ASTM A335 ASME SA335 P92 SMLS TUBO

Evoluzione della microstruttura dell'acciaio P92 a diverse temperature isotermiche

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Evoluzione della microstruttura dell'acciaio P92 a diverse temperature isotermiche

Acciaio P92 è utilizzato principalmente in caldaie ultra-supercritiche, condotte ad altissima pressione e altre apparecchiature ad alta temperatura e alta pressione. L'acciaio P92 è nella composizione chimica dell'acciaio P91 basata sull'aggiunta di oligoelementi di elementi W e B, riduce il contenuto di Mo, attraverso i confini dei grani del rinforzato e della dispersione rinforzati in vari modi, per migliorare le prestazioni complete dell'acciaio P92, l'acciaio P92 rispetto all'acciaio P91 ha una migliore resistenza alle prestazioni di ossidazione e resistenza alla corrosione. Un processo di lavorazione a caldo è essenziale per la produzione del tubo in acciaio P92. La tecnologia di lavorazione termica può eliminare i difetti interni generati nel processo di produzione e far sì che le prestazioni dell'acciaio soddisfino le esigenze delle condizioni di lavoro. Il tipo e lo stato dell'organizzazione nel processo di lavorazione a caldo sono i fattori chiave che influenzano le prestazioni per soddisfare lo standard. Pertanto, questo documento analizza l'organizzazione del tubo in acciaio P92 a diverse temperature isotermiche per rivelare l'evoluzione dell'organizzazione del tubo in acciaio P92 a varie temperature, il che non solo fornisce supporto informativo per l'analisi dell'organizzazione e il controllo delle prestazioni dell'effettivo processo di lavorazione a caldo, ma pone anche le basi sperimentali per lo sviluppo del processo di lavorazione a caldo.

1. Materiali e metodi di prova

1.1 Materiale di prova

L'acciaio testato è un tubo in acciaio P92 in condizioni d'uso (1060 ℃ temprato + 760 ℃ rinvenuto) e la sua composizione chimica è mostrata nella Tabella 1. Un campione cilindrico di ϕ4 mm × 10 mm è stato tagliato nella parte centrale del tubo finito in una posizione particolare lungo la direzione della lunghezza e il misuratore di espansione di tempra è stato utilizzato per studiare la trasformazione del tessuto a diverse temperature.

Tabella 1 Composizione chimica principale dell'acciaio P92 per frazione di massa (%)

Elemento C Sì Mn Cr Ni Mo V Al B N.B W Fe
% 0.13 0.2 0.42 8.67 0.25 0.48 0.19 0.008 0.002 0.05 1.51 Bilancia

1.2 Processo di test

Utilizzando il misuratore di espansione termica di tempra L78, 0,05 ℃/s riscaldamento fino a 1050 ℃ isolamento 15 min, 200 ℃/s raffreddamento fino a temperatura ambiente. Misurare il punto critico di cambiamento di fase del materiale Ac1 è 792,4 ℃, Ac3 è 879,8 ℃, Ms è 372,3 ℃. I campioni sono stati riscaldati fino a 1050 °C a una velocità di 10 °C/s e mantenuti per 15 min, quindi raffreddati a diverse temperature (770, 740, 710, 680, 650, 620, 520, 430, 400, 370, 340, 310, 280, 250, 190 e 160 °C) a una velocità di 150 °C/s e mantenuti per diversi periodi di tempo (620 °C e inferiori per 1 ora, 620 °C e superiori per 25 ore). 620 ℃ e superiori mantenendo 25 ore), l'estremità isotermica dell'alimentazione è spenta in modo che il campione venga raffreddato ad aria a temperatura ambiente.1.3 Metodi di prova

Dopo aver levigato e lucidato la superficie dei campioni con diversi processi, la superficie dei campioni è stata corrosa utilizzando acqua regia. Sono stati utilizzati il microscopio Zeiss AXIOVERT 25 e il microscopio elettronico a scansione ambientale QWANTA 450 per osservare e analizzare l'organizzazione; utilizzando il durometro Vickers HVS-50 (peso di carico di 1 kg), sono state effettuate misurazioni della durezza in diversi punti sulla superficie di ciascun campione e il valore medio è stato preso come valore di durezza del campione.

2. Risultati dei test e analisi

2.1 Organizzazione e analisi delle diverse temperature isotermiche

La figura 1 mostra la microstruttura dell'acciaio P92 dopo austenitizzazione completa a 1050°C per tempi diversi a temperature diverse. La figura 1(a) mostra la microstruttura dell'acciaio P92 dopo isotermizzazione a 190℃ per 1h. Dalla figura 1(a2), si può vedere che la sua organizzazione a temperatura ambiente è martensite (M). Dalla figura 1(a3), si può vedere che la martensite mostra caratteristiche simili a listelli. Poiché il punto Ms dell'acciaio è di circa 372°C, la trasformazione di fase della martensite avviene a temperature isotermiche inferiori al punto Ms, formando martensite, e il contenuto di carbonio dell'acciaio P92 appartiene alla gamma di composizioni a basso tenore di carbonio; una morfologia simile a listelli caratterizza la martensite.

La figura 1(a) mostra la microstruttura dell'acciaio P92 dopo 1 ora isotermica a 190°C

La figura 1(a) mostra la microstruttura dell'acciaio P92 dopo 1 ora isotermica a 190°C

Figura 1(b) per la microstruttura dell'acciaio P92 a 430 ℃ isotermico 1h. Quando la temperatura isotermica aumenta a 430 °C, l'acciaio P92 raggiunge la zona di trasformazione della bainite. Poiché l'acciaio contiene elementi Mo, B e W, questi elementi hanno scarso effetto sulla trasformazione della bainite mentre ritardano la trasformazione perlitica. Pertanto, acciaio P92 a 430 ℃ isolamento 1h, l'organizzazione di una certa quantità di bainite. Quindi l'austenite superraffreddata rimanente si trasforma in martensite quando raffreddata ad aria.

Figura 1(b) per la microstruttura dell'acciaio P92 a 430 ℃ isotermico 1h

Figura 1(b) per la microstruttura dell'acciaio P92 a 430 ℃ isotermico 1h

La figura 1(c) mostra la microstruttura dell'acciaio P92 a 520 ℃ isotermica 1h. Quando la temperatura isotermica di 520 ℃, gli elementi di lega Cr, Mo, Mn, ecc., in modo che la trasformazione della perlite sia inibita, l'inizio del punto di trasformazione della bainite (punto Bs) è ridotto, quindi in un intervallo specifico di temperature apparirà nella zona di stabilizzazione dell'austenite sottoraffreddata. La figura 1(c) può essere vista nell'isolamento a 520 ℃ 1h dopo che l'austenite sottoraffreddata non si è verificata dopo la trasformazione, seguita dal raffreddamento ad aria per formare la martensite; l'organizzazione finale a temperatura ambiente è la martensite.

La figura 1(c) mostra la microstruttura dell'acciaio P92 a 520 ℃ isotermico 1h

La figura 1(c) mostra la microstruttura dell'acciaio P92 a 520 ℃ isotermico 1h

Figura 1 (d) per l'acciaio P92 a 650 ℃ microstruttura isotermica 25h per martensite + perlite. Come mostrato nella Figura 1 (d3), la perlite mostra caratteristiche lamellari discontinue e il carburo sulla superficie mostra una precipitazione a barra corta. Ciò è dovuto agli elementi di lega dell'acciaio P92 Cr, Mo, V, ecc. per migliorare la stabilità dell'austenite sottoraffreddata allo stesso tempo in modo che la morfologia della perlite dell'acciaio P92 cambi, ovvero il carburo nel corpo perlitico del carburo per la barra corta, questo corpo perlitico è noto come perlite di classe. Allo stesso tempo, sono state trovate molte particelle fini di seconda fase nell'organizzazione.

Figura 1 (d) per l'acciaio P92 a 650 ℃ microstruttura isotermica 25h per martensite + perlite

Figura 1 (d) per l'acciaio P92 a 650 ℃ microstruttura isotermica 25h per martensite + perlite

La figura 1(e) mostra la microstruttura dell'acciaio P92 a 740 ℃ isotermico 25h. A 740°C isotermico, ci sarà prima precipitazione massiva di ferrite eutettica e poi decomposizione eutettica dell'austenite, con conseguente organizzazione simile alla perlite. Rispetto all'isotermico a 650°C (vedere la figura 1(d3)), l'organizzazione perlitica diventa più grossolana all'aumentare della temperatura isotermica e il carattere bifase della perlite, ovvero ferrite e carburite sotto forma di una barra corta, è chiaramente visibile.

La figura 1(e) mostra la microstruttura dell'acciaio P92 a 740 ℃ isotermico 25h

La figura 1(e) mostra la microstruttura dell'acciaio P92 a 740 ℃ isotermico 25h

La Fig. 1(f) mostra la microstruttura dell'acciaio P92 a una temperatura isotermica di 770°C per 25 ore. A 770°C isotermici, con l'estensione del tempo isotermico, si verifica prima la precipitazione della ferrite, quindi l'austenite sottoraffreddata subisce una decomposizione eutettica per formare un'organizzazione ferrite + perlite. Con l'aumento della temperatura isotermica, il primo contenuto di ferrite eutettica aumenta e il contenuto di perlite diminuisce. A causa degli elementi di lega dell'acciaio P92, gli elementi di lega disciolti nell'austenite per aumentare la temprabilità dell'austenite, la difficoltà della decomposizione eutettica diventa più estesa, quindi deve esserci un tempo isotermico sufficientemente lungo per effettuare la sua decomposizione eutettica, la formazione dell'organizzazione perlitica.

La Fig. 1(f) mostra la microstruttura dell'acciaio P92 alla temperatura isotermica di 770°C per 25 ore

La Fig. 1(f) mostra la microstruttura dell'acciaio P92 alla temperatura isotermica di 770°C per 25 ore

L'analisi dello spettro energetico è stata eseguita sui tessuti con diverse morfologie nella Fig. 1(f2) per identificare ulteriormente il tipo di tessuto, come mostrato nella Tabella 2. Dalla Tabella 2, si può vedere che il contenuto di carbonio delle particelle bianche è più alto rispetto ad altre organizzazioni e gli elementi di lega Cr, Mo e V sono maggiori, analizzando questa particella per le particelle di carburo composito precipitate durante il processo di raffreddamento; comparativamente parlando, il contenuto di carbonio nell'organizzazione lamellare discontinua è il secondo più basso e il contenuto di carbonio nell'organizzazione massiva è il minimo. Poiché la perlite è un'organizzazione bifase di carburizzazione e ferrite, il contenuto di carbonio medio è più alto di quello della ferrite; combinato con l'analisi della temperatura isotermica e della morfologia, si determina ulteriormente che l'organizzazione lamellare è simile alla perlite e l'organizzazione massiva è la prima ferrite eutettica.

Analisi dello spettro dell'acciaio P92, trattato isotermicamente a 770 °C per 25 ore, scritto in formato tabella con frazioni atomiche (%)

Struttura C N.B Mo Ti V Cr Mn Fe W
Granuli bianchi 11.07 0.04 0.94 0.02 2.16 8.36 2.64 54.77 2.84
Struttura a blocchi 9.31 0.04 0.95 0.2 0.32 8.42 0.74 85.51 10.21
Struttura a strati 5.1 0 0.09 0.1 0.33 7.3 0.35 85.65 0.69

2.2 Microdurezza e analisi

In generale, durante il processo di raffreddamento di acciai legati contenenti elementi come W e Mo, si verificano tre tipi di trasformazioni organizzative nell'austenite sottoraffreddata: trasformazione martensitica nella zona a bassa temperatura, trasformazione bainitica nella zona a media temperatura e trasformazione perlitica nella zona ad alta temperatura. Le diverse evoluzioni organizzative portano a durezze diverse. La Figura 2 mostra la variazione della curva di durezza dell'acciaio P92 a diverse temperature isotermiche. Dalla Fig. 2, si può vedere che con l'aumento della temperatura isotermica, la durezza mostra la tendenza a diminuire prima, poi ad aumentare e infine a diminuire. Quando la temperatura isotermica è di 160 ~ 370 ℃, il verificarsi della trasformazione martensitica, durezza Vickers da 516HV a 457HV. Quando la temperatura isotermica è di 400 ~ 620 ℃, si verifica una piccola quantità di trasformazione della bainite e la durezza di 478 HV aumenta a 484 HV; a causa della piccola trasformazione della bainite, la durezza non cambia molto. Quando la temperatura isotermica è di 650 ℃, si forma una piccola quantità di perlite, con una durezza di 410 HV. quando la temperatura isotermica di 680 ~ 770 ℃, la formazione di organizzazione ferrite + perlite, durezza da 242 HV a 163 HV. a causa della trasformazione dell'acciaio P92 a diverse temperature nell'organizzazione della transizione è diversa, nella regione della trasformazione martensitica a bassa temperatura, quando la temperatura isotermica è inferiore al punto di Ms, con l'aumento della temperatura, il contenuto di martensite diminuisce, la durezza diminuisce; nel mezzo della trasformazione dell'acciaio P92 a diverse temperature, quando la temperatura isotermica è inferiore al punto Ms, con l'aumento della temperatura, il contenuto martensitico diminuisce, la durezza diminuisce; nella regione di trasformazione della bainite a media temperatura, poiché la quantità di trasformazione della bainite è piccola, la durezza non cambia molto; nella regione di trasformazione perlitica ad alta temperatura, con l'aumento della temperatura isotermica, il primo contenuto di ferrite eutettica aumenta in modo che la durezza continui a diminuire, quindi con l'aumento della temperatura isotermica, la durezza del materiale è generalmente una tendenza decrescente e la tendenza del cambiamento della durezza e l'analisi dell'organizzazione sono in linea con la tendenza.

Variazione delle curve di durezza dell'acciaio P92 a diverse temperature isotermiche

Variazione delle curve di durezza dell'acciaio P92 a diverse temperature isotermiche

3. Conclusion

1) Il punto critico Ac1 dell'acciaio P92 è 792,4 ℃, Ac3 è 879,8 ℃ e Ms è 372,3 ℃.

2) L'acciaio P92 a diverse temperature isotermiche per ottenere l'organizzazione a temperatura ambiente è diverso; nell'isoterma 160 ~ 370 ℃ 1 ora, l'organizzazione a temperatura ambiente è martensite; nell'isoterma 400 ~ 430 ℃ 1 ora, l'organizzazione di una piccola quantità di bainite + martensite; nell'isoterma 520 ~ 620 ℃ 1 ora, l'organizzazione è relativamente stabile, un breve periodo di tempo (1 ora) non si verifica all'interno della trasformazione, l'organizzazione a temperatura ambiente è martensite; nell'isoterma 650 ℃ 25 ore, l'organizzazione a temperatura ambiente è perlite. h, organizzazione a temperatura ambiente per perlite + martensite; nell'isoterma 680 ~ 770 ℃ 25 ore, l'organizzazione trasformata in perlite + prima ferrite eutettica.

3) Austenitizzazione dell'acciaio P92 in Ac1 al di sotto dell'isoterma, con la riduzione della temperatura isotermica, la durezza del materiale nel suo complesso tende ad aumentare, isotermica a 770 ℃ dopo il verificarsi della prima precipitazione di ferrite eutettica, trasformazione perlitica, la durezza è la più bassa, circa 163 HV; isotermica a 160 ℃ dopo il verificarsi della trasformazione martensitica, la durezza è la più alta, circa 516 HV.

ASME B31.3 contro ASME B31.1

ASME B31.1 vs. ASME B31.3: conoscere i codici di progettazione delle tubazioni

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Introduzione

Nella progettazione e nell'ingegneria delle tubazioni, la selezione del codice di tubazioni appropriato è essenziale per garantire sicurezza, efficienza e conformità agli standard del settore. Due dei codici di progettazione delle tubazioni più ampiamente riconosciuti sono Normativa ASME B31.1 E Normativa ASME B31.3Sebbene entrambi provengano dall'American Society of Mechanical Engineers (ASME) e governino la progettazione e la costruzione di sistemi di tubazioni, le loro applicazioni differiscono in modo significativo. Comprendere il ASME B31.1 contro ASME B31.3 Il dibattito è fondamentale per selezionare il codice corretto per il tuo progetto, che si tratti di centrali elettriche, processi chimici o impianti industriali.

Panoramica: ASME B31.1 vs. ASME B31.3

What is ASME B31.3 or Process Piping Code?

Normativa ASME B31.1 è lo standard che regola la progettazione, la costruzione e la manutenzione dei sistemi di tubazioni delle centrali elettriche. Si applica ai sistemi di tubazioni nelle centrali elettriche, negli impianti industriali e in altre strutture in cui è coinvolta la produzione di energia. Questo codice si concentra fortemente sull'integrità dei sistemi che gestiscono vapore ad alta pressione, acqua e gas caldi.

Applicazioni tipiche: Centrali elettriche, sistemi di riscaldamento, turbine e sistemi di caldaie.
Campo di pressione: Sistemi a vapore e fluidi ad alta pressione.
Intervallo di temperatura: Servizio ad alta temperatura, in particolare per applicazioni a vapore e gas.

What is ASME B31.1 or Power Piping Code?

Normativa 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.

Applicazioni tipiche: Impianti di lavorazione chimica, raffinerie, stabilimenti farmaceutici, stabilimenti alimentari e delle bevande.
Campo di pressione: Generalmente inferiore all'intervallo di pressione specificato nella norma ASME B31.1, a seconda dei tipi di fluido e della loro classificazione.
Intervallo di temperatura: varies depending sui fluidi chimici, ma è in genere inferiore alle condizioni estreme in Normativa ASME B31.1.

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

ASME B31.3 contro ASME B31.1

ASME B31.3 contro ASME B31.1

Sr No Parametro ASME B31.3-Process Piping ASME B31.1-Power Piping
1 Scopo 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 Progettare la vita 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.

Conclusione

La differenza critica nel ASME B31.1 contro ASME B31.3 il dibattito verte sulle applicazioni industriali, sui requisiti dei materiali e sulle considerazioni sulla sicurezza. Normativa ASME B31.1 è ideale per sistemi di generazione di energia e ad alta temperatura, concentrandosi sull'integrità meccanica. Allo stesso tempo, Normativa 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 Sezione II Parte A

ASME BPVC Sezione II Parte A: Specifiche dei materiali ferrosi

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Introduzione

ASME BPVC Sezione II Parte A: Specifiche dei materiali ferrosi è una sezione del Codice ASME per caldaie e recipienti a pressione (BPVC) che copre le specifiche per i materiali ferrosi (principalmente ferro) utilizzato nella costruzione di caldaie, recipienti a pressione e altre apparecchiature di mantenimento della pressione. Questa sezione affronta specificamente i requisiti per i materiali in acciaio e ferro, tra cui acciaio al carbonio, acciaio legato e acciaio inossidabile.

Specifiche dei materiali correlati per tubi e piastre

Tubi:

SA-178/SA-178M – Tubi per caldaie e surriscaldatori in acciaio al carbonio e acciaio al carbonio-manganese saldati a resistenza elettrica
SA-179/SA-179M – Tubi per scambiatori di calore e condensatori in acciaio a basso tenore di carbonio trafilati a freddo senza saldatura
SA-192/SA-192M – Tubi per caldaie in acciaio al carbonio senza saldatura per servizio ad alta pressione
SA-209/SA-209M – Tubi per caldaie e surriscaldatori in lega di acciaio al carbonio-molibdeno senza saldatura
SA-210/SA-210M – Tubi per caldaie e surriscaldatori in acciaio al carbonio medio senza saldatura
SA-213/SA-213M – Tubi per caldaie, surriscaldatori e scambiatori di calore in acciaio legato ferritico e austenitico senza saldatura
SA-214/SA-214M – Tubi di scambiatori di calore e condensatori in acciaio al carbonio saldati a resistenza elettrica
SA-249/SA-249M – Tubi saldati in acciaio austenitico per caldaie, surriscaldatori, scambiatori di calore e condensatori
SA-250/SA-250M – Tubi per caldaie e surriscaldatori in lega di acciaio ferritico saldati a resistenza elettrica
SA-268/SA-268M – Tubi in acciaio inossidabile ferritico e martensitico senza saldatura e saldati per servizi generali
SA-334/SA-334M – Tubi in acciaio al carbonio e legato senza saldatura e saldati per servizio a bassa temperatura
SA-335/SA-335M – Tubo in lega di acciaio ferritico senza saldatura per servizio ad alta temperatura
SA-423/SA-423M – Tubi in acciaio debolmente legato senza saldatura e elettrosaldati
SA-450/SA-450M – Requisiti generali per tubi in acciaio al carbonio e bassolegato
SA-556/SA-556M – Tubi per riscaldatori di acqua di alimentazione in acciaio al carbonio trafilati a freddo senza saldatura
SA-557/SA-557M – Tubi per riscaldatori di acqua di alimentazione in acciaio al carbonio saldati a resistenza elettrica
SA-688/SA-688M – Tubi per riscaldatori di acqua di alimentazione in acciaio inossidabile austenitico senza saldatura e saldati
SA-789/SA-789M – Tubi in acciaio inossidabile ferritico/austenitico senza saldatura e saldati per servizi generali
SA-790/SA-790M – Tubi in acciaio inossidabile ferritico/austenitico senza saldatura e saldati
SA-803/SA-803M – Tubi riscaldatori di acqua di alimentazione in acciaio inossidabile ferritico senza saldatura e saldati
SA-813/SA-813M – Tubo in acciaio inossidabile austenitico con saldatura singola o doppia
SA-814/SA-814M – Tubo in acciaio inossidabile austenitico saldato lavorato a freddo

ASME BPVC

ASME BPVC

Piatti:

SA-203/SA-203M – Piastre per recipienti a pressione, acciaio legato, nichel
SA-204/SA-204M – Piastre per recipienti a pressione, acciaio legato, molibdeno
SA-285/SA-285M – Piastre per recipienti a pressione, acciaio al carbonio, resistenza alla trazione bassa e intermedia
SA-299/SA-299M – Piastre per recipienti a pressione, acciaio al carbonio, manganese-silicio
SA-302/SA-302M – Piastre per recipienti a pressione, acciaio legato, manganese-molibdeno e manganese-molibdeno-nichel
SA-353/SA-353M – Piastre per recipienti a pressione, acciaio legato, nichel 9% doppiamente normalizzato e temprato
SA-387/SA-387M – Piastre per recipienti a pressione, acciaio legato, cromo-molibdeno
SA-516/SA-516M – Piastre per recipienti a pressione, acciaio al carbonio, per servizio a temperatura moderata e bassa
SA-517/SA-517M – Piastre per recipienti a pressione, acciaio legato, ad alta resistenza, temprato e rinvenuto
SA-533/SA-533M – Piastre per recipienti a pressione, acciaio legato, temprato e rinvenuto, manganese-molibdeno e manganese-molibdeno-nichel
SA-537/SA-537M – Piastre per recipienti a pressione, trattate termicamente, acciaio al carbonio-manganese-silicio
SA-542/SA-542M – Piastre per recipienti a pressione, acciaio legato, temprato e rinvenuto, cromo-molibdeno e cromo-molibdeno-vanadio
SA-543/SA-543M – Piastre per recipienti a pressione, acciaio legato, temprato e rinvenuto, nichel-cromo-molibdeno
SA-553/SA-553M – Piastre per recipienti a pressione, acciaio legato, temprato e rinvenuto 7, 8 e 9% nichel
SA-612/SA-612M – Piastre per recipienti a pressione, acciaio al carbonio, alta resistenza, per servizio a temperatura moderata e bassa
SA-662/SA-662M – Piastre per recipienti a pressione, acciaio al carbonio-manganese-silicio, per servizio a temperature moderate e basse
SA-841/SA-841M – Piastre per recipienti a pressione, prodotte mediante processo di controllo termomeccanico (TMCP)

Conclusione

In conclusione, ASME BPVC Sezione II Parte A: Specifiche dei materiali ferrosi è una risorsa fondamentale per garantire la sicurezza, l'affidabilità e la qualità dei materiali ferrosi utilizzati per costruire caldaie, recipienti a pressione e altre apparecchiature di mantenimento della pressione. Fornendo specifiche complete sulle proprietà meccaniche e chimiche di materiali come acciai al carbonio, acciai legati e acciai inossidabili, questa sezione assicura che i materiali soddisfino i rigorosi standard richiesti per applicazioni ad alta pressione e alta temperatura. La sua guida dettagliata su forme di prodotto, procedure di collaudo e conformità agli standard di settore la rende indispensabile per ingegneri, produttori e ispettori coinvolti nella progettazione e costruzione di apparecchiature a pressione. Pertanto, ASME BPVC Sezione II Parte A è fondamentale per i settori petrolchimico, nucleare e della produzione di energia, dove recipienti a pressione e caldaie devono funzionare in modo sicuro ed efficiente in condizioni di stress meccanico rigorose.

Tempra di tubi in acciaio senza saldatura SAE4140

Analisi delle cause delle crepe ad anello nei tubi in acciaio senza saldatura SAE 4140 temprati

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Il motivo della crepa ad anello all'estremità del tubo in acciaio senza saldatura SAE 4140 è stato studiato tramite esame della composizione chimica, test di durezza, osservazione metallografica, microscopio elettronico a scansione e analisi dello spettro energetico. I risultati mostrano che la crepa ad anello del tubo in acciaio senza saldatura SAE 4140 è una crepa da tempra, che si verifica generalmente all'estremità del tubo. Il motivo della crepa da tempra è la diversa velocità di raffreddamento tra le pareti interna ed esterna, e la velocità di raffreddamento della parete esterna è molto più alta di quella della parete interna, il che determina un guasto da cricca causato dalla concentrazione di stress vicino alla posizione della parete interna. La crepa ad anello può essere eliminata aumentando la velocità di raffreddamento della parete interna del tubo in acciaio durante la tempra, migliorando l'uniformità della velocità di raffreddamento tra la parete interna ed esterna e controllando la temperatura dopo la tempra in modo che sia compresa tra 150 e 200 ℃ per ridurre lo stress da tempra mediante auto-tempra.

SAE 4140 è un acciaio strutturale CrMo debolmente legato, è il grado standard americano ASTM A519, nello standard nazionale 42CrMo basato sull'aumento del contenuto di Mn; pertanto, la temprabilità SAE 4140 è stata ulteriormente migliorata. Tubo in acciaio senza saldatura SAE 4140, invece di forgiature solide, la produzione di billette laminate di vari tipi di alberi cavi, cilindri, manicotti e altre parti può migliorare significativamente l'efficienza produttiva e risparmiare acciaio; il tubo in acciaio SAE 4140 è ampiamente utilizzato negli utensili per la perforazione a vite per l'estrazione di petrolio e gas e in altre attrezzature di perforazione. Il trattamento di tempra del tubo in acciaio senza saldatura SAE 4140 può soddisfare i requisiti di diverse resistenze dell'acciaio e corrispondenza della tenacità ottimizzando il processo di trattamento termico. Tuttavia, si è spesso riscontrato che influisce sui difetti di consegna del prodotto nel processo di produzione. Questo documento si concentra principalmente sul tubo in acciaio SAE 4140 nel processo di tempra al centro dello spessore della parete dell'estremità del tubo, produce un'analisi dei difetti di fessurazione a forma di anello e propone misure di miglioramento.

1. Materiali e metodi di prova

Un'azienda ha prodotto specifiche per tubi in acciaio senza saldatura di grado SAE 4140 ∅ 139,7 × 31,75 mm, il processo di produzione per il riscaldamento della billetta → foratura → laminazione → dimensionamento → rinvenimento (tempo di ammollo a 850 ℃ di 70 min di tempra + rotazione del tubo all'esterno del raffreddamento a doccia d'acqua + tempo di ammollo a 735 ℃ di 2 h di rinvenimento) → Rilevamento e ispezione dei difetti. Dopo il trattamento di rinvenimento, l'ispezione per il rilevamento dei difetti ha rivelato la presenza di una crepa anulare al centro dello spessore della parete all'estremità del tubo, come mostrato in Fig. 1; la crepa anulare è apparsa a circa 21~24 mm di distanza dall'esterno, ha circondato la circonferenza del tubo ed era parzialmente discontinua, mentre non è stato riscontrato alcun difetto del genere nel corpo del tubo.

Fig.1 La crepa ad anello all'estremità del tubo

Fig.1 La crepa ad anello all'estremità del tubo

Prelevare il lotto di campioni di tempra di tubi in acciaio per l'analisi di tempra e l'osservazione dell'organizzazione di tempra e l'analisi spettrale della composizione del tubo in acciaio, allo stesso tempo, nelle crepe del tubo in acciaio temprato per prelevare campioni ad alta potenza per osservare la micromorfologia della crepa, il livello granulometrico e nel microscopio elettronico a scansione con uno spettrometro per le crepe nella composizione interna dell'analisi della microarea.

2. Risultati del test

2.1 Composizione chimica

Nella tabella 1 sono riportati i risultati dell'analisi spettrale della composizione chimica; la composizione degli elementi è conforme ai requisiti della norma ASTM A519.

Tabella 1 Risultati dell'analisi della composizione chimica (frazione di massa, %)

Elemento C Sì Mn P S Cr Mo Cu Ni
Contenuto 0.39 0.20 0.82 0.01 0.005 0.94 0.18 0.05 0.02
Requisito ASTM A519 0.38-0.43 0.15-0.35 0.75-1.00 ≤ 0,04 ≤ 0,04 0.8-1.1 0.15-0.25 ≤ 0,35 ≤ 0,25

2.2 Prova di temprabilità del tubo

Sui campioni temprati del test di durezza di tempra dello spessore totale della parete, i risultati della durezza dello spessore totale della parete, come mostrato nella Figura 2, possono essere visti nella Figura 2, a 21 ~ 24 mm dall'esterno della durezza di tempra ha iniziato a scendere in modo significativo, e dall'esterno dei 21 ~ 24 mm è la tempra ad alta temperatura del tubo trovata nella regione della crepa ad anello, l'area sotto e sopra lo spessore della parete della durezza della differenza estrema tra la posizione dello spessore della parete della regione ha raggiunto 5 (HRC) o giù di lì. La differenza di durezza tra gli spessori di parete inferiore e superiore di questa area è di circa 5 (HRC). L'organizzazione metallografica nello stato temprato è mostrata nella Figura 3. Dall'organizzazione metallografica nella Figura 3; si può osservare che l'organizzazione nella regione esterna del tubo è una piccola quantità di ferrite + martensite, mentre l'organizzazione vicino alla superficie interna non è temprata, con una piccola quantità di ferrite e bainite, che porta alla bassa durezza di tempra dalla superficie esterna del tubo alla superficie interna del tubo a una distanza di 21 mm. L'elevato grado di consistenza delle crepe ad anello nella parete del tubo e la posizione di estrema differenza nella durezza di tempra suggeriscono che è probabile che le crepe ad anello vengano prodotte nel processo di tempra. L'elevata consistenza tra la posizione delle crepe ad anello e la durezza di tempra inferiore indica che le crepe ad anello potrebbero essere state prodotte durante il processo di tempra.

Fig.2 Valore di durezza di tempra nello spessore completo della parete

Fig.2 Valore di durezza di tempra nello spessore completo della parete

Fig.3 Struttura di tempra del tubo di acciaio

Fig.3 Struttura di tempra del tubo di acciaio

2.3 I risultati metallografici del tubo d'acciaio sono mostrati rispettivamente nella Figura 4 e nella Figura 5.

L'organizzazione della matrice del tubo di acciaio è austenite temprata + una piccola quantità di ferrite + una piccola quantità di bainite, con una granulometria di 8, che è un'organizzazione temprata media; le crepe si estendono lungo la direzione longitudinale, che appartiene alla fessurazione cristallina, e i due lati delle crepe hanno le caratteristiche tipiche di incastro; c'è il fenomeno della decarburazione su entrambi i lati, e uno strato di ossido grigio ad alta temperatura è osservabile sulla superficie delle crepe. C'è decarburazione su entrambi i lati, e uno strato di ossido grigio ad alta temperatura può essere osservato sulla superficie della crepa, e non si possono vedere inclusioni non metalliche nelle vicinanze della crepa.

Fig.4 Osservazioni della morfologia delle crepe

Fig.4 Osservazioni della morfologia delle crepe

Fig.5 Microstruttura della crepa

Fig.5 Microstruttura della crepa

2.4 Risultati dell'analisi della morfologia delle fratture e dello spettro energetico

Dopo l'apertura della frattura, la micromorfologia della frattura viene osservata al microscopio elettronico a scansione, come mostrato in Fig. 6, che mostra che la frattura è stata sottoposta ad alte temperature e che si è verificata un'ossidazione ad alta temperatura sulla superficie. La frattura è principalmente lungo la frattura del cristallo, con una dimensione del grano che varia da 20 a 30 μm, e non si trovano grani grossolani e difetti organizzativi anomali; l'analisi dello spettro energetico mostra che la superficie della frattura è composta principalmente da ferro e dai suoi ossidi, e non si vedono elementi estranei anomali. L'analisi spettrale mostra che la superficie della frattura è principalmente ferro e dai suoi ossidi, senza elementi estranei anomali.

Fig.6 Morfologia della frattura della crepa

Fig.6 Morfologia della frattura della crepa

3 Analisi e discussione

3.1 Analisi dei difetti di fessurazione

Dal punto di vista della micromorfologia della crepa, l'apertura della crepa è dritta; la coda è curva e affilata; il percorso di estensione della crepa mostra le caratteristiche della crepa lungo il cristallo e i due lati della crepa hanno caratteristiche di accoppiamento tipiche, che sono le caratteristiche usuali delle crepe da tempra. Tuttavia, l'esame metallografico ha rilevato che ci sono fenomeni di decarburazione su entrambi i lati della crepa, il che non è in linea con le caratteristiche delle tradizionali crepe da tempra, tenendo conto del fatto che la temperatura di rinvenimento del tubo di acciaio è di 735 ℃ e Ac1 è di 738 ℃ in SAE 4140, il che non è in linea con le caratteristiche convenzionali delle crepe da tempra. Considerando che la temperatura di rinvenimento utilizzata per il tubo è di 735 °C e l'Ac1 di SAE 4140 è di 738 °C, che sono molto vicine tra loro, si presume che la decarburazione su entrambi i lati della crepa sia correlata al rinvenimento ad alta temperatura durante il rinvenimento (735 °C) e non sia una crepa già esistente prima del trattamento termico del tubo.

3.2 Cause di screpolature

Le cause delle cricche da tempra sono generalmente correlate alla temperatura di riscaldamento di tempra, alla velocità di raffreddamento di tempra, ai difetti metallurgici e alle sollecitazioni di tempra. Dai risultati dell'analisi composizionale, la composizione chimica del tubo soddisfa i requisiti del grado di acciaio SAE 4140 nello standard ASTM A519 e non sono stati trovati elementi eccedenti; non sono state trovate inclusioni non metalliche vicino alle cricche e l'analisi dello spettro energetico alla frattura della cricca ha mostrato che i prodotti di ossidazione grigia nelle cricche erano Fe e i suoi ossidi e non sono stati osservati elementi estranei anomali, quindi si può escludere che i difetti metallurgici abbiano causato le cricche anulari; il grado di granulometria del tubo era di grado 8 e il grado di granulometria era di grado 7 e il grado di granulometria era di grado 8 e il grado di granulometria era di grado 8. Il livello di granulometria del tubo è 8; il grano è raffinato e non grossolano, il che indica che la cricca da tempra non ha nulla a che fare con la temperatura di riscaldamento di tempra.

La formazione di cricche di tempra è strettamente correlata alle sollecitazioni di tempra, divise in sollecitazioni termiche e organizzative. La sollecitazione termica è dovuta al processo di raffreddamento del tubo di acciaio; lo strato superficiale e il cuore della velocità di raffreddamento del tubo di acciaio non sono coerenti, con conseguente contrazione irregolare del materiale e sollecitazioni interne; il risultato è che lo strato superficiale del tubo di acciaio è soggetto a sollecitazioni compressive e il cuore a sollecitazioni di trazione; le sollecitazioni tissutali sono la tempra dell'organizzazione del tubo di acciaio alla trasformazione della martensite, insieme all'espansione del volume di incoerenza nella generazione delle sollecitazioni interne, l'organizzazione delle sollecitazioni generate dal risultato è lo strato superficiale delle sollecitazioni di trazione, il centro delle sollecitazioni di trazione. Questi due tipi di sollecitazioni nel tubo di acciaio esistono nella stessa parte, ma il ruolo della direzione è opposto; l'effetto combinato del risultato è che uno dei due fattori dominanti delle sollecitazioni, il ruolo dominante delle sollecitazioni termiche è il risultato della trazione del cuore del pezzo, pressione superficiale; Il ruolo dominante dello stress tissutale è il risultato della pressione di trazione del cuore del pezzo in lavorazione e della trazione superficiale.

Tempra di tubi in acciaio SAE 4140 mediante produzione di raffreddamento a doccia esterna rotante, la velocità di raffreddamento della superficie esterna è molto maggiore della superficie interna, il metallo esterno del tubo in acciaio è completamente temprato, mentre il metallo interno non è completamente temprato per produrre parte dell'organizzazione di ferrite e bainite, il metallo interno a causa del metallo interno non può essere completamente convertito in organizzazione martensitica, il metallo interno del tubo in acciaio è inevitabilmente soggetto allo stress di trazione generato dall'espansione della parete esterna della martensite e, allo stesso tempo, a causa dei diversi tipi di organizzazione, il suo volume specifico è diverso tra il metallo interno ed esterno Allo stesso tempo, a causa dei vari tipi di organizzazione, il volume particolare degli strati interno ed esterno del metallo è diverso e la velocità di restringimento non è la stessa durante il raffreddamento, lo stress di trazione verrà generato anche all'interfaccia dei due tipi di organizzazione e la distribuzione dello stress è dominata dagli stress termici e lo stress di trazione generato all'interfaccia dei due tipi di organizzazione all'interno del tubo è la più grande, che determina le crepe di tempra ad anello che si verificano nell'area dello spessore della parete del tubo vicino alla superficie interna (21~24 mm di distanza dalla superficie esterna); inoltre, l'estremità del tubo in acciaio è una parte sensibile alla geometria dell'intero tubo, incline a generare stress. Inoltre, l'estremità del tubo è una parte geometricamente sensibile dell'intero tubo, che è incline alla concentrazione di stress. Questa crepa ad anello di solito si verifica solo all'estremità del tubo e tali crepe non sono state trovate nel corpo del tubo.

In sintesi, le crepe ad anello del tubo di acciaio a parete spessa SAE 4140 temprato sono causate dal raffreddamento non uniforme delle pareti interna ed esterna; la velocità di raffreddamento della parete esterna è molto più alta di quella della parete interna; la produzione di tubi di acciaio a parete spessa SAE 4140 per modificare il metodo di raffreddamento esistente, non può essere utilizzata solo all'esterno del processo di raffreddamento, la necessità di rafforzare il raffreddamento della parete interna del tubo di acciaio, per migliorare l'uniformità della velocità di raffreddamento delle pareti interna ed esterna del tubo di acciaio a parete spessa per ridurre la concentrazione di stress, eliminando le crepe ad anello. Crepe ad anello.

3.3 Misure di miglioramento

Per evitare crepe da tempra, nella progettazione del processo di tempra, tutte le condizioni che contribuiscono allo sviluppo di sollecitazioni di trazione da tempra sono fattori per la formazione di crepe, tra cui la temperatura di riscaldamento, il processo di raffreddamento e la temperatura di scarico. Le misure di processo migliorate proposte includono: temperatura di tempra di 830-850 ℃; l'uso di un ugello interno abbinato alla linea centrale del tubo, controllo del flusso di spruzzo interno appropriato, miglioramento della velocità di raffreddamento del foro interno per garantire che la velocità di raffreddamento delle pareti interne ed esterne del tubo di acciaio a parete spessa uniformi la velocità di raffreddamento; controllo della temperatura di post-tempra di 150-200 ℃, l'uso della temperatura residua del tubo di acciaio dell'auto-tempra, riducono le sollecitazioni di tempra nel tubo di acciaio.

L'uso di una tecnologia migliorata produce ∅158,75 × 34,93 mm, ∅139,7 × 31,75 mm, ∅254 × 38,1 mm, ∅224 × 26 mm e così via, secondo decine di specifiche di tubi in acciaio. Dopo l'ispezione dei difetti tramite ultrasuoni, i prodotti sono qualificati, senza crepe da tempra ad anello.

4. Conclusion

(1) Secondo le caratteristiche macroscopiche e microscopiche delle crepe nei tubi, le crepe anulari alle estremità dei tubi in acciaio SAE 4140 appartengono alla rottura per fessurazione causata dallo stress da tempra, che solitamente si verifica alle estremità dei tubi.

(2) Le crepe ad anello nei tubi in acciaio a parete spessa SAE 4140 temprati sono causate dal raffreddamento non uniforme delle pareti interna ed esterna. La velocità di raffreddamento della parete esterna è molto più elevata di quella della parete interna. Per migliorare l'uniformità della velocità di raffreddamento delle pareti interna ed esterna del tubo in acciaio a parete spessa, la produzione del tubo in acciaio a parete spessa SAE 4140 deve rafforzare il raffreddamento della parete interna.

Tubo in acciaio senza saldatura ASME SA213 T91

ASME SA213 T91: Quanto ne sai?

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Contesto e introduzione

ASME SA213 T91, il numero dell'acciaio nel Normativa ASME SA213/SA213M standard, appartiene all'acciaio 9Cr-1Mo migliorato, sviluppato dagli anni '70 agli anni '80 dal Rubber Ridge National Laboratory degli Stati Uniti e dal Metallurgical Materials Laboratory della Combustion Engineering Corporation degli Stati Uniti in collaborazione. Sviluppato sulla base del precedente acciaio 9Cr-1Mo, utilizzato nell'energia nucleare (può essere utilizzato anche in altri settori) materiali per parti pressurizzate ad alta temperatura, è la terza generazione di prodotti in acciaio ad alta resistenza; la sua caratteristica principale è quella di ridurre il contenuto di carbonio, nella limitazione dei limiti superiore e inferiore del contenuto di carbonio e un controllo più rigoroso del contenuto di elementi residui, come P e S, aggiungendo allo stesso tempo una traccia di 0,030-0,070% di N e tracce di elementi solidi formanti carburo 0,18-0,25% di V e 0,06-0,10% di Nb, per affinare i requisiti del grano, migliorando così la tenacità plastica e la saldabilità dell'acciaio, migliorare la stabilità dell'acciaio ad alte temperature, dopo questo rinforzo multicomposito, la formazione di un nuovo tipo di acciaio legato martensitico resistente al calore ad alto tenore di cromo.

Lo standard ASME SA213 T91, che solitamente realizza prodotti per tubi di piccolo diametro, è utilizzato principalmente in caldaie, surriscaldatori e scambiatori di calore.

Gradi corrispondenti internazionali dell'acciaio T91

Paese

 U.S.A. Germania Giappone Francia Cina
Grado di acciaio equivalente SA-213 T91 X10CrMoVNNb91 HCM95 TUZ10CDVNb0901 10Cr9Mo1VNbN

Riconosceremo questo acciaio sotto diversi aspetti.

I. Composizione chimica di ASME SA213 T91

Elemento C Mn P S Sì Cr Mo Ni V N.B N Al
Contenuto 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. Analisi delle prestazioni

2.1 Il ruolo degli elementi di lega sulle proprietà del materiale: Gli elementi di lega in acciaio T91 svolgono una solida funzione di rafforzamento della soluzione e di rafforzamento per diffusione e migliorano la resistenza all'ossidazione e alla corrosione dell'acciaio, come analizzato esplicitamente come segue.
2.1.1 Il carbonio è l'effetto di rafforzamento della soluzione solida più evidente degli elementi in acciaio; con l'aumento del contenuto di carbonio, la resistenza a breve termine dell'acciaio, la plasticità e la tenacità diminuiscono, l'acciaio T91, l'aumento del contenuto di carbonio accelererà la velocità di sferoidizzazione del carburo e la velocità di aggregazione, accelererà la ridistribuzione degli elementi di lega, riducendo la saldabilità, la resistenza alla corrosione e la resistenza all'ossidazione dell'acciaio, quindi l'acciaio resistente al calore in genere desidera ridurre la quantità di contenuto di carbonio. Tuttavia, la resistenza dell'acciaio diminuirà se il contenuto di carbonio è troppo basso. L'acciaio T91, rispetto all'acciaio 12Cr1MoV, ha un contenuto di carbonio ridotto di 20%, che è un'attenta considerazione dell'impatto dei fattori di cui sopra.
2.1.2 L'acciaio T91 contiene tracce di azoto; il ruolo dell'azoto si riflette in due aspetti. Da un lato, il ruolo del rafforzamento della soluzione solida, l'azoto a temperatura ambiente nella solubilità dell'acciaio è minimo, la zona termicamente alterata saldata in acciaio T91 nel processo di riscaldamento della saldatura e trattamento termico post-saldatura, ci sarà una successione di soluzione solida e processo di precipitazione di VN: la zona termicamente alterata del riscaldamento della saldatura è stata formata all'interno dell'organizzazione austenitica a causa della solubilità del VN, il contenuto di azoto aumenta e, successivamente, il grado di sovrasaturazione nell'organizzazione della temperatura ambiente aumenta nel successivo trattamento termico della saldatura c'è una leggera precipitazione di VN, che aumenta la stabilità dell'organizzazione e migliora il valore della resistenza duratura della zona termicamente alterata. D'altra parte, l'acciaio T91 contiene anche una piccola quantità di A1; l'azoto può essere formato con il suo A1N, A1N a più di 1 100 ℃ solo un gran numero di disciolti nella matrice, e poi riprecipitati a temperature più basse, il che può svolgere un migliore effetto di rafforzamento della diffusione.
2.1.3 aggiungere cromo principalmente per migliorare la resistenza all'ossidazione dell'acciaio resistente al calore, resistenza alla corrosione, contenuto di cromo inferiore a 5%, 600 ℃ ha iniziato a ossidarsi violentemente, mentre la quantità di contenuto di cromo fino a 5% ha un'eccellente resistenza all'ossidazione. L'acciaio 12Cr1MoV nei seguenti 580 ℃ ha una buona resistenza all'ossidazione, la profondità di corrosione di 0,05 mm/a, 600 ℃ quando le prestazioni hanno iniziato a deteriorarsi, la profondità di corrosione di 0,13 mm/a. T91 contenente contenuto di cromo di 1 100 ℃ prima di un gran numero di disciolti nella matrice e a temperature più basse e riprecipitazione può svolgere un effetto di rafforzamento della diffusione del suono. /Il contenuto di cromo T91 è aumentato a circa 9%, l'uso della temperatura può raggiungere 650 ℃, la misura primaria è quella di rendere la matrice disciolta in più cromo.
2.1.4 vanadio e niobio sono elementi vitali che formano carburi. Quando vengono aggiunti per formare una lega di carburo fine e stabile con carbonio, si verifica un solido effetto di rafforzamento della diffusione.
2.1.5 L'aggiunta di molibdeno migliora principalmente la resistenza termica dell'acciaio e rafforza le soluzioni solide.

2.2 Proprietà meccaniche

La billetta T91, dopo il trattamento termico finale di normalizzazione + rinvenimento ad alta temperatura, ha una resistenza alla trazione a temperatura ambiente ≥ 585 MPa, una resistenza allo snervamento a temperatura ambiente ≥ 415 MPa, una durezza ≤ 250 HB, un allungamento (spaziatura di 50 mm del campione circolare standard) ≥ 20%, un valore di sollecitazione ammissibile [σ] 650 ℃ = 30 MPa.

Processo di trattamento termico: temperatura di normalizzazione di 1040 ℃, tempo di mantenimento non inferiore a 10 min, temperatura di rinvenimento di 730 ~ 780 ℃, tempo di mantenimento non inferiore a un'ora.

2.3 Prestazioni di saldatura

Secondo la formula del carbonio equivalente raccomandata dall'International Welding Institute, il carbonio equivalente dell'acciaio T91 è calcolato a 2,43% e la saldabilità visibile del T91 è scarsa.
L'acciaio non tende a riscaldarsi e a fessurarsi.

2.3.1 Problemi con la saldatura T91

2.3.1.1 Rottura dell'organizzazione indurita nella zona termicamente alterata
La velocità critica di raffreddamento T91 è bassa, l'austenite è molto stabile e il raffreddamento non avviene rapidamente durante la trasformazione standard della perlite. Deve essere raffreddata a una temperatura inferiore (circa 400 ℃) per essere trasformata in martensite e organizzazione grossolana.
La saldatura prodotta dalla zona termicamente alterata delle varie organizzazioni ha densità, coefficienti di espansione e forme reticolari diverse nel processo di riscaldamento e raffreddamento saranno inevitabilmente accompagnate da diverse espansioni e contrazioni del volume; d'altra parte, a causa del riscaldamento della saldatura ha caratteristiche irregolari e ad alta temperatura, quindi i giunti saldati T91 sono enormi sollecitazioni interne. Giunti di organizzazione di martensite grossolana temprata che si trovano in uno stato di sollecitazione complesso, allo stesso tempo, il processo di raffreddamento della saldatura diffonde l'idrogeno dalla saldatura all'area vicina alla cucitura, la presenza di idrogeno ha contribuito all'infragilimento della martensite, questa combinazione di effetti, è facile produrre crepe fredde nell'area temprata.

2.3.1.2 Crescita del grano nella zona influenzata dal calore
Il ciclo termico di saldatura influisce in modo significativo sulla crescita dei grani nella zona interessata dal calore dei giunti saldati, in particolare nella zona di fusione immediatamente adiacente alla massima temperatura di riscaldamento. Quando la velocità di raffreddamento è minore, la zona interessata dal calore saldata apparirà con un'organizzazione massiccia di ferrite e carburo grossolana, in modo che la plasticità dell'acciaio diminuisca in modo significativo; la velocità di raffreddamento è significativa a causa della produzione di un'organizzazione grossolana di martensite, ma anche la plasticità dei giunti saldati sarà ridotta.

2.3.1.3 Generazione dello strato ammorbidito
Acciaio T91 saldato allo stato temprato, la zona termicamente alterata produce un inevitabile strato di rammollimento, che è più grave del rammollimento dell'acciaio resistente al calore perlite. Il rammollimento è più notevole quando si utilizzano specifiche con velocità di riscaldamento e raffreddamento più lente. Inoltre, la larghezza dello strato ammorbidito e la sua distanza dalla linea di fusione sono correlate alle condizioni di riscaldamento e alle caratteristiche di saldatura, preriscaldamento e trattamento termico post-saldatura.

2.3.1.4 Cricche da corrosione sotto sforzo
Acciaio T91 nel trattamento termico post-saldatura prima che la temperatura di raffreddamento non sia generalmente inferiore a 100 ℃. Se il raffreddamento avviene a temperatura ambiente e l'ambiente è relativamente umido, è facile che si formino cricche da corrosione sotto sforzo. Normative tedesche: prima del trattamento termico post-saldatura, deve essere raffreddato a meno di 150 ℃. Nel caso di pezzi più spessi, saldature d'angolo e geometria scadente, la temperatura di raffreddamento non è inferiore a 100 ℃. Se il raffreddamento a temperatura ambiente e umidità è severamente vietato, altrimenti è facile che si producano cricche da corrosione sotto sforzo.

2.3.2 Processo di saldatura

2.3.2.1 Metodo di saldatura: è possibile utilizzare la saldatura manuale, la saldatura con poli di tungsteno protetti da gas o la saldatura automatica con poli di fusione.
2.3.2.2 Materiale di saldatura: è possibile scegliere tra filo o bacchetta di saldatura WE690.

Selezione del materiale di saldatura:
(1) Saldatura dello stesso tipo di acciaio: se la saldatura manuale può essere utilizzata per realizzare la bacchetta di saldatura manuale CM-9Cb, la saldatura con gas di protezione al tungsteno può essere utilizzata per realizzare il TGS-9Cb, la saldatura automatica a polo di fusione può essere utilizzata per realizzare il filo MGS-9Cb;
(2) saldatura di acciai dissimili – come la saldatura con acciaio inossidabile austenitico disponibile con materiali di consumo per saldatura ERNiCr-3.

2.3.2.3 Punti del processo di saldatura:
(1) la scelta della temperatura di preriscaldamento prima della saldatura
Il punto Ms dell'acciaio T91 è di circa 400 ℃; la temperatura di preriscaldamento è generalmente selezionata a 200 ~ 250 ℃. La temperatura di preriscaldamento non può essere troppo alta. Altrimenti, la velocità di raffreddamento del giunto è ridotta, il che può essere causato nei giunti saldati ai confini dei grani della precipitazione del carburo e della formazione di organizzazione della ferrite, riducendo così significativamente la tenacità all'impatto dei giunti saldati in acciaio a temperatura ambiente. La Germania fornisce una temperatura di preriscaldamento di 180 ~ 250 ℃; l'USCE fornisce una temperatura di preriscaldamento di 120 ~ 205 ℃.

(2) la scelta del canale di saldatura/temperatura interstrato
La temperatura dell'interstrato non deve essere inferiore al limite inferiore della temperatura di preriscaldamento. Tuttavia, come per la selezione della temperatura di preriscaldamento, la temperatura dell'interstrato non può essere troppo alta. La temperatura dell'interstrato di saldatura T91 è generalmente controllata a 200 ~ 300 ℃. Normative francesi: la temperatura dell'interstrato non supera i 300 ℃. Normative statunitensi: la temperatura dell'interstrato può essere compresa tra 170 ~ 230 ℃.

(3) la scelta della temperatura di inizio del trattamento termico post-saldatura
T91 richiede un raffreddamento post-saldatura al di sotto del punto Ms e un mantenimento per un certo periodo prima del trattamento di rinvenimento, con una velocità di raffreddamento post-saldatura di 80 ~ 100 ℃ / h. Se non isolato, l'organizzazione austenitica del giunto potrebbe non essere completamente trasformata; il riscaldamento di rinvenimento promuoverà la precipitazione del carburo lungo i confini del grano austenitico, rendendo l'organizzazione molto fragile. Tuttavia, T91 non può essere raffreddato a temperatura ambiente prima del rinvenimento dopo la saldatura perché la criccatura a freddo è pericolosa quando i suoi giunti saldati vengono raffreddati a temperatura ambiente. Per T91, la migliore temperatura iniziale del trattamento termico post-saldatura di 100 ~ 150 ℃ e il mantenimento per un'ora possono garantire la completa trasformazione dell'organizzazione.

(4) selezione della temperatura di rinvenimento del trattamento termico post-saldatura, tempo di mantenimento, velocità di raffreddamento del rinvenimento
Temperatura di rinvenimento: la tendenza alla criccatura a freddo dell'acciaio T91 è più significativa e, in determinate condizioni, è soggetta a criccatura ritardata, quindi i giunti saldati devono essere rinvenuti entro 24 ore dalla saldatura. Lo stato post-saldatura T91 dell'organizzazione della martensite della latrina, dopo la rinvenimento, può essere modificato in martensite rinvenuta; le sue prestazioni sono superiori alla martensite della latrina. La temperatura di rinvenimento è bassa; l'effetto di rinvenimento non è evidente; il metallo di saldatura è facile da invecchiare e fragilizzare; la temperatura di rinvenimento è troppo alta (più della linea AC1), il giunto può essere nuovamente austenitizzato e nel successivo processo di raffreddamento per ritemprare. Allo stesso tempo, come descritto in precedenza in questo documento, la determinazione della temperatura di rinvenimento dovrebbe anche considerare l'influenza dello strato di rammollimento del giunto. In generale, la temperatura di rinvenimento T91 di 730 ~ 780 ℃.
Tempo di mantenimento: T91 richiede un tempo di mantenimento del rinvenimento post-saldatura di almeno un'ora per garantire che la sua organizzazione sia completamente trasformata in martensite rinvenuta.
Velocità di raffreddamento durante il rinvenimento: per ridurre lo stress residuo dei giunti saldati in acciaio T91, la velocità di raffreddamento deve essere inferiore a 5 ℃/min.
Nel complesso, il processo di saldatura dell'acciaio T91 nel processo di controllo della temperatura può essere brevemente espresso nella figura seguente:

Processo di controllo della temperatura nel processo di saldatura del tubo di acciaio T91

Processo di controllo della temperatura nel processo di saldatura del tubo di acciaio T91

III. Comprensione di ASME SA213 T91

L'acciaio 3.1 T91, grazie al principio della lega, in particolare aggiungendo una piccola quantità di niobio, vanadio e altri oligoelementi, migliora significativamente la resistenza alle alte temperature e la resistenza all'ossidazione rispetto all'acciaio 12 Cr1MoV, ma le sue prestazioni di saldatura sono scarse.
L'acciaio 3.2 T91 ha una maggiore tendenza alla formazione di cricche da freddo durante la saldatura e deve essere preriscaldato prima della saldatura a 200 ~ 250 ℃, mantenendo la temperatura interstrato a 200 ~ 300 ℃, il che può prevenire efficacemente le cricche da freddo.
3.3 Il trattamento termico post-saldatura dell'acciaio T91 deve essere raffreddato a 100 ~ 150 ℃, isolamento di un'ora, temperatura di riscaldamento e rinvenimento a 730 ~ 780 ℃, tempo di isolamento non inferiore a un'ora e, infine, raffreddamento a temperatura ambiente a una velocità non superiore a 5 ℃/min.

IV. Processo di fabbricazione di ASME SA213 T91

Il processo di fabbricazione di SA213 T91 richiede diversi metodi, tra cui fusione, foratura e laminazione. Il processo di fusione deve controllare la composizione chimica per garantire che il tubo in acciaio abbia un'eccellente resistenza alla corrosione. I processi di foratura e laminazione richiedono un controllo preciso della temperatura e della pressione per ottenere le proprietà meccaniche e la precisione dimensionale richieste. Inoltre, i tubi in acciaio devono essere trattati termicamente per rimuovere le sollecitazioni interne e migliorare la resistenza alla corrosione.

V. Applicazioni di ASME SA213 T91

Norma ASME SA213 T91 è un acciaio resistente al calore ad alto tenore di cromo, utilizzato principalmente nella fabbricazione di surriscaldatori e riscaldatori ad alta temperatura e altre parti pressurizzate di caldaie per centrali elettriche subcritiche e supercritiche con temperature delle pareti metalliche non superiori a 625 °C, e può anche essere utilizzato come parti pressurizzate ad alta temperatura di recipienti a pressione e centrali nucleari. SA213 T91 ha un'eccellente resistenza allo scorrimento e può mantenere dimensioni e forma stabili ad alte temperature e sotto carichi a lungo termine. Le sue principali applicazioni includono caldaie, surriscaldatori, scambiatori di calore e altre apparecchiature nei settori energetico, chimico e petrolifero. È ampiamente utilizzato nelle pareti raffreddate ad acqua dell'industria petrolchimica di caldaie ad alta pressione, tubi economizzatori, surriscaldatori, riscaldatori e tubi.

NACE MR0175 ISO 15156 contro NACE MR0103 ISO 17495-1

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

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Introduzione

Nel settore petrolifero e del gas, in particolare negli ambienti onshore e offshore, garantire la longevità e l'affidabilità dei materiali esposti a condizioni aggressive è fondamentale. È qui che entrano in gioco standard come NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1. Entrambi gli standard forniscono una guida critica per la selezione dei materiali in ambienti di servizio acidi. Tuttavia, comprendere le differenze tra loro è essenziale per selezionare i materiali giusti per le tue operazioni.

In questo post del blog esploreremo le principali differenze tra NACE MR0175/ISO 15156 contro NACE MR0103/ISO 17495-1e offrire consigli pratici per i professionisti del settore petrolifero e del gas che si orientano in questi standard. Discuteremo anche delle applicazioni specifiche, delle sfide e delle soluzioni che questi standard forniscono, specialmente nel contesto di ambienti difficili nei giacimenti di petrolio e gas.

Cosa sono NACE MR0175/ISO 15156 e NACE MR0103/ISO 17495-1?

NACE MR0175/ISO 15156:
Questo standard è riconosciuto a livello mondiale per la regolamentazione della selezione dei materiali e del controllo della corrosione in ambienti con gas acidi, dove è presente idrogeno solforato (H₂S). Fornisce linee guida per la progettazione, la produzione e la manutenzione dei materiali utilizzati nelle operazioni petrolifere e del gas onshore e offshore. L'obiettivo è quello di mitigare i rischi associati alle cricche indotte dall'idrogeno (HIC), alle cricche da stress da solfuro (SSC) e alle cricche da corrosione sotto sforzo (SCC), che possono compromettere l'integrità di apparecchiature critiche come condotte, valvole e teste di pozzo.

NACE MR0103/ISO 17495-1:
D'altra parte, NACE MR0103/ISO 17495-1 si concentra principalmente sui materiali utilizzati in ambienti di raffinazione e lavorazione chimica, dove può verificarsi l'esposizione a servizi acidi, ma con un ambito leggermente diverso. Copre i requisiti per le apparecchiature esposte a condizioni leggermente corrosive, con un'enfasi sulla garanzia che i materiali possano resistere alla natura aggressiva di specifici processi di raffinazione come la distillazione o la rottura, dove il rischio di corrosione è relativamente inferiore rispetto alle operazioni upstream di petrolio e gas.

NACE MR0175 ISO 15156 contro NACE MR0103 ISO 17495-1

NACE MR0175 ISO 15156 contro NACE MR0103 ISO 17495-1

Principali differenze: NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1

Ora che abbiamo una panoramica di ogni standard, è importante evidenziare le differenze che possono avere un impatto sulla selezione dei materiali nel campo. Queste distinzioni possono influenzare significativamente le prestazioni dei materiali e la sicurezza delle operazioni.

1. Ambito di applicazione

La differenza principale tra NACE MR0175/ISO 15156 contro NACE MR0103/ISO 17495-1 risiede nell'ambito della loro applicazione.

NACE MR0175/ISO 15156 è studiato su misura per le apparecchiature utilizzate in ambienti di servizio acidi in cui è presente idrogeno solforato. È fondamentale nelle attività upstream come l'esplorazione, la produzione e il trasporto di petrolio e gas, in particolare nei campi offshore e onshore che trattano gas acido (gas contenente idrogeno solforato).

NACE MR0103/ISO 17495-1, pur continuando ad occuparsi del servizio acido, si concentra maggiormente sulla raffinazione e sulle industrie chimiche, in particolare laddove il gas acido è coinvolto in processi come la raffinazione, la distillazione e il cracking.

2. Gravità ambientale

Anche le condizioni ambientali sono un fattore chiave nell'applicazione di queste norme. NACE MR0175/ISO 15156 affronta condizioni più severe di servizio acido. Ad esempio, copre concentrazioni più elevate di idrogeno solforato, che è più corrosivo e presenta un rischio maggiore di degradazione del materiale attraverso meccanismi come la criccatura indotta da idrogeno (HIC) e la criccatura da stress da solfuro (SSC).

Al contrario, NACE MR0103/ISO 17495-1 considera ambienti che potrebbero essere meno severi in termini di esposizione all'idrogeno solforato, sebbene siano comunque critici negli ambienti di raffineria e di impianti chimici. La composizione chimica dei fluidi coinvolti nei processi di raffinazione potrebbe non essere aggressiva come quella riscontrata nei campi di gas acido, ma presenta comunque rischi di corrosione.

3. Requisiti materiali

Entrambe le norme prevedono criteri specifici per la selezione dei materiali, ma differiscono per i requisiti rigorosi. NACE MR0175/ISO 15156 pone maggiore enfasi sulla prevenzione della corrosione correlata all'idrogeno nei materiali, che può verificarsi anche in concentrazioni molto basse di idrogeno solforato. Questo standard richiede materiali resistenti a SSC, HIC e fatica da corrosione in ambienti acidi.

D'altra parte, NACE MR0103/ISO 17495-1 è meno prescrittivo in termini di cracking legato all'idrogeno, ma richiede materiali in grado di gestire agenti corrosivi nei processi di raffinazione, spesso concentrandosi maggiormente sulla resistenza generale alla corrosione piuttosto che sui rischi specifici legati all'idrogeno.

4. Test e verifica

Entrambi gli standard richiedono test e verifiche per garantire che i materiali funzionino nei rispettivi ambienti. Tuttavia, NACE MR0175/ISO 15156 richiede test più approfonditi e verifiche più dettagliate delle prestazioni dei materiali in condizioni di servizio acido. I test includono linee guida specifiche per SSC, HIC e altre modalità di guasto associate ad ambienti con gas acido.

NACE MR0103/ISO 17495-1, pur richiedendo anche prove sui materiali, è spesso più flessibile in termini di criteri di prova, concentrandosi sulla garanzia che i materiali soddisfino gli standard generali di resistenza alla corrosione piuttosto che concentrarsi specificamente sui rischi correlati all'idrogeno solforato.

Perché dovresti prestare attenzione alla differenza tra NACE MR0175/ISO 15156 e NACE MR0103/ISO 17495-1?

Comprendere queste differenze può aiutare a prevenire guasti dei materiali, garantire la sicurezza operativa e rispettare le normative del settore. Sia che tu stia lavorando su una piattaforma petrolifera offshore, un progetto di oleodotto o in una raffineria, utilizzare i materiali appropriati secondo questi standard ti proteggerà da guasti costosi, tempi di fermo imprevisti e potenziali pericoli ambientali.

Per le operazioni di petrolio e gas, in particolare in ambienti di servizio acidi onshore e offshore, NACE MR0175/ISO 15156 è lo standard di riferimento. Garantisce che i materiali resistano agli ambienti più difficili, mitigando rischi come SSC e HIC che possono portare a guasti catastrofici.

Al contrario, per le operazioni di raffinazione o di lavorazione chimica, NACE MR0103/ISO 17495-1 offre una guida più personalizzata. Consente di utilizzare i materiali in modo efficace in ambienti con gas acidi ma con condizioni meno aggressive rispetto all'estrazione di petrolio e gas. L'attenzione qui è rivolta maggiormente alla resistenza generale alla corrosione negli ambienti di lavorazione.

Guida pratica per i professionisti del settore petrolifero e del gas

Quando si selezionano i materiali per i progetti in entrambe le categorie, tenere presente quanto segue:

Comprendi il tuo ambiente: Valuta se la tua attività è coinvolta nell'estrazione di gas acido (a monte) o nella raffinazione e lavorazione chimica (a valle). Questo ti aiuterà a determinare quale standard applicare.

Selezione dei materiali: Scegli materiali conformi allo standard pertinente in base alle condizioni ambientali e al tipo di servizio (gas acido vs. raffinazione). Acciai inossidabili, materiali ad alta lega e leghe resistenti alla corrosione sono spesso consigliati in base alla severità dell'ambiente.

Test e verifica: Assicurarsi che tutti i materiali siano testati secondo i rispettivi standard. Per gli ambienti con gas acidi, potrebbero essere necessari test aggiuntivi per SSC, HIC e fatica da corrosione.

Consulta gli esperti: È sempre una buona idea consultare specialisti della corrosione o ingegneri dei materiali esperti in NACE MR0175/ISO 15156 contro NACE MR0103/ISO 17495-1 per garantire prestazioni ottimali dei materiali.

Conclusione

In conclusione, comprendere la distinzione tra NACE MR0175/ISO 15156 contro NACE MR0103/ISO 17495-1 è essenziale per prendere decisioni informate sulla selezione dei materiali per applicazioni di petrolio e gas sia a monte che a valle. Scegliendo lo standard appropriato per la tua attività, garantisci l'integrità a lungo termine delle tue apparecchiature e aiuti a prevenire guasti catastrofici che possono derivare da materiali specificati in modo improprio. Che tu stia lavorando con gas acido in campi offshore o con lavorazioni chimiche nelle raffinerie, questi standard forniranno le linee guida necessarie per proteggere i tuoi asset e mantenere la sicurezza.

Se non sei sicuro di quale standard seguire o hai bisogno di ulteriore assistenza con la selezione del materiale, contatta un esperto di materiali per una consulenza personalizzata su NACE MR0175/ISO 15156 contro NACE MR0103/ISO 17495-1 e garantiamo che i tuoi progetti siano sicuri e conformi alle migliori pratiche del settore.