ASTM A335 ASME SA335 P92 SMLS-BUIS

Microstructuurontwikkeling van P92-staal bij verschillende isotherme temperaturen

/in /door

Microstructuurontwikkeling van P92-staal bij verschillende isotherme temperaturen

P92 staal wordt voornamelijk gebruikt in ultra-superkritische boilers, ultra-hogedruk pijpleidingen en andere hogetemperatuur- en hogedrukapparatuur. P92-staal is in de chemische samenstelling van P91-staal gebaseerd op de toevoeging van sporenelementen van W- en B-elementen, vermindert het gehalte aan Mo, door de korrelgrenzen van de versterkte en dispersie versterkte op verschillende manieren, om de algehele prestatie van het P92-staal te verbeteren, P92-staal dan het P91-staal heeft een betere weerstand tegen oxidatieprestaties en corrosiebestendigheid. Een warmbewerkingsproces is essentieel voor het produceren van de P92-stalen pijp. Thermische verwerkingstechnologie kan de interne defecten die tijdens het productieproces worden gegenereerd, elimineren en de staalprestaties laten voldoen aan de behoeften van de werkomstandigheden. Het type en de staat van de organisatie in het warmbewerkingsproces zijn de belangrijkste factoren die de prestaties beïnvloeden om aan de norm te voldoen. In dit artikel wordt de organisatie van P92-stalen buizen bij verschillende isotherme temperaturen geanalyseerd om de organisatie-evolutie van P92-stalen buizen bij verschillende temperaturen te onthullen. Dit biedt niet alleen informatieve ondersteuning voor de organisatieanalyse en prestatiecontrole van het daadwerkelijke warmbewerkingsproces, maar legt ook de experimentele basis voor de ontwikkeling van het warmbewerkingsproces.

1. Testmaterialen en -methoden

1.1 Testmateriaal

Het geteste staal is een P92-stalen buis in gebruiksomstandigheden (1060 ℃ gehard + 760 ℃ getemperd) en de chemische samenstelling ervan wordt weergegeven in Tabel 1. Een cilindrisch monster van ϕ4 mm × 10 mm werd in het middengedeelte van de voltooide buis op een bepaalde positie langs de lengterichting gesneden en de blusexpansiemeter werd gebruikt om de weefseltransformatie bij verschillende temperaturen te bestuderen.

Tabel 1 Belangrijkste chemische samenstelling van P92-staal op basis van massafractie (%)

Element C Si Mn Cr Ni ma V Al B Nb W Fe
% 0.13 0.2 0.42 8.67 0.25 0.48 0.19 0.008 0.002 0.05 1.51 Evenwicht

1.2 Testproces

Met behulp van L78 blusthermische expansiemeter, 0,05 ℃ / s opwarmen tot 1050 ℃ isolatie 15 min, 200 ℃ / s afkoelen tot kamertemperatuur. Meet het kritische punt van faseverandering van het materiaal Ac1 is 792,4 ℃, Ac3 is 879,8 ℃, Ms is 372,3 ℃. De monsters werden verwarmd tot 1050 °C met een snelheid van 10 °C/s en 15 minuten op die temperatuur gehouden, en vervolgens afgekoeld tot verschillende temperaturen (770, 740, 710, 680, 650, 620, 520, 430, 400, 370, 340, 310, 280, 250, 190 en 160 °C) met een snelheid van 150 °C/s en gedurende verschillende tijdsperioden op die temperatuur gehouden (620 °C en lager gedurende 1 uur, 620 °C en hoger gedurende 25 uur). 620 ℃ en hoger gedurende 25 uur), het isotherme uiteinde van de stroom is uitgeschakeld, zodat het monster luchtgekoeld wordt tot kamertemperatuur.1.3 Testmethoden

Na het slijpen en polijsten van het oppervlak van de specimens onder verschillende processen, werd het oppervlak van de specimens gecorrodeerd met behulp van koningswater. AXIOVERT 25 Zeiss-microscoop en QWANTA 450 milieuscanning-elektronenmicroscoop werden gebruikt om de organisatie te observeren en analyseren; met behulp van HVS-50 Vickers-hardheidsmeter (laadgewicht van 1 kg) werden hardheidsmetingen uitgevoerd op verschillende locaties op het oppervlak van elk specimen en de gemiddelde waarde werd genomen als de hardheidswaarde van het specimen.

2. Testresultaten en analyse

2.1 Organisatie en analyse van verschillende isotherme temperaturen

Figuur 1 toont de microstructuur van P92-staal na volledige austenitisatie bij 1050°C gedurende verschillende tijden bij verschillende temperaturen. Figuur 1(a) toont de microstructuur van P92-staal na isothermalisatie bij 190℃ gedurende 1 uur. Uit figuur 1(a2) blijkt dat de kamertemperatuurorganisatie martensiet (M) is. Uit figuur 1(a3) blijkt dat de martensiet lat-achtige kenmerken vertoont. Omdat het Ms-punt van het staal ongeveer 372°C is, vindt de martensietfasetransformatie plaats bij isotherme temperaturen onder het Ms-punt, waarbij martensiet wordt gevormd, en het koolstofgehalte van het P92-staal behoort tot het bereik van koolstofarme samenstellingen; een lat-achtige morfologie kenmerkt de martensiet.

Figuur 1(a) toont de microstructuur van P92-staal na 1 uur isotherme verwerking bij 190°C

Figuur 1(a) toont de microstructuur van P92-staal na 1 uur isotherme verwerking bij 190°C

Figuur 1(b) voor de microstructuur van P92-staal bij 430 ℃ isotherm 1u. Naarmate de isotherme temperatuur stijgt tot 430°C, bereikt P92-staal de bainiettransformatiezone. Omdat het staal Mo-, B- en W-elementen bevat, hebben deze elementen weinig effect op de bainiettransformatie, terwijl ze de perlitische transformatie vertragen. Daarom is P92-staal bij 430 ℃ isolatie 1u, de organisatie van een bepaalde hoeveelheid bainiet. Vervolgens wordt het resterende onderkoelde austeniet omgezet in martensiet wanneer het met lucht wordt gekoeld.

Figuur 1(b) voor de microstructuur van P92-staal bij 430 ℃ isotherm 1u

Figuur 1(b) voor de microstructuur van P92-staal bij 430 ℃ isotherm 1u

Figuur 1(c) toont de microstructuur van P92-staal bij 520 ℃ isotherm 1 uur. Wanneer de isotherme temperatuur van 520 ℃, de legeringselementen Cr, Mo, Mn, enz., zodat de perliettransformatie wordt geremd, wordt het begin van het bainiettransformatiepunt (Bs-punt) verlaagd, zodat in een specifiek temperatuurbereik in de stabilisatiezone van de onderkoelde austeniet zal verschijnen. Figuur 1(c) is te zien in 520 ℃ isolatie 1 uur nadat onderkoelde austeniet niet optrad na de transformatie, gevolgd door luchtkoeling om martensiet te vormen; de uiteindelijke kamertemperatuurorganisatie is de martensiet.

Figuur 1(c) toont de microstructuur van P92-staal bij 520 ℃ isotherme 1u

Figuur 1(c) toont de microstructuur van P92-staal bij 520 ℃ isotherme 1u

Figuur 1 (d) voor het P92-staal bij 650 ℃ isotherme 25h-microstructuur voor martensiet + perliet. Zoals weergegeven in Figuur 1 (d3), vertoont perliet discontinue lamellaire kenmerken en vertoont het carbide op het oppervlak een korte staafprecipitatie. Dit komt doordat de P92-staallegeringselementen Cr, Mo, V, enz. de stabiliteit van onderkoelde austeniet verbeteren, zodat de P92-staalperlietmorfologie verandert, dat wil zeggen het carbide in het perlitische lichaam van het carbide voor de korte staaf, dit perlitische lichaam staat bekend als de klasse perliet. Tegelijkertijd werden veel fijne tweede-fasedeeltjes in de organisatie gevonden.

Figuur 1 (d) voor het P92-staal bij 650 ℃ isotherme 25h-microstructuur voor martensiet + perliet

Figuur 1 (d) voor het P92-staal bij 650 ℃ isotherme 25h-microstructuur voor martensiet + perliet

Figuur 1(e) toont de microstructuur van P92-staal bij 740 ℃ isotherme 25 uur. Bij 740°C isotherme zal er eerst eutectische massieve ferrietprecipitatie zijn en vervolgens austeniet-eutectische ontleding, wat resulteert in een perlietachtige organisatie. Vergeleken met de 650°C isotherme (zie figuur 1(d3)) wordt de perlitische organisatie grover naarmate de isotherme temperatuur wordt verhoogd, en het tweefasenkarakter van perliet, d.w.z. ferriet en carburiet in de vorm van een korte staaf, is duidelijk zichtbaar.

Figuur 1(e) toont de microstructuur van P92-staal bij 740 ℃ isotherme 25h

Figuur 1(e) toont de microstructuur van P92-staal bij 740 ℃ isotherme 25h

Figuur 1(f) toont de microstructuur van P92-staal bij een isotherme temperatuur van 770°C gedurende 25 uur. Bij 770°C isotherm vindt, met de verlenging van de isotherme tijd, eerst de neerslag van ferriet plaats, en vervolgens ondergaat het onderkoelde austeniet eutectische ontleding om een ferriet + perlietorganisatie te vormen. Met de toename van de isotherme temperatuur neemt het eerste eutectische ferrietgehalte toe en neemt het perlietgehalte af. Vanwege de P92-staallegeringselementen, legeringselementen opgelost in het austeniet om de austeniethardbaarheid te vergroten, wordt de moeilijkheid van de eutectische ontleding uitgebreider, dus moet er een voldoende lange isotherme tijd zijn om de eutectische ontleding te maken, de vorming van de perlietorganisatie.

Figuur 1(f) toont de microstructuur van P92-staal bij een isotherme temperatuur van 770°C gedurende 25 uur.

Figuur 1(f) toont de microstructuur van P92-staal bij een isotherme temperatuur van 770°C gedurende 25 uur.

Energiespectrumanalyse werd uitgevoerd op de weefsels met verschillende morfologieën in Fig. 1(f2) om het weefseltype verder te identificeren, zoals weergegeven in Tabel 2. Uit Tabel 2 blijkt dat het koolstofgehalte van de witte deeltjes hoger is dan bij andere organisaties, en de legeringselementen Cr, Mo en V zijn meer, door dit deeltje te analyseren voor de samengestelde carbidedeeltjes die tijdens het koelproces zijn neergeslagen; relatief gesproken is het koolstofgehalte in de discontinue lamellaire organisatie op één na het laagste, en is het koolstofgehalte in de massieve organisatie het minst. Omdat perliet een tweefasenorganisatie is van carburize en ferriet, is het gemiddelde koolstofgehalte hoger dan dat van ferriet; gecombineerd met isotherme temperatuur- en morfologieanalyse, wordt verder bepaald dat de lamellaire organisatie perlietachtig is, en de massieve organisatie is eerst eutectisch ferriet.

Spectrumanalyse van het P92-staal, isothermisch behandeld bij 770 °C gedurende 25 uur, geschreven in tabelvorm met atoomfracties (%)

Structuur C Nb ma Ti V Cr Mn Fe W
Witte korrels 11.07 0.04 0.94 0.02 2.16 8.36 2.64 54.77 2.84
Blokstructuur 9.31 0.04 0.95 0.2 0.32 8.42 0.74 85.51 10.21
Gelaagde structuur 5.1 0 0.09 0.1 0.33 7.3 0.35 85.65 0.69

2.2 Microhardheid en analyse

Over het algemeen vinden er tijdens het koelproces van gelegeerde staalsoorten die elementen zoals W en Mo bevatten, drie soorten organisatorische transformaties plaats in de onderkoelde austeniet: martensitische transformatie in de lagetemperatuurzone, bainiettransformatie in de gemiddeldetemperatuurzone en perliettransformatie in de hogetemperatuurzone. De verschillende organisatorische evoluties leiden tot verschillende hardheden. Figuur 2 toont de variatie van de hardheidscurve van P92-staal bij verschillende isotherme temperaturen. Uit figuur 2 blijkt dat met de toename van de isotherme temperatuur de hardheid de trend vertoont van eerst afnemen, vervolgens toenemen en ten slotte afnemen. Wanneer de isotherme temperatuur 160 ~ 370 ℃ is, het optreden van martensitische transformatie, Vickers-hardheid van 516HV tot 457HV. Wanneer de isotherme temperatuur 400 ~ 620 ℃ is, vindt er een kleine hoeveelheid bainiettransformatie plaats en neemt de hardheid van 478HV toe tot 484HV; door de kleine bainiettransformatie verandert de hardheid niet veel. Wanneer de isotherme temperatuur 650 ℃ is, vormt zich een kleine hoeveelheid perliet, met een hardheid van 410HV. wanneer de isotherme temperatuur 680 ~ 770 ℃ is, de vorming van ferriet + perlietorganisatie, hardheid van 242HV tot 163HV. vanwege de transformatie van P92-staal bij verschillende temperaturen in de organisatie van de overgang is anders, in het gebied van de martensitische transformatie bij lage temperatuur, wanneer de isotherme temperatuur lager is dan het punt van Ms, met de toename van de temperatuur, neemt het martensietgehalte af, neemt de hardheid af; in het midden van de transformatie van P92-staal bij verschillende temperaturen, wanneer de isotherme temperatuur lager is dan het Ms-punt, neemt het martensitische gehalte af met de temperatuurstijging, neemt de hardheid af; in het bainiettransformatiegebied met gemiddelde temperatuur verandert de hardheid niet veel omdat de hoeveelheid bainiettransformatie klein is; in het perlitische transformatiegebied met hoge temperatuur neemt het eerste eutectische ferrietgehalte toe met de stijging van de isotherme temperatuur, zodat de hardheid blijft afnemen, dus met de toename van de isotherme temperatuur is de materiaalhardheid over het algemeen een dalende trend, en de trend van de verandering in hardheid en de analyse van de organisatie is in lijn met de trend.

Variatie van hardheidscurven van P92-staal bij verschillende isotherme temperaturen

Variatie van hardheidscurven van P92-staal bij verschillende isotherme temperaturen

3. Conclusie

1) Het kritische punt Ac1 van P92-staal is 792,4 ℃, Ac3 is 879,8 ℃ en Ms is 372,3 ℃.

2) P92-staal bij verschillende isotherme temperaturen om de kamertemperatuurorganisatie te verkrijgen is anders; in de 160 ~ 370 ℃ isotherme 1 uur is de kamertemperatuurorganisatie martensiet; in de 400 ~ 430 ℃ isotherme 1 uur is de organisatie van een kleine hoeveelheid bainiet + martensiet; in de 520 ~ 620 ℃ isotherme 1 uur is de organisatie relatief stabiel, een korte periode (1 uur) treedt niet op binnen de transformatie, de kamertemperatuurorganisatie is martensiet; in de 650 ℃ isotherme 25 uur is de kamertemperatuurorganisatie perliet. h, kamertemperatuurorganisatie voor perliet + martensiet; in 680 ~ 770 ℃ isotherme 25 uur is de organisatie getransformeerd in perliet + eerste eutectische ferriet.

3) Austenitisatie van P92-staal in Ac1 onder de isotherme temperatuur, met de verlaging van de isotherme temperatuur, heeft de hardheid van het materiaal als geheel de neiging toe te nemen, isotherm bij 770 ℃ na het optreden van de eerste eutectische ferrietprecipitatie, perlitische transformatie, de hardheid is het laagst, ongeveer 163HV; isotherm bij 160 ℃ na het optreden van de martensitische transformatie, de hardheid is het hoogst, ongeveer 516HV.

ASME B31.3 versus ASME B31.1

ASME B31.1 versus ASME B31.3: Ken de codes voor leidingontwerp

/in /door

Invoering

Bij het ontwerpen en engineeren van leidingen is het selecteren van de juiste leidingcode essentieel om veiligheid, efficiëntie en naleving van industrienormen te garanderen. Twee van de meest algemeen erkende leidingontwerpcodes zijn ASME B31.1 En ASME B31.3. Hoewel ze beide afkomstig zijn van de American Society of Mechanical Engineers (ASME) en het ontwerp en de constructie van pijpleidingsystemen regelen, verschillen hun toepassingen aanzienlijk. Inzicht in de ASME B31.1 versus ASME B31.3 Debatteren is cruciaal voor het selecteren van de juiste code voor uw project, of het nu gaat om energiecentrales, chemische verwerking of industriële faciliteiten.

Overzicht: ASME B31.1 versus ASME B31.3

What is ASME B31.3 or Process Piping Code?

ASME B31.1 is de norm die het ontwerp, de constructie en het onderhoud van leidingsystemen van elektriciteitscentrales regelt. Het is van toepassing op leidingsystemen in elektriciteitscentrales, industriële installaties en andere faciliteiten waar elektriciteitsopwekking bij betrokken is. Deze code richt zich sterk op de integriteit van systemen die omgaan met hogedrukstoom, water en hete gassen.

Typische toepassingen: Energiecentrales, verwarmingssystemen, turbines en ketelsystemen.
Drukbereik: Hogedrukstoom- en vloeistofsystemen.
Temperatuurbereik: Geschikt voor hoge temperaturen, met name voor stoom- en gastoepassingen.

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.

Typische toepassingen: Chemische verwerkingsfabrieken, raffinaderijen, farmaceutische fabrieken, voedingsmiddelen- en drankenfabrieken.
Drukbereik: Over het algemeen lager dan het drukbereik in ASME B31.1, afhankelijk van het type vloeistof en hun classificatie.
Temperatuurbereik: varies depending op de chemische vloeistoffen, maar het is doorgaans lager dan de extreme omstandigheden in ASME B31.1.

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

ASME B31.3 versus ASME B31.1

ASME B31.3 versus ASME B31.1

Sr No Parameter ASME B31.3-Process Piping ASME B31.1-Power Piping
1 Domein 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 Ontwerp Leven 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.

Conclusie

Het cruciale verschil in de ASME B31.1 versus ASME B31.3 De discussie gaat over industriële toepassingen, materiaalvereisten en veiligheidsaspecten. ASME B31.1 is ideaal voor energieopwekking en hogetemperatuursystemen, met de nadruk op mechanische integriteit. Tegelijkertijd, 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 Sectie II Deel A

ASME BPVC Sectie II Deel A: Specificaties voor ferromaterialen

/in /door

Invoering

ASME BPVC Sectie II Deel A: Specificaties van ferro-materialen is een deel van de ASME Boiler and Pressure Vessel Code (BPVC) die specificaties voor ferromaterialen (voornamelijk ijzer) omvat gebruikt bij de constructie van boilers, drukvaten en andere drukvaste apparatuur. Deze sectie behandelt specifiek de vereisten voor staal- en ijzermaterialen, waaronder koolstofstaal, gelegeerd staal en roestvrij staal.

Gerelateerde materiaalspecificaties voor buizen en platen

Buizen:

SA-178/SA-178M – Elektrische weerstand gelaste koolstofstalen en koolstof-mangaanstalen ketel- en oververhitterbuizen
SA-179/SA-179M – Naadloze koudgetrokken koolstofarme stalen warmtewisselaar- en condensatorbuizen
SA-192/SA-192M – Naadloze koolstofstalen ketelbuizen voor hogedrukservice
SA-209/SA-209M – Naadloze koolstof-molybdeen gelegeerde stalen ketel- en oververhitterbuizen
SA-210/SA-210M – Naadloze buizen voor ketels en oververhitters van middelzwaar koolstofstaal
SA-213/SA-213M – Naadloze ferritische en austenitische gelegeerde stalen ketel-, oververhitter- en warmtewisselaarbuizen
SA-214/SA-214M – Elektrisch-weerstand-gelaste koolstofstalen warmtewisselaar- en condensatorbuizen
SA-249/SA-249M – Gelaste austenitische stalen ketel-, oververhitter-, warmtewisselaar- en condensorbuizen
SA-250/SA-250M – Elektrisch-weerstandsgelaste ferritische gelegeerde stalen ketel- en oververhitterbuizen
SA-268/SA-268M – Naadloze en gelaste ferritische en martensitische roestvrijstalen buizen voor algemene service
SA-334/SA-334M – Naadloze en gelaste koolstof- en gelegeerde stalen buizen voor lage temperaturen
SA-335/SA-335M – Naadloze ferritische gelegeerde stalen buis voor hogetemperatuurtoepassingen
SA-423/SA-423M – Naadloze en elektrisch gelaste buizen van laaggelegeerd staal
SA-450/SA-450M – Algemene vereisten voor koolstof- en laaggelegeerde stalen buizen
SA-556/SA-556M – Naadloze koudgetrokken koolstofstalen voedingswaterverwarmerbuizen
SA-557/SA-557M – Elektrisch-weerstand-gelaste koolstofstalen voedingswaterverwarmerbuizen
SA-688/SA-688M – Naadloze en gelaste austenitische roestvrijstalen voedingswaterverwarmerbuizen
SA-789/SA-789M – Naadloze en gelaste ferritische/austenitische roestvrijstalen buizen voor algemene toepassingen
SA-790/SA-790M – Naadloze en gelaste ferritische/austenitische roestvrijstalen buizen
SA-803/SA-803M – Naadloze en gelaste ferritische roestvrijstalen voedingswaterverwarmerbuizen
SA-813/SA-813M – Enkel- of dubbelgelaste austenitische roestvaststalen buis
SA-814/SA-814M – Koudbewerkte gelaste austenitische roestvrijstalen buis

ASME BPVC

ASME BPVC

Borden:

SA-203/SA-203M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, nikkel
SA-204/SA-204M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, molybdeen
SA-285/SA-285M – Drukvatplaten, koolstofstaal, lage en gemiddelde treksterkte
SA-299/SA-299M – Drukvatplaten, koolstofstaal, mangaan-silicium
SA-302/SA-302M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, mangaan-molybdeen en mangaan-molybdeen-nikkel
SA-353/SA-353M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, dubbel genormaliseerd en getemperd 9% nikkel
SA-387/SA-387M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, chroom-molybdeen
SA-516/SA-516M – Drukvatplaten, koolstofstaal, voor gebruik bij matige en lage temperaturen
SA-517/SA-517M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, hoge sterkte, geblust en getemperd
SA-533/SA-533M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, geblust en getemperd, mangaan-molybdeen en mangaan-molybdeen-nikkel
SA-537/SA-537M – Drukvatplaten, warmtebehandeld, koolstof-mangaan-siliciumstaal
SA-542/SA-542M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, geblust en getemperd, chroom-molybdeen en chroom-molybdeen-vanadium
SA-543/SA-543M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, geblust en getemperd, nikkel-chroom-molybdeen
SA-553/SA-553M – Drukvatplaten, gelegeerd staal, geblust en getemperd 7, 8 en 9% nikkel
SA-612/SA-612M – Drukvatplaten, koolstofstaal, hoge sterkte, voor gebruik bij matige en lagere temperaturen
SA-662/SA-662M – Drukvatplaten, koolstof-mangaan-siliciumstaal, voor gebruik bij matige en lagere temperaturen
SA-841/SA-841M – Drukvatplaten, geproduceerd door Thermo-Mechanisch Controle Proces (TMCP)

Conclusie

Concluderend is ASME BPVC Sectie II Deel A: Ferrous Material Specificaties een cruciale bron voor het waarborgen van de veiligheid, betrouwbaarheid en kwaliteit van ferromaterialen die worden gebruikt voor de constructie van boilers, drukvaten en andere drukvaste apparatuur. Door uitgebreide specificaties te bieden over de mechanische en chemische eigenschappen van materialen zoals koolstofstaal, gelegeerd staal en roestvrij staal, zorgt deze sectie ervoor dat materialen voldoen aan de strenge normen die vereist zijn voor toepassingen met hoge druk en hoge temperaturen. De gedetailleerde richtlijnen over productvormen, testprocedures en naleving van industrienormen maken het onmisbaar voor ingenieurs, fabrikanten en inspecteurs die betrokken zijn bij het ontwerp en de constructie van drukapparatuur. Als zodanig is ASME BPVC Sectie II Deel A cruciaal voor de petrochemische, nucleaire en energieopwekkingsindustrie, waar drukvaten en boilers veilig en efficiënt moeten werken onder strenge mechanische stressomstandigheden.

Blussing van SAE4140 naadloze stalen buizen

Analyse van de oorzaken van ringvormige scheuren in gebluste SAE 4140 naadloze stalen buizen

/in /door

De reden voor de ringvormige scheur aan het uiteinde van de SAE 4140 naadloze stalen buis werd bestudeerd door middel van een chemische samenstellingstest, hardheidstest, metallografische observatie, scanning elektronenmicroscoop en energiespectrumanalyse. De resultaten tonen aan dat de ringvormige scheur van de SAE 4140 naadloze stalen buis een blusscheur is, die over het algemeen aan het uiteinde van de buis optreedt. De reden voor de blusscheur is de verschillende koelsnelheid tussen de binnen- en buitenwanden, en de koelsnelheid van de buitenwand is veel hoger dan die van de binnenwand, wat resulteert in scheurfalen veroorzaakt door spanningsconcentratie nabij de positie van de binnenwand. De ringvormige scheur kan worden geëlimineerd door de koelsnelheid van de binnenwand van de stalen buis tijdens het blussen te verhogen, de uniformiteit van de koelsnelheid tussen de binnen- en buitenwand te verbeteren en de temperatuur na het blussen te regelen tot binnen 150 ~ 200 ℃ om de blusspanning door zelftempering te verminderen.

SAE 4140 is een CrMo laaggelegeerd constructiestaal, is de Amerikaanse ASTM A519 standaardkwaliteit, in de nationale norm 42CrMo gebaseerd op de toename van het Mn-gehalte; daarom is de hardbaarheid van SAE 4140 verder verbeterd. SAE 4140 naadloze stalen buis, in plaats van massieve smeedstukken, kan de walsproductie van verschillende soorten holle assen, cilinders, hulzen en andere onderdelen de productie-efficiëntie aanzienlijk verbeteren en staal besparen; SAE 4140 stalen buis wordt veel gebruikt in olie- en gasveldmijnbouwschroefboorgereedschappen en andere boorapparatuur. SAE 4140 naadloze stalen buis temperbehandeling kan voldoen aan de vereisten van verschillende staalsterktes en taaiheidsmatching door het warmtebehandelingsproces te optimaliseren. Toch blijkt het vaak productleveringsdefecten in het productieproces te beïnvloeden. Dit artikel richt zich voornamelijk op SAE 4140 stalen buis in het blusproces in het midden van de wanddikte van het uiteinde van de buis, produceert een ringvormige scheurdefectanalyse en stelt verbeteringsmaatregelen voor.

1. Testmaterialen en -methoden

Een bedrijf produceerde specificaties voor ∅ 139,7 × 31,75 mm SAE 4140 staalkwaliteit naadloze stalen buis, het productieproces voor de billet verwarming → piercen → rollen → dimensioneren → temperen (850 ℃ weektijd van 70 min blussen + pijp roteren buiten de waterdouche koeling +735 ℃ weektijd van 2 uur temperen) → Foutdetectie en inspectie. Na de temperbehandeling onthulde de foutdetectie-inspectie dat er een ringvormige scheur in het midden van de wanddikte aan het uiteinde van de buis zat, zoals weergegeven in Afb. 1; de ringvormige scheur verscheen op ongeveer 21~24 mm afstand van de buitenkant, cirkelde rond de omtrek van de buis en was gedeeltelijk onderbroken, terwijl er geen dergelijk defect werd gevonden in het buislichaam.

Figuur 1 De ringvormige scheur aan het uiteinde van de pijp

Figuur 1 De ringvormige scheur aan het uiteinde van de pijp

Neem de partij stalen buisblusmonsters voor blusanalyse en observatie van de blusorganisatie, en spectrale analyse van de samenstelling van de stalen buis, en neem tegelijkertijd in de geharde stalen buisscheuren monsters met een hoog vergrotingsvermogen om de micromorfologie van de scheur, het korrelgrootteniveau en in de rasterelektronenmicroscoop met een spectrometer voor de interne samenstelling van de scheuren van de micro-oppervlakteanalyse te observeren.

2. Testresultaten

2.1 Chemische samenstelling

Tabel 1 toont de resultaten van de spectrale analyse van de chemische samenstelling. De samenstelling van de elementen voldoet aan de eisen van de ASTM A519-norm.

Tabel 1 Resultaten van de chemische samenstellingsanalyse (massafractie, %)

Element C Si Mn P S Cr ma Cu Ni
Inhoud 0.39 0.20 0.82 0.01 0.005 0.94 0.18 0.05 0.02
ASTM A519-vereiste 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 Test op buishardheid

Op de gebluste monsters van de totale wanddikte-blushardheidstest, zijn de resultaten van de totale wanddikte-hardheid, zoals weergegeven in Afbeelding 2, te zien in Afbeelding 2, in 21 ~ 24 mm van de buitenkant van de blushardheid begon aanzienlijk te dalen, en van de buitenkant van de 21 ~ 24 mm is de hogetemperatuurtempering van de pijp gevonden in het gebied van de ringscheur, het gebied onder en boven de wanddikte van de hardheid van het extreme verschil tussen de positie van de wanddikte van het gebied bereikte 5 (HRC) of zo. Het hardheidsverschil tussen de onderste en bovenste wanddikte van dit gebied is ongeveer 5 (HRC). De metallografische organisatie in de gebluste toestand wordt weergegeven in Afb. 3. Vanuit de metallografische organisatie in Afb. 3; het is te zien dat de organisatie in het buitenste gebied van de pijp een kleine hoeveelheid ferriet + martensiet is, terwijl de organisatie nabij het binnenoppervlak niet is geblust, met een kleine hoeveelheid ferriet en bainiet, wat leidt tot de lage blushardheid van het buitenoppervlak van de pijp tot het binnenoppervlak van de pijp op een afstand van 21 mm. De hoge mate van consistentie van ringscheuren in de pijpwand en de positie van extreem verschil in blushardheid suggereren dat ringscheuren waarschijnlijk worden geproduceerd in het blusproces. De hoge consistentie tussen de locatie van de ringscheuren en de inferieure blushardheid geeft aan dat de ringscheuren mogelijk zijn geproduceerd tijdens het blusproces.

Figuur 2 De waarde van de blushardheid in volledige wanddikte

Figuur 2 De waarde van de blushardheid in volledige wanddikte

Figuur 3 Blusstructuur van stalen buis

Figuur 3 Blusstructuur van stalen buis

2.3 De metallografische resultaten van de stalen buis worden respectievelijk weergegeven in figuur 4 en figuur 5.

De matrixorganisatie van de stalen buis is getemperd austeniet + een kleine hoeveelheid ferriet + een kleine hoeveelheid bainiet, met een korrelgrootte van 8, wat een gemiddelde getemperde organisatie is; de scheuren strekken zich uit langs de longitudinale richting, die langs de kristallijne scheuring hoort, en de twee zijden van de scheuren hebben de typische kenmerken van ingrijpen; er is het fenomeen van ontkoling aan beide zijden, en een grijze oxidelaag met hoge temperatuur is waarneembaar op het oppervlak van de scheuren. Er is ontkoling aan beide zijden, en een grijze oxidelaag met hoge temperatuur kan worden waargenomen op het scheuroppervlak, en er zijn geen niet-metalen insluitsels te zien in de buurt van de scheur.

Figuur 4 Observaties van scheurmorfologie

Figuur 4 Observaties van scheurmorfologie

Figuur 5 Microstructuur van de scheur

Figuur 5 Microstructuur van de scheur

2.4 Resultaten van de scheurbreukmorfologie en energiespectrumanalyse

Nadat de breuk is geopend, wordt de micromorfologie van de breuk waargenomen onder de scanning elektronenmicroscoop, zoals weergegeven in Fig. 6, die laat zien dat de breuk is blootgesteld aan hoge temperaturen en dat er oxidatie bij hoge temperaturen heeft plaatsgevonden op het oppervlak. De breuk bevindt zich voornamelijk langs de kristalbreuk, met een korrelgrootte variërend van 20 tot 30 μm, en er worden geen grove korrels en abnormale organisatorische defecten gevonden; de energiespectrumanalyse laat zien dat het oppervlak van de breuk voornamelijk is samengesteld uit ijzer en zijn oxiden, en er worden geen abnormale vreemde elementen gezien. Spectraalanalyse laat zien dat het breukoppervlak voornamelijk uit ijzer en zijn oxiden bestaat, zonder abnormale vreemde elementen.

Figuur 6 Fractuurmorfologie van de scheur

Figuur 6 Fractuurmorfologie van de scheur

3 Analyse en discussie

3.1 Analyse van scheurdefecten

Vanuit het oogpunt van de scheurmicromorfologie is de scheuropening recht; de staart is gebogen en scherp; het scheuruitbreidingspad vertoont de kenmerken van scheuren langs het kristal en de twee zijden van de scheur hebben typische meshing-kenmerken, wat de gebruikelijke kenmerken zijn van blusscheuren. Toch ontdekte het metallografisch onderzoek dat er aan beide zijden van de scheur ontkolingsverschijnselen zijn, wat niet in overeenstemming is met de kenmerken van de traditionele blusscheuren, rekening houdend met het feit dat de tempertemperatuur van de stalen buis 735 ℃ is en Ac1 738 ℃ is in SAE 4140, wat niet in overeenstemming is met de conventionele kenmerken van blusscheuren. Aangezien de voor de buis gebruikte ontlaattemperatuur 735 °C bedraagt en de Ac1 van SAE 4140 738 °C bedraagt, wat erg dicht bij elkaar ligt, wordt aangenomen dat de ontkoling aan beide zijden van de scheur verband houdt met de ontlating bij hoge temperatuur tijdens het ontlaten (735 °C) en niet een scheur is die al bestond vóór de warmtebehandeling van de buis.

3.2 Oorzaken van scheuren

De oorzaken van blusscheuren zijn over het algemeen gerelateerd aan de blusverwarmingstemperatuur, de bluskoelsnelheid, metallurgische defecten en blusspanningen. Uit de resultaten van de samenstellingsanalyse blijkt dat de chemische samenstelling van de pijp voldoet aan de vereisten van SAE 4140 staalsoort in de ASTM A519-norm en dat er geen overschrijdingen van elementen zijn gevonden; er zijn geen niet-metalen insluitsels gevonden in de buurt van de scheuren en de energiespectrumanalyse bij de scheurbreuk toonde aan dat de grijze oxidatieproducten in de scheuren Fe en zijn oxiden waren en dat er geen abnormale vreemde elementen werden gezien, dus kan worden uitgesloten dat metallurgische defecten de ringvormige scheuren hebben veroorzaakt; de korrelgroottegraad van de pijp was graad 8 en de korrelgroottegraad was graad 7 en de korrelgrootte was graad 8 en de korrelgrootte was graad 8. Het korrelgrootteniveau van de pijp is 8; de korrel is verfijnd en niet grof, wat aangeeft dat de blusscheur niets te maken heeft met de blusverwarmingstemperatuur.

De vorming van blusscheuren is nauw verwant aan de blusspanningen, verdeeld in thermische en organisatorische spanningen. Thermische spanning is te wijten aan het koelproces van de stalen buis; de oppervlaktelaag en het hart van de stalen buis koelsnelheid zijn niet consistent, wat resulteert in ongelijke samentrekking van het materiaal en interne spanningen; het resultaat is dat de oppervlaktelaag van de stalen buis wordt onderworpen aan drukspanningen en het hart van de trekspanningen; weefselspanningen zijn het blussen van de stalen buisorganisatie tot de martensiettransformatie, samen met de uitbreiding van het volume van inconsistentie in de generatie van de interne spanningen, de organisatie van spanningen gegenereerd door het resultaat is de oppervlaktelaag van trekspanningen, het centrum van de trekspanningen. Deze twee soorten spanningen in de stalen buis bestaan in hetzelfde onderdeel, maar de richtingrol is het tegenovergestelde; het gecombineerde effect van het resultaat is dat een van de twee spanningen' dominante factor, thermische spanning dominante rol is het resultaat van het werkstuk hart trek, oppervlaktedruk; De dominante rol van weefselspanning is het resultaat van de trekspanning van het hart van het werkstuk en de oppervlaktespanning.

SAE 4140 stalen buis blussen met behulp van roterende buitenste douche koeling productie, de koelsnelheid van het buitenoppervlak is veel groter dan het binnenoppervlak, het buitenste metaal van de stalen buis is allemaal geblust, terwijl het binnenste metaal niet volledig is geblust om een deel van de ferriet- en bainietorganisatie te produceren, het binnenste metaal als gevolg van het binnenste metaal kan niet volledig worden omgezet in martensitische organisatie, het binnenste metaal van de stalen buis wordt onvermijdelijk onderworpen aan de trekspanning die wordt gegenereerd door de uitzetting van de buitenwand van de martensiet, en tegelijkertijd, als gevolg van de verschillende soorten organisatie, is het specifieke volume verschillend tussen het binnenste en buitenste metaal Tegelijkertijd, als gevolg van de verschillende soorten organisatie, is het specifieke volume van de binnenste en buitenste lagen van het metaal verschillend, en is de krimpsnelheid niet hetzelfde tijdens het afkoelen, zal er ook trekspanning worden gegenereerd op het grensvlak van de twee soorten organisatie, en de verdeling van de spanning wordt gedomineerd door de thermische spanningen, en de trekspanning die wordt gegenereerd op het grensvlak van de twee soorten organisatie in de buis is de grootste, wat resulteert in de ringblusscheuren die optreden in het gebied van de wanddikte van de pijp dicht bij het binnenoppervlak (21~24 mm verwijderd van het buitenoppervlak); bovendien is het uiteinde van de stalen pijp een geometriegevoelig deel van de hele pijp, dat vatbaar is voor het genereren van spanning. Bovendien is het uiteinde van de pijp een geometrisch gevoelig deel van de hele pijp, dat vatbaar is voor spanningsconcentratie. Deze ringscheur treedt meestal alleen op aan het uiteinde van de pijp, en dergelijke scheuren zijn niet gevonden in het pijplichaam.

Samenvattend, gebluste SAE 4140 dikwandige stalen buis ringvormige scheuren worden veroorzaakt door ongelijkmatige koeling van de binnen- en buitenwanden; de koelsnelheid van de buitenwand is veel hoger dan die van de binnenwand; productie van SAE 4140 dikwandige stalen buis om de bestaande koelmethode te veranderen, kan niet alleen buiten het koelproces worden gebruikt, de noodzaak om de koeling van de binnenwand van de stalen buis te versterken, om de uniformiteit van de koelsnelheid van de binnen- en buitenwanden van de dikwandige stalen buis te verbeteren om de spanningsconcentratie te verminderen, waardoor de ringscheuren worden geëlimineerd. Ringscheuren.

3.3 Verbetermaatregelen

Om blusscheuren te voorkomen, zijn in het ontwerp van het blusproces alle omstandigheden die bijdragen aan de ontwikkeling van blustrekspanningen factoren voor de vorming van scheuren, inclusief de verwarmingstemperatuur, het koelproces en de afvoertemperatuur. Verbeterde procesmaatregelen die worden voorgesteld, omvatten: blustemperatuur van 830-850 ℃; het gebruik van een interne spuitmond die is afgestemd op de middellijn van de buis, controle van de juiste interne sproeistroom, verbetering van de koelsnelheid van het binnenste gat om ervoor te zorgen dat de koelsnelheid van de binnen- en buitenwanden van dikwandige stalen buis koelsnelheid uniformiteit; controle van de post-blustemperatuur van 150-200 ℃, het gebruik van stalen buisresttemperatuur van de zelftempering, vermindering van de blusspanningen in de stalen buis.

Het gebruik van verbeterde technologie produceert ∅158,75 × 34,93 mm, ∅139,7 × 31,75 mm, ∅254 × 38,1 mm, ∅224 × 26 mm, enzovoort, volgens tientallen specificaties voor stalen buizen. Na ultrasone foutinspectie worden de producten gekwalificeerd, zonder ring-quenching scheuren.

4. Conclusie

(1) Volgens de macroscopische en microscopische kenmerken van pijpscheuren behoren de ringvormige scheuren aan de pijpuiteinden van SAE 4140 stalen pijpen tot de scheurbreuk veroorzaakt door blusspanning, die gewoonlijk aan de pijpuiteinden optreedt.

(2) Gebluste SAE 4140 dikwandige stalen buis ringvormige scheuren worden veroorzaakt door ongelijkmatige koeling van de binnen- en buitenwanden. De koelsnelheid van de buitenwand is veel hoger dan die van de binnenwand. Om de uniformiteit van de koelsnelheid van de binnen- en buitenwanden van de dikwandige stalen buis te verbeteren, moet de productie van SAE 4140 dikwandige stalen buis de koeling van de binnenwand versterken.

ASME SA213 T91 Naadloze Stalen Buis

ASME SA213 T91: Hoeveel weet u?

/in /door

Achtergrond & Inleiding

ASME SA213 T91, het staalnummer in de ASME SA213/SA213M standaard, behoort tot het verbeterde 9Cr-1Mo staal, dat in de jaren 70 tot 80 werd ontwikkeld door het US Rubber Ridge National Laboratory en het Metallurgical Materials Laboratory van de US Combustion Engineering Corporation in samenwerking. Ontwikkeld op basis van het eerdere 9Cr-1Mo staal, gebruikt in kernenergie (kan ook in andere gebieden worden gebruikt) hoge-temperatuur drukonderdelen materialen, is de derde generatie van hete-sterkte staalproducten; de belangrijkste eigenschap is het verminderen van het koolstofgehalte, in de beperking van de boven- en ondergrenzen van het koolstofgehalte, en strengere controle van het gehalte aan restelementen, zoals P en S, tegelijkertijd, het toevoegen van een spoor van 0,030-0,070% van de N, en sporen van de vaste hardmetaalvormende elementen 0,18-0,25% van V en 0,06-0,10% van Nb, om de korrelvereisten te verfijnen, waardoor de plastische taaiheid en lasbaarheid van staal worden verbeterd, de stabiliteit van staal bij hoge temperaturen wordt verbeterd, na deze multi-composietversterking, de vorming van een nieuw type martensitisch hoog-chroom hittebestendig gelegeerd staal.

ASME SA213 T91 wordt doorgaans gebruikt voor de productie van producten voor buizen met een kleine diameter en wordt vooral gebruikt in boilers, oververhitters en warmtewisselaars.

Internationale overeenkomstige kwaliteiten van T91-staal

Land

 VS Duitsland Japan Frankrijk China
Equivalente staalsoort SA-213 T91 X10CrMoVNNb91 HCM95 TUZ10CDVNb0901 10Cr9Mo1VNbN

We herkennen dit staal hier aan verschillende aspecten.

I. Chemische samenstelling van ASME SA213 T91

Element C Mn P S Si Cr ma Ni V Nb N Al
Inhoud 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. Prestatieanalyse

2.1 De rol van legeringselementen op de materiaaleigenschappen: T91-staallegeringselementen spelen een solide rol bij het versterken van de oplossing en het versterken van de diffusie en verbeteren de oxidatie- en corrosiebestendigheid van het staal, wat expliciet als volgt wordt geanalyseerd.
2.1.1 Koolstof is het meest zichtbare solide oplossing versterkende effect van stalen elementen; met de toename van het koolstofgehalte, de korte termijn sterkte van staal, plasticiteit en taaiheid afnemen, de T91 dergelijk staal, de stijging van het koolstofgehalte zal de snelheid van carbide sferoïdisatie en aggregatiesnelheid versnellen, de herverdeling van legeringselementen versnellen, de lasbaarheid, corrosiebestendigheid en oxidatiebestendigheid van staal verminderen, dus hittebestendig staal wil over het algemeen de hoeveelheid koolstofgehalte verminderen. Toch zal de sterkte van staal afnemen als het koolstofgehalte te laag is. T91 staal, vergeleken met 12Cr1MoV staal, heeft een verlaagd koolstofgehalte van 20%, wat een zorgvuldige overweging is van de impact van de bovenstaande factoren.
2.1.2 T91-staal bevat sporen stikstof; de rol van stikstof wordt weerspiegeld in twee aspecten. Enerzijds is de rol van vaste oplossingsversterking, stikstof bij kamertemperatuur in de oplosbaarheid van staal minimaal, T91-staal gelaste warmte-beïnvloede zone in het proces van lasverwarming en post-las warmtebehandeling, zal er een opeenvolging zijn van vaste oplossing en neerslagproces van VN: Lasverwarming warmte-beïnvloede zone is gevormd binnen de austenitische organisatie vanwege de oplosbaarheid van de VN, neemt het stikstofgehalte toe en daarna neemt de mate van oververzadiging in de organisatie van de kamertemperatuur toe in de daaropvolgende warmtebehandeling van de las is er een lichte VN-neerslag, wat de stabiliteit van de organisatie verhoogt en de waarde van de blijvende sterkte van de warmte-beïnvloede zone verbetert. Anderzijds bevat T91-staal ook een kleine hoeveelheid A1; stikstof kan worden gevormd met zijn A1N, A1N bij meer dan 1 100 ℃ alleen een groot aantal opgelost in de matrix, en vervolgens opnieuw neergeslagen bij lagere temperaturen, wat een beter diffusie versterkend effect kan hebben.
2.1.3 voeg chroom toe voornamelijk om de oxidatieweerstand van hittebestendig staal, corrosieweerstand, chroomgehalte van minder dan 5%, 600 ℃ begon heftig te oxideren, terwijl de hoeveelheid chroomgehalte tot 5% een uitstekende oxidatieweerstand heeft. 12Cr1MoV-staal in de volgende 580 ℃ heeft een goede oxidatieweerstand, de corrosiediepte van 0,05 mm / a, 600 ℃ toen de prestaties begonnen te verslechteren, de corrosiediepte van 0,13 mm / a. T91 met een chroomgehalte van 1 100 ℃ voordat een groot aantal in de matrix is opgelost, en bij lagere temperaturen en herprecipitatie kan een geluid diffusie versterkend effect spelen. /T91 chroomgehalte verhoogd tot ongeveer 9%, het gebruik van temperatuur kan 650 ℃ bereiken, de primaire maatregel is om de matrix op te lossen in meer chroom.
2.1.4 Vanadium en niobium zijn essentiële carbidevormende elementen. Wanneer toegevoegd om een fijne en stabiele legeringcarbide met koolstof te vormen, is er een solide diffusieversterkend effect.
2.1.5 Het toevoegen van molybdeen verbetert vooral de thermische sterkte van het staal en versterkt vaste oplossingen.

2.2 Mechanische eigenschappen

T91-staaf heeft na de laatste warmtebehandeling voor normaliseren + hogetemperatuurtempering een treksterkte bij kamertemperatuur ≥ 585 MPa, vloeigrens bij kamertemperatuur ≥ 415 MPa, hardheid ≤ 250 HB, rek (50 mm afstand van het standaard ronde monster) ≥ 20%, de toegestane spanningswaarde [σ] 650 ℃ = 30 MPa.

Warmtebehandelingsproces: normalisatietemperatuur van 1040 ℃, houdtijd van niet minder dan 10 min, tempertemperatuur van 730 ~ 780 ℃, houdtijd van niet minder dan een uur.

2.3 Lasprestaties

Volgens de door het International Welding Institute aanbevolen koolstofequivalentformule wordt het koolstofequivalent van T91-staal berekend op 2,43%. De zichtbare lasbaarheid van T91 is echter slecht.
Het staal heeft geen neiging om opnieuw op te warmen en barstvorming te veroorzaken.

2.3.1 Problemen met T91-lassen

2.3.1.1 Barsten van de verharde organisatie in de hitte-beïnvloede zone
T91-koelsnelheid is laag, austeniet is zeer stabiel en koeling vindt niet snel plaats tijdens standaard perliettransformatie. Het moet worden gekoeld tot een lagere temperatuur (ongeveer 400 ℃) om te worden getransformeerd in martensiet en grove organisatie.
Lassen geproduceerd door de warmte-beïnvloede zone van de verschillende organisaties heeft verschillende dichtheden, uitzettingscoëfficiënten en verschillende roostervormen in het verwarmings- en koelproces zal onvermijdelijk gepaard gaan met verschillende volume-uitbreiding en -contractie; aan de andere kant, vanwege het lassen heeft verwarming ongelijkmatige en hoge temperatuurkenmerken, dus de T91-lasverbindingen zijn enorme interne spanningen. Geharde grove martensietorganisatieverbindingen die zich in een complexe spanningstoestand bevinden, tegelijkertijd, het laskoelingsproces waterstofdiffusie van de las naar het gebied nabij de naad, de aanwezigheid van waterstof heeft bijgedragen aan de martensietverbrossing, deze combinatie van effecten, het is gemakkelijk om koude scheuren te produceren in het gebluste gebied.

2.3.1.2 Graangroei in de hitte-beïnvloede zone
Thermische cycli van lassen hebben een significante invloed op de korrelgroei in de warmte-beïnvloede zone van gelaste verbindingen, met name in de smeltzone direct grenzend aan de maximale verwarmingstemperatuur. Wanneer de afkoelsnelheid gering is, zal de gelaste warmte-beïnvloede zone grove massieve ferriet- en carbide-organisatie vertonen, zodat de plasticiteit van het staal significant afneemt; de afkoelsnelheid is significant vanwege de productie van grove martensiet-organisatie, maar ook de plasticiteit van gelaste verbindingen zal worden verminderd.

2.3.1.3 Generatie van verzachte laag
T91-staal gelast in de getemperde toestand, de hitte-beïnvloede zone produceert een onvermijdelijke verzachtende laag, die ernstiger is dan de verzachting van perliet hittebestendig staal. Verzachting is opmerkelijker bij het gebruik van specificaties met langzamere verwarmings- en koelsnelheden. Bovendien zijn de breedte van de verzachte laag en de afstand tot de smeltlijn gerelateerd aan de verwarmingscondities en kenmerken van het lassen, voorverwarmen en warmtebehandeling na het lassen.

2.3.1.4 Spanningscorrosiescheuren
T91-staal in de warmtebehandeling na het lassen voordat de afkoeltemperatuur over het algemeen niet lager is dan 100 ℃. Als de koeling op kamertemperatuur is en de omgeving relatief vochtig is, is het gemakkelijk om spanningscorrosiescheuren te veroorzaken. Duitse regelgeving: Voor de warmtebehandeling na het lassen moet het worden afgekoeld tot onder de 150 ℃. In het geval van dikkere werkstukken, hoeklassen en slechte geometrie, is de afkoeltemperatuur niet lager dan 100 ℃. Als koeling op kamertemperatuur en vochtigheid ten strengste verboden is, is het anders gemakkelijk om spanningscorrosiescheuren te produceren.

2.3.2 Lasproces

2.3.2.1 Lasmethode: Er kan gebruik worden gemaakt van handmatig lassen, gasbeschermd lassen met wolfraampolen of automatisch lassen met smeltpolen.
2.3.2.2 Lasmateriaal: keuze uit WE690 lasdraad of lasstaaf.

Keuze van lasmateriaal:
(1) Lassen van hetzelfde soort staal – als handmatig lassen kan worden gebruikt om CM-9Cb handmatige lasstaaf te maken, kan wolfraamgas afgeschermd lassen worden gebruikt om TGS-9Cb te maken, kan automatisch lassen met smeltpool worden gebruikt om MGS-9Cb draad te maken;
(2) lassen van ongelijksoortig staal – zoals lassen met austenitisch roestvast staal, waarvoor ERNiCr-3-lasverbruiksartikelen beschikbaar zijn.

2.3.2.3 Lasprocespunten:
(1) de keuze van de voorverwarmingstemperatuur vóór het lassen
T91 staal Ms punt is ongeveer 400 ℃; voorverwarmingstemperatuur wordt over het algemeen geselecteerd op 200 ~ 250 ℃. De voorverwarmingstemperatuur mag niet te hoog zijn. Anders wordt de gewrichtskoelsnelheid verminderd, wat kan worden veroorzaakt in de gelaste verbindingen bij de korrelgrenzen van carbideprecipitatie en de vorming van ferrietorganisatie, waardoor de slagvastheid van de stalen gelaste verbindingen bij kamertemperatuur aanzienlijk wordt verminderd. Duitsland biedt een voorverwarmingstemperatuur van 180 ~ 250 ℃; de USCE biedt een voorverwarmingstemperatuur van 120 ~ 205 ℃.

(2) de keuze van het laskanaal/de tussenlaagtemperatuur
De tussenlaagtemperatuur mag niet lager zijn dan de ondergrens van de voorverwarmingstemperatuur. Toch mag de tussenlaagtemperatuur, net als bij de selectie van de voorverwarmingstemperatuur, niet te hoog zijn. De T91-lastussenlaagtemperatuur wordt over het algemeen geregeld op 200 ~ 300 ℃. Franse regelgeving: de tussenlaagtemperatuur mag niet hoger zijn dan 300 ℃. Amerikaanse regelgeving: de tussenlaagtemperatuur mag zich bevinden tussen 170 ~ 230 ℃.

(3) de keuze van de starttemperatuur van de warmtebehandeling na het lassen
T91 vereist koeling na het lassen tot onder het Ms-punt en moet gedurende een bepaalde periode worden vastgehouden vóór de temperbehandeling, met een koelsnelheid na het lassen van 80 ~ 100 ℃ / uur. Als het niet is geïsoleerd, wordt de austenitische organisatie van de verbinding mogelijk niet volledig getransformeerd; temperverwarming bevordert de neerslag van carbide langs de austenitische korrelgrenzen, waardoor de organisatie erg broos wordt. T91 kan echter niet worden afgekoeld tot kamertemperatuur vóór het temperen na het lassen, omdat koud scheuren gevaarlijk is wanneer de gelaste verbindingen worden afgekoeld tot kamertemperatuur. Voor T91 kan de beste starttemperatuur voor de warmtebehandeling na het lassen van 100 ~ 150 ℃ en een uur vasthouden een volledige transformatie van de organisatie garanderen.

(4) tempertemperatuur na warmtebehandeling na het lassen, houdtijd, selectie van temperkoelsnelheid
Tempereertemperatuur: T91 staal heeft een grotere neiging tot koud scheuren en onder bepaalde omstandigheden is het vatbaar voor vertraagde scheuren, dus de gelaste verbindingen moeten binnen 24 uur na het lassen worden getemperd. T91 post-lastoestand van de organisatie van de lat martensiet, na het temperen, kan worden veranderd in getemperd martensiet; de prestatie is beter dan de lat martensiet. De tempereertemperatuur is laag; het tempereffect is niet duidelijk; het lasmetaal is gemakkelijk te verouderen en te bros; de tempereertemperatuur is te hoog (meer dan de AC1-lijn), de verbinding kan opnieuw worden geaustenitiseerd en in het daaropvolgende koelproces opnieuw worden geblust. Tegelijkertijd, zoals eerder in dit artikel beschreven, moet bij het bepalen van de tempereertemperatuur ook rekening worden gehouden met de invloed van de verzachtingslaag van de verbinding. Over het algemeen is de T91-tempereertemperatuur 730 ~ 780 ℃.
Houdtijd: T91 heeft na het lassen een houdtijd van minimaal één uur nodig om te zorgen dat de structuur volledig wordt omgezet in getemperd martensiet.
Afkoelsnelheid bij temperen: Om de restspanning van T91-staallasverbindingen te verminderen, moet de afkoelsnelheid lager zijn dan vijf ℃/min.
Globaal kan het T91-staallasproces in het temperatuurregelproces kort worden weergegeven in de onderstaande afbeelding:

Temperatuurregelingsproces in het lasproces van T91-stalen buis

Temperatuurregelingsproces in het lasproces van T91-stalen buis

III. Begrip van ASME SA213 T91

3.1 T91-staal verbetert door het legeringsprincipe, met name door de toevoeging van een kleine hoeveelheid niobium, vanadium en andere sporenelementen, de sterkte bij hoge temperaturen en de oxidatiebestendigheid aanzienlijk vergeleken met 12 Cr1MoV-staal, maar de lasprestaties zijn slecht.
3.2 T91-staal heeft een grotere neiging tot koudscheuren tijdens het lassen en moet vóór het lassen worden voorverwarmd tot 200 ~ 250 ℃, waarbij de tussenlaagtemperatuur op 200 ~ 300 ℃ wordt gehouden. Dit kan koudscheuren effectief voorkomen.
3.3 Na de warmtebehandeling van T91-staal na het lassen moet het worden afgekoeld tot 100 ~ 150 ℃, de isolatie een uur, de opwarm- en ontlaattemperatuur tot 730 ~ 780 ℃, de isolatietijd niet minder dan een uur en ten slotte niet meer dan 5 ℃ / min. snelheidsafkoeling tot kamertemperatuur.

IV. Productieproces van ASME SA213 T91

Het productieproces van SA213 T91 vereist verschillende methoden, waaronder smelten, piercen en rollen. Het smeltproces moet de chemische samenstelling controleren om ervoor te zorgen dat de stalen pijp een uitstekende corrosiebestendigheid heeft. De pierce- en rolprocessen vereisen nauwkeurige temperatuur- en drukregeling om de vereiste mechanische eigenschappen en maatnauwkeurigheid te verkrijgen. Bovendien moeten stalen pijpen warmtebehandeld worden om interne spanningen te verwijderen en de corrosiebestendigheid te verbeteren.

V. Toepassingen van ASME SA213 T91

ASME SA213 T91 is een hittebestendig staal met een hoog chroomgehalte, voornamelijk gebruikt bij de productie van hogetemperatuur-oververhitters en -herverhitters en andere onder druk staande onderdelen van subkritische en superkritische elektriciteitscentraleketels met metalen wandtemperaturen die niet hoger zijn dan 625 °C, en kan ook worden gebruikt als hogetemperatuur-onder druk staande onderdelen van drukvaten en kernenergie. SA213 T91 heeft een uitstekende kruipweerstand en kan een stabiele grootte en vorm behouden bij hoge temperaturen en onder langdurige belastingen. De belangrijkste toepassingen zijn boilers, oververhitters, warmtewisselaars en andere apparatuur in de energie-, chemische en petroleumindustrie. Het wordt veel gebruikt in de watergekoelde wanden van hogedrukketels, economizerbuizen, oververhitters, herverhitters en buizen van de petrochemische industrie.

NACE MR0175 ISO 15156 versus NACE MR0103 ISO 17495-1

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

/in /door

Invoering

In de olie- en gasindustrie, met name in onshore- en offshore-omgevingen, is het van het grootste belang om de levensduur en betrouwbaarheid van materialen die aan agressieve omstandigheden worden blootgesteld, te waarborgen. Dit is waar normen zoals NACE MR0175/ISO 15156 versus NACE MR0103/ISO 17495-1 in het spel komen. Beide normen bieden cruciale richtlijnen voor materiaalselectie in zure serviceomgevingen. Het is echter essentieel om de verschillen tussen hen te begrijpen voor het selecteren van de juiste materialen voor uw activiteiten.

In dit blogbericht gaan we de belangrijkste verschillen tussen NACE MR0175/ISO 15156 versus NACE MR0103/ISO 17495-1, en bieden praktisch advies voor professionals in de olie- en gassector die deze normen gebruiken. We bespreken ook de specifieke toepassingen, uitdagingen en oplossingen die deze normen bieden, met name in de context van zware olie- en gasveldomgevingen.

Wat zijn NACE MR0175/ISO 15156 en NACE MR0103/ISO 17495-1?

NACE MR0175/ISO 15156:
Deze norm wordt wereldwijd erkend voor het regelen van materiaalselectie en corrosiecontrole in zure gasomgevingen, waar waterstofsulfide (H₂S) aanwezig is. Het biedt richtlijnen voor het ontwerp, de productie en het onderhoud van materialen die worden gebruikt in onshore en offshore olie- en gasoperaties. Het doel is om de risico's te beperken die gepaard gaan met waterstofgeïnduceerde scheurvorming (HIC), sulfide-spanningsscheurvorming (SSC) en spanningscorrosiescheurvorming (SCC), die de integriteit van kritieke apparatuur zoals pijpleidingen, kleppen en boorkoppen in gevaar kunnen brengen.

NACE MR0103/ISO 17495-1:
Anderzijds, NACE MR0103/ISO 17495-1 richt zich primair op materialen die worden gebruikt in raffinage- en chemische verwerkingsomgevingen, waar blootstelling aan zure service kan optreden, maar met een iets andere reikwijdte. Het behandelt de vereisten voor apparatuur die wordt blootgesteld aan licht corrosieve omstandigheden, met de nadruk op het waarborgen dat materialen bestand zijn tegen de agressieve aard van specifieke raffinageprocessen zoals distillatie of kraken, waarbij het corrosierisico relatief lager is dan bij upstream olie- en gasoperaties.

NACE MR0175 ISO 15156 versus NACE MR0103 ISO 17495-1

NACE MR0175 ISO 15156 versus NACE MR0103 ISO 17495-1

Belangrijkste verschillen: NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1

Nu we een overzicht hebben van elke norm, is het belangrijk om de verschillen te benadrukken die van invloed kunnen zijn op de materiaalselectie in het veld. Deze verschillen kunnen de prestaties van materialen en de veiligheid van de operaties aanzienlijk beïnvloeden.

1. Toepassingsgebied

Het belangrijkste verschil tussen NACE MR0175/ISO 15156 versus NACE MR0103/ISO 17495-1 ligt binnen het toepassingsgebied.

NACE MR0175/ISO 15156 is op maat gemaakt voor apparatuur die wordt gebruikt in zure serviceomgevingen waar waterstofsulfide aanwezig is. Het is cruciaal bij upstream-activiteiten zoals exploratie, productie en transport van olie en gas, met name in offshore- en onshorevelden die omgaan met zuur gas (gas dat waterstofsulfide bevat).

NACE MR0103/ISO 17495-1richt zich weliswaar nog steeds op zure diensten, maar is meer gericht op de raffinage- en chemische industrie, met name waar zuur gas betrokken is bij processen zoals raffinage, distillatie en kraken.

2. Milieu-ernst

Bij de toepassing van deze normen spelen ook de omgevingsomstandigheden een belangrijke rol. NACE MR0175/ISO 15156 richt zich op zwaardere omstandigheden van zure service. Het omvat bijvoorbeeld hogere concentraties waterstofsulfide, dat corrosiever is en een hoger risico op materiaaldegradatie oplevert via mechanismen zoals waterstofgeïnduceerde scheurvorming (HIC) en sulfide-spanningsscheurvorming (SSC).

Daarentegen, NACE MR0103/ISO 17495-1 beschouwt omgevingen die minder ernstig zijn in termen van blootstelling aan waterstofsulfide, hoewel ze nog steeds kritisch zijn in raffinaderij- en chemische fabrieksomgevingen. De chemische samenstelling van de vloeistoffen die betrokken zijn bij de raffinageprocessen is mogelijk niet zo agressief als die in zure gasvelden, maar vormt nog steeds een risico op corrosie.

3. Materiaalvereisten

Beide normen hanteren specifieke criteria voor de materiaalkeuze, maar ze stellen verschillende strenge eisen. NACE MR0175/ISO 15156 legt meer nadruk op het voorkomen van waterstofgerelateerde corrosie in materialen, die zelfs bij zeer lage concentraties waterstofsulfide kan optreden. Deze norm vraagt om materialen die bestand zijn tegen SSC, HIC en corrosievermoeidheid in zure omgevingen.

Anderzijds, NACE MR0103/ISO 17495-1 is minder voorschrijvend wat betreft waterstofgerelateerd kraken, maar vereist materialen die bestand zijn tegen corrosieve stoffen in raffinageprocessen, waarbij vaak meer nadruk wordt gelegd op algemene corrosiebestendigheid dan op specifieke waterstofgerelateerde risico's.

4. Testen en verificatie

Beide normen vereisen testen en verificatie om te garanderen dat materialen in hun respectievelijke omgevingen zullen presteren. Echter, NACE MR0175/ISO 15156 vereist uitgebreidere tests en meer gedetailleerde verificatie van materiaalprestaties onder zure serviceomstandigheden. De tests omvatten specifieke richtlijnen voor SSC, HIC en andere faalmodi die verband houden met zure gasomgevingen.

NACE MR0103/ISO 17495-1vereist weliswaar ook materiaaltesten, maar is vaak flexibeler wat betreft de testcriteria. De nadruk ligt op het garanderen dat materialen voldoen aan algemene normen voor corrosiebestendigheid in plaats van specifiek op risico's die verband houden met waterstofsulfide.

Waarom zou u moeten kiezen tussen NACE MR0175/ISO 15156 en NACE MR0103/ISO 17495-1?

Inzicht in deze verschillen kan helpen materiaalfalen te voorkomen, operationele veiligheid te garanderen en te voldoen aan de regelgeving van de industrie. Of u nu werkt op een offshore olieplatform, een pijpleidingproject of in een raffinaderij, het gebruik van de juiste materialen volgens deze normen beschermt u tegen kostbare storingen, onverwachte downtime en mogelijke gevaren voor het milieu.

Voor olie- en gasoperaties, met name in onshore en offshore zure service-omgevingen, NACE MR0175/ISO 15156 is de standaard. Het zorgt ervoor dat materialen bestand zijn tegen de zwaarste omgevingen, en beperkt risico's zoals SSC en HIC die kunnen leiden tot catastrofale storingen.

Daarentegen geldt voor raffinage- of chemische verwerkingsactiviteiten: NACE MR0103/ISO 17495-1 biedt meer op maat gemaakte begeleiding. Het maakt het mogelijk om materialen effectief te gebruiken in omgevingen met zuur gas, maar met minder agressieve omstandigheden vergeleken met olie- en gaswinning. De focus ligt hier meer op algemene corrosiebestendigheid in verwerkingsomgevingen.

Praktische handleiding voor professionals in de olie- en gassector

Houd bij het selecteren van materialen voor projecten in beide categorieën rekening met het volgende:

Begrijp uw omgeving: Evalueer of uw operatie betrokken is bij de winning van zuur gas (upstream) of bij raffinage en chemische verwerking (downstream). Dit zal u helpen bepalen welke norm u moet toepassen.

Materiaalkeuze: Kies materialen die voldoen aan de relevante norm op basis van de omgevingsomstandigheden en het type service (zuur gas versus raffinage). Roestvrij staal, hooggelegeerde materialen en corrosiebestendige legeringen worden vaak aanbevolen op basis van de ernst van de omgeving.

Testen en verificatie: Zorg ervoor dat alle materialen worden getest volgens de respectievelijke normen. Voor zure gasomgevingen kunnen aanvullende tests voor SSC, HIC en corrosievermoeidheid nodig zijn.

Raadpleeg experts:Het is altijd een goed idee om corrosiespecialisten of materiaalkundigen te raadplegen die bekend zijn met NACE MR0175/ISO 15156 versus NACE MR0103/ISO 17495-1 om optimale materiaalprestaties te garanderen.

Conclusie

Concluderend, het begrijpen van het onderscheid tussen NACE MR0175/ISO 15156 versus NACE MR0103/ISO 17495-1 is essentieel voor het nemen van weloverwogen beslissingen over materiaalkeuze voor zowel upstream als downstream olie- en gastoepassingen. Door de juiste norm voor uw operatie te kiezen, verzekert u de integriteit van uw apparatuur op de lange termijn en helpt u catastrofale storingen te voorkomen die kunnen ontstaan door onjuist gespecificeerde materialen. Of u nu werkt met zuur gas in offshorevelden of chemische verwerking in raffinaderijen, deze normen bieden de nodige richtlijnen om uw activa te beschermen en de veiligheid te handhaven.

Als u niet zeker weet welke norm u moet volgen of als u verdere hulp nodig hebt bij de materiaalkeuze, neem dan contact op met een materiaaldeskundige voor advies op maat over NACE MR0175/ISO 15156 versus NACE MR0103/ISO 17495-1 en zorg ervoor dat uw projecten zowel veilig zijn als voldoen aan de beste praktijken in de sector.