ASTM A335 ASME SA335 P92 SMLS RÖR

Mikrostrukturutveckling av P92-stål vid olika isotermiska temperaturer

/i /av

Mikrostrukturutveckling av P92-stål vid olika isotermiska temperaturer

P92 stål används främst i ultra-superkritiska pannor, ultrahögtrycksrörledningar och annan högtemperatur- och högtrycksutrustning. innehållet av Mo, genom korngränserna förstärkt och spridning stärkt på en mängd olika sätt, för att förbättra den omfattande prestandan hos P92 stål, P92 stål än P91 stål har bättre motståndskraft mot oxidation prestanda och korrosionsbeständighet. En varmbearbetningsprocess är avgörande för att tillverka P92 stålröret. Termisk bearbetningsteknik kan eliminera de interna defekterna som genereras i produktionsprocessen och få stålets prestanda att möta behoven av arbetsförhållanden. Organisationens typ och tillstånd i den heta arbetsprocessen är nyckelfaktorerna som påverkar prestandan för att uppfylla standarden. Därför analyserar detta dokument organisationen av P92-stålrör vid olika isotermiska temperaturer för att avslöja organisationsutvecklingen av P92-stålrör vid olika temperaturer, vilket inte bara ger informationsstöd för organisationsanalysen och prestandakontroll av den faktiska heta arbetsprocessen utan också lägger den experimentella grunden för utvecklingen av hetarbetsprocessen.

1. Testmaterial och metoder

1.1 Testmaterial

Det testade stålet är ett P92 stålrör i bruksskick (1060 ℃ härdat + 760 ℃ härdat), och dess kemiska sammansättning visas i tabell 1. Ett cylindriskt prov på ϕ4 mm × 10 mm skars i mitten av det färdiga röret vid en speciell position längs längdriktningen, och släckningsexpansionsmätaren användes för att studera vävnadstransformationen vid olika temperaturer.

Tabell 1 Huvudkemisk sammansättning av P92-stål efter massfraktion (%)

Element C Si Mn Cr Ni Mo V Al B Obs W Fe
% 0.13 0.2 0.42 8.67 0.25 0.48 0.19 0.008 0.002 0.05 1.51 Balans

1.2 Testprocess

Använder L78 släckande termisk expansionsmätare, 0,05 ℃/s uppvärmning till 1050 ℃ isolering 15 min, 200 ℃/s nedkylning till rumstemperatur. Mät den kritiska punkten för fasändring av materialet Ac1 är 792,4 ℃, Ac3 är 879,8 ℃, Ms är 372,3 ℃. Proverna värmdes upp till 1050°C med en hastighet av 10°C/s och hölls i 15 minuter och kyldes sedan ner till olika temperaturer (770, 740, 710, 680, 650, 620, 520, 430, 400, 370, 340, 310, 280, 250, 190 och 160 °C) med en hastighet av 150 °C/s och hålls under olika tidsperioder (620 °C och lägre i 1 timme, 620 °C och över i 25 timmar) . 620 ℃ och över under 25 timmar), är den isotermiska änden av strömmen avstängd så att provet luftkyls till rumstemperatur.1.3 Testmetoder

Efter slipning och polering av ytan på proverna under olika processer, korroderades ytan på proverna med hjälp av aqua regia. AXIOVERT 25 Zeiss-mikroskop och QWANTA 450 miljösvepelektronmikroskop användes för att observera och analysera organisationen; med användning av HVS-50 Vickers hårdhetstestare (lastvikt 1 kg) gjordes hårdhetsmätningar på flera ställen på ytan av varje prov och medelvärdet togs som hårdhetsvärdet för provet.

2. Testresultat och analys

2.1 Organisation och analys av olika isotermiska temperaturer

Figur 1 visar mikrostrukturen för P92-stål efter fullständig austenitisering vid 1050°C under olika tider vid olika temperaturer. Figur 1(a) visar mikrostrukturen för P92-stål efter isotermisering vid 190 ℃ under 1 timme. Från fig. 1(a2) kan man se att dess rumstemperaturorganisation är martensit (M). Från fig. 1(a3) kan man se att martensiten uppvisar ribban-liknande egenskaper. Eftersom stålets Ms-punkt är cirka 372°C, sker martensitfasomvandlingen vid isotermiska temperaturer under Ms-punkten, vilket bildar martensit, och kolinnehållet i P92-stålet tillhör intervallet lågkolhaltiga sammansättningar; en lattliknande morfologi kännetecknar martensiten.

Figur 1(a) visar mikrostrukturen av P92-stål efter 1 timme isotermisk vid 190°C

Figur 1(a) visar mikrostrukturen av P92-stål efter 1 timme isotermisk vid 190°C

Figur 1(b) för mikrostrukturen av P92-stål vid 430 ℃ isotermisk 1h. När den isotermiska temperaturen ökar till 430°C når P92-stål bainitomvandlingszonen. Eftersom stålet innehåller Mo-, B- och W-element har dessa element liten effekt på bainittransformationen samtidigt som de fördröjer den perlitiska omvandlingen. Därför P92 stål vid 430 ℃ isolering 1h, organisationen av en viss mängd bainit. Sedan omvandlas den återstående underkylda austeniten till martensit när den luftkyls.

Figur 1(b) för mikrostrukturen av P92-stål vid 430 ℃ isotermisk 1h

Figur 1(b) för mikrostrukturen av P92-stål vid 430 ℃ isotermisk 1h

Figur 1(c) visar mikrostrukturen för P92-stål vid 520 ℃ isotermisk 1h. När den isotermiska temperaturen på 520 ℃, legeringselementen Cr, Mo, Mn, etc., så att perlitomvandlingen hämmas, reduceras starten av bainitomvandlingspunkten (Bs-punkten), så i ett specifikt temperaturintervall kommer uppträda i stabiliseringszonen för den underkylda austeniten. Figur 1(c) kan ses i 520 ℃ isolering 1 timme efter att underkyld austenit inte inträffade efter omvandlingen, följt av luftkylning för att bilda martensit; den slutliga rumstemperaturorganisationen är martensiten.

Figur 1(c) visar mikrostrukturen för P92-stål vid 520 ℃ isotermisk 1h

Figur 1(c) visar mikrostrukturen för P92-stål vid 520 ℃ isotermisk 1h

Figur 1 (d) för P92-stålet vid 650 ℃ isotermisk 25h mikrostruktur för martensit + perlit. Som visas i figur 1(d3), uppvisar perlit diskontinuerliga lamellära egenskaper, och karbiden på ytan visar en kort stavutfällning. Detta beror på att P92 stållegeringselementen Cr, Mo, V, etc. förbättrar stabiliteten hos underkyld austenit samtidigt så att P92 stålperlitmorfologin förändras, det vill säga karbiden i karbidens perlitiska kropp för den korta staven, denna perlitiska kropp är känd som klassen perlit. Samtidigt hittades många fina andrafaspartiklar i organisationen.

Figur 1 (d) för P92-stålet vid 650 ℃ isotermisk 25h mikrostruktur för martensit + perlit

Figur 1 (d) för P92-stålet vid 650 ℃ isotermisk 25h mikrostruktur för martensit + perlit

Figur 1(e) visar mikrostrukturen för P92-stål vid 740 ℃ isotermisk 25h. Vid 740°C isotermisk kommer det först att ske eutektisk massiv ferritutfällning och sedan austenit eutektisk nedbrytning, vilket resulterar i en perlitliknande organisation. Jämfört med 650°C isotermisk (se fig. 1(d3)) blir den perlitiska organisationen grövre när den isotermiska temperaturen höjs, och perlitens tvåfasiga karaktär, dvs ferrit och karburit i form av en kort stång , syns tydligt.

Figur 1(e) visar mikrostrukturen för P92-stål vid 740 ℃ isotermisk 25h

Figur 1(e) visar mikrostrukturen för P92-stål vid 740 ℃ isotermisk 25h

Fig. 1(f) visar mikrostrukturen för P92-stål vid 770°C isotermisk temperatur under 25 timmar. Vid 770°C isotermisk, med förlängning av den isotermiska tiden, sker utfällningen av ferrit först, och sedan genomgår den underkylda austeniten eutektisk nedbrytning för att bilda en ferrit + perlitorganisation. Med ökningen av den isotermiska temperaturen ökar den första eutektiska ferrithalten och perlithalten minskar. På grund av P92 stållegeringselement, legeringselement lösta i austeniten för att göra austenitens härdbarhet öka, blir svårigheten med den eutektiska sönderdelningen mer omfattande, så det måste finnas en tillräckligt lång isotermisk tid för att göra dess eutektiska sönderdelning, bildandet av perlitisk organisation.

Fig. 1(f) visar mikrostrukturen för P92-stål vid 770°C isotermisk temperatur under 25 timmar

Fig. 1(f) visar mikrostrukturen för P92-stål vid 770°C isotermisk temperatur under 25 timmar

Energispektrumanalys utfördes på vävnaderna med olika morfologier i Fig. 1(f2) för att ytterligare identifiera vävnadstypen, som visas i Tabell 2. Av Tabell 2 kan man se att kolhalten i de vita partiklarna är högre än andra organisationer, och legeringselementen Cr, Mo och V är fler, analyserar denna partikel för kompositkarbidpartiklar som fälls ut under kylningsprocessen; jämförelsevis sett är kolhalten i den diskontinuerliga lamellorganisationen näst lägst, och kolhalten i den massiva organisationen är minst. Eftersom perlit är en tvåfasorganisation av uppkolning och ferrit, är den genomsnittliga kolhalten högre än för ferrit; kombinerat med isotermisk temperatur och morfologianalys, fastställs det vidare att den lamellära organisationen är perlitliknande, och den massiva organisationen är först eutektisk ferrit.

Spektrumanalys av P92-stålet, isotermiskt behandlat vid 770 °C i 25 timmar, skrivet i tabellformat med atomfraktioner (%)

Strukturera C Obs Mo Ti V Cr Mn Fe W
Vita granulat 11.07 0.04 0.94 0.02 2.16 8.36 2.64 54.77 2.84
Blockstruktur 9.31 0.04 0.95 0.2 0.32 8.42 0.74 85.51 10.21
Skiktad struktur 5.1 0 0.09 0.1 0.33 7.3 0.35 85.65 0.69

2.2 Mikrohårdhet och analys

Generellt sett, under kylningsprocessen av legerade stål som innehåller element som W och Mo, sker tre typer av organisatoriska omvandlingar i den underkylda austeniten: martensitisk omvandling i lågtemperaturzonen, bainitomvandling i medeltemperaturzonen och perlitomvandling i högtemperaturzonen. De olika organisatoriska utvecklingarna leder till olika hårdheter. Figur 2 visar variationen av hårdhetskurvan för P92-stål vid olika isotermiska temperaturer. Från fig. 2 kan man se att med ökningen av den isotermiska temperaturen visar hårdheten trenden att först minska, sedan öka och slutligen minska. När den isotermiska temperaturen på 160 ~ 370 ℃, förekomsten av martensitisk omvandling, Vickers hårdhet från 516HV till 457HV. När den isotermiska temperaturen är 400 ~ 620 ℃ inträffar en liten mängd bainitomvandling, och hårdheten hos 478HV ökar till 484HV; på grund av den lilla bainitomvandlingen förändras inte hårdheten mycket. När den isotermiska temperaturen är 650 ℃ bildas en liten mängd perlit, med en hårdhet på 410HV. När den isotermiska temperaturen på 680 ~ 770 ℃, bildandet av ferrit + perlit organisation, hårdhet från 242HV till 163HV. på grund av omvandlingen av P92-stål vid olika temperaturer i organisationen av övergången är annorlunda, i området för lågtemperaturmartensitisk omvandling, när den isotermiska temperaturen är lägre än punkten för Ms, med ökningen i temperatur, martensithalt minskar, hårdheten minskar; i mitten av omvandlingen av P92-stål i de olika temperaturerna, när den isotermiska temperaturen är lägre än Ms-punkten, med temperaturökningen minskar martensitisk halt, hårdheten minskar; i bainitomvandlingsområdet med medeltemperatur, eftersom mängden bainitomvandling är liten, förändras inte hårdheten mycket; i den perlitiska transformationsregionen med hög temperatur, med stigande isotermisk temperatur, ökar den första eutektiska ferrithalten så att hårdheten fortsätter att minska, så med ökningen av isotermisk temperatur är materialets hårdhet generellt sett en minskande trend, och trenden av förändringen i hårdhet och analysen av organisationen ligger i linje med trenden.

Variation av hårdhetskurvor för P92-stål vid olika isotermiska temperaturer

Variation av hårdhetskurvor för P92-stål vid olika isotermiska temperaturer

3. Slutsats

1) Den kritiska punkten Ac1 för P92-stål är 792,4 ℃, Ac3 är 879,8 ℃ och Ms är 372,3 ℃.

2) P92-stål vid olika isotermiska temperaturer för att erhålla rumstemperaturorganisationen är annorlunda; i 160 ~ 370 ℃ isotermisk 1h är rumstemperaturorganisationen martensit; i 400 ~ 430 ℃ isotermisk 1h, organisationen av en liten mängd bainit + martensit; i 520 ~ 620 ℃ isotermisk 1h, organisationen är relativt stabil, en kort tidsperiod (1 h) inträffar inte inom omvandlingen, rumstemperaturorganisationen är martensit; i 650 ℃ isotermisk 25h, är rumstemperaturorganisationen perlit. h, rumstemperaturorganisation för perlit + martensit; i 680 ~ 770 ℃ isotermisk 25h, organisationen förvandlas till perlit + första eutektiska ferrit.

3) P92 stålaustenitisering i Ac1 under isotermisk, med sänkning av isotermisk temperatur, tenderar materialets hårdhet som helhet att öka, isotermisk vid 770 ℃ efter förekomsten av den första eutektiska ferritutfällningen, perlitisk omvandling, hårdheten är den lägsta ca 163HV; isotermisk vid 160 ℃ efter förekomsten av martensitisk omvandling, hårdheten är den högsta, cirka 516HV.

ASME B31.3 vs ASME B31.1

ASME B31.1 vs. ASME B31.3: Känn till rördesignkoderna

/i /av

Introduktion

Inom rörkonstruktion och konstruktion är det viktigt att välja rätt rörkod för att säkerställa säkerhet, effektivitet och överensstämmelse med industristandarder. Två av de mest erkända rördesignkoderna är ASME B31.1 och ASME B31.3. Även om de båda kommer från American Society of Mechanical Engineers (ASME) och styr konstruktionen och konstruktionen av rörsystem, skiljer sig deras tillämpningar avsevärt. Att förstå ASME B31.1 vs. ASME B31.3 debatt är avgörande för att välja rätt kod för ditt projekt, oavsett om det handlar om kraftverk, kemisk bearbetning eller industrianläggningar.

Översikt: ASME B31.1 vs. ASME B31.3

What is ASME B31.3 or Process Piping Code?

ASME B31.1 är standarden som styr design, konstruktion och underhåll av kraftverksrörsystem. Det gäller rörsystem i kraftverk, industrianläggningar och andra anläggningar där elproduktion är inblandad. Den här koden fokuserar mycket på integriteten hos system som hanterar högtrycksånga, vatten och heta gaser.

Typiska applikationer: Kraftverk, värmesystem, turbiner och pannsystem.
Tryckområde: Högtrycksång- och vätskesystem.
Temperaturområde: Högtemperaturservice, speciellt för ång- och gasapplikationer.

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.

Typiska applikationer: Kemiska bearbetningsanläggningar, raffinaderier, farmaceutiska anläggningar, livsmedels- och dryckesanläggningar.
Tryckområde: Generellt lägre än tryckområdet i ASME B31.1, beroende på vätsketyper och deras klassificering.
Temperaturområde: varies depending på de kemiska vätskorna, men det är vanligtvis lägre än de extrema förhållandena i 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 Parameter ASME B31.3-Process Piping ASME B31.1-Power Piping
1 Omfattning 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 Designliv 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.

Slutsats

Den kritiska skillnaden i ASME B31.1 vs. ASME B31.3 debatten ligger i industrins tillämpningar, materialkrav och säkerhetsöverväganden. ASME B31.1 är idealisk för kraftgenerering och högtemperatursystem, med fokus på mekanisk integritet. Samtidigt, 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 avsnitt II del A

ASME BPVC Avsnitt II Del A: Specifikationer för järnmaterial

/i /av

Introduktion

ASME BPVC avsnitt II del A: Järnmaterialspecifikationer är en del av ASME Boiler and Pressure Vessel Code (BPVC) som täcker specifikationer för järnhaltiga material (främst järn) används vid konstruktion av pannor, tryckkärl och annan tryckhållande utrustning. Detta avsnitt behandlar specifikt kraven för stål och järnmaterial, inklusive kolstål, legerat stål och rostfritt stål.

Relaterade materialspecifikationer för rör och plattor

Rör:

SA-178/SA-178M – El-motstånd-svetsade kolstål och kol-mangan stålpanna och överhettarrör
SA-179/SA-179M – Sömlösa kalldragna värmeväxlare och kondensorrör med lågt kolstål
SA-192/SA-192M – Sömlösa pannrör i kolstål för högtrycksservice
SA-209/SA-209M – Sömlös kol-molybdenlegering-stålpanna och överhettarrör
SA-210/SA-210M – Sömlösa medelkolstålpanna och överhettarrör
SA-213/SA-213M – Sömlösa ferritiska och austenitiska legerade stålpanna, överhettare och värmeväxlarrör
SA-214/SA-214M – El-motstånd-svetsade kolstål värmeväxlare och kondensorrör
SA-249/SA-249M – Svetsad austenitisk stålpanna, överhettare, värmeväxlare och kondensorrör
SA-250/SA-250M – El-motstånd-svetsad ferritisk legering-stålpanna och överhettarrör
SA-268/SA-268M – Sömlösa och svetsade ferritiska och martensitiska rostfria rör för allmän service
SA-334/SA-334M – Sömlösa och svetsade rör av kol och legerat stål för lågtemperaturservice
SA-335/SA-335M – Sömlöst ferritiskt legerat stålrör för högtemperaturservice
SA-423/SA-423M – Sömlösa och elektriskt svetsade låglegerade stålrör
SA-450/SA-450M – Allmänna krav för kol- och låglegerade stålrör
SA-556/SA-556M – Sömlösa kalldragna matarvattenvärmare i kolstål
SA-557/SA-557M – El-motstånd-svetsade kolstål matarvatten värmerör
SA-688/SA-688M – Sömlösa och svetsade austenitiska matarvattenvärmarrör i rostfritt stål
SA-789/SA-789M – Sömlösa och svetsade ferritiska/austenitiska rör av rostfritt stål för allmän service
SA-790/SA-790M – Sömlöst och svetsat ferritiskt/austenitiskt rostfritt stålrör
SA-803/SA-803M – Sömlösa och svetsade ferritiska rostfria matarvattenvärmarrör
SA-813/SA-813M – Enkel- eller dubbelsvetsat austenitiskt rostfritt stålrör
SA-814/SA-814M – Kallbearbetat svetsat austenitiskt rostfritt stålrör

ASME BPVC

ASME BPVC

Tallrikar:

SA-203/SA-203M – Tryckkärlsplattor, legerat stål, nickel
SA-204/SA-204M – Tryckkärlsplattor, legerat stål, molybden
SA-285/SA-285M – Tryckkärlsplattor, kolstål, låg- och medeldraghållfasthet
SA-299/SA-299M – Tryckkärlsplattor, kolstål, mangan-kisel
SA-302/SA-302M – Tryckkärlsplattor, legerat stål, mangan-molybden och mangan-molybden-nickel
SA-353/SA-353M – Tryckkärlsplattor, legerat stål, dubbelnormaliserat och härdat 9% nickel
SA-387/SA-387M – Tryckkärlsplattor, legerat stål, krom-molybden
SA-516/SA-516M – Tryckkärlsplattor, kolstål, för måttlig och lägre temperaturservice
SA-517/SA-517M – Tryckkärlsplattor, legerat stål, höghållfast, kyld och härdad
SA-533/SA-533M – Tryckkärlsplattor, legerat stål, härdat och härdat, mangan-molybden och mangan-molybden-nickel
SA-537/SA-537M – Tryckkärlsplattor, värmebehandlade, kol-mangan-kiselstål
SA-542/SA-542M – Tryckkärlsplattor, legerat stål, kylda och härdade, krom-molybden och krom-molybden-vanadium
SA-543/SA-543M – Tryckkärlsplattor, legerat stål, härdat och härdat, nickel-krom-molybden
SA-553/SA-553M – Tryckkärlsplattor, legerat stål, härdat och härdat 7, 8 och 9% nickel
SA-612/SA-612M – Tryckkärlsplattor, kolstål, hög hållfasthet, för måttlig och lägre temperaturservice
SA-662/SA-662M – Tryckkärlsplattor, kol-mangan-kiselstål, för måttlig och lägre temperaturservice
SA-841/SA-841M – Tryckkärlsplattor, tillverkade av termomekanisk styrprocess (TMCP)

Slutsats

Sammanfattningsvis är ASME BPVC Sektion II Del A: Järnmaterialspecifikationer en kritisk resurs för att säkerställa säkerheten, tillförlitligheten och kvaliteten hos järnhaltiga material som används för att konstruera pannor, tryckkärl och annan tryckhållande utrustning. Genom att tillhandahålla omfattande specifikationer för de mekaniska och kemiska egenskaperna hos material som kolstål, legerat stål och rostfria stål, säkerställer detta avsnitt att material uppfyller de rigorösa standarder som krävs för högtrycks- och högtemperaturapplikationer. Dess detaljerade vägledning om produktformulär, testprocedurer och överensstämmelse med industristandarder gör den oumbärlig för ingenjörer, tillverkare och inspektörer som är involverade i design och konstruktion av tryckbärande anordningar. Som sådan är ASME BPVC Sektion II, del A avgörande för petrokemiska, kärnkrafts- och kraftproduktionsindustrier, där tryckkärl och pannor måste fungera säkert och effektivt under stränga mekaniska påfrestningar.

Härdande SAE4140 sömlöst stålrör

Analys av orsakerna till ringformade sprickor i släckt SAE 4140 sömlöst stålrör

/i /av

Orsaken till den ringformade sprickan vid röränden av SAE 4140 sömlösa stålrör studerades genom kemisk sammansättningsundersökning, hårdhetstest, metallografisk observation, svepelektronmikroskop och energispektrumanalys. Resultaten visar att den ringformade sprickan i SAE 4140 sömlösa stålrör är en härdande spricka, som vanligtvis förekommer i rörets ände. Anledningen till den härdande sprickan är de olika kylhastigheterna mellan inner- och ytterväggarna, och ytterväggens kylhastighet är mycket högre än den för innerväggen, vilket resulterar i sprickbildningsfel orsakat av spänningskoncentration nära innerväggens position. Den ringformade sprickan kan elimineras genom att öka kylningshastigheten för stålrörets innervägg under härdning, förbättra enhetligheten i kylhastigheten mellan inner- och ytterväggen och kontrollera att temperaturen efter härdning ligger inom 150 ~ 200 ℃ för att minska släckningsspänningen genom självhärdning.

SAE 4140 är ett CrMo låglegerat konstruktionsstål, är den amerikanska standardkvaliteten ASTM A519, i den nationella standarden 42CrMo baserat på ökningen av Mn-halten; därför har SAE 4140-härdbarheten förbättrats ytterligare. SAE 4140 sömlösa stålrör, istället för fast smide, kan rullande ämnesproduktion av olika typer av ihåliga axlar, cylindrar, hylsor och andra delar avsevärt förbättra produktionseffektiviteten och spara stål; SAE 4140 stålrör används i stor utsträckning i olje- och gasfältsgruvor för skruvborrningsverktyg och annan borrutrustning. SAE 4140 sömlösa stålrörshärdningsbehandling kan uppfylla kraven för olika stålstyrkor och seghetsmatchning genom att optimera värmebehandlingsprocessen. Ändå visar sig det ofta påverka produktleveransdefekter i produktionsprocessen. Denna artikel fokuserar huvudsakligen på SAE 4140 stålrör i härdningsprocessen i mitten av väggtjockleken på änden av röret, producerar en ringformad sprickdefektanalys och lägger fram förbättringsåtgärder.

1. Testmaterial och metoder

Ett företag tog fram specifikationer för ∅ 139,7 × 31,75 mm SAE 4140 sömlösa stålrör av stål, produktionsprocessen för ämnesuppvärmning → piercing → valsning → dimensionering → härdning (850 ℃ blötläggningstid på 70 min släckning + rör som roterar utanför vattenduschen +735 ℃ blötläggningstid på 2 timmars härdning) → Feldetektering och inspektion. Efter anlöpningsbehandlingen visade feldetekteringsinspektionen att det fanns en ringformig spricka i mitten av väggtjockleken vid röränden, som visas i fig. 1; den ringformiga sprickan uppträdde på cirka 21~24 mm från utsidan, cirklade runt rörets omkrets och var delvis diskontinuerlig, medan ingen sådan defekt hittades i rörkroppen.

Fig.1 Den ringformade sprickan vid röränden

Fig.1 Den ringformade sprickan vid röränden

Ta satsen av stålrörshärdningsprover för härdningsanalys och observation av härdningsorganisation, och spektralanalys av stålrörets sammansättning, samtidigt i de härdade stålrörssprickorna för att ta högeffektprover för att observera sprickmikromorfologin , kornstorleksnivå, och i svepelektronmikroskopet med en spektrometer för sprickorna i den inre sammansättningen av mikroområdesanalysen.

2. Testresultat

2.1 Kemisk sammansättning

Tabell 1 visar resultaten av spektralanalys av den kemiska sammansättningen, och sammansättningen av elementen är i enlighet med kraven i ASTM A519-standarden.

Tabell 1 Analysresultat för kemisk sammansättning (massfraktion, %)

Element C Si Mn P S Cr Mo Cu Ni
Innehåll 0.39 0.20 0.82 0.01 0.005 0.94 0.18 0.05 0.02
ASTM A519-krav 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 av rörhärdbarhet

På de härdade proverna av testet för härdningshårdhet för total väggtjocklek, kan resultatet av den totala väggtjocklekens hårdhet, som visas i figur 2, ses i figur 2, i 21 ~ 24 mm från utsidan av härdningshårdheten började sjunka avsevärt, och från utsidan av 21 ~ 24 mm är högtemperaturhärdningen av röret som finns i området för ringsprickan, området under och över väggtjockleken av hårdheten för den extrema skillnaden mellan placeringen av väggtjockleken av regionen nådde 5 (HRC) eller så. Hårdhetsskillnaden mellan detta områdes nedre och övre väggtjocklek är cirka 5 (HRC). Den metallografiska organisationen i det släckta tillståndet visas i fig. 3. Från den metallografiska organisationen i fig. 3; det kan ses att organisationen i det yttre området av röret är en liten mängd ferrit + martensit, medan organisationen nära den inre ytan inte är släckt, med en liten mängd ferrit och bainit, vilket leder till den låga härdningshårdheten från rörets yttre yta till rörets inre yta på ett avstånd av 21 mm. Den höga graden av konsistens av ringsprickor i rörväggen och läget för extrema skillnader i härdningshårdhet tyder på att ringsprickor sannolikt kommer att uppstå under härdningsprocessen. Den höga överensstämmelsen mellan ringsprickornas placering och den sämre härdningshårdheten indikerar att ringsprickorna kan ha uppstått under härdningsprocessen.

Fig.2 Värdet för härdningshårdhet i full väggtjocklek

Fig.2 Värdet för härdningshårdhet i full väggtjocklek

Fig.3 Härdkonstruktion av stålrör

Fig.3 Härdkonstruktion av stålrör

2.3 De metallografiska resultaten av stålröret visas i Fig. 4 respektive Fig. 5.

Stålrörets matrisorganisation är härdad austenit + en liten mängd ferrit + en liten mängd bainit, med en kornstorlek på 8, vilket är en medelhärdad organisation; sprickorna sträcker sig längs den längsgående riktningen, som hör till den kristallina sprickningen, och de två sidorna av sprickorna har de typiska egenskaperna att gripa; det finns fenomenet avkolning på båda sidor, och högtemperatur grå oxidskikt kan observeras på ytan av sprickorna. Det finns avkolning på båda sidor, och ett högtemperatur-grå oxidskikt kan observeras på sprickytan, och inga icke-metalliska inneslutningar kan ses i närheten av sprickan.

Fig.4 Observationer av sprickmorfologi

Fig.4 Observationer av sprickmorfologi

Fig. 5 Mikrostruktur av crack

Fig. 5 Mikrostruktur av crack

2.4 Spricksprickmorfologi och energispektrumanalysresultat

Efter att sprickan har öppnats observeras sprickans mikromorfologi under svepelektronmikroskopet, som visas i fig. 6, som visar att sprickan har utsatts för höga temperaturer och att högtemperaturoxidation har inträffat på ytan. Sprickan är huvudsakligen längs kristallbrottet, med kornstorleken från 20 till 30 μm, och inga grova korn och onormala organisatoriska defekter hittas; energispektrumanalysen visar att frakturens yta huvudsakligen består av järn och dess oxider, och inga onormala främmande grundämnen ses. Spektralanalys visar att sprickytan i första hand är järn och dess oxider, utan onormalt främmande element.

Fig. 6 Sprickmorfologi för sprickor

Fig. 6 Sprickmorfologi för sprickor

3 Analys och diskussion

3.1 Analys av sprickdefekter

Ur sprickmikromorfologisk synvinkel är spricköppningen rak; svansen är böjd och skarp; sprickförlängningsbanan visar egenskaperna för sprickbildning längs kristallen, och de två sidorna av sprickan har typiska ingreppsegenskaper, vilket är de vanliga egenskaperna för att släcka sprickor. Ändå fann den metallografiska undersökningen att det finns avkolningsfenomen på båda sidor av sprickan, vilket inte är i linje med egenskaperna hos de traditionella härdsprickorna, med hänsyn till det faktum att stålrörets härdningstemperatur är 735 ℃, och Ac1 är 738 ℃ i SAE 4140, vilket inte är i linje med de konventionella egenskaperna för att släcka sprickor. Med tanke på att anlöpningstemperaturen som används för röret är 735 °C och Ac1 i SAE 4140 är 738 °C, som ligger mycket nära varandra, antas det att avkolningen på båda sidor av sprickan är relaterad till hög- temperaturhärdning under anlöpningen (735 °C) och är inte en spricka som fanns redan innan värmebehandlingen av röret.

3.2 Sprickorsaker

Orsakerna till släckningssprickor är i allmänhet relaterade till släckningsvärmetemperaturen, släckningshastigheten, metallurgiska defekter och släckningspåkänningar. Från resultaten av sammansättningsanalys, uppfyller rörets kemiska sammansättning kraven för SAE 4140 stålkvalitet i ASTM A519 standard, och inga överskridande element hittades; inga icke-metalliska inneslutningar hittades nära sprickorna, och energispektrumanalysen vid sprickbrottet visade att de grå oxidationsprodukterna i sprickorna var Fe och dess oxider, och inga onormala främmande element sågs, så det kan uteslutas att metallurgiska defekter orsakade de ringformiga sprickorna; rörets kornstorleksgrad var Grade 8, och kornstorleksgraden var Grade 7, och kornstorleken var Grade 8, och kornstorleken var Grade 8. Kornstorleksnivån på röret är 8; kornet är raffinerat och inte grovt, vilket tyder på att släckningssprickan inte har något att göra med släckningsvärmetemperaturen.

Bildandet av härdsprickor är nära relaterat till härdspänningarna, uppdelade i termiska och organisatoriska påkänningar. Termisk stress beror på stålrörets kylning; ytskiktet och hjärtat av stålrörets kylningshastighet är inte konsekventa, vilket resulterar i ojämn sammandragning av materialet och inre spänningar; resultatet är att stålrörets ytskikt utsätts för tryckspänningar och hjärtat av dragpåkänningarna; vävnadsspänningar är släckningen av stålrörsorganisationen till martensittransformationen, tillsammans med expansionen av volymen av inkonsekvens i genereringen av de inre spänningarna, organisationen av spänningar som genereras av resultatet är ytskiktet av dragspänningar, centrum av dragspänningarna. Dessa två typer av spänningar i stålröret finns i samma del, men riktningsrollen är den motsatta; den kombinerade effekten av resultatet är att en av de två spänningarnas dominerande faktor, termisk spänningsdominerande roll är resultatet av arbetsstyckets hjärtdrag, yttryck; vävnad stress dominerande roll är resultatet av arbetsstycket hjärtat dragtryck ytdrag.

SAE 4140 stålrörshärdning med hjälp av roterande yttre duschkylning, kylhastigheten på den yttre ytan är mycket större än den inre ytan, den yttre metallen på stålröret är helt härdad, medan den inre metallen inte är helt kyld för att producera en del av ferrit- och bainitorganisation, den inre metallen på grund av den inre metallen kan inte helt omvandlas till martensitisk organisation, stålrörets inre metall utsätts oundvikligen för den dragspänning som genereras av expansionen av martensitens yttervägg, och vid samtidigt, på grund av de olika typerna av organisation, är dess specifika volym olika mellan den inre och yttre metallen. Samtidigt, på grund av de olika typerna av organisation, är den speciella volymen av metallens inre och yttre skikt olika , och krympningshastigheten inte är densamma under kylning, kommer dragspänningar också att genereras i gränssnittet mellan de två typerna av organisation, och fördelningen av spänningen domineras av de termiska spänningarna och dragspänningen som genereras i gränssnittet mellan de två typerna av organisation inuti röret är störst, vilket resulterar i att ringen släcker sprickor som uppstår i området för rörets väggtjocklek nära den inre ytan (21~24 mm bort från den yttre ytan); dessutom är änden av stålröret en geometrikänslig del av hela röret, benägen att generera spänningar. Dessutom är rörets ände en geometriskt känslig del av hela röret, som är utsatt för spänningskoncentration. Denna ringspricka uppstår vanligtvis endast i änden av röret, och sådana sprickor har inte hittats i rörkroppen.

Sammanfattningsvis orsakas härdade SAE 4140 tjockväggiga stålrör ringformade sprickor av ojämn kylning av inner- och ytterväggarna; kylhastigheten för ytterväggen är mycket högre än den för innerväggen; produktion av SAE 4140 tjockväggigt stålrör för att ändra den befintliga kylmetoden, kan inte användas endast utanför kylningsprocessen, behovet av att stärka kylningen av stålrörets innervägg, för att förbättra enhetligheten i kylningshastigheten av de inre och yttre väggarna på det tjockväggiga stålröret för att minska spänningskoncentrationen, vilket eliminerar ringsprickorna. Ringsprickor.

3.3 Förbättringsåtgärder

För att undvika härdningssprickor, i härdningsprocessdesignen, är alla förhållanden som bidrar till utvecklingen av härdningsdragspänningar faktorer för bildandet av sprickor, inklusive uppvärmningstemperaturen, kylprocessen och utloppstemperaturen. Förbättrade processåtgärder som föreslås inkluderar: härdningstemperatur på 830-850 ℃; användningen av ett inre munstycke matchat med rörets mittlinje, kontroll av lämpligt inre sprayflöde, förbättring av kylhastigheten för det inre hålet för att säkerställa att kylhastigheten för de inre och yttre väggarna av tjockväggiga stålrörs kylhastighet enhetlighet; kontroll av efterhärdningstemperaturen på 150-200 ℃, användningen av stålrörets resttemperatur av självhärdning, minska härdningsspänningarna i stålröret.

Användningen av förbättrad teknik ger ∅158,75 × 34,93 mm, ∅139,7 × 31,75 mm, ∅254 × 38,1 mm, ∅224 × 26 mm, och så vidare, enligt dussintals stålrörsspecifikationer. Efter ultraljudsfelinspektion är produkterna kvalificerade, utan ringsläckande sprickor.

4. Slutsats

(1) Enligt de makroskopiska och mikroskopiska egenskaperna hos rörsprickor, tillhör de ringformade sprickorna vid rörändarna på SAE 4140 stålrör sprickbildningsfelet som orsakas av härdspänning, som vanligtvis uppstår vid rörändarna.

(2) Släckta SAE 4140 tjockväggiga stålrör ringformade sprickor orsakas av ojämn kylning av inner- och ytterväggarna. Ytterväggens kylhastighet är mycket högre än innerväggens. För att förbättra enhetligheten i kylningshastigheten för de inre och yttre väggarna av det tjockväggiga stålröret, måste produktionen av SAE 4140 tjockväggiga stålrör förstärka kylningen av innerväggen.

ASME SA213 T91 sömlöst stålrör

ASME SA213 T91: Hur mycket vet du?

/i /av

Bakgrund & Introduktion

ASME SA213 T91, stålnumret i ASME SA213/SA213M standard, tillhör det förbättrade 9Cr-1Mo-stålet, som utvecklades från 1970-talet till 1980-talet av US Rubber Ridge National Laboratory och Metallurgical Materials Laboratory i US Combustion Engineering Corporation i samarbete. Utvecklat baserat på det tidigare 9Cr-1Mo-stålet, som används inom kärnkraft (kan även användas inom andra områden) högtemperaturtrycksatta delar, är den tredje generationen av varmhållfasta stålprodukter; dess huvudsakliga funktion är att minska kolhalten, i begränsningen av de övre och nedre gränserna för kolhalten, och strängare kontroll av innehållet av kvarvarande element, såsom P och S, samtidigt, lägga till ett spår av 0,030-0,070% av N, och spår av de solida karbidbildande elementen 0,18-0,25% av V och 0,06-0,10% av Nb, för att förfina kornkraven och därigenom förbättra den plastiska segheten och svetsbarheten hos stål, förbättra stålets stabilitet av stål vid höga temperaturer, efter denna multi-kompositförstärkning, bildandet av en ny typ av martensitisk högkrom värmebeständigt legerat stål.

ASME SA213 T91, som vanligtvis producerar produkter för rör med liten diameter, används främst i pannor, överhettare och värmeväxlare.

Internationella motsvarande kvaliteter av T91 stål

Land

 USA Tyskland Japan Frankrike Kina
Motsvarande stålkvalitet SA-213 T91 X10CrMoVNNb91 HCM95 TUZ10CDVNb0901 10Cr9Mo1VNbN

Vi kommer att känna igen detta stål från flera aspekter här.

I. Kemisk sammansättning av ASME SA213 T91

Element C Mn P S Si Cr Mo Ni V Obs N Al
Innehåll 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. Prestandaanalys

2.1 Legeringselementens roll för materialegenskaperna: T91 stållegeringselement spelar en solid lösningsförstärkande och diffusionsförstärkande roll och förbättrar stålets oxidations- och korrosionsbeständighet, analyserat uttryckligen enligt följande.
2.1.1 Kol är den mest uppenbara solida lösningsförstärkande effekten av stålelement; med ökningen av kolhalten, den kortsiktiga hållfastheten hos stål, plasticitet och seghet minskar, T91 sådant stål, kommer ökningen av kolhalten att accelerera hastigheten för karbidsfäroidisering och aggregationshastighet, påskynda omfördelningen av legeringselement, vilket minskar stålets svetsbarhet, korrosionsbeständighet och oxidationsbeständighet, så värmebeständigt stål vill generellt minska mängden kolinnehåll. Ändå kommer stålets hållfasthet att minska om kolhalten är för låg. T91-stål, jämfört med 12Cr1MoV-stål, har en reducerad kolhalt på 20%, vilket är ett noggrant övervägande av inverkan av ovanstående faktorer.
2.1.2 T91-stål innehåller spår av kväve; kvävets roll återspeglas i två aspekter. Å ena sidan, rollen av fast lösning förstärkning, kväve vid rumstemperatur i stålets löslighet är minimal, T91 stålsvetsad värmepåverkad zon i processen för svetsuppvärmning och eftersvetsvärmebehandling, kommer det att finnas en följd av fasta lösning och utfällningsprocess av VN: Svetsvärme-värmepåverkad zon har bildats inom den austenitiska organisationen på grund av lösligheten av VN, kvävehalten ökar, och efter det ökar graden av övermättnad i organisationen av rumstemperaturen i efterföljande värmebehandling av svetsen finns det lätt VN-utfällning, vilket ökar stabiliteten i organisationen och förbättrar värdet av den varaktiga styrkan i den värmepåverkade zonen. Å andra sidan innehåller T91-stål också en liten mängd A1; Kväve kan bildas med sin A1N, A1N i mer än 1 100 ℃ endast ett stort antal lösta i matrisen, och sedan återutfällas vid lägre temperaturer, vilket kan spela en bättre diffusionsförstärkande effekt.
2.1.3 tillsätt krom främst för att förbättra oxidationsbeständigheten hos värmebeständigt stål, korrosionsbeständighet, krominnehåll på mindre än 5%, 600 ℃ började oxidera våldsamt, medan mängden krominnehåll upp till 5% har en utmärkt oxidationsbeständighet. 12Cr1MoV stål i följande 580 ℃ har en god oxidationsbeständighet, korrosionsdjupet på 0,05 mm/a, 600 ℃ när prestandan började försämras, korrosionsdjupet på 0,13 mm/a. T91 innehållande krom innehåll av 1 100 ℃ innan ett stort antal upplöst i matrisen, och vid lägre temperaturer och återutfällning kan spela en ljuddiffusion stärkande effekt. /T91 kromhalten ökade till ca 9%, användningen av temperaturen kan nå 650 ℃, den primära åtgärden är att göra matrisen löst i mer krom.
2.1.4 vanadin och niob är viktiga karbidbildande grundämnen. När den tillsätts för att bilda en fin och stabil legeringskarbid med kol, finns en solid diffusionsförstärkande effekt.
2.1.5 Tillsats av molybden förbättrar främst stålets termiska hållfasthet och stärker fasta lösningar.

2.2 Mekaniska egenskaper

T91 ämne, efter den slutliga värmebehandlingen för normalisering + högtemperaturhärdning, har en draghållfasthet vid rumstemperatur ≥ 585 MPa, rumstemperatur sträckgräns ≥ 415 MPa, hårdhet ≤ 250 HB, förlängning (50 mm avstånd från det cirkulära standardprovet) ≥ 20%, det tillåtna spänningsvärdet [σ] 650 ℃ = 30 MPa.

Värmebehandlingsprocess: normaliseringstemperatur på 1040 ℃, hålltid på inte mindre än 10 minuter, anlöpningstemperatur på 730 ~ 780 ℃, hålltid på minst en timme.

2.3 Svetsprestanda

I enlighet med International Welding Institutes rekommenderade kolekvivalentformel beräknas T91-stålkolekvivalenten till 2,43%, och den synliga T91-svetsbarheten är dålig.
Stålet tenderar inte att återupphettas Sprickbildning.

2.3.1 Problem med T91-svetsning

2.3.1.1 Sprickbildning av härdad organisation i den värmepåverkade zonen
T91 kylningskritiska hastighet är låg, austenit är mycket stabil och kylning sker inte snabbt under standard perlitomvandling. Den måste kylas till en lägre temperatur (ca 400 ℃) för att omvandlas till martensit och grov organisation.
Svetsning som produceras av den värmepåverkade zonen i de olika organisationerna har olika densiteter, expansionskoefficienter, och olika gitterformer i uppvärmnings- och kylprocessen kommer oundvikligen att åtföljas av olika volymexpansion och sammandragning; å andra sidan, på grund av svetsningen har uppvärmningen ojämna och höga temperaturegenskaper, så T91-svetsfogarna är enorma inre spänningar. Härdade grova martensitorganisationsfogar som är i ett komplext stresstillstånd, samtidigt svetskylningsprocessen vätediffusion från svetsen till området nära sömmen, närvaron av väte har bidragit till martensitförsprödningen, denna kombination av effekter, det är lätt att producera kalla sprickor i det släckta området.

2.3.1.2 Värmepåverkad zon korntillväxt
Svetstermisk cykling påverkar avsevärt korntillväxten i den värmepåverkade zonen av svetsfogar, särskilt i smältzonen omedelbart intill den maximala uppvärmningstemperaturen. När kylningshastigheten är liten, kommer den svetsade värmepåverkade zonen att uppträda som grov massiv ferrit- och karbidorganisation så att stålets plasticitet minskar avsevärt; kylningshastigheten är betydande på grund av produktionen av grov martensitorganisation, men även plasticiteten hos svetsfogar kommer att minska.

2.3.1.3 Generering av uppmjukat lager
T91-stål svetsat i härdat tillstånd, den värmepåverkade zonen producerar ett oundvikligt mjukgörande skikt, som är svårare än uppmjukningen av värmebeständigt perlitstål. Mjukning är mer anmärkningsvärt när man använder specifikationer med långsammare uppvärmnings- och nedkylningshastigheter. Dessutom är bredden på det uppmjukade skiktet och dess avstånd från smältlinjen relaterade till uppvärmningsförhållandena och egenskaperna för svetsning, förvärmning och värmebehandling efter svetsning.

2.3.1.4 Spänningskorrosionssprickor
T91 stål i eftersvets värmebehandling innan kylningstemperaturen är i allmänhet inte mindre än 100 ℃. Om kylningen är i rumstemperatur och omgivningen är relativt fuktig är det lätt att spricka vid spänningskorrosion. Tyska bestämmelser: Före eftersvetsvärmebehandlingen måste den kylas till under 150 ℃. Vid tjockare arbetsstycken, kälsvetsar och dålig geometri är kyltemperaturen inte mindre än 100 ℃. Om kylning vid rumstemperatur och luftfuktighet är strängt förbjuden, annars är det lätt att producera spänningskorrosionssprickor.

2.3.2 Svetsprocess

2.3.2.1 Svetsmetod: Manuell svetsning, volframpolgasskyddad eller smältpolsautomatisk svetsning kan användas.
2.3.2.2 Svetsmaterial: kan välja WE690 svetstråd eller svetsstav.

Val av svetsmaterial:
(1) Svetsning av samma typ av stål – om manuell svetsning kan användas för att göra CM-9Cb manuell svetsstav, kan volframgasskyddad svetsning användas för att göra TGS-9Cb, kan smältstångsautomatisk svetsning användas för att göra MGS- 9Cb tråd;
(2) olik stålsvetsning – såsom svetsning med austenitiskt rostfritt stål tillgängliga ERNiCr-3 svetstillsatsmaterial.

2.3.2.3 Svetsprocesspunkter:
(1) valet av förvärmningstemperatur före svetsning
T91 stål Ms punkt är cirka 400 ℃; förvärmningstemperaturen väljs vanligtvis till 200 ~ 250 ℃. Förvärmningstemperaturen får inte vara för hög. I annat fall reduceras fogkylningshastigheten, vilket kan orsakas i svetsfogarna vid korngränserna för karbidutfällning och bildandet av ferritorganisation, vilket avsevärt minskar slagsegheten hos de stålsvetsade fogarna vid rumstemperatur. Tyskland ger en förvärmningstemperatur på 180 ~ 250 ℃; USCE ger en förvärmningstemperatur på 120 ~ 205 ℃.

(2) valet av svetskanal / mellanskiktstemperatur
Mellanskiktstemperaturen får inte vara lägre än den nedre gränsen för förvärmningstemperaturen. Ändå, som med valet av förvärmningstemperatur, får mellanskiktstemperaturen inte vara för hög. T91-svetsmellanskiktstemperaturen styrs i allmänhet till 200 ~ 300 ℃. Franska bestämmelser: mellanskiktstemperaturen överstiger inte 300 ℃. USA:s regler: mellanskiktstemperaturen kan placeras mellan 170 ~ 230 ℃.

(3) valet av eftersvets värmebehandling starttemperatur
T91 kräver eftersvetskylning till under Ms-punkten och hålls under en viss period före anlöpningsbehandling, med en eftersvetskylningshastighet på 80 ~ 100 ℃/h. Om den inte är isolerad kan den gemensamma austenitiska organisationen inte omvandlas helt; anlöpande uppvärmning kommer att främja karbidutfällning längs de austenitiska korngränserna, vilket gör organisationen mycket spröd. T91 kan dock inte kylas till rumstemperatur före anlöpning efter svetsning eftersom kall sprickbildning är farlig när dess svetsfogar kyls till rumstemperatur. För T91 kan den bästa eftersvetsvärmebehandlingens starttemperatur på 100 ~ 150 ℃ och hålla i en timme säkerställa fullständig organisationsomvandling.

(4) värmebehandling efter svets anlöpningstemperatur, hålltid, val av anlöpning av kylhastighet
Härdningstemperatur: T91-stål kallsprickningstendens är mer signifikant, och under vissa förhållanden är den benägen att fördröja sprickbildning, så svetsfogarna måste härdas inom 24 timmar efter svetsning. T91 post-svets tillstånd för organisationen av ribban martensit, efter anlöpning, kan ändras till härdad martensit; dess prestanda är överlägsen ribban martensit. Tempereringstemperaturen är låg; tempereringseffekten är inte uppenbar; svetsmetallen är lätt att åldras och spröd; anlöpningstemperaturen är för hög (mer än AC1-linjen), kan fogen austenitiseras igen, och i den efterföljande kylprocessen för att återkyla. Samtidigt, som beskrivits tidigare i detta dokument, bör bestämning av anlöpningstemperaturen också beakta inverkan av det fogmjukande skiktet. I allmänhet T91 anlöpningstemperatur på 730 ~ 780 ℃.
Hålltid: T91 kräver en hålltid för anlöpning efter svets på minst en timme för att säkerställa att dess organisation helt omvandlas till härdad martensit.
Temperering kylhastighet: För att minska restspänningen av T91 stålsvetsade fogar måste kylhastigheten vara mindre än fem ℃ / min.
Sammantaget kan T91 stålsvetsprocessen i temperaturkontrollprocessen kort uttryckas i figuren nedan:

Temperaturkontrollprocess i svetsprocessen av T91 stålrör

Temperaturkontrollprocess i svetsprocessen av T91 stålrör

III. Förståelse av ASME SA213 T91

3.1 T91-stål, genom legeringsprincipen, speciellt tillsats av en liten mängd niob, vanadin och andra spårämnen, förbättrar avsevärt högtemperaturhållfastheten och oxidationsbeständigheten jämfört med 12 Cr1MoV-stål, men dess svetsprestanda är dålig.
3.2 T91-stål har en större tendens att kallspricka under svetsning och måste försvetsas förvärmt till 200 ~ 250 ℃, vilket bibehåller mellanskiktstemperaturen vid 200 ~ 300 ℃, vilket effektivt kan förhindra kalla sprickor.
3.3 T91 stål eftersvetsningsvärmebehandling måste kylas till 100 ~ 150 ℃, isolering en timme, uppvärmnings- och anlöpningstemperatur till 730 ~ 780 ℃, isoleringstid på inte mindre än en timme och slutligen inte mer än 5 ℃ / min hastighet kylning till rumstemperatur.

IV. Tillverkningsprocess för ASME SA213 T91

Tillverkningsprocessen för SA213 T91 kräver flera metoder, inklusive smältning, håltagning och valsning. Smältprocessen måste kontrollera den kemiska sammansättningen för att säkerställa att stålröret har utmärkt korrosionsbeständighet. Genomborrnings- och valsningsprocesserna kräver exakt temperatur- och tryckkontroll för att erhålla de erforderliga mekaniska egenskaperna och dimensionsnoggrannheten. Dessutom behöver stålrör värmebehandlas för att avlägsna inre spänningar och förbättra korrosionsbeständigheten.

V. Tillämpningar av ASME SA213 T91

ASME SA213 T91 är ett värmebeständigt stål med högt krom, huvudsakligen använt vid tillverkning av högtemperaturöverhettare och -återvärmare och andra trycksatta delar av underkritiska och överkritiska kraftverkspannor med metallväggstemperaturer som inte överstiger 625°C, och kan även användas som höga -temperaturtrycksatta delar av tryckkärl och kärnkraft. SA213 T91 har utmärkt krypmotstånd och kan bibehålla stabil storlek och form vid höga temperaturer och under långvarig belastning. Dess huvudsakliga tillämpningar inkluderar pannor, överhettare, värmeväxlare och annan utrustning inom kraft-, kemi- och petroleumindustrin. Det används i stor utsträckning i den petrokemiska industrins vattenkylda väggar av högtryckspannor, economizerrör, överhettare, eftervärmare och rör.

NACE MR0175 ISO 15156 vs NACE MR0103 ISO 17495-1

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

/i /av

Introduktion

Inom olje- och gasindustrin, särskilt i miljöer på land och till havs, är det av största vikt att säkerställa livslängden och tillförlitligheten hos material som utsätts för aggressiva förhållanden. Det är här standarder som NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1 kommer in i bilden. Båda standarderna ger kritisk vägledning för materialval i sura servicemiljöer. Det är dock viktigt att förstå skillnaderna mellan dem för att välja rätt material för din verksamhet.

I det här blogginlägget kommer vi att utforska de viktigaste skillnaderna mellan NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1, och erbjuder praktiska råd för olje- och gasproffs som navigerar i dessa standarder. Vi kommer också att diskutera de specifika tillämpningarna, utmaningarna och lösningarna som dessa standarder tillhandahåller, särskilt i samband med tuffa olje- och gasfältsmiljöer.

Vad är NACE MR0175/ISO 15156 och NACE MR0103/ISO 17495-1?

NACE MR0175/ISO 15156:
Denna standard är globalt erkänd för att styra materialval och korrosionskontroll i surgasmiljöer där svavelväte (H₂S) finns. Den ger riktlinjer för design, tillverkning och underhåll av material som används i olje- och gasverksamhet på land och till havs. Målet är att minska riskerna förknippade med väte-inducerad sprickbildning (HIC), sulfid stress cracking (SSC) och stress corrosion cracking (SCC), som kan äventyra integriteten hos kritisk utrustning som rörledningar, ventiler och brunnshuvuden.

NACE MR0103/ISO 17495-1:
Å andra sidan, NACE MR0103/ISO 17495-1 är i första hand inriktad på material som används i förädlings- och kemiska processmiljöer, där exponering för sur service kan förekomma, men med en något annan omfattning. Den täcker kraven för utrustning som utsätts för milt korrosiva förhållanden, med tonvikt på att säkerställa att material kan motstå den aggressiva karaktären av specifika raffineringsprocesser som destillation eller krackning, där korrosionsrisken är jämförelsevis lägre än i uppströms olje- och gasverksamhet.

NACE MR0175 ISO 15156 vs NACE MR0103 ISO 17495-1

NACE MR0175 ISO 15156 vs NACE MR0103 ISO 17495-1

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

Nu när vi har en översikt över varje standard är det viktigt att lyfta fram de skillnader som kan påverka materialvalet inom området. Dessa distinktioner kan avsevärt påverka materialens prestanda och driftsäkerheten.

1. Tillämpningsomfång

Den primära skillnaden mellan NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1 ligger inom ramen för deras tillämpning.

NACE MR0175/ISO 15156 är skräddarsydd för utrustning som används i sura servicemiljöer där svavelväte förekommer. Det är avgörande i uppströmsaktiviteter såsom prospektering, produktion och transport av olja och gas, särskilt i offshore- och onshorefält som hanterar sur gas (gas som innehåller svavelväte).

NACE MR0103/ISO 17495-1, medan den fortfarande tar upp sur service, är mer fokuserad på raffinering och kemisk industri, särskilt där sur gas är involverad i processer som raffinering, destillation och krackning.

2. Miljösvårigheter

Miljöförhållandena är också en nyckelfaktor vid tillämpningen av dessa standarder. NACE MR0175/ISO 15156 tar upp svårare villkor för sur service. Till exempel täcker den högre koncentrationer av vätesulfid, som är mer frätande och ger en högre risk för materialnedbrytning genom mekanismer som väte-inducerad sprickbildning (HIC) och sulfid stress cracking (SSC).

Däremot NACE MR0103/ISO 17495-1 anser miljöer som kan vara mindre allvarliga när det gäller vätesulfidexponering, men fortfarande kritiska i raffinaderi- och kemiska anläggningsmiljöer. Den kemiska sammansättningen av vätskorna som är involverade i raffineringsprocesserna är kanske inte lika aggressiva som de som förekommer i surgasfält men utgör fortfarande risker för korrosion.

3. Materialkrav

Båda standarderna ger specifika kriterier för materialval, men de skiljer sig åt i sina stränga krav. NACE MR0175/ISO 15156 lägger större vikt vid att förhindra väte-relaterad korrosion i material, vilket kan uppstå även i mycket låga koncentrationer av vätesulfid. Denna standard kräver material som är resistenta mot SSC, HIC och korrosionsutmattning i sura miljöer.

Å andra sidan, NACE MR0103/ISO 17495-1 är mindre föreskrivande när det gäller väte-relaterad sprickbildning men kräver material som kan hantera korrosiva ämnen i raffineringsprocesser, ofta fokuserar mer på allmän korrosionsbeständighet snarare än specifika väte-relaterade risker.

4. Testning och verifiering

Båda standarderna kräver testning och verifiering för att säkerställa att material fungerar i sina respektive miljöer. Dock, NACE MR0175/ISO 15156 kräver mer omfattande testning och mer detaljerad verifiering av materialprestanda under sura driftsförhållanden. Testerna inkluderar specifika riktlinjer för SSC, HIC och andra fellägen förknippade med surgasmiljöer.

NACE MR0103/ISO 17495-1, samtidigt som det kräver materialtestning, är det ofta mer flexibelt när det gäller testkriterierna, med fokus på att säkerställa att material uppfyller allmänna korrosionsbeständighetsstandarder snarare än att fokusera specifikt på vätesulfidrelaterade risker.

Varför ska du bry dig om NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1?

Att förstå dessa skillnader kan hjälpa till att förhindra materialfel, säkerställa driftsäkerhet och följa branschföreskrifter. Oavsett om du arbetar på en oljerigg till havs, ett rörledningsprojekt eller i ett raffinaderi, kommer att använda lämpliga material enligt dessa standarder att skydda dig mot kostsamma fel, oväntade stillestånd och potentiella miljörisker.

För olje- och gasverksamhet, särskilt i sura servicemiljöer på land och till havs, NACE MR0175/ISO 15156 är standarden. Det säkerställer att material tål de tuffaste miljöerna, vilket minskar risker som SSC och HIC som kan leda till katastrofala fel.

Däremot för operationer inom raffinering eller kemisk bearbetning, NACE MR0103/ISO 17495-1 erbjuder mer skräddarsydd vägledning. Det gör att material kan användas effektivt i miljöer med sur gas men med mindre aggressiva förhållanden jämfört med olje- och gasutvinning. Fokus ligger här mer på allmän korrosionsbeständighet i processmiljöer.

Praktisk vägledning för olje- och gasproffs

Tänk på följande när du väljer material för projekt i någon av kategorierna:

Förstå din miljö: Utvärdera om din verksamhet är involverad i utvinning av sur gas (uppströms) eller raffinering och kemisk bearbetning (nedströms). Detta hjälper dig att avgöra vilken standard du ska tillämpa.

Materialval: Välj material som överensstämmer med den relevanta standarden baserat på miljöförhållanden och typen av tjänst (sur gas kontra raffinering). Rostfria stål, höglegerade material och korrosionsbeständiga legeringar rekommenderas ofta baserat på miljöns svårighetsgrad.

Testning och verifiering: Se till att alla material är testade enligt respektive standard. För surgasmiljöer kan ytterligare tester för SSC, HIC och korrosionsutmattning vara nödvändiga.

Rådgör med experter: Det är alltid en bra idé att rådgöra med korrosionsspecialister eller materialingenjörer som är bekanta med NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1 för att säkerställa optimal materialprestanda.

Slutsats

Sammanfattningsvis, förstå skillnaden mellan NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1 är avgörande för att fatta välgrundade beslut om materialval för både uppströms och nedströms olje- och gastillämpningar. Genom att välja lämplig standard för din verksamhet säkerställer du den långsiktiga integriteten hos din utrustning och hjälper till att förhindra katastrofala fel som kan uppstå från felaktigt specificerade material. Oavsett om du arbetar med sur gas i offshorefält eller kemisk bearbetning i raffinaderier, kommer dessa standarder att ge nödvändiga riktlinjer för att skydda dina tillgångar och upprätthålla säkerheten.

Om du är osäker på vilken standard du ska följa eller behöver ytterligare hjälp med materialval, kontakta en materialexpert för skräddarsydda råd om NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1 och se till att dina projekt är både säkra och kompatibla med branschens bästa praxis.