Tubo ASTM A335 ASME SA335 P92 SMLS

Evolução da microestrutura do aço P92 em diferentes temperaturas isotérmicas

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Evolução da microestrutura do aço P92 em diferentes temperaturas isotérmicas

Aço P92 é usado principalmente em caldeiras ultra-supercríticas, tubulações de ultra-alta pressão e outros equipamentos de alta temperatura e alta pressão. O aço P92 está na composição química do aço P91 com base na adição de elementos traço de elementos W e B, reduz o conteúdo de Mo, através dos limites de grãos do reforçado e da dispersão reforçada de várias maneiras, para melhorar o desempenho abrangente do aço P92, o aço P92 do que o aço P91 tem melhor resistência ao desempenho de oxidação e resistência à corrosão. Um processo de trabalho a quente é essencial para a produção do tubo de aço P92. A tecnologia de processamento térmico pode eliminar os defeitos internos gerados no processo de produção e fazer com que o desempenho do aço atenda às necessidades das condições de trabalho. O tipo e o estado da organização no processo de trabalho a quente são os principais fatores que influenciam o desempenho para atender ao padrão. Portanto, este artigo analisa a organização do tubo de aço P92 em diferentes temperaturas isotérmicas para revelar a evolução da organização do tubo de aço P92 em várias temperaturas, o que não apenas fornece suporte de informações para a análise da organização e controle de desempenho do processo real de trabalho a quente, mas também estabelece a base experimental para o desenvolvimento do processo de trabalho a quente.

1. Materiais e métodos de teste

1.1 Material de teste

O aço testado é um tubo de aço P92 em condições de uso (endurecido a 1060 ℃ + revenido a 760 ℃), e sua composição química é mostrada na Tabela 1. Uma amostra cilíndrica de ϕ4 mm × 10 mm foi cortada na parte central do tubo acabado em uma posição específica ao longo da direção do comprimento, e o medidor de expansão de têmpera foi usado para estudar a transformação do tecido em diferentes temperaturas.

Tabela 1 Composição química principal do aço P92 por fração de massa (%)

Elemento C Si Mn Cr Não Mo V Al B N.º C Fé
% 0.13 0.2 0.42 8.67 0.25 0.48 0.19 0.008 0.002 0.05 1.51 Equilíbrio

1.2 Processo de teste

Usando o medidor de expansão térmica de têmpera L78, 0,05 ℃ / s aquecendo até 1050 ℃ isolamento 15min, 200 ℃ / s resfriando até a temperatura ambiente. Meça o ponto crítico de mudança de fase do material Ac1 é 792,4 ℃, Ac3 é 879,8 ℃, Ms é 372,3 ℃. Os espécimes foram aquecidos até 1050 °C a uma taxa de 10 °C/s e mantidos por 15 min, e então resfriados a diferentes temperaturas (770, 740, 710, 680, 650, 620, 520, 430, 400, 370, 340, 310, 280, 250, 190 e 160 °C) a uma taxa de 150 °C/s e mantidos por diferentes períodos de tempo (620 °C e abaixo por 1h, 620 °C e acima por 25h). 620 ℃ e acima mantendo 25h), a extremidade isotérmica da energia é desligada para que o espécime seja resfriado a ar até a temperatura ambiente.1.3 Métodos de teste

Após a trituração e polimento da superfície dos espécimes sob diferentes processos, a superfície dos espécimes foi corroída usando água régia. O microscópio Zeiss AXIOVERT 25 e o microscópio eletrônico de varredura ambiental QWANTA 450 foram usados para observar e analisar a organização; usando o testador de dureza Vickers HVS-50 (peso de carga de 1 kg), as medições de dureza foram feitas em vários locais na superfície de cada espécime e o valor médio foi tomado como o valor de dureza do espécime.

2. Resultados e Análises de Testes

2.1 Organização e Análise de Diferentes Temperaturas Isotérmicas

A Figura 1 mostra a microestrutura do aço P92 após austenitização completa a 1050°C por diferentes tempos e em diferentes temperaturas. A Figura 1(a) mostra a microestrutura do aço P92 após isotermalização a 190℃ por 1h. Na Fig. 1(a2), pode-se ver que sua organização à temperatura ambiente é martensita (M). Na Fig. 1(a3), pode-se ver que a martensita apresenta características semelhantes a ripas. Como o ponto Ms do aço é de cerca de 372°C, a transformação de fase da martensita ocorre em temperaturas isotérmicas abaixo do ponto Ms, formando martensita, e o teor de carbono do aço P92 pertence à faixa de composições de baixo carbono; uma morfologia semelhante a ripas caracteriza a martensita.

A Figura 1(a) mostra a microestrutura do aço P92 após 1h isotérmico a 190°C

A Figura 1(a) mostra a microestrutura do aço P92 após 1h isotérmico a 190°C

Figura 1(b) para a microestrutura do aço P92 a 430 ℃ isotérmico 1h. À medida que a temperatura isotérmica aumenta para 430 °C, o aço P92 atinge a zona de transformação da bainita. Como o aço contém elementos Mo, B e W, esses elementos têm pouco efeito na transformação da bainita, ao mesmo tempo que retardam a transformação perlítica. Portanto, o aço P92 a 430 ℃ isolamento 1h, a organização de uma certa quantidade de bainita. Então, a austenita super-resfriada restante é transformada em martensita quando resfriada a ar.

Figura 1(b) para a microestrutura do aço P92 a 430 ℃ isotérmico 1h

Figura 1(b) para a microestrutura do aço P92 a 430 ℃ isotérmico 1h

A Figura 1(c) mostra a microestrutura do aço P92 a 520 ℃ isotérmico 1h. Quando a temperatura isotérmica de 520 ℃, os elementos de liga Cr, Mo, Mn, etc., de modo que a transformação da perlita é inibida, o início do ponto de transformação da bainita (ponto Bs) é reduzido, então em uma faixa específica de temperaturas aparecerá na zona de estabilização da austenita super-resfriada. A Figura 1(c) pode ser vista em 520 ℃ isolamento 1h após a austenita super-resfriada não ocorreu após a transformação, seguido por resfriamento a ar para formar martensita; a organização final da temperatura ambiente é a martensita.

A Figura 1(c) mostra a microestrutura do aço P92 a 520 ℃ isotérmico 1h

A Figura 1(c) mostra a microestrutura do aço P92 a 520 ℃ isotérmico 1h

Figura 1 (d) para o aço P92 a 650 ℃ isotérmico 25h microestrutura para martensita + perlita. Conforme mostrado na Figura 1(d3), a perlita mostra características lamelares descontínuas, e o carboneto na superfície mostra uma precipitação de haste curta. Isso se deve aos elementos de liga de aço P92 Cr, Mo, V, etc. para melhorar a estabilidade da austenita super-resfriada ao mesmo tempo, de modo que a morfologia da perlita do aço P92 muda, ou seja, o carboneto no corpo perlítico do carboneto para a haste curta, este corpo perlítico é conhecido como a classe perlita. Ao mesmo tempo, muitas partículas finas de segunda fase foram encontradas na organização.

Figura 1 (d) para o aço P92 a 650 ℃ microestrutura isotérmica de 25h para martensita + perlita

Figura 1 (d) para o aço P92 a 650 ℃ microestrutura isotérmica de 25h para martensita + perlita

A Figura 1(e) mostra a microestrutura do aço P92 a 740 ℃ isotérmico 25h. A 740°C isotérmico, haverá primeiro precipitação eutética de ferrita maciça e depois decomposição eutética de austenita, resultando em organização semelhante à perlita. Comparado com a isotérmica de 650°C (veja a Fig. 1(d3)), a organização perlítica se torna mais grosseira à medida que a temperatura isotérmica é aumentada, e o caráter bifásico da perlita, ou seja, ferrita e carburita na forma de uma barra curta, é claramente visível.

A Figura 1(e) mostra a microestrutura do aço P92 a 740 ℃ isotérmico 25h

A Figura 1(e) mostra a microestrutura do aço P92 a 740 ℃ isotérmico 25h

A Fig. 1(f) mostra a microestrutura do aço P92 a 770°C de temperatura isotérmica por 25h. A 770°C isotérmica, com a extensão do tempo isotérmico, a precipitação da ferrita ocorre primeiro, e então a austenita super-resfriada sofre decomposição eutética para formar uma organização ferrita + perlita. Com o aumento da temperatura isotérmica, o primeiro teor de ferrita eutética aumenta, e o teor de perlita diminui. Devido aos elementos de liga do aço P92, elementos de liga dissolvidos na austenita para fazer a temperabilidade da austenita aumentar, a dificuldade da decomposição eutética se torna mais extensa, então deve haver um tempo isotérmico suficientemente longo para fazer sua decomposição eutética, a formação da organização perlítica.

A Fig. 1(f) mostra a microestrutura do aço P92 na temperatura isotérmica de 770°C por 25h

A Fig. 1(f) mostra a microestrutura do aço P92 na temperatura isotérmica de 770°C por 25h

A análise do espectro de energia foi realizada nos tecidos com diferentes morfologias na Fig. 1(f2) para identificar melhor o tipo de tecido, conforme mostrado na Tabela 2. Na Tabela 2, pode-se ver que o teor de carbono das partículas brancas é maior do que outras organizações, e os elementos de liga Cr, Mo e V são maiores, analisando esta partícula para as partículas de carboneto composto precipitadas durante o processo de resfriamento; comparativamente falando, o teor de carbono na organização lamelar descontínua é o segundo menor, e o teor de carbono na organização massiva é o menor. Como a perlita é uma organização de duas fases de carburização e ferrita, o teor médio de carbono é maior do que o da ferrita; combinado com a análise de temperatura isotérmica e morfologia, é determinado ainda que a organização lamelar é semelhante à perlita, e a organização massiva é a primeira ferrita eutética.

Análise Espectral do Aço P92, Tratado Isotermicamente a 770 °C por 25 horas, Escrito em Formato de Tabela com Frações Atômicas (%)

Estrutura C N.º Mo Ti V Cr Mn Fé C
Grânulos Brancos 11.07 0.04 0.94 0.02 2.16 8.36 2.64 54.77 2.84
Estrutura de bloco 9.31 0.04 0.95 0.2 0.32 8.42 0.74 85.51 10.21
Estrutura em camadas 5.1 0 0.09 0.1 0.33 7.3 0.35 85.65 0.69

2.2 Microdureza e Análise

Em termos gerais, durante o processo de resfriamento de aços de liga contendo elementos como W e Mo, três tipos de transformações organizacionais ocorrem na austenita super-resfriada: transformação martensítica na zona de baixa temperatura, transformação bainítica na zona de média temperatura e transformação perlítica na zona de alta temperatura. As diferentes evoluções organizacionais levam a diferentes durezas. A Figura 2 mostra a variação da curva de dureza do aço P92 em diferentes temperaturas isotérmicas. Na Figura 2, pode-se observar que com o aumento da temperatura isotérmica, a dureza mostra a tendência de diminuir primeiro, depois aumentar e finalmente diminuir. Quando a temperatura isotérmica de 160 ~ 370 ℃, a ocorrência de transformação martensítica, dureza Vickers de 516HV para 457HV. Quando a temperatura isotérmica é de 400 ~ 620 ℃, ocorre uma pequena quantidade de transformação de bainita, e a dureza de 478HV aumenta para 484HV; devido à pequena transformação de bainita, a dureza não muda muito. Quando a temperatura isotérmica é de 650 ℃, forma-se uma pequena quantidade de perlita, com uma dureza de 410HV. quando a temperatura isotérmica de 680 ~ 770 ℃, a formação da organização ferrita + perlita, dureza de 242HV a 163HV. devido à transformação do aço P92 em diferentes temperaturas na organização da transição é diferente, na região da transformação martensítica de baixa temperatura, quando a temperatura isotérmica é menor que o ponto de Ms, com o aumento da temperatura, o teor de martensita diminui, a dureza diminui; no meio da transformação do aço P92 em diferentes temperaturas, quando a temperatura isotérmica é menor que o ponto Ms, com o aumento da temperatura, o teor martensítico diminui, a dureza diminui; na região de transformação de bainita de temperatura média, como a quantidade de transformação de bainita é pequena, a dureza não muda muito; na região de transformação perlítica de alta temperatura, com o aumento da temperatura isotérmica, o primeiro teor de ferrita eutética aumenta de modo que a dureza continua a diminuir, portanto, com o aumento da temperatura isotérmica, a dureza do material é geralmente uma tendência decrescente, e a tendência da mudança na dureza e a análise da organização estão alinhadas com a tendência.

Variação das curvas de dureza do aço P92 em diferentes temperaturas isotérmicas

Variação das curvas de dureza do aço P92 em diferentes temperaturas isotérmicas

3. Conclusão

1) O ponto crítico Ac1 do aço P92 é 792,4 ℃, Ac3 é 879,8 ℃ e Ms é 372,3 ℃.

2) O aço P92 em diferentes temperaturas isotérmicas para obter a organização da temperatura ambiente é diferente; na isotérmica de 160 ~ 370 ℃ 1h, a organização da temperatura ambiente é martensita; na isotérmica de 400 ~ 430 ℃ 1h, a organização de uma pequena quantidade de bainita + martensita; na isotérmica de 520 ~ 620 ℃ 1h, a organização é relativamente estável, um curto período de tempo (1 h) não ocorre dentro da transformação, a organização da temperatura ambiente é martensita; na isotérmica de 650 ℃ 25h, a organização da temperatura ambiente é perlita. h, organização da temperatura ambiente para perlita + martensita; na isotérmica de 680 ~ 770 ℃ 25h, a organização transformada em perlita + primeira ferrita eutética.

3) Austenitização do aço P92 em Ac1 abaixo da isotérmica, com a redução da temperatura isotérmica, a dureza do material como um todo tende a aumentar, isotérmica a 770 ℃ após a ocorrência da primeira precipitação de ferrita eutética, transformação perlítica, a dureza é a mais baixa, cerca de 163HV; isotérmica a 160 ℃ após a ocorrência da transformação martensítica, a dureza é a mais alta, cerca de 516HV.

ASME B31.3 vs ASME B31.1

ASME B31.1 vs. ASME B31.3: Conheça os códigos de projeto de tubulação

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Introdução

No projeto e engenharia de tubulações, selecionar o código de tubulação apropriado é essencial para garantir segurança, eficiência e conformidade com os padrões da indústria. Dois dos códigos de projeto de tubulação mais amplamente reconhecidos são Norma ASME B31.1 e Norma ASME B31.3. Embora ambos venham da American Society of Mechanical Engineers (ASME) e governem o projeto e a construção de sistemas de tubulação, suas aplicações diferem significativamente. Entendendo o ASME B31.1 vs. ASME B31.3 O debate é crucial para selecionar o código correto para seu projeto, seja envolvendo usinas de energia, processamento químico ou instalações industriais.

Visão geral: ASME B31.1 vs. ASME B31.3

What is ASME B31.3 or Process Piping Code?

Norma ASME B31.1 é o padrão que rege o projeto, a construção e a manutenção de sistemas de tubulação de usinas de energia. Ele se aplica a sistemas de tubulação em usinas de energia, plantas industriais e outras instalações onde a geração de energia está envolvida. Este código se concentra fortemente na integridade de sistemas que lidam com vapor de alta pressão, água e gases quentes.

Aplicações típicas: Usinas elétricas, sistemas de aquecimento, turbinas e sistemas de caldeiras.
Faixa de pressão: Sistemas de vapor e fluidos de alta pressão.
Faixa de temperatura: Serviço de alta temperatura, especialmente para aplicações de vapor e gás.

What is ASME B31.1 or Power Piping Code?

Norma ASME B31.3 applies to the design and construction of piping systems used in chemical, petrochemical, and pharmaceutical industries. It governs systems that transport chemicals, gases, or liquids under different pressure and temperature conditions, often including hazardous materials. This code also covers the associated support systems and the safety considerations of handling chemicals and dangerous substances.

Aplicações típicas: Plantas de processamento químico, refinarias, instalações farmacêuticas, fábricas de alimentos e bebidas.
Faixa de pressão: Geralmente menor que a faixa de pressão da ASME B31.1, dependendo dos tipos de fluidos e sua classificação.
Faixa de temperatura: varies depending nos fluidos químicos, mas é tipicamente menor do que as condições extremas em Norma ASME B31.1.

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

ASME B31.3 vs ASME B31.1

ASME B31.3 vs ASME B31.1

Sr No Parâmetro ASME B31.3-Process Piping ASME B31.1-Power Piping
1 Escopo 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 Design de vida Process Piping is normally designed for 20 to 30 years of service life. Power Piping is generally designed for 40 years or more of service life.
16 PSV reaction force ASME B31.3 does not provide specific equations for PSV reaction force calculation. ASME B31.1 provides specific equations for PSV reaction force calculation.

Conclusão

A diferença crítica na ASME B31.1 vs. ASME B31.3 o debate está nas aplicações da indústria, nos requisitos de materiais e nas considerações de segurança. Norma ASME B31.1 é ideal para geração de energia e sistemas de alta temperatura, com foco na integridade mecânica. Ao mesmo tempo, Norma ASME B31.3 is tailored for the chemical and process industries, emphasizing the safe handling of hazardous materials and chemical compatibility. By understanding the distinctions between these two standards, you can decide which code best suits your project’s requirements, ensuring compliance and safety throughout the project’s lifecycle. Whether you are involved in power plant design or system’ processing, choosing the correct piping code is crucial for a successful project.

ASME BPVC Seção II Parte A

ASME BPVC Seção II Parte A: Especificações de materiais ferrosos

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Introdução

ASME BPVC Seção II Parte A: Especificações de materiais ferrosos é uma seção do Código ASME para caldeiras e vasos de pressão (BPVC) que abrange especificações para materiais ferrosos (principalmente ferro) usado na construção de caldeiras, vasos de pressão e outros equipamentos de retenção de pressão. Esta seção aborda especificamente os requisitos para materiais de aço e ferro, incluindo aço carbono, aço de liga e aço inoxidável.

Especificações de materiais relacionados para tubos e placas

Tubos:

SA-178/SA-178M – Tubos de caldeira e superaquecedor de aço carbono e aço carbono-manganês soldados por resistência elétrica
SA-179/SA-179M – Tubos de trocador de calor e condensador de aço de baixo carbono trefilados a frio sem costura
SA-192/SA-192M – Tubos de caldeira de aço carbono sem costura para serviço de alta pressão
SA-209/SA-209M – Tubos de liga de aço carbono-molibdênio sem costura para caldeiras e superaquecedores
SA-210/SA-210M – Tubos de caldeira e superaquecedor de aço de médio carbono sem costura
SA-213/SA-213M – Tubos sem costura de ligas de aço ferrítico e austenítico para caldeiras, superaquecedores e trocadores de calor
SA-214/SA-214M – Tubos de trocador de calor e condensador de aço carbono soldados por resistência elétrica
SA-249/SA-249M – Tubos soldados de aço austenítico para caldeiras, superaquecedores, trocadores de calor e condensadores
SA-250/SA-250M – Tubos de caldeira e superaquecedor de liga de aço ferrítico soldados por resistência elétrica
SA-268/SA-268M – Tubos de aço inoxidável ferrítico e martensítico sem costura e soldados para serviços gerais
SA-334/SA-334M – Tubos de carbono e aço-liga sem costura e soldados para serviços de baixa temperatura
SA-335/SA-335M – Tubo de aço-liga ferrítico sem costura para serviço de alta temperatura
SA-423/SA-423M – Tubos de Aço de Baixa Liga Sem Costura e Soldados Eletricamente
SA-450/SA-450M – Requisitos gerais para tubos de aço carbono e baixa liga
SA-556/SA-556M – Tubos de aquecimento de água de alimentação de aço carbono trefilados a frio sem costura
SA-557/SA-557M – Tubos de aquecedor de água de alimentação de aço carbono soldados por resistência elétrica
SA-688/SA-688M – Tubos de aquecedor de água de alimentação de aço inoxidável austenítico sem costura e soldados
SA-789/SA-789M – Tubos de aço inoxidável ferrítico/austenítico sem costura e soldados para serviços gerais
SA-790/SA-790M – Tubos de aço inoxidável ferrítico/austenítico sem costura e soldados
SA-803/SA-803M – Tubos de aquecedor de água de alimentação de aço inoxidável ferrítico sem costura e soldados
SA-813/SA-813M – Tubo de aço inoxidável austenítico com solda simples ou dupla
SA-814/SA-814M – Tubo de aço inoxidável austenítico soldado a frio

ASME BPVC

ASME BPVC

Pratos:

SA-203/SA-203M – Placas de Vaso de Pressão, Aço Liga, Níquel
SA-204/SA-204M – Placas de Vaso de Pressão, Aço Liga, Molibdênio
SA-285/SA-285M – Placas para Vasos de Pressão, Aço Carbono, Baixa e Intermediária Resistência à Tração
SA-299/SA-299M – Placas de Vaso de Pressão, Aço Carbono, Manganês-Silício
SA-302/SA-302M – Placas para Vasos de Pressão, Aço Liga, Manganês-Molibdênio e Manganês-Molibdênio-Níquel
SA-353/SA-353M – Placas para vasos de pressão, aço-liga, duplamente normalizadas e temperadas, níquel 9%
SA-387/SA-387M – Placas de Vaso de Pressão, Aço Liga, Cromo-Molibdênio
SA-516/SA-516M – Placas de Vaso de Pressão, Aço Carbono, para Serviço em Temperatura Moderada e Baixa
SA-517/SA-517M – Placas para vasos de pressão, aço-liga, alta resistência, temperadas e revenidas
SA-533/SA-533M – Placas para Vasos de Pressão, Aço Liga, Temperadas e Revenidas, Manganês-Molibdênio e Manganês-Molibdênio-Níquel
SA-537/SA-537M – Placas de Vaso de Pressão, Tratamento Térmico, Aço Carbono-Manganês-Silício
SA-542/SA-542M – Placas de Vaso de Pressão, Aço Liga, Temperado e Revenido, Cromo-Molibdênio e Cromo-Molibdênio-Vanádio
SA-543/SA-543M – Placas de Vaso de Pressão, Aço Liga, Temperadas e Revenidas, Níquel-Cromo-Molibdênio
SA-553/SA-553M – Placas para vasos de pressão, aço-liga, temperadas e revenidas, níquel 7, 8 e 9%
SA-612/SA-612M – Placas para Vasos de Pressão, Aço Carbono, Alta Resistência, para Serviço em Temperaturas Moderadas e Baixas
SA-662/SA-662M – Placas de Vaso de Pressão, Aço Carbono-Manganês-Silício, para Serviço em Temperatura Moderada e Baixa
SA-841/SA-841M – Placas de Vasos de Pressão, Produzidas por Processo de Controle Termo-Mecânico (TMCP)

Conclusão

Concluindo, a ASME BPVC Seção II Parte A: Especificações de Material Ferroso é um recurso crítico para garantir a segurança, confiabilidade e qualidade de materiais ferrosos usados para construir caldeiras, vasos de pressão e outros equipamentos de retenção de pressão. Ao fornecer especificações abrangentes sobre as propriedades mecânicas e químicas de materiais como aços carbono, aços de liga e aços inoxidáveis, esta seção garante que os materiais atendam aos padrões rigorosos exigidos para aplicações de alta pressão e alta temperatura. Sua orientação detalhada sobre formas de produtos, procedimentos de teste e conformidade com os padrões da indústria a torna indispensável para engenheiros, fabricantes e inspetores envolvidos em projeto e construção de equipamentos de pressão. Como tal, a ASME BPVC Seção II Parte A é crucial para as indústrias petroquímica, nuclear e de geração de energia, onde vasos de pressão e caldeiras devem operar com segurança e eficiência sob rigorosas condições de estresse mecânico.

Têmpera de tubos de aço sem costura SAE4140

Análise das causas de trincas em forma de anel em tubos de aço sem costura SAE 4140 temperados

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O motivo da rachadura em forma de anel na extremidade do tubo de aço sem costura SAE 4140 foi estudado por exame de composição química, teste de dureza, observação metalográfica, microscópio eletrônico de varredura e análise de espectro de energia. Os resultados mostram que a rachadura em forma de anel do tubo de aço sem costura SAE 4140 é uma rachadura de têmpera, geralmente ocorrendo na extremidade do tubo. O motivo da rachadura de têmpera são as diferentes taxas de resfriamento entre as paredes interna e externa, e a taxa de resfriamento da parede externa é muito maior do que a da parede interna, o que resulta em falha de rachadura causada pela concentração de tensão perto da posição da parede interna. A rachadura em forma de anel pode ser eliminada aumentando a taxa de resfriamento da parede interna do tubo de aço durante a têmpera, melhorando a uniformidade da taxa de resfriamento entre a parede interna e externa e controlando a temperatura após a têmpera para estar dentro de 150 ~200 ℃ para reduzir a tensão de têmpera por auto-revenimento.

SAE 4140 é um aço estrutural de baixa liga CrMo, é o grau padrão americano ASTM A519, no padrão nacional 42CrMo com base no aumento do teor de Mn; portanto, a temperabilidade SAE 4140 foi melhorada ainda mais. Tubo de aço sem costura SAE 4140, em vez de forjados sólidos, produção de tarugos de laminação de vários tipos de eixos ocos, cilindros, mangas e outras peças pode melhorar significativamente a eficiência da produção e economizar aço; O tubo de aço SAE 4140 é amplamente utilizado em ferramentas de perfuração de parafuso de mineração de campos de petróleo e gás e outros equipamentos de perfuração. O tratamento de têmpera de tubo de aço sem costura SAE 4140 pode atender aos requisitos de diferentes resistências de aço e correspondência de tenacidade, otimizando o processo de tratamento térmico. Ainda assim, muitas vezes afeta os defeitos de entrega do produto no processo de produção. Este artigo se concentra principalmente no tubo de aço SAE 4140 no processo de têmpera no meio da espessura da parede da extremidade do tubo, produz uma análise de defeito de trinca em forma de anel e propõe medidas de melhoria.

1. Materiais e métodos de teste

Uma empresa produziu especificações para tubos de aço sem costura de grau de aço SAE 4140 de ∅ 139,7 × 31,75 mm, o processo de produção para aquecimento do tarugo → perfuração → laminação → dimensionamento → têmpera (tempo de imersão de 850 ℃ de 70 min de têmpera + rotação do tubo fora do resfriamento do chuveiro de água + tempo de imersão de 735 ℃ de 2 h de têmpera) → Detecção e inspeção de falhas. Após o tratamento de têmpera, a inspeção de detecção de falhas revelou que havia uma rachadura anular no meio da espessura da parede na extremidade do tubo, conforme mostrado na Fig. 1; a rachadura anular apareceu a cerca de 21~24 mm de distância do exterior, circulou a circunferência do tubo e era parcialmente descontínua, enquanto nenhum defeito desse tipo foi encontrado no corpo do tubo.

Fig.1 A rachadura em forma de anel na extremidade do tubo

Fig.1 A rachadura em forma de anel na extremidade do tubo

Pegue o lote de amostras de têmpera de tubos de aço para análise de têmpera e observação da organização da têmpera, e análise espectral da composição do tubo de aço, ao mesmo tempo, nas rachaduras do tubo de aço temperado para coletar amostras de alta potência para observar a micromorfologia da rachadura, nível de tamanho de grão e no microscópio eletrônico de varredura com um espectrômetro para as rachaduras na composição interna da análise de microárea.

2. Resultados do teste

2.1 Composição química

A Tabela 1 mostra os resultados da análise espectral da composição química, e a composição dos elementos está de acordo com os requisitos da norma ASTM A519.

Tabela 1 Resultados da análise da composição química (fração de massa, %)

Elemento C Si Mn P S Cr Mo Cu Não
Contente 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 Teste de temperabilidade de tubos

Nas amostras temperadas do teste de dureza de têmpera da espessura total da parede, os resultados da dureza da espessura total da parede, conforme mostrado na Figura 2, podem ser vistos na Figura 2, em 21 ~ 24 mm do lado de fora da dureza de têmpera começou a cair significativamente, e do lado de fora dos 21 ~ 24 mm é a têmpera de alta temperatura do tubo encontrada na região da rachadura do anel, a área abaixo e acima da espessura da parede da dureza da diferença extrema entre a posição da espessura da parede da região atingiu 5 (HRC) ou mais. A diferença de dureza entre as espessuras de parede inferior e superior desta área é de cerca de 5 (HRC). A organização metalográfica no estado temperado é mostrada na Fig. 3. Da organização metalográfica na Fig. 3; pode ser visto que a organização na região externa do tubo é uma pequena quantidade de ferrita + martensita, enquanto a organização perto da superfície interna não é temperada, com uma pequena quantidade de ferrita e bainita, o que leva à baixa dureza de têmpera da superfície externa do tubo para a superfície interna do tubo a uma distância de 21 mm. O alto grau de consistência das trincas do anel na parede do tubo e a posição de diferença extrema na dureza de têmpera sugerem que as trincas do anel provavelmente serão produzidas no processo de têmpera. A alta consistência entre a localização das trincas do anel e a dureza de têmpera inferior indica que as trincas do anel podem ter sido produzidas durante o processo de têmpera.

Fig.2 Valor da dureza de têmpera em toda a espessura da parede

Fig.2 Valor da dureza de têmpera em toda a espessura da parede

Fig.3 Estrutura de têmpera de tubo de aço

Fig.3 Estrutura de têmpera de tubo de aço

2.3 Os resultados metalográficos do tubo de aço são mostrados na Fig. 4 e Fig. 5, respectivamente.

A organização da matriz do tubo de aço é austenita temperada + uma pequena quantidade de ferrita + uma pequena quantidade de bainita, com um tamanho de grão de 8, que é uma organização temperada média; as rachaduras se estendem ao longo da direção longitudinal, que pertence ao longo da rachadura cristalina, e os dois lados das rachaduras têm as características típicas de engajamento; há o fenômeno de descarbonetação em ambos os lados, e uma camada de óxido cinza de alta temperatura é observável na superfície das rachaduras. Há descarbonetação em ambos os lados, e uma camada de óxido cinza de alta temperatura pode ser observada na superfície da rachadura, e nenhuma inclusão não metálica pode ser vista nas proximidades da rachadura.

Fig.4 Observações da morfologia da fissura

Fig.4 Observações da morfologia da fissura

Fig.5 Microestrutura da fissura

Fig.5 Microestrutura da fissura

2.4 Resultados da análise da morfologia da fratura de trinca e do espectro de energia

Após a fratura ser aberta, a micromorfologia da fratura é observada sob o microscópio eletrônico de varredura, como mostrado na Fig. 6, que mostra que a fratura foi submetida a altas temperaturas e que ocorreu oxidação em alta temperatura na superfície. A fratura ocorre principalmente ao longo da fratura do cristal, com o tamanho do grão variando de 20 a 30 μm, e nenhum grão grosso e defeitos organizacionais anormais são encontrados; a análise do espectro de energia mostra que a superfície da fratura é composta principalmente de ferro e seus óxidos, e nenhum elemento estranho anormal é visto. A análise espectral mostra que a superfície da fratura é principalmente ferro e seus óxidos, sem nenhum elemento estranho anormal.

Fig.6 Morfologia da fratura da trinca

Fig.6 Morfologia da fratura da trinca

3 Análise e Discussão

3.1 Análise de defeitos de trinca

Do ponto de vista da micromorfologia da trinca, a abertura da trinca é reta; a cauda é curva e afiada; o caminho de extensão da trinca mostra as características da trinca ao longo do cristal, e os dois lados da trinca têm características típicas de malha, que são as características usuais de trincas de têmpera. Ainda assim, o exame metalográfico descobriu que há fenômenos de descarbonetação em ambos os lados da trinca, o que não está de acordo com as características das trincas de têmpera tradicionais, levando em consideração o fato de que a temperatura de têmpera do tubo de aço é de 735 ℃, e Ac1 é de 738 ℃ em SAE 4140, o que não está de acordo com as características convencionais de trincas de têmpera. Considerando que a temperatura de revenimento usada para o tubo é de 735 °C e o Ac1 da SAE 4140 é de 738 °C, que são muito próximos entre si, assume-se que a descarbonetação em ambos os lados da trinca está relacionada ao revenimento em alta temperatura durante o revenimento (735 °C) e não é uma trinca que já existia antes do tratamento térmico do tubo.

3.2 Causas de rachaduras

As causas das trincas de têmpera geralmente estão relacionadas à temperatura de aquecimento de têmpera, taxa de resfriamento de têmpera, defeitos metalúrgicos e tensões de têmpera. A partir dos resultados da análise composicional, a composição química do tubo atende aos requisitos do grau de aço SAE 4140 no padrão ASTM A519, e nenhum elemento excedente foi encontrado; nenhuma inclusão não metálica foi encontrada perto das trincas, e a análise do espectro de energia na fratura da trinca mostrou que os produtos de oxidação cinza nas trincas eram Fe e seus óxidos, e nenhum elemento estranho anormal foi visto, então pode ser descartado que defeitos metalúrgicos causaram as trincas anulares; o grau de tamanho de grão do tubo era Grau 8, e o grau de tamanho de grão era Grau 7, e o tamanho de grão era Grau 8, e o tamanho de grão era Grau 8. O nível de tamanho de grão do tubo é 8; o grão é refinado e não grosso, o que indica que a trinca de têmpera não tem nada a ver com a temperatura de aquecimento de têmpera.

A formação de trincas de têmpera está intimamente relacionada às tensões de têmpera, divididas em tensões térmicas e organizacionais. A tensão térmica é devida ao processo de resfriamento do tubo de aço; a camada superficial e o coração da taxa de resfriamento do tubo de aço não são consistentes, resultando em contração irregular do material e tensões internas; o resultado é que a camada superficial do tubo de aço é submetida a tensões compressivas e o coração das tensões de tração; as tensões do tecido são a têmpera da organização do tubo de aço para a transformação da martensita, juntamente com a expansão do volume de inconsistência na geração das tensões internas, a organização das tensões geradas pelo resultado é a camada superficial de tensões de tração, o centro das tensões de tração. Esses dois tipos de tensões no tubo de aço existem na mesma parte, mas o papel da direção é o oposto; o efeito combinado do resultado é que um dos dois fatores dominantes de tensões, o papel dominante da tensão térmica é o resultado da tração do coração da peça de trabalho, pressão da superfície; o papel dominante do estresse do tecido é o resultado da pressão de tração do coração da peça de trabalho na superfície de tração.

Têmpera de tubos de aço SAE 4140 usando produção de resfriamento de chuveiro externo rotativo, a taxa de resfriamento da superfície externa é muito maior do que a superfície interna, o metal externo do tubo de aço todo temperado, enquanto o metal interno não é totalmente temperado para produzir parte da organização de ferrita e bainita, o metal interno devido ao metal interno não pode ser totalmente convertido em organização martensítica, o metal interno do tubo de aço é inevitavelmente submetido à tensão de tração gerada pela expansão da parede externa da martensita e, ao mesmo tempo, devido aos diferentes tipos de organização, seu volume específico é diferente entre o metal interno e externo Ao mesmo tempo, devido aos vários tipos de organização, o volume particular das camadas interna e externa do metal é diferente, e a taxa de encolhimento não é a mesma durante o resfriamento, a tensão de tração também será gerada na interface dos dois tipos de organização, e a distribuição da tensão é dominada pelas tensões térmicas, e a tensão de tração gerada na interface dos dois tipos de organização dentro do tubo é a maior, resultando no anel rachaduras de têmpera que ocorrem na área da espessura da parede do tubo perto da superfície interna (21~24 mm de distância da superfície externa); além disso, a extremidade do tubo de aço é uma parte sensível à geometria de todo o tubo, propensa a gerar estresse. Além disso, a extremidade do tubo é uma parte sensível à geometria de todo o tubo, propensa à concentração de estresse. Essa rachadura em anel geralmente ocorre apenas na extremidade do tubo, e tais rachaduras não foram encontradas no corpo do tubo.

Em resumo, as rachaduras em forma de anel do tubo de aço de parede espessa SAE 4140 temperado são causadas pelo resfriamento irregular das paredes interna e externa; a taxa de resfriamento da parede externa é muito maior do que a da parede interna; a produção do tubo de aço de parede espessa SAE 4140 para alterar o método de resfriamento existente, não pode ser usado apenas fora do processo de resfriamento, a necessidade de fortalecer o resfriamento da parede interna do tubo de aço, para melhorar a uniformidade da taxa de resfriamento das paredes interna e externa do tubo de aço de parede espessa para reduzir a concentração de tensão, eliminando as rachaduras do anel. Rachaduras do anel.

3.3 Medidas de melhoria

Para evitar rachaduras de têmpera, no projeto do processo de têmpera, todas as condições que contribuem para o desenvolvimento de tensões de tração de têmpera são fatores para a formação de rachaduras, incluindo a temperatura de aquecimento, o processo de resfriamento e a temperatura de descarga. As medidas de processo aprimoradas propostas incluem: temperatura de têmpera de 830-850 ℃; o uso de um bico interno combinado com a linha central do tubo, controle do fluxo de pulverização interno apropriado, melhorando a taxa de resfriamento do furo interno para garantir que a taxa de resfriamento das paredes interna e externa da uniformidade da taxa de resfriamento do tubo de aço de parede espessa; controle da temperatura pós-têmpera de 150-200 ℃, o uso da temperatura residual do tubo de aço do auto-temperamento, reduz as tensões de têmpera no tubo de aço.

O uso de tecnologia aprimorada produz ∅158,75 × 34,93 mm, ∅139,7 × 31,75 mm, ∅254 × 38,1 mm, ∅224 × 26 mm e assim por diante, de acordo com dezenas de especificações de tubos de aço. Após a inspeção ultrassônica de falhas, os produtos são qualificados, sem rachaduras de têmpera de anel.

4. Conclusão

(1) De acordo com as características macroscópicas e microscópicas das fissuras nos tubos, as fissuras anulares nas extremidades dos tubos de aço SAE 4140 pertencem à falha de fissuração causada pelo estresse de têmpera, que geralmente ocorre nas extremidades dos tubos.

(2) As rachaduras em forma de anel do tubo de aço SAE 4140 de parede espessa temperada são causadas pelo resfriamento irregular das paredes interna e externa. A taxa de resfriamento da parede externa é muito maior do que a da parede interna. Para melhorar a uniformidade da taxa de resfriamento das paredes interna e externa do tubo de aço de parede espessa, a produção do tubo de aço SAE 4140 de parede espessa precisa fortalecer o resfriamento da parede interna.

Tubo de aço sem costura ASME SA213 T91

ASME SA213 T91: O quanto você sabe?

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Histórico e Introdução

ASME SA213 T91, o número do aço no Norma ASME SA213/SA213M padrão, pertence ao aço 9Cr-1Mo aprimorado, que foi desenvolvido da década de 1970 à década de 1980 pelo US Rubber Ridge National Laboratory e pelo Metallurgical Materials Laboratory da US Combustion Engineering Corporation em cooperação. Desenvolvido com base no aço 9Cr-1Mo anterior, usado em energia nuclear (também pode ser usado em outras áreas) materiais de peças pressurizadas de alta temperatura, é a terceira geração de produtos de aço de resistência a quente; sua principal característica é reduzir o teor de carbono, na limitação dos limites superior e inferior do teor de carbono, e controle mais rigoroso do teor de elementos residuais, como P e S, ao mesmo tempo, adicionando um traço de 0,030-0,070% do N, e traços dos elementos formadores de carboneto sólido 0,18-0,25% de V e 0,06-0,10% de Nb, para refinar os requisitos de grãos, melhorando assim a tenacidade plástica e a soldabilidade do aço, melhorar a estabilidade do aço em altas temperaturas, após este reforço multicomposto, a formação de um novo tipo de aço de liga resistente ao calor de alto cromo martensítico.

A norma ASME SA213 T91, que geralmente produz produtos para tubos de pequeno diâmetro, é usada principalmente em caldeiras, superaquecedores e trocadores de calor.

Graus internacionais correspondentes de aço T91

País

 EUA Alemanha Japão França China
Grau de aço equivalente SA-213 T91 X10CrMoVNNb91 HCM95 TUZ10CDVNb0901 10Cr9Mo1VNbN

Aqui reconheceremos esse aço por vários aspectos.

I. Composição química da norma ASME SA213 T91

Elemento C Mn P S Si Cr Mo Não V N.º N Al
Contente 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. Análise de desempenho

2.1 O papel dos elementos de liga nas propriedades do material: Os elementos de liga de aço T91 desempenham um papel de reforço de solução sólida e de difusão e melhoram a resistência à oxidação e corrosão do aço, analisados explicitamente como segue.
2.1.1 O carbono é o efeito de fortalecimento de solução sólida mais aparente dos elementos de aço; com o aumento do teor de carbono, a resistência de curto prazo do aço, a plasticidade e a tenacidade diminuem, o aço T91, o aumento do teor de carbono acelerará a velocidade de esferoidização de carboneto e a velocidade de agregação, acelerará a redistribuição de elementos de liga, reduzindo a soldabilidade, a resistência à corrosão e a resistência à oxidação do aço, então o aço resistente ao calor geralmente quer reduzir a quantidade de teor de carbono. Ainda assim, a resistência do aço será diminuída se o teor de carbono for muito baixo. O aço T91, comparado ao aço 12Cr1MoV, tem um teor de carbono reduzido de 20%, o que é uma consideração cuidadosa do impacto dos fatores acima.
2.1.2 O aço T91 contém traços de nitrogênio; o papel do nitrogênio é refletido em dois aspectos. Por um lado, o papel do fortalecimento da solução sólida, o nitrogênio à temperatura ambiente na solubilidade do aço é mínimo, a zona afetada pelo calor soldada do aço T91 no processo de aquecimento de soldagem e tratamento térmico pós-soldagem, haverá uma sucessão de solução sólida e processo de precipitação de VN: A zona afetada pelo calor de aquecimento de soldagem foi formada dentro da organização austenítica devido à solubilidade do VN, o teor de nitrogênio aumenta e, depois disso, o grau de supersaturação na organização da temperatura ambiente aumenta no tratamento térmico subsequente da solda, há uma leve precipitação de VN, o que aumenta a estabilidade da organização e melhora o valor da resistência duradoura da zona afetada pelo calor. Por outro lado, o aço T91 também contém uma pequena quantidade de A1; O nitrogênio pode ser formado com seu A1N, A1N em mais de 1 100 ℃ apenas um grande número dissolvido na matriz e, em seguida, reprecipitado em temperaturas mais baixas, o que pode desempenhar um melhor efeito de fortalecimento da difusão.
2.1.3 adicionar cromo principalmente para melhorar a resistência à oxidação do aço resistente ao calor, resistência à corrosão, teor de cromo inferior a 5%, 600 ℃ começou a oxidar violentamente, enquanto a quantidade de teor de cromo até 5% tem uma excelente resistência à oxidação. O aço 12Cr1MoV nos seguintes 580 ℃ tem uma boa resistência à oxidação, a profundidade da corrosão de 0,05 mm/a, 600 ℃ quando o desempenho começou a se deteriorar, a profundidade da corrosão de 0,13 mm/a. T91 contendo teor de cromo de 1 100 ℃ antes de um grande número de dissolvidos na matriz, e em temperaturas mais baixas e reprecipitação pode desempenhar um efeito de fortalecimento da difusão sonora. / Teor de cromo T91 aumentou para cerca de 9%, o uso da temperatura pode atingir 650 ℃, a medida primária é tornar a matriz dissolvida em mais cromo.
2.1.4 vanádio e nióbio são elementos vitais formadores de carboneto. Quando adicionados para formar uma liga fina e estável de carboneto com carbono, há um efeito de fortalecimento de difusão sólida.
2.1.5 A adição de molibdênio melhora principalmente a resistência térmica do aço e fortalece soluções sólidas.

2.2 Propriedades Mecânicas

Tarugo T91, após o tratamento térmico final para normalização + revenimento em alta temperatura, tem resistência à tração em temperatura ambiente ≥ 585 MPa, resistência ao escoamento em temperatura ambiente ≥ 415 MPa, dureza ≤ 250 HB, alongamento (espaçamento de 50 mm da amostra circular padrão) ≥ 20%, valor de tensão permitido [σ] 650 ℃ = 30 MPa.

Processo de tratamento térmico: temperatura de normalização de 1040 ℃, tempo de espera não inferior a 10 min, temperatura de revenimento de 730 ~ 780 ℃, tempo de espera não inferior a uma hora.

2.3 Desempenho de soldagem

De acordo com a fórmula de carbono equivalente recomendada pelo Instituto Internacional de Soldagem, o carbono equivalente do aço T91 é calculado em 2,43%, e a soldabilidade visível do T91 é baixa.
O aço não tende a reaquecer. Rachaduras.

2.3.1 Problemas com soldagem T91

2.3.1.1 Fissuração de organização endurecida na zona afetada pelo calor
A velocidade crítica de resfriamento T91 é baixa, a austenita é muito estável e o resfriamento não ocorre rapidamente durante a transformação de perlita padrão. Ela deve ser resfriada a uma temperatura mais baixa (cerca de 400 ℃) para ser transformada em martensita e organização grosseira.
A soldagem produzida pela zona afetada pelo calor das várias organizações tem diferentes densidades, coeficientes de expansão e diferentes formas de rede no processo de aquecimento e resfriamento será inevitavelmente acompanhada por diferentes expansões e contrações de volume; por outro lado, devido ao aquecimento da soldagem ter características irregulares e de alta temperatura, então as juntas soldadas T91 são enormes tensões internas. Juntas de organização de martensita grossa endurecida que estão em um estado de tensão complexo, ao mesmo tempo, o processo de resfriamento da solda difusão de hidrogênio da solda para a área próxima à costura, a presença de hidrogênio contribuiu para a fragilização da martensita, esta combinação de efeitos, é fácil produzir trincas a frio na área temperada.

2.3.1.2 Crescimento de grãos na zona afetada pelo calor
O ciclo térmico de soldagem afeta significativamente o crescimento de grãos na zona afetada pelo calor das juntas soldadas, especialmente na zona de fusão imediatamente adjacente à temperatura máxima de aquecimento. Quando a taxa de resfriamento é menor, a zona afetada pelo calor soldada aparecerá com organização grossa de ferrita e carboneto maciço, de modo que a plasticidade do aço diminui significativamente; a taxa de resfriamento é significativa devido à produção de organização grossa de martensita, mas também a plasticidade das juntas soldadas será reduzida.

2.3.1.3 Geração de camada amolecida
Aço T91 soldado no estado temperado, a zona afetada pelo calor produz uma camada de amolecimento inevitável, que é mais severa do que o amolecimento do aço resistente ao calor perlita. O amolecimento é mais notável ao usar especificações com taxas de aquecimento e resfriamento mais lentas. Além disso, a largura da camada amolecida e sua distância da linha de fusão estão relacionadas às condições de aquecimento e características da soldagem, pré-aquecimento e tratamento térmico pós-soldagem.

2.3.1.4 Corrosão sob tensão
Aço T91 no tratamento térmico pós-soldagem antes da temperatura de resfriamento geralmente não é inferior a 100 ℃. Se o resfriamento for em temperatura ambiente e o ambiente for relativamente úmido, é fácil ocorrer rachaduras por corrosão sob tensão. Regulamentos alemães: Antes do tratamento térmico pós-soldagem, ele deve ser resfriado abaixo de 150 ℃. No caso de peças de trabalho mais espessas, soldas de filete e geometria ruim, a temperatura de resfriamento não é inferior a 100 ℃. Se o resfriamento em temperatura ambiente e umidade for estritamente proibido, caso contrário, é fácil produzir rachaduras por corrosão sob tensão.

2.3.2 Processo de soldagem

2.3.2.1 Método de soldagem: Pode ser usada soldagem manual, soldagem com gás de proteção de pólo de tungstênio ou soldagem automática de pólo de fusão.
2.3.2.2 Material de soldagem: pode escolher fio de solda WE690 ou vareta de solda.

Seleção de material de soldagem:
(1) Soldagem do mesmo tipo de aço – se a soldagem manual pode ser usada para fazer a haste de soldagem manual CM-9Cb, a soldagem com proteção de gás de tungstênio pode ser usada para fazer o TGS-9Cb, a soldagem automática de pólo de fusão pode ser usada para fazer o fio MGS-9Cb;
(2) soldagem de aços diferentes – como soldagem com aço inoxidável austenítico, consumíveis de soldagem ERNiCr-3 disponíveis.

2.3.2.3 Pontos do processo de soldagem:
(1) a escolha da temperatura de pré-aquecimento antes da soldagem
O ponto Ms do aço T91 é de cerca de 400 ℃; a temperatura de pré-aquecimento é geralmente selecionada em 200 ~ 250 ℃. A temperatura de pré-aquecimento não pode ser muito alta. Caso contrário, a taxa de resfriamento da junta é reduzida, o que pode ser causado nas juntas soldadas nos limites de grãos da precipitação de carboneto e da formação de organização de ferrite, reduzindo significativamente a tenacidade ao impacto das juntas soldadas de aço à temperatura ambiente. A Alemanha fornece uma temperatura de pré-aquecimento de 180 ~ 250 ℃; a USCE fornece uma temperatura de pré-aquecimento de 120 ~ 205 ℃.

(2) a escolha do canal de soldagem / temperatura da camada intermediária
A temperatura da intercamada não deve ser menor que o limite inferior da temperatura de pré-aquecimento. Ainda assim, como na seleção da temperatura de pré-aquecimento, a temperatura da intercamada não pode ser muito alta. A temperatura da intercamada de soldagem T91 é geralmente controlada a 200 ~ 300 ℃. Regulamentos franceses: a temperatura da intercamada não excede 300 ℃. Regulamentos dos EUA: a temperatura da intercamada pode estar localizada entre 170 ~ 230 ℃.

(3) a escolha da temperatura inicial do tratamento térmico pós-soldagem
O T91 requer resfriamento pós-soldagem abaixo do ponto Ms e mantido por um certo período antes do tratamento de têmpera, com uma taxa de resfriamento pós-soldagem de 80 ~ 100 ℃ / h. Se não for isolado, a organização austenítica da junta pode não ser totalmente transformada; o aquecimento de têmpera promoverá a precipitação de carboneto ao longo dos limites de grãos austeníticos, tornando a organização muito quebradiça. No entanto, o T91 não pode ser resfriado à temperatura ambiente antes do revenimento após a soldagem porque o craqueamento a frio é perigoso quando suas juntas soldadas são resfriadas à temperatura ambiente. Para o T91, a melhor temperatura inicial do tratamento térmico pós-soldagem de 100 ~ 150 ℃ e a manutenção por uma hora podem garantir a transformação completa da organização.

(4) temperatura de revenimento do tratamento térmico pós-soldagem, tempo de espera, seleção da taxa de resfriamento de revenimento
Temperatura de têmpera: a tendência de trincas a frio do aço T91 é mais significativa e, sob certas condições, é propensa a trincas tardias, portanto, as juntas soldadas devem ser temperadas dentro de 24 horas após a soldagem. O estado pós-soldagem T91 da organização da martensita de ripas, após a têmpera, pode ser alterado para martensita temperada; seu desempenho é superior ao da martensita de ripas. A temperatura de têmpera é baixa; o efeito de têmpera não é aparente; o metal de solda é fácil de envelhecer e fragilizar; a temperatura de têmpera é muito alta (mais do que a linha AC1), a junta pode ser austenitizada novamente e, no processo de resfriamento subsequente, resfriar novamente. Ao mesmo tempo, conforme descrito anteriormente neste artigo, a determinação da temperatura de têmpera também deve considerar a influência da camada de amolecimento da junta. Em geral, a temperatura de têmpera T91 de 730 ~ 780 ℃.
Tempo de espera: O T91 requer um tempo de espera de revenimento pós-soldagem de pelo menos uma hora para garantir que sua organização seja totalmente transformada em martensita revenida.
Taxa de resfriamento de revenimento: Para reduzir o estresse residual das juntas soldadas de aço T91, a taxa de resfriamento deve ser inferior a cinco ℃ / min.
No geral, o processo de soldagem do aço T91 no processo de controle de temperatura pode ser brevemente expresso na figura abaixo:

Processo de controle de temperatura no processo de soldagem de tubo de aço T91

Processo de controle de temperatura no processo de soldagem de tubo de aço T91

III. Compreensão da norma ASME SA213 T91

3.1 O aço T91, pelo princípio da liga, especialmente adicionando uma pequena quantidade de nióbio, vanádio e outros oligoelementos, melhora significativamente a resistência a altas temperaturas e a resistência à oxidação em comparação ao aço 12 Cr1MoV, mas seu desempenho de soldagem é ruim.
3.2 O aço T91 tem maior tendência a trincas a frio durante a soldagem e precisa ser pré-aquecido a 200 ~ 250 ℃ antes da soldagem, mantendo a temperatura da camada intermediária em 200 ~ 300 ℃, o que pode prevenir efetivamente trincas a frio.
3.3 O tratamento térmico pós-soldagem do aço T91 deve ser resfriado a 100 ~ 150 ℃, isolamento por uma hora, temperatura de aquecimento e revenimento a 730 ~ 780 ℃, tempo de isolamento não inferior a uma hora e, finalmente, não superior a 5 ℃ / min de velocidade de resfriamento à temperatura ambiente.

IV. Processo de fabricação de ASME SA213 T91

O processo de fabricação do SA213 T91 requer vários métodos, incluindo fundição, perfuração e laminação. O processo de fundição deve controlar a composição química para garantir que o tubo de aço tenha excelente resistência à corrosão. Os processos de perfuração e laminação exigem controle preciso de temperatura e pressão para obter as propriedades mecânicas e a precisão dimensional necessárias. Além disso, os tubos de aço precisam ser tratados termicamente para remover tensões internas e melhorar a resistência à corrosão.

V. Aplicações da ASME SA213 T91

Norma ASME SA213 T91 é um aço resistente ao calor com alto teor de cromo, usado principalmente na fabricação de superaquecedores e reaquecedores de alta temperatura e outras peças pressurizadas de caldeiras de usinas de energia subcríticas e supercríticas com temperaturas de parede de metal não superiores a 625 °C, e também pode ser usado como peças pressurizadas de alta temperatura de vasos de pressão e energia nuclear. SA213 T91 tem excelente resistência à fluência e pode manter tamanho e forma estáveis em altas temperaturas e sob cargas de longo prazo. Suas principais aplicações incluem caldeiras, superaquecedores, trocadores de calor e outros equipamentos nas indústrias de energia, química e petróleo. É amplamente utilizado nas paredes resfriadas a água de caldeiras de alta pressão da indústria petroquímica, tubos economizadores, superaquecedores, reaquecedores e tubos.

NACE MR0175 ISO 15156 vs NACE MR0103 ISO 17495-1

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

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Introdução

Na indústria de petróleo e gás, particularmente em ambientes onshore e offshore, garantir a longevidade e a confiabilidade de materiais expostos a condições agressivas é primordial. É aqui que padrões como NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1 entram em jogo. Ambos os padrões fornecem orientação crítica para seleção de materiais em ambientes de serviço ácido. No entanto, entender as diferenças entre eles é essencial para selecionar os materiais certos para suas operações.

Nesta postagem do blog, exploraremos as principais diferenças entre NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1, e oferecemos conselhos práticos para profissionais de petróleo e gás que navegam por esses padrões. Também discutiremos as aplicações, desafios e soluções específicas que esses padrões fornecem, especialmente no contexto de ambientes severos de campos de petróleo e gás.

O que são NACE MR0175/ISO 15156 e NACE MR0103/ISO 17495-1?

NACE MR0175/ISO 15156:
Este padrão é reconhecido globalmente por governar a seleção de materiais e o controle de corrosão em ambientes de gás ácido, onde o sulfeto de hidrogênio (H₂S) está presente. Ele fornece diretrizes para o projeto, fabricação e manutenção de materiais usados em operações de petróleo e gás onshore e offshore. O objetivo é mitigar os riscos associados ao craqueamento induzido por hidrogênio (HIC), craqueamento por estresse por sulfeto (SSC) e craqueamento por corrosão sob tensão (SCC), que podem comprometer a integridade de equipamentos críticos como oleodutos, válvulas e cabeças de poço.

NACE MR0103/ISO 17495-1:
Por outro lado, NACE MR0103/ISO 17495-1 é focado principalmente em materiais usados em ambientes de refino e processamento químico, onde a exposição a serviços ácidos pode ocorrer, mas com um escopo ligeiramente diferente. Ele abrange os requisitos para equipamentos expostos a condições levemente corrosivas, com ênfase em garantir que os materiais possam suportar a natureza agressiva de processos específicos de refino, como destilação ou craqueamento, onde o risco de corrosão é comparativamente menor do que em operações de petróleo e gás upstream.

NACE MR0175 ISO 15156 vs NACE MR0103 ISO 17495-1

NACE MR0175 ISO 15156 vs NACE MR0103 ISO 17495-1

Principais diferenças: NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1

Agora que temos uma visão geral de cada padrão, é importante destacar as diferenças que podem impactar a seleção de materiais no campo. Essas distinções podem afetar significativamente o desempenho dos materiais e a segurança das operações.

1. Âmbito de aplicação

A principal diferença entre NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1 reside no escopo de sua aplicação.

NACE MR0175/ISO 15156 é adaptado para equipamentos usados em ambientes de serviço ácido onde o sulfeto de hidrogênio está presente. É crucial em atividades upstream, como exploração, produção e transporte de petróleo e gás, especialmente em campos offshore e onshore que lidam com gás ácido (gás contendo sulfeto de hidrogênio).

NACE MR0103/ISO 17495-1, embora ainda aborde o serviço ácido, é mais focado nas indústrias de refino e química, particularmente onde o gás ácido está envolvido em processos como refino, destilação e craqueamento.

2. Severidade Ambiental

As condições ambientais também são um fator fundamental na aplicação dessas normas. NACE MR0175/ISO 15156 aborda condições mais severas de serviço ácido. Por exemplo, ele cobre concentrações mais altas de sulfeto de hidrogênio, que é mais corrosivo e apresenta um risco maior de degradação do material por mecanismos como trincamento induzido por hidrogênio (HIC) e trincamento por estresse por sulfeto (SSC).

Em contraste, NACE MR0103/ISO 17495-1 considera ambientes que podem ser menos severos em termos de exposição ao sulfeto de hidrogênio, embora ainda críticos em ambientes de refinaria e planta química. A composição química dos fluidos envolvidos nos processos de refino pode não ser tão agressiva quanto aqueles encontrados em campos de gás ácido, mas ainda apresenta riscos de corrosão.

3. Requisitos de materiais

Ambas as normas fornecem critérios específicos para seleção de materiais, mas diferem em seus requisitos rigorosos. NACE MR0175/ISO 15156 coloca maior ênfase na prevenção da corrosão relacionada ao hidrogênio em materiais, que pode ocorrer mesmo em concentrações muito baixas de sulfeto de hidrogênio. Este padrão exige materiais que sejam resistentes a SSC, HIC e fadiga por corrosão em ambientes ácidos.

Por outro lado, NACE MR0103/ISO 17495-1 é menos prescritivo em termos de rachaduras relacionadas ao hidrogênio, mas requer materiais que possam lidar com agentes corrosivos em processos de refino, muitas vezes focando mais na resistência geral à corrosão do que em riscos específicos relacionados ao hidrogênio.

4. Teste e Verificação

Ambos os padrões exigem testes e verificações para garantir que os materiais terão desempenho em seus respectivos ambientes. No entanto, NACE MR0175/ISO 15156 exige testes mais extensos e verificação mais detalhada do desempenho do material sob condições de serviço ácidas. Os testes incluem diretrizes específicas para SSC, HIC e outros modos de falha associados a ambientes de gás ácido.

NACE MR0103/ISO 17495-1, embora também exija testes de materiais, geralmente é mais flexível em termos de critérios de teste, concentrando-se em garantir que os materiais atendam aos padrões gerais de resistência à corrosão em vez de focar especificamente nos riscos relacionados ao sulfeto de hidrogênio.

Por que você deve se importar com NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1?

Entender essas diferenças pode ajudar a evitar falhas de material, garantir a segurança operacional e cumprir com as regulamentações do setor. Não importa se você está trabalhando em uma plataforma de petróleo offshore, um projeto de oleoduto ou em uma refinaria, usar os materiais apropriados de acordo com esses padrões protegerá contra falhas dispendiosas, tempo de inatividade inesperado e potenciais riscos ambientais.

Para operações de petróleo e gás, especialmente em ambientes de serviços ácidos onshore e offshore, NACE MR0175/ISO 15156 é o padrão de referência. Ele garante que os materiais resistam aos ambientes mais severos, mitigando riscos como SSC e HIC que podem levar a falhas catastróficas.

Em contraste, para operações de refino ou processamento químico, NACE MR0103/ISO 17495-1 oferece orientação mais personalizada. Ela permite que os materiais sejam usados efetivamente em ambientes com gás ácido, mas com condições menos agressivas em comparação à extração de petróleo e gás. O foco aqui é mais na resistência geral à corrosão em ambientes de processamento.

Orientação prática para profissionais de petróleo e gás

Ao selecionar materiais para projetos em qualquer categoria, considere o seguinte:

Entenda seu ambiente: Avalie se sua operação está envolvida na extração de gás ácido (upstream) ou refino e processamento químico (downstream). Isso ajudará você a determinar qual padrão aplicar.

Seleção de Materiais: Escolha materiais que estejam em conformidade com o padrão relevante com base nas condições ambientais e no tipo de serviço (gás ácido vs. refino). Aços inoxidáveis, materiais de alta liga e ligas resistentes à corrosão são frequentemente recomendados com base na severidade do ambiente.

Teste e Verificação: Garanta que todos os materiais sejam testados de acordo com os respectivos padrões. Para ambientes de gás ácido, testes adicionais para SSC, HIC e fadiga por corrosão podem ser necessários.

Consulte especialistas:É sempre uma boa ideia consultar especialistas em corrosão ou engenheiros de materiais familiarizados com NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1 para garantir o desempenho ideal do material.

Conclusão

Concluindo, compreender a distinção entre NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1 é essencial para tomar decisões informadas sobre a seleção de materiais para aplicações de petróleo e gás upstream e downstream. Ao escolher o padrão apropriado para sua operação, você garante a integridade de longo prazo do seu equipamento e ajuda a evitar falhas catastróficas que podem surgir de materiais especificados incorretamente. Esteja você trabalhando com gás ácido em campos offshore ou processamento químico em refinarias, esses padrões fornecerão as diretrizes necessárias para proteger seus ativos e manter a segurança.

Se você não tiver certeza de qual padrão seguir ou precisar de mais assistência com a seleção de materiais, entre em contato com um especialista em materiais para obter aconselhamento personalizado sobre NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1 e garantir que seus projetos sejam seguros e estejam em conformidade com as melhores práticas do setor.