan memiliki karakteristik yang tidak merata dan suhu tinggi, sehingga sambungan las T91 adalah tegangan internal yang sangat besar. Sambungan organisasi martensit kasar yang dikeraskan yang berada dalam keadaan tegangan kompleks, pada saat yang sama, proses pendinginan las difusi hidrogen dari las ke area dekat jahitan, keberadaan hidrogen telah berkontribusi pada kerapuhan martensit, kombinasi efek ini, mudah untuk menghasilkan retakan dingin di area yang dipadamkan.

2.3.1.2 Pertumbuhan biji-bijian di zona yang terkena panas
Siklus termal pengelasan secara signifikan memengaruhi pertumbuhan butiran di zona yang terpengaruh panas pada sambungan las, terutama di zona fusi yang berdekatan dengan suhu pemanasan maksimum. Ketika laju pendinginan rendah, zona yang terpengaruh panas yang dilas akan tampak memiliki susunan ferit dan karbida masif yang kasar sehingga plastisitas baja berkurang secara signifikan; laju pendinginan signifikan karena produksi susunan martensit yang kasar, tetapi plastisitas sambungan las juga akan berkurang.

2.3.1.3 Pembentukan lapisan lunak
Baja T91 yang dilas dalam keadaan temper, zona yang terkena panas menghasilkan lapisan pelunakan yang tak terelakkan, yang lebih parah daripada pelunakan baja tahan panas perlit. Pelunakan lebih nyata saat menggunakan spesifikasi dengan laju pemanasan dan pendinginan yang lebih lambat. Selain itu, lebar lapisan yang dilunakkan dan jaraknya dari garis fusi terkait dengan kondisi pemanasan dan karakteristik pengelasan, pemanasan awal, dan perlakuan panas pasca-pengelasan.

2.3.1.4 Retak korosi tegangan
Baja T91 dalam perlakuan panas pasca-las sebelum suhu pendinginan umumnya tidak kurang dari 100 ℃. Jika pendinginan pada suhu kamar dan lingkungan relatif lembab, mudah terjadi retak korosi tegangan. Peraturan Jerman: Sebelum perlakuan panas pasca-las, harus didinginkan hingga di bawah 150 ℃. Dalam kasus benda kerja yang lebih tebal, las fillet, dan geometri yang buruk, suhu pendinginan tidak kurang dari 100 ℃. Jika pendinginan pada suhu kamar dan kelembaban sangat dilarang, jika tidak mudah terjadi retak korosi tegangan.

2.3.2 Proses pengelasan

2.3.2.1 Metode pengelasan: Pengelasan manual, pengelasan kutub tungsten berpelindung gas, atau pengelasan otomatis kutub leleh dapat digunakan.
2.3.2.2 Bahan las: dapat memilih kawat las WE690 atau batang las.

Pemilihan material pengelasan:
(1) Pengelasan baja yang sama – jika pengelasan manual dapat digunakan untuk membuat batang las manual CM-9Cb, pengelasan berpelindung gas tungsten dapat digunakan untuk membuat TGS-9Cb, pengelasan otomatis tiang leleh dapat digunakan untuk membuat kawat MGS-9Cb;
(2) pengelasan baja yang berbeda – seperti pengelasan dengan baja tahan karat austenitik tersedia bahan habis pakai las ERNiCr-3.

2.3.2.3 Titik-titik proses pengelasan:
(1) pilihan suhu pemanasan awal sebelum pengelasan
Titik Ms baja T91 sekitar 400 ℃; suhu pemanasan awal umumnya dipilih pada 200 ~ 250 ℃. Suhu pemanasan awal tidak boleh terlalu tinggi. Jika tidak, laju pendinginan sambungan berkurang, yang dapat disebabkan oleh pengendapan karbida dan pembentukan organisasi ferit pada sambungan las pada batas butir, sehingga secara signifikan mengurangi ketangguhan impak sambungan las baja pada suhu ruangan. Jerman menyediakan suhu pemanasan awal 180 ~ 250 ℃; USCE menyediakan suhu pemanasan awal 120 ~ 205 ℃.

(2) pilihan saluran pengelasan / suhu interlayer
Suhu interlayer tidak boleh lebih rendah dari batas bawah suhu pemanasan awal. Namun, seperti halnya pemilihan suhu pemanasan awal, suhu interlayer tidak boleh terlalu tinggi. Suhu interlayer pengelasan T91 umumnya dikontrol pada 200 ~ 300 ℃. Peraturan Prancis: suhu interlayer tidak melebihi 300 ℃. Peraturan AS: suhu interlayer dapat berada di antara 170 ~ 230 ℃.

(3) pilihan suhu awal perlakuan panas pasca pengelasan
T91 memerlukan pendinginan pasca-las hingga di bawah titik Ms dan ditahan selama periode tertentu sebelum perlakuan tempering, dengan laju pendinginan pasca-las 80 ~ 100 ℃ / jam. Jika tidak diisolasi, susunan austenitik sambungan mungkin tidak sepenuhnya berubah; pemanasan tempering akan mendorong presipitasi karbida di sepanjang batas butir austenitik, yang membuat susunannya sangat getas. Namun, T91 tidak dapat didinginkan hingga suhu ruangan sebelum tempering setelah pengelasan karena retak dingin berbahaya saat sambungan lasnya didinginkan hingga suhu ruangan. Untuk T91, suhu awal perlakuan panas pasca-las terbaik 100 ~ 150 ℃ dan ditahan selama satu jam dapat memastikan transformasi susunan yang lengkap.

(4) suhu temper perlakuan panas pasca pengelasan, waktu penahanan, pemilihan laju pendinginan temper
Temperatur temper: Kecenderungan retak dingin baja T91 lebih signifikan, dan dalam kondisi tertentu, rentan terhadap Retak tertunda, sehingga sambungan las harus ditempa dalam waktu 24 jam setelah pengelasan. Keadaan pasca-pengelasan T91 dari organisasi martensit bubut, setelah temper, dapat diubah menjadi martensit temper; kinerjanya lebih unggul daripada martensit bubut. Temperatur temper rendah; efek temper tidak terlihat; logam las mudah menua dan rapuh; suhu temper terlalu tinggi (lebih dari garis AC1), sambungan dapat diaustenisasi lagi, dan dalam proses pendinginan berikutnya untuk dipadamkan kembali. Pada saat yang sama, seperti yang dijelaskan sebelumnya dalam makalah ini, menentukan suhu temper juga harus mempertimbangkan pengaruh lapisan pelunakan sambungan. Secara umum, suhu temper T91 730 ~ 780 ℃.
Waktu penahanan: T91 memerlukan waktu penahanan temper pasca pengelasan minimal satu jam untuk memastikan organisasinya sepenuhnya berubah menjadi martensit temper.
Laju pendinginan temper: Untuk mengurangi tegangan sisa sambungan las baja T91, laju pendinginan harus kurang dari lima ℃/menit.
Secara keseluruhan proses pengelasan baja T91 pada proses pengendalian suhu dapat diringkas pada gambar dibawah ini:

Proses kontrol suhu dalam proses pengelasan tabung baja T91

Proses kontrol suhu dalam proses pengelasan tabung baja T91

III. Pemahaman tentang ASME SA213 T91

3.1 Baja T91, berdasarkan prinsip paduan, terutama menambahkan sejumlah kecil niobium, vanadium, dan elemen jejak lainnya, secara signifikan meningkatkan kekuatan suhu tinggi dan ketahanan oksidasi dibandingkan dengan baja 12 Cr1MoV, tetapi kinerja pengelasannya buruk.
Baja 3.2 T91 memiliki kecenderungan lebih besar terhadap retak dingin selama pengelasan dan perlu dipanaskan terlebih dahulu hingga 200 ~ 250 ℃, menjaga suhu interlayer pada 200 ~ 300 ℃, yang secara efektif dapat mencegah retak dingin.
3.3 Perlakuan panas pasca pengelasan baja T91 harus didinginkan hingga 100~150℃, isolasi satu jam, suhu pemanasan dan temper hingga 730~780℃, waktu isolasi tidak kurang dari satu jam, dan terakhir, kecepatan pendinginan hingga suhu ruangan tidak lebih dari 5℃/menit.

IV. Proses Pembuatan ASME SA213 T91

Proses pembuatan SA213 T91 memerlukan beberapa metode, termasuk peleburan, penusukan, dan penggulungan. Proses peleburan harus mengendalikan komposisi kimia untuk memastikan pipa baja memiliki ketahanan korosi yang sangat baik. Proses penusukan dan penggulungan memerlukan kontrol suhu dan tekanan yang tepat untuk mendapatkan sifat mekanis dan akurasi dimensi yang dibutuhkan. Selain itu, pipa baja perlu diberi perlakuan panas untuk menghilangkan tekanan internal dan meningkatkan ketahanan korosi.

V. Aplikasi ASME SA213 T91

Bahasa Indonesia: ASME SA213 T91 adalah baja tahan panas kromium tinggi, terutama digunakan dalam pembuatan superheater dan reheater suhu tinggi dan bagian bertekanan lainnya dari boiler pembangkit listrik subkritis dan superkritis dengan suhu dinding logam tidak melebihi 625°C, dan juga dapat digunakan sebagai bagian bertekanan suhu tinggi dari bejana tekan dan tenaga nuklir. SA213 T91 memiliki ketahanan mulur yang sangat baik dan dapat mempertahankan ukuran dan bentuk yang stabil pada suhu tinggi dan di bawah beban jangka panjang. Aplikasi utamanya meliputi boiler, superheater, penukar panas, dan peralatan lainnya dalam industri tenaga listrik, kimia, dan minyak bumi. Ini banyak digunakan dalam dinding berpendingin air industri petrokimia dari boiler bertekanan tinggi, tabung ekonomizer, superheater, reheater, dan tabung.

NACE MR0175 ISO 15156 vs NACE MR0103 ISO 17495-1

NACE MR0175/ISO 15156 dibandingkan dengan NACE MR0103/ISO 17495-1

/di dalam /oleh

Perkenalan

Dalam industri minyak dan gas, khususnya di lingkungan lepas pantai dan darat, memastikan keawetan dan keandalan material yang terpapar kondisi agresif adalah yang terpenting. Di sinilah standar seperti NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1 berperan. Kedua standar tersebut memberikan panduan penting untuk pemilihan material di lingkungan layanan asam. Namun, memahami perbedaan di antara keduanya sangat penting untuk memilih material yang tepat untuk operasi Anda.

Dalam posting blog ini, kita akan membahas perbedaan utama antara NACE MR0175/ISO 15156 dibandingkan dengan NACE MR0103/ISO 17495-1, dan menawarkan saran praktis bagi para profesional minyak dan gas yang mempelajari standar-standar ini. Kami juga akan membahas aplikasi, tantangan, dan solusi spesifik yang disediakan oleh standar-standar ini, terutama dalam konteks lingkungan ladang minyak dan gas yang keras.

Apa itu NACE MR0175/ISO 15156 dan NACE MR0103/ISO 17495-1?

Standar NACE MR0175/ISO 15156:
Standar ini diakui secara global untuk mengatur pemilihan material dan pengendalian korosi di lingkungan gas asam, tempat hidrogen sulfida (H₂S) hadir. Standar ini memberikan pedoman untuk desain, pembuatan, dan pemeliharaan material yang digunakan dalam operasi minyak dan gas lepas pantai dan darat. Tujuannya adalah untuk mengurangi risiko yang terkait dengan keretakan yang disebabkan hidrogen (HIC), keretakan tegangan sulfida (SSC), dan keretakan korosi tegangan (SCC), yang dapat membahayakan integritas peralatan penting seperti jaringan pipa, katup, dan kepala sumur.

Standar Nasional Indonesia (NACE) MR0103/ISO 17495-1:
Di sisi lain, Standar Nasional Indonesia (NACE) MR0103/ISO 17495-1 terutama difokuskan pada material yang digunakan dalam lingkungan penyulingan dan pemrosesan kimia, tempat paparan layanan asam dapat terjadi, tetapi dengan cakupan yang sedikit berbeda. Ini mencakup persyaratan untuk peralatan yang terpapar pada kondisi korosif ringan, dengan penekanan pada memastikan material dapat menahan sifat agresif dari proses penyulingan tertentu seperti distilasi atau perengkahan, tempat risiko korosi relatif lebih rendah daripada dalam operasi hulu minyak dan gas.

NACE MR0175 ISO 15156 vs NACE MR0103 ISO 17495-1

NACE MR0175 ISO 15156 vs NACE MR0103 ISO 17495-1

Perbedaan Utama: NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1

Setelah kita mengetahui gambaran umum masing-masing standar, penting untuk menyoroti perbedaan yang dapat memengaruhi pemilihan material di lapangan. Perbedaan ini dapat memengaruhi kinerja material dan keselamatan operasi secara signifikan.

1. Ruang Lingkup Aplikasi

Perbedaan utama antara NACE MR0175/ISO 15156 dibandingkan dengan NACE MR0103/ISO 17495-1 terletak pada ruang lingkup penerapannya.

Standar NACE MR0175/ISO 15156 dirancang khusus untuk peralatan yang digunakan di lingkungan layanan asam tempat hidrogen sulfida hadir. Sangat penting dalam kegiatan hulu seperti eksplorasi, produksi, dan transportasi minyak dan gas, terutama di ladang lepas pantai dan darat yang menangani gas asam (gas yang mengandung hidrogen sulfida).

Standar Nasional Indonesia (NACE) MR0103/ISO 17495-1, meski masih membahas layanan asam, lebih fokus pada industri penyulingan dan kimia, khususnya yang melibatkan gas asam dalam proses seperti penyulingan, penyulingan, dan perengkahan.

2. Tingkat Keparahan Lingkungan

Kondisi lingkungan juga merupakan faktor kunci dalam penerapan standar ini. Standar NACE MR0175/ISO 15156 mengatasi kondisi layanan asam yang lebih parah. Misalnya, hal ini mencakup konsentrasi hidrogen sulfida yang lebih tinggi, yang lebih korosif dan menimbulkan risiko lebih tinggi terhadap degradasi material melalui mekanisme seperti keretakan akibat hidrogen (HIC) dan keretakan akibat tekanan sulfida (SSC).

Sebaliknya, Standar Nasional Indonesia (NACE) MR0103/ISO 17495-1 mempertimbangkan lingkungan yang mungkin tidak terlalu parah dalam hal paparan hidrogen sulfida, meskipun masih kritis dalam lingkungan kilang dan pabrik kimia. Komposisi kimia dari cairan yang terlibat dalam proses penyulingan mungkin tidak seagresif yang ditemui di ladang gas asam tetapi masih menimbulkan risiko korosi.

3. Persyaratan Materi

Kedua standar tersebut menyediakan kriteria khusus untuk pemilihan material, tetapi berbeda dalam persyaratan ketatnya. Standar NACE MR0175/ISO 15156 lebih menekankan pada pencegahan korosi yang berhubungan dengan hidrogen pada material, yang dapat terjadi bahkan pada konsentrasi hidrogen sulfida yang sangat rendah. Standar ini mengharuskan material yang tahan terhadap SSC, HIC, dan kelelahan korosi di lingkungan asam.

Di sisi lain, Standar Nasional Indonesia (NACE) MR0103/ISO 17495-1 kurang preskriptif dalam hal perengkahan terkait hidrogen tetapi membutuhkan bahan yang dapat menangani agen korosif dalam proses pemurnian, sering kali lebih berfokus pada ketahanan korosi umum daripada risiko spesifik terkait hidrogen.

4. Pengujian dan Verifikasi

Kedua standar tersebut memerlukan pengujian dan verifikasi untuk memastikan bahan akan berfungsi di lingkungannya masing-masing. Namun, Standar NACE MR0175/ISO 15156 menuntut pengujian yang lebih ekstensif dan verifikasi kinerja material yang lebih terperinci dalam kondisi layanan asam. Pengujian tersebut mencakup pedoman khusus untuk SSC, HIC, dan mode kegagalan lain yang terkait dengan lingkungan gas asam.

Standar Nasional Indonesia (NACE) MR0103/ISO 17495-1, meskipun juga memerlukan pengujian material, sering kali lebih fleksibel dalam hal kriteria pengujian, dengan fokus memastikan bahwa material memenuhi standar ketahanan korosi umum daripada berfokus secara khusus pada risiko terkait hidrogen sulfida.

Mengapa Anda Harus Peduli Tentang NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1?

Memahami perbedaan ini dapat membantu mencegah kegagalan material, memastikan keselamatan operasional, dan mematuhi peraturan industri. Baik Anda bekerja di anjungan minyak lepas pantai, proyek jaringan pipa, atau di kilang minyak, penggunaan material yang tepat menurut standar ini akan melindungi dari kegagalan yang mahal, waktu henti yang tidak terduga, dan potensi bahaya lingkungan.

Untuk operasi minyak dan gas, terutama di lingkungan layanan asam lepas pantai dan darat, Standar NACE MR0175/ISO 15156 adalah standar yang harus dipenuhi. Standar ini memastikan bahwa material dapat bertahan terhadap lingkungan yang paling keras, mengurangi risiko seperti SSC dan HIC yang dapat menyebabkan kegagalan yang fatal.

Sebaliknya, untuk operasi penyulingan atau pemrosesan kimia, Standar Nasional Indonesia (NACE) MR0103/ISO 17495-1 menawarkan panduan yang lebih sesuai. Hal ini memungkinkan material digunakan secara efektif di lingkungan dengan gas asam tetapi dengan kondisi yang tidak terlalu agresif dibandingkan dengan ekstraksi minyak dan gas. Fokus di sini lebih pada ketahanan korosi umum di lingkungan pemrosesan.

Panduan Praktis untuk Profesional Minyak dan Gas

Saat memilih material untuk proyek di kategori mana pun, pertimbangkan hal berikut:

Pahami Lingkungan Anda: Evaluasi apakah operasi Anda terlibat dalam ekstraksi gas asam (hulu) atau penyulingan dan pemrosesan kimia (hilir). Ini akan membantu Anda menentukan standar mana yang akan diterapkan.

Pemilihan Bahan: Pilih material yang sesuai dengan standar yang relevan berdasarkan kondisi lingkungan dan jenis layanan (gas asam vs. penyulingan). Baja tahan karat, material paduan tinggi, dan paduan tahan korosi sering direkomendasikan berdasarkan tingkat keparahan lingkungan.

Pengujian dan Verifikasi: Pastikan semua material diuji sesuai dengan standar masing-masing. Untuk lingkungan gas asam, pengujian tambahan untuk SSC, HIC, dan kelelahan korosi mungkin diperlukan.

Konsultasikan dengan Ahlinya:Selalu merupakan ide yang baik untuk berkonsultasi dengan spesialis korosi atau insinyur material yang akrab dengan NACE MR0175/ISO 15156 dibandingkan dengan NACE MR0103/ISO 17495-1 untuk memastikan kinerja material yang optimal.

Kesimpulan

Sebagai kesimpulan, memahami perbedaan antara NACE MR0175/ISO 15156 dibandingkan dengan NACE MR0103/ISO 17495-1 sangat penting untuk membuat keputusan yang tepat tentang pemilihan material untuk aplikasi minyak dan gas hulu dan hilir. Dengan memilih standar yang tepat untuk operasi Anda, Anda memastikan integritas jangka panjang peralatan Anda dan membantu mencegah kegagalan fatal yang dapat timbul dari material yang tidak ditentukan dengan benar. Baik Anda bekerja dengan gas asam di ladang lepas pantai atau pemrosesan kimia di kilang, standar ini akan memberikan pedoman yang diperlukan untuk melindungi aset Anda dan menjaga keselamatan.

Jika Anda tidak yakin standar mana yang harus diikuti atau memerlukan bantuan lebih lanjut dengan pemilihan material, hubungi ahli material untuk mendapatkan saran khusus tentang NACE MR0175/ISO 15156 dibandingkan dengan NACE MR0103/ISO 17495-1 dan memastikan proyek Anda aman dan mematuhi praktik terbaik industri.