ZAVARIVANJE FERITNIH I MARTENZITNIH ČELIKA SA 11-14 % Cr · Tipovi legura 410 i 420 imaju dugu istoriju primene gde se zahteva umerena koroziona otpornost, izvesna otpornost prema

IIW MIZ

246 ZAVARIVANJE I ZAVARENE KONSTRUKCIJE (4/2002), str. 246-261

A.W. Marshall & J.C. Farrar Doc IX-1975-00 IX-H-494-2000

ZAVARIVANJE FERITNIH I MARTENZITNIH ČELIKA SA 11-14 % Cr∗ (nastavak teksta objavljenog u br. 3/2002)

∗ Ovaj dokument je posvećen sećanju na dr Trevora Guča, prijatelja i kolegu, koji je, kao predsednik podkomisije IX-H tokom ranih 90-ih, inicirao rad i dao doprinos konstruktivnim komentarima i pozitivnom podrškom.

6. BLAGOLEGIRANI MARTENZITNI ČELICI

Tabela 2. Ravni 11-13 % Cr čelici sa različitim sadržajima C, i malim udelom nikla

Tipični sastav, težinski % Klasa/ Komercijalna

oznaka C Mn Si Cr Ni Mo Cu N Ostalo Proizvođač Primedbe

410 < 0.15 0.5 0.3 12 < 0.5 - - - - DIN X 10 Cr 13 CA 15 (odlivak)

414 < 0.15 < 1 0.5 12.5 1.8 - - - - -

420 0.2 0.5 0.3 13 0.2 - - - - API5CT L-80 (cev)

″KCR-13A″ < 0.08 < 1 < 0.5 12 < 1 < 0.6 - - - Kubota.

Centrifugalno livene cevi

CR13LC (+Ni) 0.02 1.5 0.2 13 1.5 < 0.1 0.5 < 0.03 -

[37, 36] Mannesman

(11 % ferita) cev

’12Cr-md’ 0.01 1.5 0.2 11 0.8 - 0.5 < 0.02 - [46, 47, 48] Kawasaki, cev

6.1. Mikrostruktura Ovi čelici sadrže 11-13 % hroma sa minimalnim legirajućim dodacima. Starije standardne klase 410, 420 itd. koje imaju sadržaj C u opsegu 0.1-0.2 %, su legure koje otvrdnjavaju na vazduhu i uglavnom su martenzitne mikrostrukture. Ovi čelici se nepovratno termički obrađuju pre upotrebe i sve klase sadrže otpušteni martenzit sa različitim nivoima hromnih karbida i zaostalog ferita. Modernije klase sa nižim sadržajem C imaju malo legirajućih dodataka i “podešene” su da spreče prisustvo ferita i time minimiziraju ogrubljivanje zrna u ZUT tokom zavarivanja. Ovo predstavlja evolucioni korak prema novim blagolegitanim (“posnim”) supermartenzitnim čelicima (vidi tabelu 4.1.).

6.2. Mehaničke osobine 6.2.1. Sobna temperatura Mehaničke osobine različitih klasa variraju zavisno od oblika proizvoda, sadržaja C i termičke obrade, ali se klase mogu podeliti u dve podgrupe:

i) Klasa sa većim sadržajem ugljenika (tip 410/420) konvencionalni napon tečenja (R0.2%): 500-1000 MPa zatezna čvrstoća (Rm): 700-1400 MPa izduženje (A): 15-30 %

žilavost: vrednosti udarne žilavosti su umerene i generalno manje od 50 J na sobnoj temperaturi; klase sa najvećim sadržajem ugljenika (do 0.3 %) mogu se termički obrađivati tako da postižu napone tečenja do 1100 MPa, ali je to praćeno malom vrednosti plastičnosti i žilavosti. Pri najvećim nivoima čvrstoće, one se smanjuju do skoro 0, tako da imaju vrlo ograničenu primenu.

ii) Klasa sa manjim sadržajem ugljenika (KCR-13A itd.) konvencionalni napon tečenja (R0.2%): 400-700 Mpa zatezna čvrstoća (Rm): 600-800 Mpa izduženje (A): 20-35 %

žilavost: ovi čelici sa manjim sadržajem C, uz umereno legiranje imaju osobine otpuštenog niskougljenič. martenzita, odnosno dobru kombinaciju čvrstoće i žilavosti, tj. 150÷250 J na +20 0C. Oni imaju i upotrebljive vrednosti žilavosti na temperaturama ispod nule, pri -40 0C, ali zadržavaju malo upotrebljive vrednosti žilavosti ispod -75 0C.

MIZ IIW

ZAVARIVANJE I ZAVARENE KONSTRUKCIJE (4/2002), str. 246-261 247

6.2.2. Povišene temperature Tip legura 410/420 zadržava prihvatljive osobine na visokim temperaturama, i pri 600 0C imaju oko 45 % čvrstoće na sobnoj temperaturi. Za upotrebu na temperaturama do 500 0C, čelici se otpuštaju na 600 0C i svako naknadno nastajanje krtosti usled eksploatacije u kritičnom opsegu 350-500 0C je minimalno. Međutim, treba naglasiti da su ovi čelici osetljivi na povratnu krtost pri otpuštanju koja zavisi od fosfora [49].

Čelici sa nižim sadržajem C nisu specifično projektovani za korišćenje na povišenim temperaturama, ali nalaze primenu za produktovode zagrejane nafte na temperaturama u opsegu 100-200 °C. Ove klase pokazuju minimalni gubitak napona tečenja do oko 400 °C. Kao i kod 12 % Cr blagolegiranih martenzitnih čelika, u opsegu 350-500 °C evidentan je izvesni pad duktilnosti.

6.3. Oblici proizvoda Odlivci, otkovci i limovi; bešavne, centrifugalno livene i zavarene cevi (klase sa nižim sadržajem C).

6.4. Primene Najveći broj primena je projektovan tako da iskoristi jednu ili više od sledećih pojava:

i) Osnova je nerđajuća (12 % Cr); ii) Umereni troškovi; iii) Velika čvrstoća; iv) Osobine na povišenim temperaturama.

Ovo uključuje: hidrokrekere, reaktorske posude, postrojenja za destilaciju i pripadajuće cevovode u rafinerijama nafte, delovi peći, valjci za ravnanje i prenos u čeličanama, livena tela parnih ventila, pumpe, vratila, delovi turbina, mlaznice gorionika gde se zahteva umerena koroziona otpornost ili osobine na povišenim temperaturama; kod klasa sa nižim sadržajem C takođe mogu biti namene za protočne vodove i cevovode u industriji nafte i gasa.

6.5. Zavarivanje i zavarivost 6.5.1. Verzije sa većim sadržajem ugljenika (C >

0.1 %) Ovi čelici (tipizirani preko tipa 410 sa 0.08-0.15 % C) u slučaju kada se zahtevaju slične mehaničke osobine zavarenog spoja (šava) obično se zavaruju sa srodnim 12 % Cr potrošnim materijalom. U takvim slučajevima, kompletni zavareni elemenat treba podvrgnuti termičkoj obradi posle zavarivanja, da bi se postigla potrebna žilavost i duktilnost i u ZUT i u metalu šava. Pri termičkoj obradi posle zavarivanja postoji rizik od nastanka vodonikom izazvanih prslina u ZUT ili metalu šava, ili kod oba, a primer vodonične krtosti u metalu šava prikazan je na slici 17. Radi sprečavanja vodonične krtosti treba primeniti predgrevanje između 200 i 300 °C, kao i potrošne materijale / postupke sa niskim sadržajem vodonika. Posebno je važno da

obložene elektrode i praškovi za EPP budu upotrebljeni nakon ponovnog sušenja /pečenja, pod uslovima koje je preporučio proizvođač. Međuslojna temperatura ne sme da padne ispod temperature predgrevanja.

Slika 17. Tipična vodonična prslina u metalu šava - primetno prisustvo nešto slabo nagriženog δ-ferita ×300

Mada se generalno preporučuju visoke temperature predgrevanja (200-300 °C), temperaturu predgrevanja moguće je smanjiti na 100 °C ili još manje, ako su u pitanju tanje komponente, manje krutosti, i primena postupka sa vrlo malim potencijalom vodonika, na pr. TIG zavarivanje sa čistim žicama.

Mehaničke osobine metala šava, kao i osnovni čelik, veoma su zavisne od termičke obrade posle zavarivanja. U uslovima zavarivanja, žilavost i duktilnost su skoro na nuli, tako da pažnju treba usmeriti na sprečavanje termičkog ili fizičkog šoka pre toplotne obrade komponenti. (Zavarene sklopove od tipova sa najvećim sadržajem C takođe treba čuvati suve - vidi ispod). Tipična termička obrada posle zavarivanja treba da bude vrlo spora do sobne temperature, kako bi se dozvolilo odvijanje potpune martenzitne transformaacije (Ms – 350 °C; Mf – 100 °C), zatim otpuštanje pri 680÷720 °C, praćeno hlađenjem na vazduhu. Radi obezbeđenja nižih vrednosti tvrdoća (npr. < 22 HRc za NACE) i bolje žilavosti, najpoželjnija je termička obrada pri 745 °C. Ova termička obrada posle zavarivanja daje vrednosti udarne energije od oko 35÷40 J na +20 °C, što je uporedivo sa osnovnim čelikom.

Specifikacije za potrošni materijal koji direktno odgovara tipu 410 ima ograničenu mogućnost za eliminisanje efekta nastajanja krtosti usled zaostalog ferita, i u slučaju kada se zahtevaju zavareni spojevi povišene žilavosti, može se koristiti metal šava modifikovan sa oko 15 % Ni. Za jednom otpuštene zavarene spojeve optimum mehaničkih osobina posle zavarivanja postiže se na oko 7000C. Za taj sastav ovo je bliže temperaturi Ac1 (≈ 750 °C), što se u poređenju sa čelikom 410 (Ac1 ≈ 800 °C) smanjuje dodatkom nikla. Vremena termičke obrade posle zavarivanja se mogu produžiti, ali više temperature mogu uzrokovati

IIW MIZ


ponovno otvrdnjavanje stvaranjem svežeg martenzita. Široki opseg unapređenih osobina može se postići dvostrukom termičkom obradom posle zavarivanja. Prema NACE zahtevima za eksploataaciju u kiseloj sredini (> 22 HRc) ovo je esencijalno, i između svakog ciklusa potrebno je hlađenje do sobne temperature.

Mogu postojati situacije kada nije praktično sprovesti termičku obradu (na pr. reparatura velikih montiranih komponenata) i tada se može koristiti nesrodni austenitni dodatni materijal. Moguće opcije su slične onima kod široko primenjenih feritnih čelika, tipovi 308L, 316L i 307. Generalno su pogodnija poslednja dva tipa zbog njihove veće čvrstoće, odgovarajuće tipu čelika 410, a njegova mogućnost podešavanja razblaženja austenita u metalu šava omogućava rastvaranje vodonika i sprečavanje nastanka vodoničnih prslina u ZUT. Međutim, mora se znati da će ZUT u velikom delu biti neotpuštena, što će dati lošu duktilnost /žilavost, i u uslovima uklještenja postoji mogućnost za nastanak prslina.

Klasa sa najvećim udelom C, tip 420, retko se zavaruje#, verovatno zbog svoje reputaacije o lošoj zavarivosti, čak i kada je odgovarajuća otpornost na puzanje 12 % Cr Mo V dovoljna za zavarivanje sa srodnim potrošnim materijalima. U tom slučaju koristi se opseg predgrevanja-međuslojne temperature 250-350 °C (Ms ≈ 290 °C) koji omogućava nešto transformacije, otpuštanje i difuziju vodonika kod višeslojnih zavarenih elemenata. Strukturni preduslovi koji se preduzimaju za sprečavanje pojave hladnih prslina pre termičke oprade posle zavarivanja: idealno zavareni spojevi se sporo hlade do oko 100-150 °C radi osiguranja potpune transformacije, a zatim se direktno podvrgavaju termičkoj obradi (pri 760 °C / 1-4 časa u ovom slučaju). Ako zavareni spojevi treba da budu hlađeni do sobne temperature, transformacioni korak je praćen ponovnim zagrevanjem na 350 °C, kako bi se omogućilo da vodonik izađe pre potpunog hlađenja. Pre termičke obrade posle zavarivanja zavareni elementi treba da budu potpuno suvi, jer izlaganje vlazi visokootvrdnutih (≈ 550 HV) ZUT i metala šava može da izazove nastanak prslina usled naponske korozije. Ne treba zapostaviti mogućnost da neki površinski ostaci mogu biti higroskopni, posebno kondenzovani zavarivački dim.

6.5.2. Verzije sa nižim sadržajem ugljenika (< 0.1 % C)

Razvoj zavarivanja se u velikom stepenu odnosi na postupke TIG, MIG/MAG i EPP, a glavnina njihove primene koncentrisana je na kružno zavarivanje sučeonih spojeva cevi za protočne vodove itd. Određeni broj različitih opcija potrošnih materijala je već u upotrebi:

a) Srodnog sastava uz primenu predgrevanja i termičke obrade posle zavarivanja - tome sličan

# Metal šava, zasnovan na raznim modifikacijama legure 420, široko se primenjuje za platiranje valjaka za konti liv, postupkom zavarivanja pod praškom i punjenim žicama.

pristup prilagođen je za klase sa većim sadržajem C [45];

b) Srodnog sastava bez predgrevanja ili termičke obrade posle zavarivanja [46] smatra se još uvek eksperimentalnom vežbom;

c) Metal šava niskougljeničkog mekog martenzitnog tipa npr. ER 410 NiMo [37]. Ako se ovaj pristup prilagodi, pažnju treba posvetiti izboru procedure termičke obrade posle zavarivanja koja je pogodna za metal šava čija je Ac1 redukovana u poređenju sa osnovnim čelikom (vidi deo 7 – “meki martenzitni čelici”);

d) Dupleks ili superdupleks metal šava obično bez predgrevanja ili termičke obrade posle zavarivanja [37]. Ovaj pristup je sličan onom prilagođenom za supermartenzitne nerđajuće čelike (vidi deo 8).

Sa mogućim izuzetkom (b) sve napred pomenute opcije obezbeđuju zavarene sklopove sa više nego adekvatnim zateznim osobinama; epruvete za zatezanje poprečne na šav uglavnom pucaju u osnovnom materijalu. Takođe se postižu dovoljne vrednosti udarne žilavosti i u metalu šava i u ZUT. Međutim, vrednosti dobijene za osobine ZUT mogu biti neprirodno visoke, jer epruvete ne predstavljaju uzorak samo ZUT, već i značajnog udela žilavog osnovnog čelika.

6.6. Koroziona otpornost Tipovi legura 410 i 420 imaju dugu istoriju primene gde se zahteva umerena koroziona otpornost, izvesna otpornost prema kavitaciji i osobine na visokim temperaturama pri umerenim troškovima. Sproveden je mnogo širi rad u cilju proširenja opsega primene na morskim platformama i industriji gasa.

6.6.1. Eksploatacija pri CO2 i NaCl Verzije sa nižim C primarno su namenjene za cevovode morskih platformi gde je unutrašnji medijum vlažni CO2. Oni nude značajna poboljšanja u odnosu na obične čelike kod kojih se zahteva korišćenje inhibitora, zbog čega su manje efikasni na visokim temperaturama. Ovi čelici su pogodni za upotrebu do oko 200 °C.

Smanjeni sadržaj C, uz umereni dodatak Ni do oko 1.5 % i Cu do oko 0.5 % , imaju značajan uticaj na smanjenje brzine korozije u rastvorima sa 20 % NaCl i CO2 pod pritiskom od 3 MPa. Određen je indeks korozije zasnovan na % Cr – 10 % C + 2 % Ni [4], ali iznenađujuće, on ne obuhvata faktor za Cu, čak i kad bi se moglo smatrati da ima isti efekat kao i Ni. Bakar takođe deluje kao elemenat ojačavanja, i koristi se pri nivou od 0.5 % da obezbedi minimalni napon tečenja od 550 MPa [46].

6.6.2. Eksploatacija u uslovima kisele sredine Neka ispitivanja su sprovedena pod simuliranim uslovima kisele sredine, ali čak i mali nivoi H2S (> 0.01 bar) dovode do velikih brzina korozije i prslina usled naponske korozije izazvane sulfidom (SSC) [37].

MIZ IIW


Tip 410 (ne 420) i livene legure CA15/CA15M uključene su NACE MRO175 i pri tom se zapaža da mogu pokazivati manje nivoe prosečnog napona (prema ispitivanju NACE TM0177) nego kod drugih standardnih materijala. Trostepena termička obrada,

koja uključuje tretmane rastvaranja, uključena je kod osnovnog materijala koji treba da zadovolji nivoe tvrdoće < 22 HRc za osnovni materijal, ali i za zavarene spojeve.

7. MEKI MARTENZITNI ČELICI

Tabela 3. Niskougljenični 13-15 % Cr čelici sa 4-6 % Ni do 1.5 % Mo

Sastav, težinski % Klasa/ Komercijalna oznaka C Mn Si Cr Ni Mo Cu Ostalo Primedbe

13Cr-4Ni 0.04 0.5 0.3 13 4 0.4 - - DIN-X5CrNi13 4 (liveno)

13Cr-6Ni 0.04 0.5 0.3 12.5 5.7 0.5 - - DIN G-x5CrNi13 6 (liveno)

ZGOCr13Ni6Mo 0.06 0.7 0.8 13 5.8 0.6 - - Kina 00Cr13Ni5MoNb(Ti) 0.02 0.1 0.2 14 6.6 1.3 - 0.5Nb + Ti Kina

16Cr-5Ni-1,5Mo 0.5 0.5 0.3 16 5 1.5 - - DINx4CrNiMo16 5 DIN G-x5CrNoMo

16 5 (liveno)

7.1. Mikrostruktura Ovi čelici predstavljaju razvoj 12 % Cr čelika tako što imaju niži sadržaj C, uz dodatak 4-6 % Ni i 0.5-1.5 % Mo. Ovi čelici se uvek isporučuju u otpuštenom stanju, a mikrostruktura se sastoji od finih iglica martenzita sa malo ili bez zaostalog ferita. Vrlo fina disperzija stabilnog austenita, formirana tokom toplotne obrade, doprinosi relativno velikoj žilavosti ovih legura.

7.2. Mehaničke osobine 7.2.1. Sobna temperatura Osobine različitih klasa su u zavisnosti od sastava i termičke obrade, ali su uobičajeno u opsegu:

konvencionalni napon tečenja (R0.2): 620-800 MPa

zatezna čvrstoća (Rm): 800-950 MPa

izduženje (A): 15-25 %

žilavost: Livene legure imaju dobru žilavost do najmanje -50 °C sa tipičnim vrednostima u opsegu 60-80 J. Upotrebljive vrednosti 25-35 J mogu se zapaziti pri -100 °C. Kovane verzije obično imaju nešto bolju žilavost nego livene legure.

7.2.2. Povišene temperature Ove legure, zbog relativno niske temperature Ac1 primarno nisu namenjene za korišćenje na visokim temperaturama. Na temperaturi do 400 °C zadržavaju više od 80 % vrednosti napona tečenja i zatezne čvrstoće, i naglim padom ovih vrednosti pri višim temperaturama. Kao i kod većine 12 % Cr čelika, na oko 400 °C pokazuju umereni pad plastičnosti [50].

7.3. Oblici proizvoda Odlivci, otkovci, bašavne cevi.

7.4. Primene Legure imaju dobru opštu korozionu otpornost i izvesnu otpornost prema naponskim razlikama u okruženju CO2 i H2S. Takođe su posebno otporne na abraziju u

vlažnom stanju i kavitaciju, te stoga imaju veoma široku primenu u sledećim oblastima: teški delovi komponenata vodenih turbina uključujući valjke, radna kola, dijafragme, difuzore, impulsna kola, propelere itd.; pumpe i tela ventila za elektrane i petrohimijsku industriju; oprema za naftne platforme i industriju gasa.

7.5. Zavarivanje i zavarivost Zavarivanje se najčešće izvodi primenom srodnog potrošnog materijala sa niskim sadržajem C (obično 0.04 % C, u specifikacijama je dozvoljeno < 0.06 % C), najčešće korišćenih elektrolučnih postupaka. Zavarivost ovih klasa je relativno veća u odnosu na ravne 12 % Cr čelike, zbog stvaranja žilavog niskougljeničnog martenzita i u metalu šava i u ZUT kojim se smanjuje osetljivost na vodonične prsline, kao i mali udeo sadržaja delta ferita koji smanjuje sklonost ka rastu zrna. I pored ovih pravila, još uvek je neophodno preduzeti mere za sprečavanje vodonikom izazvanih prslina i u ZUT i u metalu šava. Potrošne materijale treba izabrati i/ili pripremiti tako da daju metal šava sa nivoom vodonika manjim od 5ml/100g metala šava. Predgrevanje je takođe od esencijalnog značaja za debljinu (> 20 mm), i kod uklještenih konstrukcija optimalna temperatura predgrevanja i međuslojna temperatura treba da budu u temperaturnom intervalu 100-200 °C, tj. unutar temperature martenzitne transformacije (≈ 100-250 °C). Međuslojna temperatura iznad Ms vodi do grube stubaste dendritne mikrostrukture sa inferiornim osobinama posle transformacije.

Za manje značajne ili nekritične zavarene spojeve, i radi izbegavanja termičke obrade posle zavarivanja (kada je izvesno otvrdnjavanje ZUT poželjno pri eksploataciji), moguće je korišćenje austenitnih potrošnih materijala tipa 308L ili 309L. Ovi daju dobre osobine metala šava i visoku rastvorljivost u austenitu ovog metala šava što sprečava rizik od nastanka prslina u ZUT u uslovima bez predgrevanja. Slična procedura, uz korišćenje dupleks ili superdupleks potrošnih materijala, obezbediće povećanu čvrstoću.

IIW MIZ


Za reparaature na licu mesta /navarene slojeve, srodni potrošni materijali se ponekad koriste bez termičke obrade posle zavarivanja, bez ograničenja plastičnosti i žilavosti. Preporučuje se niži opseg temperatura od 100-150 °C [8] kojim se obezbeđuje da se svaki zavar transformiše u martenzit, i da se svaki delimično otpusti tokom nanošenja narednog sloja. Završni sloj (cevi) zbog manjeg ponovnog zagrevanja, biće trvrđi sa manjom duktilnošću.

Za većinu primena zavarivanja, reparaturu odlivaka, spajanje otkivaka itd, termička obrada posle zavarivanja se, bez odstupanja, sprovodi u opsegu 580-620 °C. Minimalna vrednost tvrdoće se postiže termičkom obradom pri 600 °C / 20 h ili 620 °C / 10 h, mada se zadovoljavajuća plastičnost i žilavost dobijaju pri mnogo kraćem trajanju. Produžena termička obrada se generalno primenjuje kod vrlo velikih debelozidnih odlivaka i značajno je da hlađenje posle zavarivanja bude ispod 100 °C, kako bi se omogućila potpuna transformacija u martenzit. Međutim, potpuno hlađenje do sobne temperature pre termičke obrade posle zavarivanja, kod vrlo debelih delova treba izbegavati, radi sprečavanja rizika od hladnih prslina.

Ako se u zavarenom spoju 13 % Cr - 4 % Ni nivoi tvrdoće ograniče, na pr. NACE MR 0175 (< 23 HRc), tada se zahteva dvostruka obrada u kombinaciji sa vrlo malim nivoima C (< 0.035 %). Uobičajena praksa je 675 °C / 10 h plus 605 °C / 10 h sa međuhlađenjem na vazduhu do sobne temperature. Skorašnji radovi [29] naglašavaju da su 650 °C + 620 °C optimalni uslovi uz međuhlađenje do sobne ili čak 0 °C, u cilju obezbeđenja što kompletnije martenzitne transformacije. Treba naglasiti da su ove temperature termičke obrade posle zavarivanja baš unutar granica koje je specificirao NACE MR 0175. Značajno praktično saznanje je činjenica da se ispitivanje zavarenog sklopa normalno izvodi korišćenjem metode Vikersa sa malim opterećenjem, i tada se vrednosti HV pretvaraju u HRc prema referencama u standardnim tabelama kao što je ASTM E 140. Međutim, ustanovljeno je da konverzija HV-HRc prema ASTM (23 HRc = 245 HV) nije korektna za takve zavarene spojeve, tako da treba koristiti konverziju 23 HRc = 275 HV [29]. Vrednosti tvrdoće metala šava ispod 23 HRc mogu se dostići pri jednostepenoj termičkoj obradi uz dovoljno držanja ispod 620 °C što obezbeđuje da sadržaj C bude kontrolisan do ekstremno niskih vrednosti, manjih od 0.01 %. Uticaj sadržaja C je jasno prikazan na slici 18 [29], gde se sa većim sadržajem C i dužim trajanjem zapaža ponovno otvrdnjavanje, verovatno izazvano destabilizacijom početnog stabilnog austenita, stvorenog oko Ac1 temperature.

7.6. Koroziona otpornost Legure tipa 13 % Cr - 4 % Ni razvijene su ranih 1960-ih kao zamena livenih legura gde je legura CA15 (410) tradicionalno bila korišćena. Legura CA15 je mnogo teža za proizvodnju u livnicama i pokazuje relativno slabu zavarivost.

Prvo ostvarene primene nisu bile namenjene da koriste bilo kakva dodatna poboljšanja korozione opornosti. Čelici 13/4 su nudili dobru opštu korozionu otpornost u vodi, kombinovanu sa odličnom abraziono / kavitacionom otpornošću.

Za industriju nafte i gasa, čelici nude dobre osobine pri visokom sadržaju CO2 ,tako da se mogu koristiti kao značajna alternativa legurama 410.

Slika 18. Međusobni odnos između srednje vrednosti tvrdoće (maksimalna vrednost za svaki šav) i parametra

termičke obrade posle zavarivanja, P = T (20 + log t) x 10-3; podaci o tvrdoći su podeljeni u odnosu na deponovani sadržaj

ugljenika [29]

7.6.1. Eksploataacija u kiselim sredinama Ove legure nalaze primenu kod proizvodnih fluida za industriju nafte i gasa koji sadrže CO2 i H2S, ali su potencijalno osetljivi na pojavu prslina usled napona u prisustvu sulfida (SCC) u okruženju H2S, posebno u opštim ili lokalizovanim uslovima otvrdnjavanja, na pr. zavarenih spojeva. Osetljivost prema SSC raste sa tvrdoćom i NACE MR 0175 za korišćenje 13 % Cr - 4 % Ni legure u kiseloj sredini ograničava maksimalnu vrednost tvrdoće od 23 HRc.

Dalja smanjenja sadržaja C u kombinaciji sa višim sadržajem legirajućih elemenata, do 6 % Ni i 2.5 % Mo, daju unapređenja osobina u H2S okruženju, i čak dovode do evolucije takozvanih supermartenzitnih nerđajućih čelika, o čemu će biti reči u narednom odeljku.

8. SUPERMARTENZITNI ČELICI Familija vrlo niskougljeničnih čelika se dalje može podeliti u tri grupe povećanog sadržaja legirajućih elemenata radi obezbeđenja smanjenja efektivnih troškova materijala za opseg radnih uslova, posebno za povećanje otpornosti na naponsku koroziju u

MIZ IIW


prisustrvu sulfida (SCC). U tabeli 4 su prikazane tri grupe, opisane u literaturi sa podpodelom na ″posne″,

″srednje″ i ″visoke″ tipove legura.

Tabela 4A. “Posni” (blagolegirani) supermartenzitni čelici za 11 % Cr - 2 % Ni, bez Mo

Sastav, težinski % Klasa/ Trgovački naziv C Mn Si Cr Ni Mo Cu N Ostalo

Proizvođač Referenca

Fafer X80 11Cr-2Ni 0.015 1.7 0.2 10.5 1.8 < 0.1 0.5 < 0.012 - CLI-Fafer [51,52] KL-12Cr-X80 0.01 1.2 0.2 11 1.5 - 0.5 < 0.012 - Kawasaki [53]

Tabela 4B. ″Srednji″ supermartenzitni čelici sa 12 % Cr – 4.5 % Ni – 1.5 % Mo

Sastav, težinski % Klasa/Trgovački naziv C Mn Si Cr Ni Mo Cu N Ostalo


Super 13Cr-M 0.01 0.4 0.2 13 5 0.7 - - Ti-0,1 Sumitomo [54] Fafer X80 12Cr4-5Ni1-5Mo 0.015 1.7 0.2 11.5 4.5 1.4 0.5 < 0.012 - CLI-Fafer [51, 52]

″Sweet″ 1%Mo < 0.015 0.5 0.2 11 3.5 1 - < 0.01 Ti-0,03 Nuppon Steel [55] ″F2NM″ 0.01 0.6 0.4 13.4 3.8 0.4 - 0.015 - Vallourec [56] ″HP 13Cr″ < 0.03 0.4 < 0.3 13 4 1 - 0.05 - Kawasaki [47, 57, 58, 59] ″D 13.5.2N″ 0.2 0.7 0.3 13.3 4.8 1.6 0.1 0.08 - Dalmine [60, 61] ″CRS″ (>95ksi) 0.2 0.5 0.3 12.5 4.5 1.5 1.5 0.02 - Nippon Steel [62, 63, 64]

Tabela 4C. ″Visoki″ supermartenzitni čelici sa 12 % Cr – 6.5 % Ni – 2.5 % Mo

Sastav, težinski % Klasa/Trgovački naziv C Mn Si Cr Ni Mo Cu N Ostalo


UNS X80 Super 13Cr-S 0.01 0.4 0.2 12 6.5 2.5 - - Ti-0.1 Sumitomo [54]

Fafer X80 12Cr-6Ni2-5Mo 0.01 1.7 0.4 12 6.5 2.5 - < 0.12 - CLI-Fafer [51,]

KL-HP-12Cr 0.01 0.5 0.3 12.3 5.5 2.1 - - - Kawasaki [65] ″Mild Sour″ 2%Mo < 0.015 0.5 0.2 11 5.2 2 0.6 < 0.01 Ti-0.02 Nippon Steel [55] ″Sour″ 3%Mo < 0.015 0.5 0.2 11 6 2.5 0.7 < 0.01 Ti-0.02 Nippon Steel [55] ″Super 13Cr″ (13-5-2) 0.02 0.4 0.2 12.5 5 2 - 0.08 - Sumitomo [66, 67, 68, 69, 70]

″Super 13Cr (13-6-2.5-Ti)″ < 0.01 0.4 0.3 12 6.2 2.5 - < 0.01 Ti-0.06 ili 0.3 Sumitomo [71, 72, 73]

″Super 13Cr″ (12-5-2) 0.02 0.5 0.2 12.2 5.5 2 0.2 0.02 V-0.2 British Steel [56, 74]

Objašnjenje uz tabelu 4A-C: Čelici prikazani iznad pune linije su uzeti iz sadašnje (1999.) literature i verovatno reprezentuju sastave iz tog vremena. Oni ispod linije su iz perioda 1993-1998. i reprezentuju ranije sastave od kojih su neki bili razvojni ili eksperimentalni čelici.

Primedba za tabele 4A-C: Napred pobrojani čelici iznad pune linije su uzeti iz sadašnje (1999.) literature, i najviše predstavljaju sastave u vreme pisanja. Čelici ispod ove linije su iz perioda 1993-1998. i predstavljaju ranije sastave, od kojih neki mogu biti razvojni ili eksperimentalni čelici.

8.1. Mikrostruktura Mikrostrukture ovih čelika su nisko ili vrlo nisko ugljenični ″meki″ otpušteni martenzit (sl.19), sa velikom čvrstoćom i žilavošću. Prisutan je deo fino dispergovanog austenita, uz malo, ferita.

Tipične Ac1, Ms i Mf temperature za tri grupe prikazane su ispod [51]

Temperatura transformacije Blagolegirani Srednji Visoki

Ms 360 250 150 Mf 220 120 30 Ac1 650 640 630

Slika 19. Mikrostruktura 0.01 % C - 12.6 % Cr - 6.4 % Ni - 2.1 % Mo supermartenzitnog čelika x 200

IIW MIZ


8.2. Mehaničke osobine Mnoge od klasa mogu se naći na dva ili više specificiranih minimalnih nivoa napona tečenja, a po zahtevu tržišta za cevne proizvode kroz koje protiču naftni derivati. Kao i meko martenzitni čelici sa nižim sadržajem nikla, ove legure imaju veliku otpornost prema omekšavanju termičkom obradom, tako da je lako postići vrlo visoke vrednosti čvrstoće.

8.2.1. Čvrstoća Slika 20 je uprošćena verzija slike 1, i prikazuje opseg čvrstoća i napona tečenja 0.2 % koji je tipičan za supermartenzitne čelike. Najčešće korišćena klasa za protočne vodove, u sadašnje vreme (1999.) je X 80, koji je vrh opsega čvrstoća ovih čelika. Međutim, u cilju uštede troškova i težine, poznato je da bi korisnici želelli da koriste klase sa većim čvrstoćama, tako da je X 100 već predviđen, uz obezbeđenje pogodnih potrošnih materijala za zavarivanje i procedura koje se

mogu razviti (videti odeljak 8.5.). Naponi tečenja koji prelaze 700 MPa češće se mogu očekivati kod legura srednjih i visokih klasa [51].

8.2.2. Žilavost Uz obezbeđenje korektnog tretmana otpuštanja (saglasnih sa Ac1) odlična žilavost se može postići u osnovnim čelicima. Generalno se smatra da su posne klase pogodne za projektovanje eksploatacione temperature do -20 °C, a da su srednje i visoke klase pogodne do –40/-50 °C, temperature koje se uobičajeno specificiraju za naftne platforme i gasne projekte.

Tipične krive udara (prelaza) prikazane su na slici 20. Tu se može videti da su srednje klase nešto žilavije nego visokolegirane klase. Međutim, sve klase pokazuju da vrednosti udara prelaze 100 J pri -80 °C, a samo posna klasa pokazuje odstupanje pri ekstremno niskim temperatuirama.

Slika 20. Međusobni odnos zatezne čvrstoće / napona tečenja prikazan u odnosu na blagolegirane martenzitne I široko upotrebljive feritne čelike. Primetno je da čvrstoća nekih supermartenzitnih čelika može bitu blizu za onih za

blagolegirane martenzitne čelike

Slika 21. Krive udar / prelazna temperatura koje su ucrtane prema objavljenim podacima dva snabdevača za različite

supermartenzitne klase čelika

8.2.3. Osobine na povišenim temperaturama Izvestan broj protočnih vodova projektovan je za rad sa ″vrućim″ proizvodima i mora imati operativne projektne zahteve do 250 °C [75]. Supermartenzitni čelici pokazuju dobre osobine na povišenim temperaturama, u odnosu na dupleks nerđajuće čelike. Na primer, vosokolegirane klase pokazuju oko 15 % smanjenja napona tečenja 0.2 % unutar temperaturnog opsega -20 °C do 250 °C, gde dupleks i superdupleks nerđajući čelici pokazuju smanjenje od 25-30 % unutar istog temperaturnog opsega.

8.3. Oblici proizvoda Supermartenzitni čelici se najčešće isporučuju kao bešavne cevi, uglavnom za male prečnike protočnih vodova, mada postoji značajan broj proizvođača koji su sada pristupačni [76, 77, 78], a razvijen je i određeni opseg nastavaka i prirubnica [79].

8.3. Primene Glavne primene su za cevovode, protočne vodove, cevne lukove i druge elemente cevovoda koji zahtevaju visoku čvrstoću u kombinaaciji sa dobrom otpornošću prema koroziji izazvanoj prisustvom CO2, često u uslovima morske vode, sa potrebnom otpornošću na piting SCC u prisustvu nešto H2S, zavisno od izabrane klase.

Za ove primene supermartenzitni čelici popunjavaju potencijalne ekonomske zahteve između ugljeničnih / niskolegiranih čelika) i mnogo skupljih CRA [80].

Kako se iskustvo i saglasnost oko ovih čelika razvija, za očekivati je da oni mogu naći širu primenu ekonomične primene kombinacija njihove čvrstoće i korozione otpornosti, na pr. cevovodi ″krtica″ i uređaja za lansiranje.

MIZ IIW


8.4. Zavarivanje Ključna karakteristika novih supermartenzitnih čelika je njihova odlična zavarivost. Kao što se može videti iz tabele 4-3, oni se proizvode sa vrlo malim sadržajem ugljenika, u nekim slučajevima ispod < 0.005 % i niskim sadržajem azota < 0.01 %. Ova kombinacija niskih vredmosti elemenata intersticijala omogućava da ZUT bude sa niskim stepenom otvrdnjavanja i velikom žilavošću, što sve zajedno dovodi do praktičnog unapređenja u izbegavanju potrebe za predgrevanjem ili naknadnom termičkom obradom. Ovi čelici su osetljivi na magnetizam, posebno kada se njima rukuje i skladišti u liniji sa zemljinim magnetnim poljem. Ovaj zaostali magnetizam može rezultovati u izvesnom skretanju luka, tako da se moraju preduzimati mere predostrožnosti, kao što je razmagnećivanje.

Izbor metala šava je uslovljen potrebom za visokim naponom tečenja kombinovanog sa adekvatnom žilavošću. Postoje tri esencijalna pristupa zavarivanju ovih supermartenzitnih čelika:

a) Dupleks/superdupleks potrošni materijali

Dupleks i superdupleks legure metala šava mogu da postignu zadovoljavajuću čvrstoću (tj. 550 MPa napon tečenja, ili X80 minimum na sobnoj temperaturi), a

ispunjavaju izuzetno velike korozione zahteve. Oni su pogodni za široki opseg tipova potrošnih materijala za glavne postupke elektrolučnog zavarivanja i već imaju dobre potvrde u industriji gasa i naftnim platformama (sl. 22).

b) Srodni potrošni materijali

Korišćenje srodnog ili skoro srodnog sastava metala šava je u oblasti aktivnog razvoja, uz mogućnost za nadmašivanje čvrstoće osnovnog materijala, posebno na povišenim temperaturama do oko 200 °C. Kao što je prethodno navedeno, postoji izražen interes za korišćenje ovih čelika na nivou X 100, što je veća čvrstoća nego što se može postići sa 25 % Cr superdupleks metalom šava (vidi sliku 23).

c) Alternativni postupci zavarivanja

Sledeći procesi su aktivno razvijeni i pokazuju potencijal za supermartenzitne cevi /protočne vodove: za podužne zavarene spojeve, zavarivanje elektronskim snopom [77]; zavarivanje laserom i za podužne i za kružne spojeve [52, 78] i radijalno zavarivanje trenjem [65] za kružne spojeve.

Slika 22. Linija stapanja i ZUT šava supermartenzitnog čelika zavarenog dodatnim materijalom od superdupleks čelika sa 25 % Cr x 500

Slika 23. Tipične zatezne osobine na povišenim temperaturama za metal šava na 25 % Cr superdupleks i 22 % Cr dupleks nerđajućem čeliku sa minimalno specificiranim naponom tečenja za osnovni materijal superdupleks čelik na

povišenim temperaturama

8.5.1. Potrošni materijali, procesi i osobine a) Dupleks/superdupleks potrošni materijali

Dupleks i superdupleks potrošni materijali za zavarivanje pogodni su za sve ustaljene postupke zavarivanja i korišćeni su za proizvodnju podužno zavarenih cevi i kružno sučeono zavarivanje cevovoda i protočnih vodova koji se poslednjih nekoliko godina koriste u određenom broju projekata [81, 82].

Zavarivanje se normalno sprovodi bez predgrevanja, ponekad bez termičke obrade posle zavarivanja, mada se u nekim slučajevima primenjuje kratka (5 min.) termička obrada na 650 °C, radi smanjenja vršne vrednosti tvrdoće ZUT, bez lošeg uticaja na

mikrostrukturu i žilavost superdupleks ili dupleks metala šava. Kontrola međuslojne temperature i uneta toplota su uopšteno slične onima za zavarivanje dupleks legura, t.j. 100-150 °C i 0.5-1.5 kJ/mm.

Žilavost metala šava, koja zadovoljava trenutne specifikacije za TIG nanete slojeve, obično je ona kojoj su vrednosti udarne žilavosti uporedive sa osnovnim materijalom, a kod postupaka sa većim sadržajem kiseonika (koji prate postupke sa topljenjem), posebno E i EPP, su značajno manje (sl. 24).

Vrednosti tvrdoća su generalno u opsegu 260-300 HV za dupleks sa 26 % Cr, i 290-320 HV za superdupleks sa 25 % Cr metale šava.

IIW MIZ


b) Potrošni materijali srodnog sastava

Potrošni materijali srodnog sastava su aktivna oblast razvoja i osnovni deo podataka koji se mogu sada objaviti [11, 32, 55]. Međutim, u vreme pisanja (1999.) korišćenje srodnih potrošnih materijala bilo je ograničeno na razvojni rad na tehnologiji razvoja. Oni još uvek nisu bili korišćeni za zavarivanje supermartenzitnih protočnih vodova.

Većina razvojnog rada koncentrisana je na primenu pune ili punjene žice za TIG, E ili EPP postupke.

Sadržaj kiseonika u šavu ima značajan uticaj na udarnu žilavost i sa slike 25 može se uočiti da zavarivanjem postupkom u zaštiti gasa može se obezbediti ispunjenje zahteva od 40 J na -40 °C [11].

Slika 24. Tipične vrednosti energije udara na -30 °C za supermartenzitni osnovni materijal i ZUT, prikazane u

poređenju sa 25 % Cr i 22 % Cr metalom šava od dupleks čelika pri određenom broju postupaka zavarivanja

Slika 25. Zavisnost vrednosti udarne žilavosti po Šarpiju V na -40 °C, - legiranog metala šava supermartenzitnog čelika od sadržaja kiseonika i termičke obrade posle zavarivanja

[11]

Slični rezultati su postignuti i sa punim žicama, uz poteškoće koje mogu biti uzete u obzir pri ispunjavanju zahteva adekvatne žilavosti metala šava u EPP navarenom sloju, posebno u uslovima zavarivanja [32].

Postupci u zaštiti gasa, posebno TIG, daju vrednosti do oko 100 J na -40 °C. Međutim, pri MIG zavarivanju, korišćenje oksidujućih zaštitnih gasova (npr. Ar + 2 % O2), radi unapređenja ponašanja luka / prenosa metala šava, ima efekat povećanja sadržaja kiseonika u metalu šava i smanjenja žilavosti na oko 50 %. Dobro je poznato [11, 81, 83] da metal šava mora imati uglavnom martenzitnu mikrostrukturu sa minimalno zaostalog austenita i delta ferita, koji imaju potencijalni negativni uticaj na mehaničke osobine. Da bi se ovo predupredilo, posebno kod višeslojnih šavova, zahteva se vrlo pažljiva kontrola sastava, tako da je opseg sastava kod potpuno martenzitne mikrostrukture vrlo ograničen. Feritni faktor sam po sebi mora biti ograničen da bi minimizirao stvaranje ferita, ali, dodatno, oblik mešanog očvršćavanja takođe treba izbegavati radi sprečavanja segregiranja i čak smanjenja homogenosti. Dodatno, više legirane klase imaju povećanu tendenciju ka sadržaju zaostalog austenita. Dijagram stanja koji se odnosi na ovaj supermartenzitni tip metala šava je već opisan u odeljku 4.2.4 i ilustrovan na slici 15.

Zbog potencijalne kompleksnosti sistema legure, glavnina razvojnog rada na srodnom potrošnom materijalu koncentrisana je na ″visoko″ legiranim tipovima (12 % Cr - 6 % Ni - 2.5 % Mo) i na ocenjivanju da li se oni mogu takođe koristiti kao ″posne″ ili ″srednje″ klase kao što je zahtevano. Međutim, rad Karlsona i dr. [11] prikazuje rad na varijetetu sastava sa sadržajem Mo u opsegu od 0 % do oko 2.5 %, a oni predlažu da ″srodni″ sastavi moraju biti korišćeni za ″srednje″ i ″visoke″ klase legure, gde je to izvodljivo.

Većina radova saopštava da su naponi tečenja srodnog metala šava u opsegu 750 do 850 MPa, što je više nego adekvatno za X 100. Međutim, japanski radovi iz “Nippon Steel” [55] izveštavaju da su čvrstoće metala šava u opsegu 660-670 MPa, što je iznenađujuće malo, i mada pogodno za X 80, znatno je manje nego što drugi saopštavaju. Mada detaljni sastavi metala šava nisu dati, treba sugerisati relativno visok sadržaj nikla od 7.5 %, zbog prisustva zaostalog austenita i stoga smanjenje čvrstoće, kao što su i saopštili Karlsson i drugi [11].

U japanskim radovima Asahi i drugi [55] takođe komentarišu prisustvo delta ferita u cilju sprečavanja rizika od vrućih prslina, mada ne postoje drugi izveštaji ili sugestije koji nagoveštavaju da bi vruće prsline mogle biti potencijalni problem kod ovog niskougljeničnog martenzitnog metala šava.

MIZ IIW


Vrednosti tvrdoće u metalu šava konzistentne su velikim čvrstoćama, čije se vrednosti kreću u opsegu 300-380 HV. Kao što bi se moglo očekivati sa slike 9b, - veće vrednosti se povezuju sa većim nivoima ugljenika. Henser i drugi [32] prikazuju ovaj uticaj, i jasno pokazuju maksimum tvrdoće metala šava koja raste od baš 300 HV pri 0.07 % C do oko 340 HV pri 0.015 % C. 8.5.2. Osobine ZUT Glavni uticaj na osobine ZUT ima sadržaj ugljenika u osnovnom materijalu (slika 26), mada se saopštava da dodatak titana od oko 0.1% smanjuje sekundarno otvrdnjavnje u grubozrnoj zoni ZUT.

Slika 26. Uticaj sadržaja ugljenika na maksimalnu tvrdoću u osnovno materijalu i zoni pod uticajem toplote [54]

Kao što je prethodno naglašeno, ograničeno vreme toplotne obrade pri zavarivanju primenjuje se radi smanjenja vršne tvrdoće u ZUT, a detaljni izveštaji o ZUT i termičkoj obradi posle zavarivanja mogu se pronaći u referenci 85. S obzirom da se smatra da je ZUT iznad Ac1 temperature, ona se potom kali do notpuštenog martenzita tako da postoji nepovoljan uticaj krute toplote pri zavarivanju, mada će ovaj martenzit delom biti otpušten (omekšan) kod višeslojnih spojeva. Kako tvrdoća raste, rašće i čvrstoća uz odgovarajuće smanjenje žilavosti.

Međutim, svi objavljeni radovi pokazuju da su vrednosti udarne žilavosti ZUT, mada manje nego za osnovni materijal, više nego adekvatne u smislu zadovoljenja zahteva specifikacija do oko -40/-50 °C. Kao i u slučaju osnovnih čelika, “posne” klase čelika imaju tendenciju nižih vrednosti žilavosti ZUT nego srednje ili visoke klase.

8.5.3. Sprečavanje nastanka vodonikom izazvanih prslina

U poslednje vreme postoji izveštaj o nastanku vodonikom izazvanih prslina u grubozrnoj ZUT zavarenih sklopova od supermartenzitnih nerđajućih čelika [85]. TIG zavareni spojevi od superdupleks dodatnog materijala, korišćeni su za spajanje

predfabrikovanih dužina protočnih vodova koji se obrću. Smatra se da lomovi nastaju kao rezultat kombinacije relativno velike tvrdoće ZUT, prisustva izvesne količine vodonika i komparativno velikih naprezanja uzrokovanih operacijom obrtanja. U odsustvu termičke obrade posle zavarivanja, kada se ni velika tvrdoća ZUT u opsegu 300-350 HV ni velika naprezanja nastala usled operacije obrtanja ne mogu izbeći, jedino rešenje problema je smanjenje sadržaja vodonika u dodatnom materijalu. Ovo se može postići bilo izbegavanjem gornjih vrednosti vodonika tokom stadijuma žarenja prilikom proizvodnje žice, ili degazacijom dodatne žice na 1050 °C pri završetku proizvodnje. Superdupleks dodatni materijali sa garantovano niskim sadržajima vodonika (manje od 5 ppm) su pogodni za ove kritične primene. Takođe je od koristi smanjiti rizik od vršnog sadržaja vodonika iz drugih izvora, npr. preko sadržaja vlage u zaštitnom gasu [85, 86].

8.6. Konstrukcioni integritet Kako su zavarivi supermartenzitni čelici relativno novi, ograničeni su raspoloživi podaci o lomnoj žilavosti, mada je poznato da je sproveden izvesni broj programa ispitivanja. Najkompletnije studije o lomnoj žilavosti, uključujući i CTOD i ispitivanje širokog lima, izložili su CLI - Fafer [51]. One nagoveštavaju da vrednosti CTOD koje prelaze 0.2 mm mogu biti očekivane za veći deo metala šava i za linije stapanja i u posnim i u srednjim klasama. Tipične specificirane vrednosti treba da imaju minimum od 0.15 mm pri ispitnoj / projektovanoj temperaturi [75].

Ispitivanje širokog lima daje u većini slučajeva više od 2 % plastične deformacije pri maksimalnom opterećenju, sa značajnim odstupanjem puta prsline od inicijalnog mesta, tj. metala šaava ili ZUT. Slični rezultati su upravo saopšteni na ispitivanju širokog lima korišćenjem laserski zavarenih spojeva, doprinoseći narednom usaglašavanju o visokom nivou žilavosti, i stoga unutrašnjoj bezbednosti kod modernih supermartenzitnih čelika.

8.7. Koroziona otpornost Namena ovog dokumenta nije da prikaže kompleksno izdanje korozionih pojava kod supermartenzitnih čelika. Za detaljnije i sveobuhvatnije studije čitalac može potražiti mnoštvo radova koje je objavila NACE, kao i zbornike sa konferencije ″Supermartenzitni nerđajući čelici “99”.

8.7.1. Opšta korozija Supermartenzitni čelici pokazuju značajno manje brzine opšte korozije nego standardni tip 420 čellika. Ovo se pripisuje nižem sadržaju ugljenika kod ″super″ klasa, koja se kombinuje sa manje hroma u obliku karbida i unapređujućih efekata Mo, i verovatno drugih legirajućih elemenata kao što je bakar. Nezavisnim programom obuhvaćen je određen broj čelika srednjih ili visokoh tipova legure [87], korišćenjem ograničenja okruženja u MR 0175 od pH ≤ 3.5 i parcijalnog pritiska H2S od ≥ 0.01 bar (0.01 MPa) sa nivoom hlorida koji prelazi 105 ppm. Rezultati ukazuju da su brzine opšte

IIW MIZ


korozije za supermartenzitne čelike tipično 10-20 manje nego kod čelika 420. Međutim, brzine pitinga se smanjuju neznatno i, u svetlu ovih nalaza, predviđena maksimalna radna temperatura (pod ispitnim uslovima) ograničena je na 180 °C. Ovo je manje nego vrednosti maksimalnih temperatura koje daju neki proizvođači i specifikacije za neke primene, ali sa manje oštrim uslovima rada ili ispitivanja [75].

8.7.2. Naponske prsline usled sulfida (SSC) Saopšteno [87] je da ovi čelici nisu otporni na vodonične prsline pod katodnom zaštitom. Zavareni uzorci su pokazali nastajanje prslina iz tačaka lokalne hrapavosti ili u oštećenim zonama u ZUT pod normalnim katodnim uslovima (≈ 900 mV preko Ag/AgCl). Ovo znači da je potrebno ograničiti zaštitne uslove do oko 700 mV i/ili ograničiti tvrdoću ZUT, u cilju sprečavanja rizika od pojave prslina u eksploataciji.

“Posni” supermartenzitni čelici, bez molibdena, nisu osmišljeni da budu otporni prema SSC u sredini H2S.

Međutim, glavnina proizvođača (tabela 4B i 4C) srednjih i visokih klasa potvrđuju izvesnu otpornost prema SCC. Unapređenje i otpornosti prema SSC nastaje usled povećanja saddržaja Mo, prevashodno unapređenjem otpornosti prema pitingu, kao predhodniku prslina usled naponske korozije. Uticaj je veoma dobro ilustrovan na slici 27, izuzev što treba naglasiti da je parcijalni pritisak H2S od 0.001 MPa, vrlo mali.

Sveobuhvatni rad [88] sproveden na nezavarenom materijalu pokazao je da su supermartenzitni čelici osetljivi prema SSC pri 90 % napona tečenja, posebno na sobnoj temperaturi, Međutim, osetljivost može biti kompleksna funkcija sadržaja hlora, pH i temperature, i moguće je ustanoviti pogodne granice bezbednosti pri nižim nivoima napona. Značaj nivoa napona na donjoj granici u mekim martenzitnim čelicima, ilustrovan je na slici 28 [89].

Slika 27. Uticaj sadržaja Mo na brzinu korozije i osetljivost ka naponskoj koroziji u prisustvu H2S [54]

Slika 28. Uticaj parcijalnog pritiska H2S na prag (donju vrednost) osetljivosti na naponsku koroziju u prisustvu H2S

(SSC) prema NACE TM 01-77 ispitivanju za 13 % Cr - 4% Ni martenzitni nerđajući čelik [89]

8.7.3. Koroziona otpornost zavarenih spojeva Nasuprot činjenici da se novi niskougljenični supermartenzitni čelici promovišu kao zavarivi čelici, mnogo je manje raspoloživih podataka za zavarene spojeve , nego za osnovne čelike. Neki proizvođači [55, 89, 90] sproveli su programe ispitivanja i naravno, neke ispitne laboratorije rade na osnovu kritične prirode zavarenih spojeva [91].

Zaključci iz napred iznetih radova, kod kojih se u većini koriste dupleks ili superdupleks potrošni materijali za zavarivanje, mogu se zbirno prikazati:

• Dupleks ili superdupleks metal šava pokazuje superiornu korozionu otpornost u odnosu na osnovni supermartenzitni čelik - kao što se i moglo očekivati.

• ZUT se generalno identifikuje kao loša veza - posebno sa visokim vrednostima tvrdoće - korišćenje i kratkog vremena (5-10 min.) termičke obrade posle zavarivanja, radi smanjenja vršnih vrednosti tvrdoće, i podsticanja proizvodnje ekstra niskougljeničnih čelika radi izbegavanja, na prvom mestu, vrlo velike tvrdoće ZUT.

• Potrebni su napori da se spreči rizik od SSC u zavarenim spojevima, dok osobine kritično zavise od kombinacija pH, nivoa hlorida, temperature i nivoa napona. Neki istraživači nastoje da utvrde granice sa/bez prslina za zavarene spojeve pod različitim uslovima i date su na slici 29. Rad [92] predvideo je ograničavajuće uslove za 12 %Cr, 6 % Ni, 2 % Mo za opseg parcijalnih pritisaka H2S i pH (sl. 30).

MIZ IIW


Slika 29a. Ograničenja radne sredine za zavarene epruvete od supernerđajućeg 13 % Cr čelika ispitanih u rastvoru NaCl na sobnoj temperaturi. Epruvete su termički obrađene posle zavarivanja na 625 °C u trajanju 3-10 minuta. Otvorene oznake

označavaju da nema loma, dok ispunjene oznake znače da postoje registrovani lomovi 91]

Slika 29b. Uticaj Cl-, pH i pp H2S na naponsku koroziju u prisustvu H2S (SSC) u uslovima 2.5 PL-M-M, savijeni snop u 4 tačke, 100 % Re, 25 °C, 14 dana, mašinski obrađene [55]

Slika 29c. Uticaj parcijalnog pritiska H2S I pH na otpornost prema naponskoj koroziji u prisustvu H2S (SSC) zavarenih

spojeva na čeliku 13 Cr - S (ciklično opterećenje, sobna temperatura, 25 °C, 5 % NaCl) [90]

Slika 30. Rezultati ispitivanja SSC i predviđeni granični uslovi za zavarene sklopove od 13 % Cr -6 % Ni - 2 % Mo -

0.1 % Ti korišćenjem superdupleksu i tipa dodatnog materijala 625. Indikacije su u podnožju/regionu ZUT [92]

IIW MIZ


9. KRATAK PREGLED I ZAKLJUČCI Ovaj rad prikazuje razvoj 11-13 % Cr feritnih i martenzitnih nerđajućih čelika od niskougljeničnih široko upotrebljivih feritnih, do skoro razvijenih supermartenzitnih. Poslednja grupa materijala predstavlja oblast brzog razvoja tehnologije i mnogo informacija uključenih u ovaj prikaz uzeto je iz zbornika prve međunarodne konferencije o supermartenzitim nerđajućim čelicima, održane u Briselu, maja 1999.

Mada su kjučni aspekti ovog prikaza zavarivanje i zavarivost, oni su veoma tesno povezani sa osnovnom metalurgijom ove grupe čelika, tako da je značajan deo ovog dokumenta posvećen metalurškim osnovama. Ovo se odnosi na pojave očvršćavanja i kontrolu transformacije, ne samo standardnog tipa legure 420, već i na 12 % Cr feritne i niskougljenične martenzitne čelike. Mogućnost proizvođača čelika da kontrolišu sadržaje C do vrlo malih vrednosti, uz bolje razumevanje uloge legirajućih elemenata, dovelo je do razvoja modernih zavarivih supermartenzitnih čelika.

U cilju postavljanja perspektive metalurškog pregleda, 13 % Cr čelici su klasifikovani u četiri grupe koje obezbeđuju mogućnost da se dobiju čelici sličnog sastava i polja primene. Svaka grupa sadrži primere generičkih, pogodnih čelika (u nekim slučajevima čelici koji su još u fazi razvoja) i podržani su komentarima osnovnih podataka o mehaničkim osobinama, zavarivanju i zavarivosti, konstrukcionom integritetu i korozionoj otpornosti.

Iz raspoloživih informacija, mogu se izvući sledeći zaključci:

1. Široko upotrebljivi feritni čelici su razvijeni u 20 poslednjih godina tako da sada imaju dobro ustanovljeni deo tržišta čelika. Oni obezbeđuju troškovno efikasan most između ugljeničnih čelika (uključujući obojene, obložene i galvanizovane čelike) i mnogo skuplje serije 300, austenitnih nerđajućih čelika. Zavarivanje i tehnike izrade su više nego adekvatne za opseg konstrukcionih primena za koje su ovi čelici najviše namenjeni i koji koriste njihove osobine u smislu opšte korozije, otpornosti prema suvoj abraziji, i u nekim slučajevima otpornosti prema oksidaciji na visokim temperaturama.Oni uvek imaju ograničenja u žilavosti ZUT zavarenog spoja, a razlog za to je što ovi čelici nisu korišćeni u konstrukcijama sa kritičnim pritiskom, mada se, uz odgovarajuće mere predostrožnosti, koriste u drugim kritičnim konstrukcijama sa aspekta bezbednosti, kao što su šinska i drumska vozila.

2. Blagolegirani martenzitni čelici, koji uključuju tip 420, predstavljaju originalni 12 % martenzitni nerđajući čelik koji je široko korišćen u brojnim industrijskim sektorima zbog svoje kombinacije korozione otpornosti, velike čvrstoće (i na sobnoj i na povišenim temperaturama), uz pristupačne, srednje troškove. Oni su uvek imali reputaciju teško zavarivih materijala, jer je

potrebno preduzeti određene mere predostrožnosti radi sprečavanja pojave prslina usled vodonika; korektna termička obrada posle zavarivanja je esencijalni uslov za postizanje adekvatnih osobina ZUT i metala šava. Tip 420 sa višim sadržajem C ima vrlo malu istoriju zavarivanja, ali je veoma mnogo korišćen za odgovorne delove cevovoda (nezavareni) u industriji nafte i gasa.

3. Meki 12 % Cr martenzitni čelici razvijeni su pre oko 40 godina kao livene legure sa oko 4 % nikla i niskim sadržajem C, što je postignuto kroz unapređnja izrade čelika. Rezultujući otpušteni igličasti tip martenzita daje izuzetnu kombinaaciju odlične žilavosti sa visokom čvrstoćom i dobrom duktilnošću. Ovo dovodi do razvoja vrlo velikih, kompleksnih odlivaka, posebno za debelozidne komponente vodenih turbina, sa dodatnim bonusom - dobrom zavarivošću. Osetljive mere predostrožnosti koje se još moraju preduzimati radi obezbeđenja od pojave prslina i postizanja adekvatnih osobina metala šava i ZUT, ali su ti zahtevi manje rigorozni nego kod ravnih ugljeničnih posnih martenzitnih čelika. U poslednjih 20 godina, oni su korišćeni u gasnoj industriji, naftnoj za izraadu platforme, a za njihovu primenu esencijalna je brižljiva kontrola termičke obrade posle zavarivanja ako se prema NACE zahteva smanjeni nivo tvrdoće, u slučaju rada u kiseloj sredini.

4. Novi supermartenzitni čelici nude mogućnost velike čvrstoće, unapre|enih korozionih osobina i odlične zavaarivosti, moguće bez potrebe za predgrevanjem i termičkom obradom posle zavarivanja. Potrebno je sprovesti pažljivu kontrolu legure i mikrostrukturnog balansa u kombinaciji sa izuzetno niskim sadržajem ugljenika. Postoje tri tipa, blagolegirani 11 % Cr - 2 % Ni tip, ″srednji″ 12 % Cr - 4.5 Ni - 1.5 Mo tip i ″visoki″ 12 % Cr - 6.5 % Ni - 2.5 % Mo tip.

5. Međutim, većina razvojnog rada je koncentrisana na ″srednje″ i ″visoke″ supermartenzitne tipove legura, i smatra se da oni nude jeftiniju alternativu dupleks /superdupleks čelicima za podmorske cevovode za naftu i gas u nekim primenama.

6. Zavarivost supermartenzitnih čelika je vrlo dobra, posebno u smislu otvrdnjavanja ZUT i rizika od nastanka vodoničnih prslina. Međutim, praktična eksploatacija do danas je potvrdila korišćenje nesrodnih dupleks /superdupleks potrošnih materijala za zavarivanje sa ograničeno kratkim trajanjem termičke obrade posle zavarivanja. Ovo je posebno interesantno u projektovanju i korišćenju potrošnih materijala srodnog sastava primarno zbog prevazilaženja čvrstoće trenutnih X 80 materijala, a takođe i obezbeđenja moguće budućnosti eksploatacije klasa veće čvrstoće,

MIZ IIW


npr. X 100. Rad je obogaćen delom gde su definisani sastavi, sprovedena osnovna ispitivanja, ustanovljene zadovoljavajuće osobine zavarenog sklopa i razvijene tehnologije zavarivanja. Međutim, sredinom 1999. nije bilo izveštaja o sastavu srodnih supermartenzitnih potrošnih materijala za realne praktične primene.

7. Proizvođači su potvrdili da ″srednje″ i ″visoke″ klase supermartenzitnih čelika nude izvesnu

otpornost prema SSC, ali su upravo sada ustanovljeni granični uslovi kod zavarenih spojeva za sadržaj H2S u kombinaciji sa nivom hlorida, pH i temperaturom.

8. Supermartenzitni čelici još predstavljaju oblast aktivnog razvoja i mogu opravdati dalji aktuelizovani pregled u periodu od nekoliko narednih godina.

REFERENCE

[1] Lippold, J.C.: “A review of the welding metallurgy and weldability of ferritic stainless steels”, EWI, Ohio,1990.

[2] Demo, J.J.: “Structure and constitution of wrought ferritic stainless steels”, pp. 5-1 to 5-39, in Pecner, D. and Bernstein, I.M. (eds), Handbook of Stainless Steels, McGraw-Hill, 1997.

[3] Campbell, R.D.: “Ferritic stainless steel welding metallurgy”, pp. 167-216, in: Olson, D.L. and North, T.H. (eds) Ferrous Alloy Weldments, Trans Tech Publications, 1992.

[4] Castro, R.J. and de Cadenet, J.J.: “Welding metallurgy of stainless and heat-resisting steels”, Cambridge Univ. Press, 1968.

[5] Briggs, J.Z. and Parker, T.D.: “The super 12 % Cr steels”, Climax Molybdenum, 1965. Also “Super 12 % Cr steels”. An update, 1982.

[6] Harkins, F.G.: “Welding of age-hardenable stainless steels”, WRC Bulletin 103, 1965.

[7] Pickering, F.B.: “Physical metallurgy and the design of steels”. Applied Science Publishers, 1978.

[8] Folkard, E: “Welding metallurgy of stainless steels”. Springer-Verlag, 1988.

[9] Brooks, J.A. and Garrison, W.M.: “Weld microstructure development and properties of precipitation - strengthened martensitic stainless steels”. Weld J, 1999, 78(8), Aug, 280s —291s.

[10] Villafuerte, J.C. and Kerr, H.W.: “Phase transformations in stainless steel weld metal and heat-affected zones” pp 129-148 in Olson, D.L. and North, T.H. Ferrous alloy weldments, Trans Tech Publications, 1992.

[11] Karlsson, L. et al: “Matching composition supermartensitic stainless steel welding consumables” Paper 20, pp 172-179, in: Supermartensitic Stainless Steels ‘99, Conference Proceedings, Belgian Welding Institute, 1999.

[12] Castner, H.R.: “Cause and prevention of 12 % chromium steel fillet weld cracks”. Weld J, 1977, 56, 7, 193s-200s.

[13] Lovejoy, P.T.: “Structure and Constitution of wrought martensitic stainless steels”. pp 6-1 to 6-23 in Peckner, D. and Bernstein, I.M. (eds), Handbook of Stainless Steels. McGraw-Hill, 1977.

[14] Karjalainen, P. et al [Polarit]: “Mechanical properties and weldability of new 12 Cr - type stainless steel sheets”. pp 225-234 in Applications of stainless steels, Stockholm, 1992.

[15] Pistorius, P.G.H. and van Rooyen, G.I.: “Composition and properties of ferritic stainless steels with good weldability”. Welding in the World, 1995, 36, 65-72.

[16] Eckenrod, J.J. and Kovach, C.W.: “Development of a low-chromium stainless steel for structural application”, in Lula, R.A. (ed): Toughness of Ferritic Stainless Steels, ASTM STP 706, 1980, pp 273-290.

[17] Kaltenhauser, R.H.: “Improving the engineering properties of ferritic stainless steels”. Met. Eng. Qtly, 1971. (May) 11, 2, 41-47.

[18] Patriarca, P.: “US advanced materials development program for steam generators”. Nuclear Tech., 1976, 28, 3, 516-536.

[19] Irvine, K.J. et al: “The physical metallurgy of 12 % chromium steels”. JISI, 1960, 195, 386-405.

[20] Balmforth, M.C. and Lippold, J.C.: “A preliminary ferritic-martensitic stainless steel constitution diagram”. Weld J, 1998, 77(1), Jan., 1s-7s.

[21] Olson, D.L.: “Prediction of austenitic weld metal microstructure and properties”. Weld J. 1985, 64, 10, 281s-295s.

[22] Gooch, T.G. et al: “Microstructural development on welding low carbon 13 % Cr martensitic steels”. IIW Doc. IX-H-449-99. Also: “Welding metallurgy of low carbon 13 % Chromium martensitic steels” Paper 22. ref 11, ibid.

[23] Gooch, T.G.: “Corrosion behaviour of welded stainless steel”. Welding Journal, 1996, 75, 5, 135s — l54s.

[24] Lula, R.A. and Davis, J.A.: “Intergranular corrosion in 12 per cent chromium ferritic stainless steels” in Steigerwald, R.F. (ed) Intergranular Corrosion of Stainless Alloys, ASTM STP 656, 1978, pp 233-247.

[25] Thomas, C.R. and APPs, R.L.: “Weld heat-affected zone properties in AISI 409 ferritic stainless steel” in Lula, R.A. (ed), Toughness of Ferritic Stainless Steels, ASTM STP 706, 1980, pp 161-183.

[26] Gordon, W. and van Bennekom, A.: “Review of stabilisation of ferritic stainless steels”. Mater. Sci. and Technol., 1996, 12, 126-131.

[27] Charenton, J.C. and Baltenneck, S.: “Duplex martensitic-ferritic stainless steel with 17 % chromium and high yield strength for conveyor systems in the food processing industry”. Applications of Stainless Steels ‘92, pp 694-704, Stockholm, 1992.

[28] lwabuchi, Y. and Sawada, S.: “Metallurgical characteristics of a large hydraulic runner casting of type 13 Cr - Ni stainless steels” in: Behal, V.G. and Melilli, A.S. (Eds) Stainless Steel Castings, pp 332-354, ASTM STP 756, 1982.

[29] Gooch, T.G.: “Heat treatment of welded 13 % Cr - 4 % Ni martensitic stainless steels for sour service”. Welding Journal 1995, 74, 7, 213s-223s.

[30] Sherman, E.T. et al: “Processing low carbon CA6NM to meet NACE hardness requirements”. Paper 14 (1-12) Proc. SCRATA Conference, 1983.

[31] Suga, M. et al: “13 % Cr stainless for pipes”. Tube International, November 1991, 285-289.

[32] Heuser, H. et al: “GMAW - and SAW - matching filler metals for supermartensitic stainless steels” Paper 18, pp 150-159, ref 11 ibid.

[33] Gooch, T.G.: “Welding martensitic stainless steels”. TWI Research Bulletin 1977, December, 343-349.

[34] Thomas, C.R. and Hoffmann, J.P.: “Metallurgy of a 12.% Chromium steel”, pp 299-306 in: Comins, N.R. and Clark, J.B. (eds): “Speciality Steels and Hard Materials”, Conference, Pretoria, 1982, Pergamon.

[35] “A winning formula for modern steel applications: Nirosta 4003”. Krupp Stahl, 1989.

[36] Von Hagen, I. et al: “CR 13 LC - a new low carbon ferritic-martensitic 13 % chromium steel with improved properties”. Stainless Steel ‘96, 28-34, VDEh, Düsseldorf 1996.

IIW MIZ


[37] Duisberg, J. et al [Mannesmann]: “13 % Cr steels for flowlines and pipeline applications”. Corrosion and Materials - offshore conference. NITO 1996. (Reprinted in Stainless Steel World 1996, July/Aug., 29-33)

[38] Vilpas, M. et al [VTT]: “Welding of low carbon 12 % Cr stainless steels with austenitic consumables - fracture toughness and fatigue properties of welded joints”. Mis-Match ‘96, 1-11.

[39] Orava, U.H. et al [Polarit]: “Impact toughness of heat affected zone in non-stabilised 12 % Cr ferritic stainless steel welds”. 1st European Stainless Steel Conference, Florence, 1993, vol. 2, 149-154.

[40] Joni, A. et al [Polaritj. “On the kinetics of γ+α transformation in 12 per cent chromium stainless steels”. Stainless Steel ‘96, Düsseldorf 1996, 303-304.

[41] Thomas, C.R.: “Structure and properties of a duplex ferritic-martensitic stainless steel” - Lula, R.A. (Ed) Duplex Stainless Steels, Conference proceedings, ASM, 1983, 649-664.

[42] Gooch, T.G. and Ginn, B.J.: “Heat affected zone toughness of MMA welded 12 % Cr martensitic-ferritic steels”. Weld J, 1995, 74, 7, 213s-223s from TWI Members Report 373/1988. The Welding Institute, July 1988.

[43] Hannerz, N.E. and Eriksson, J.: “Swedish weldability studies on the 3CR12 stainless structural steel”. Stainless Steel World, March 1998. 47-55.

[44] Cromweld Steels Ltd -“3CR 12 Technical Manual”. August 1997. [45] Yoshitake, A. et al [Kubota]: “The application and field experience of

high strength 12 % Cr centrifugally cast pipe for gas gathering system”. Corrosion ‘95, Paper 86, NACE.

[46] Miyata, Y. et al [Kawasaki]: “Weldable martensitic stainless steel seamless pipe for linepipe in CO2 environment”. Corrosion and Materials - offshore conference. NITO 1996. (Also in conference “The joining of high performance materials - ICAWT”, pp 59-71, Ohio, 1996.)

[47] “Development of weldable martensitic stainless steels for linepipe application”. Kawasaki Steel Corporation, June 1995.

[48] Miyata, Y. et aI [Kawasaki]: “Development of weldable martensitic stainless steel for linepipe application”. Kawasaki Steel Corporation, September 1995.

[49] Baroux, B. et al: “Mechanism of intergranular brittleness in martensitic stainless steels containing 13 % chromium”. Stainless Steels ‘84. 115-123. loM, 1984.

[50] Metals Handbook. 9th Edition, 1980. “Heat treating of Stainless Steels’, Vol 4, pp 623-646. “Properties of Cast Stainless Steels, CA-6NM”. Vol 3, pp 104-105. American Society for Metals, Ohio, USA

[51] Dufrane, J.J.: “Metallurgical basis for the development of weldable martensitic stainless steels” Paper 2, pp 19-24, ref. 11 ibid.

[52] Dhooge, A. and Deleu, E.: “Properties of laser welded supermartensitic stainless steels” paper 30, pp 255-262, ref 11 ibid.

[53] van Thoor, K.: “Application of weldable martensitic 13 Cr stainless steel flowlines for Stork GLT project” Paper 9, pp 74-83, ref 11 ibid.

[54] Kondo, K. et al: “Alloy design of super 13 Cr martensitic stainless steel (development of super 13 Cr stainless steel for linepipe - 1” Paper 1, pp 11-18, ref. 8-16 ibid.

[55] Asahi, H. et al: “Corrosion and mechanical properties of weldable martensitic stainless steel linepipes” paper 40, pp 338-345, ref 11 ibid.

[56] Orlans-Joilet, B.J. et al [Vallourec]: “Behaviour of different martensitic stainless steels under oil and gas corrosive environments”. Corrosion ‘95, Paper 85, NACE, 1995.

[57] Miyata, Y. et al [Kawasaki]: “Corrosion of 13 Cr martensitic stainless steel OCTG in severe CO2 environment”. Corrosion ‘95, Paper 83, NACE, Houston, 1995.

[58] Hoffmeister, H. et al [Hamburg University / Norsk Hydro]: “Orbital plasma keyhole welding of 12-13 % Cr low carbon martensitic

linepipe steels and weld joint corrosion properties”. Corrosion ‘95, paper 98, NACE, 1995.

[59] Moe, P.H., Andersen, T.R. et al [AMR / Norsk Hydro]: “Welding of 12/13 % Cr steels with forge welding. Mechanical and corrosion properties”. Corrosion ‘95, paper 97, 97/1-16, NACE, 1995.

[60] Scoppio, L. et al: “Pitting and stress corrosion cracking resistance of supermartensitic stainless steels in slightly sour oilfield environment”. Stainless Steel ‘96, VDEh, Düsseldorf, 1996.

[61] Barteri, M., Cumino, G. et al [Dalmine]: “Corrosion resistance of martensitic stainless steels in moderately sour oilfield environments”. NACE Corrosion ‘95, Paper 76, 76/1 - 76/11, NACE, 1995.

[62] Asahi, S. et al [Nippon]: “Development of sour-resistant modified 13 Cr OCTG”. Corrosion ‘95, NACE, Houston, 1995.

[63] Sakamoto, S. et al [Nippon]: “Corrosion property of API and modified 13 Cr steels in oil and gas environment”. Corrosion ‘96, paper 77, NACE, Houston, 1996.

[64] Asahi, H. et al [Nippon]: “Corrosion performance of modified 13 Cr OCTG”. Corrosion ‘96, paper 61, NACE, Houston, 1996.

[65] Swidzinski, M. et al: “Mechanical and corrosion assessment of advanced 13 % Cr steel welds produced by radial friction welding (RFW)” Paper 29, pp 246-254, ref. 11 ibid.

[66] Okazawa, T. et al [Sumitomo]: “Development of super 13 Cr stainless steel for CO2 environments containing a small amount of H2S”. NACE 12th International Corrosion Congress, vol. 4, 2425-38, Texas 1993.

[67] (Anon): Press report by British Steel Engineering Steels and Cromdane, Stainless Steel Focus, no. 160, 1996.

[68] Masakatsu, U. et al [Sumitomo]: “Evaluation of SSC resistance on super 13 Cr stainless steel in sour applications”. Corrosion ‘95, paper 80, NACE, Houston 1995.

[69] lllson, T.F. and Greenwood, R. [British Gas]: “Autoclave testing of 13 Cr and modified 13 Cr stainless steels in simulated field conditions”. Corrosion ‘95, Paper 87, NACE, 1995

[70] Ueda, M et al [Sumitomo]: “Corrosion resistance of l3 Cr – 5 Ni – 2 Mo martensitic stainless steel in CO2 environment containing a small amount of H2S”. Corrosion ‘92, paper 55, 55/1-20, NACE 1992.

[71] (Anon): “Weldable super 13Cr stainless steel for the CO2 environment containing a little amount of H2S”. Sumitomo Research Laboratories, 1994.

[72] Ueda, M. et al [Sumitomo]: “Corrosion resistance of weldable super 13 Cr stainless steel in H2S containing CO2 environments”. NACE Corrosion ‘96, paper 58, NACE, 1996.

[73] Hirata, H. et al [Sumitomo]: “Welding of weldable super 13 Cr stainless steel pipe. The joining of high performance materials”. ICAWT Conference, 73-85, Columbus 1996.

[74] Jackman, P.S. and Everson, H. [British Steel]: “Development of new martensitic stainless steels for OCTG; the challenges for the steelmaker and the tubemaker”. Corrosion ‘95, paper 89. NACE 1995.

[75] van Thoor, K.: “Application of weldable martensitic 13 Cr stainless steel flowlines for Stork GLT project” Paper 9, pp 74-83, ref. 11 ibid.

[76] Heather, J. and Schafer, W.: “Longitudinally welded supermartensitic pipes, a pipe dream or reality?” Paper 13, pp 110-1 14, ref. 11 ibid.

[77] Schäfer, K: “EB welding of supermartensitic 13 % Cr steel” paper 14, pp 115-126, ref 11 ibid.

[78] Omura, T. et al: “Super 13 Cr martensitic stainless steel line pipe by super laser welding” paper 15, pp 127-133, ref. 11, ibid.

[79] Miyata, Y. et aI: “Weldable 12 Cr supermartensitic stainless steel seamless pipe for flowline and its application to fitting” paper 17, pp 141-147, ref. 11 ibid.

[80] Smith, L.M. and Celant, M.: “Martensitic stainless steel flowlines - do they pay?” paper 8, pp 66-73, ref. 11, ibid.

[81] Gough, P.C. et al: “Welding consumables for supermartensitic stainless steels” paper 19, pp 160-171, ref. 11, ibid.

MIZ IIW


[82] van Nassau, L. and Hilkes, J.: “Efficient procedures for welding 11-13 % Cr supermartensitic stainless steel with duplex and superduplex stainless steel welding consumables” Paper 26, pp 222-231, ref. 11 ibid.

[83] Bonnel, J.M et al: “Supermartensitic 13 % Cr stainless steel welding consumables for girth welding linepipe” paper 21, pp 180-187, ref. 11 ibid.

[84] Solberg, J.K. and Rǿrvik, G.: “Post weld heat treatment response of coarse grained heat affected zone in a supermartensitic stainless steel” Paper 7, pp 56-63, ref. 11 ibid.

[85] Rǿrvik, G. et al: “Sources and levels of hydrogen in TIG welding of 13 % Cr martensitic stainless steels” paper 23, pp 196-203, ref. 11 ibid.

[86] v d Mee, V. et al: “How to control hydrogen level in (super) duplex stainless steel we!dments using the GTAW and GMAW process”. Weld J, 1999, 78(1), Jan, 7s-14s.

[87] Smith, L.: “Weldable 13 Cr steels - hot topic for discussion”, Stainless Steel World, July/August, 1997, pp 28-31.

[88] Fleton, P. and Schofield, M.: “Extending the limits of corrosion behaviour of modified 13 % Cr martensitic OCTG at high temperature” Paper 32, pp 272-282, ref. 11 ibid.

[89] Coudreuse, L. et al: “Sulphide stress cracking resistance of weldable super-martensitic stainless steels” Paper 35, pp 299-306, ref. 11 ibid.

[90] Ueda, M. et al: “Corrosion performance of super 13 Cr martensitic stainless steel” paper 41, pp 346-352, ref. 11 ibid.

[91] Rogne, T. et al: “EAC testing of welded 13 % Cr grades martensitic stainless steels for sour service applications” Paper 38, pp 323-330, ref 11 ibid.

[92] Woollin, P., Noble, D.N. and Wan, B.: “Weldable 13 % Cr Martensitic Steels for pipeline applications: Preliminary Studies”. EPRG/PRCI 12th Biennial Joint Technical Meeting on Pipeline Research, Gröningen, The Netherlands, 17-21 May 1999.

NOVOSTI ZA PRAKTIČARE

TERMIČKO NABRIZGAVANJE POLIMERNIH PREVLAKA Termičkim nabrizgavanjem velikom brzinom moguće je nanošenje i polimernih prevlaka, kao što su polieter eter keton (PEEK) i polimerni tečni kristal (LCP). Ovi polimeri su otporni na većinu hemikalija; male su sklonosti ka upijanju vlage i imaju visoku tačku topljenja (> 300 °C) tako da su atraktivan materijal za oblaganje velikih posuda u petrohemijskoj industriji, industriji hrane i drugim procesnim industrijama. LCP je zbog svoje hemijske inertnosti već odobren za upotrebu u komercijalnoj industriji hrane. Termičkim nabrizgavanjem polimera praškasti materijal za prevlaku se gasnim plamenom nabrizgava na lokalno predgrejanu podlogu. Ovim postupkom prevlake imaju 2 % poroznosti, što se postiže bez naknadnog zagrevanja, što se inače često zahteva kod

konvencionalnog nanošenja elektolitičkim postupkom nanošenja prevlaka. Tehnikom termičkog nabrizgavanja velikom brzinom mogu se nanositi i polipropilen (PP) i polietilen (PE), a u pripremnoj fazi je za nanošenje termoplastične mase poput polifenil sulfida (PPS) ili najlona. Termičko nabrizgavanje je atraktivan postupak, i sa stanovišta zaštite životne sredine daleko povoljniji nego bojenje, jer se sprečava korišćenje isparljivih organskih jedinjenja. Za više informacija, kontaktirati; Carole Reignier: e-mail: carole.reignier @twi.co.UK (Preuzeto iz TWI CONNECT, izdanje br. 117 str.1., mart-april 2002. London, UK)

MEŠANI GAS ZA FLEKSIBILNU ZAVARIVAČKU PROIZVODNJU Novorazvijena mešavina "Sagox3" za zavarivanje nelegiranih i visokolegiranih čelika Fleksibilna i što jeftinija proizvodnja zavarenih komponenti je ono što treba malim i srednjim metaloprerađivačkim kapacitetima. To često nameće potrebu za zavarivanjem i nelegiranih i visokolegiranih čelika i primenu MAG postupka. Novorazvijeni zaštitni mešani gas Sagox3 Westfalen AG namenjen je za MAG zavarivanje tankih limova od nelegiranih čelika; mešavina je sa malim udelom aktivnog gasa tako da se može koristiti i za zavarivanje visokolegiranih čelika. Mešani gas Sagox3 je mešavina 95 % argona, 4 % ugljendioksida i 1 % kiseonika, čime su kombinovane

prednosti prisustva O2 i C02 i zaštita od korozije. Ovakav sastav obezbeđuje proces zavarivanja sa vrlo malim razbrizgavanjem i vrlo dobru tečljivost zavarivačke kupke. Ispitivanja korozionih i mehaničko tehnoloških osobina zavarenih spojeva izvedenih sa ovim mešanim gasom kod obe grupe materijala pokazala su slaganje rezultata sa specificiranim vrednostima. (Šire informacije u časopisu Welding and Cuting, br. 4/2002. str.188-189)

M. Antić

Documents

ZAVARIVANJE FERITNIH I MARTENZITNIH ČELIKA SA 11-14 % Cr · Tipovi legura 410 i 420 imaju dugu istoriju primene gde se zahteva umerena koroziona otpornost, izvesna otpornost prema