www.oerlikon-welding.com

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The technical journal of Oerlikon welding and cutting expertise.

Das technische Magazin von Oerlikon.Kompetenz für Schweißen und Schneiden.

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Hochproduktives Schweißen einesmodernen kohlenstoffarmen

Rohrstahls mit hohem Niobiumgehaltfür hochzähe Anwendungen

Leitfaden zur Auswahl vonOERLIKON Schweißzusatzwerkstoffen

zum Unterpulverschweißen vonDruckbehältern

Neueste Entwicklungen zur Qualitäts-und Produktivitätssteigerung beim

automatischen und mechanisiertenRohrschweißen

Ergänzende Empfehlungen zumSchweißen von Cr-Mo-V Stählen bei

Anwendungen in der Petrochemie

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High Productivity Weldingof a Modern High Niobium,

Low Carbon Pipe Steel for HighToughness Applications

A Guide to selecting OERLIKONSubmerged Arc Welding Fluxand Wire combinations when

welding Pressure Vessels

Recent developments to increasequality and productivity in both

automatic and mechanisedpipeline welding

Additional RecommendationsFor Welding Cr-Mo-V Steels ForPetrochemical Applications

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Sehr geehrte Leserinnen und Leser,

ich begrüße Sie zur sechsten Ausgabe von “Competence”,dem Air Liquide Welding Magazin zum OERLIKON Know-howin der Schweißtechnik. Um die Bedeutung von OERLIKON aufdem Markt zu maximieren, entwickelt Air Liquide Weldingseine Organisation weiter, hin zu einem Industriesegment-orientierten Ansatz. Damit soll das produzierende Gewerbe miteiner Reihe von Produkten bedient werden, die in ihrenAnwendungseigenschaften und mechanischen Gütewertenoptimiert wurden, um spezielle Schweißlösungen höchsterQualität zu erreichen.

In der Öl- und Gasindustrie steigt die Nachfrage derSchwellenländer nach Untermeeresanlagen und höherfestenRohrleitungen zum Transport von Öl und Gas. Währendeuropäische Landpipelines meist in Qualitäten bis X80 verlegtwerden, kommen in China und Indien vermehrt X90 und X100Qualitäten zur Anwendung. Das ist ein Spezialgebiet vonOERLIKON und es gibt UP-Draht-Pulver-Kombinationensowie spezielle MIG-Drähte für solche Anwendungen, die inzwei Beiträgen vorgestellt werden

Einen Blick auf Anwendungsunterstützung werfen wir in einemArtikel, der einen großen Erfahrungsschatz beim Schweißenvon Druckbehältern mit langen Wärmebehandlungen undNormalisierung zusammenfasst. Schließlich befasst sich einweiterer Beitrag zur Petrochemie mit den neuestenErkenntnissen zum Schweißen von CrMoV Stählen.

Wir hoffen, Ihnen wieder interessante Informationen zu bringenund freuen uns darauf, wenn Sie unser OERLIKON Know-howund unseren Kundendienst bei der Auswahl von Lösungen fürSchweißanwendungen herausfordern.

Dr. John GarlandDirector-Consumables Business Unit

Dear Reader

Welcome to the 6th edition of Competence, the AirLiquide Welding journal of OERLIKON’s weldingexpertise. In order to maximise the market relevanceof OERLIKON, Air Liquide Welding is rapidlydeveloping it’s organisation towards industrialsegmentation. This is in order to serve the fabricationindustry with a palette of products which areoptimised for both operating characteristics andmechanical properties to deliver specialised highquality welding solutions.

In the oil and gas industries, the demand from theemerging economies is increasingly for sub seainstallations and for higher strength line pipe totransport oil and gas. As European land lines are laidup to X80, Chinese and Indian lines are increasinglyin X90 and x100 grades. This is an area of specificexpertise for OERLIKON and there are SAWcombinations and specialised MIG wires for theseapplications, which are featured in two of the articles.

With the spotlight on applications support, there is anarticle bringing together a wealth of experience in thewelding of pressure vessels, both after long postweld and normalising heat treatments. Finally, for thePetrochemicals industry, there is a “state of the art”article concerning the welding of CrMoV steels.

We hope you will find benefit from this journal and willcontinue to utilise OERLIKON’s expertise andcustomer service when selecting welding solutions.

COMPETENCE Foreword

KOMPETENZVorwort

June 2013 - Juni 2013

Competence - Issue 6IntroductionWelcome to the sixth edition of OERLIKON "Competence", thejournal of OERLIKON welding technology. In this edition, thereare four papers: two articles are concerned with differentaspects of welding high toughness joints in line pipe, the firstwith pipe manufacture, the second with pipe laying. The third isthe result of a compilation of applications data giving guidelinesfor the selection of welding consumable solutions for heattreated pressure vessel applications. The final paper in this issueconcerns recommendations for the welding od CrMoV steelused in petrochemical applications.

“High Productivity Welding of a Modern High Niobium,Low Carbon Pipe Steel for High Toughness Applications.”As high strength pipes offer substantial cost savings topipeline owners, the race for their most economical massproduction is on. It is in this context, that new high Niobiumcontaining steel pipes have been developed. As theproduction of high toughness welds was essential to thesuccess of the HIPERC project, OERLIKON has takenan active participation in the selection of the mostappropriate welding consumables. This paper focuses onthe longitudinal weld properties achieved with thecombination of OERLIKON OP132 flux and OERLIKONTiBor33 wire. In this selection, the high tech fluxcontributes to the weld bead shape and to the low oxygenlevel, whilst the wire, brings all necessary alloying elementsto fine tune the chemistry and hence the microstructure.Using, the commercially available OERLIKON OP132 fluxand OERLIKON TiBor33 wire combination, excellentstrength, hardness, toughness and CTOD values havebeen achieved.

“A Guide to selecting OERLIKON Submerged ArcWelding Flux and Wire combinations when weldingPressure Vessels.”As part of the pressure vessels manufacturing process,post weld heat treatments (PWHT) are often required toreduce weld pool’s associated contraction stresses.Although, beneficial for stress relief, the PWHT operationscan result an undesirable reduction of weld metal strengthand toughness. Hence the appropriate choice of OP121TTWH with OP 41TTW SAW wire and flux combinationis essential to satisfy design codes requirements afterPWHT. This article focuses on OERLIKON’s productsrecommendations for welding a range of ferritic steels aswell as CrMo(V) materials for achieving different strengthand toughness requirements for given PWHT conditions.For ferritic steels, fluxes OERLIKON OP121TT,OP121TTW, OP 41TTW and OPF537 are recommended.For CrMo(V) steels, OERLIKON OP121TTW and thecarbon donating OP 41TTW as well as OERLIKONOPF537 are very well suited. When enhanced propertiesafter normalising and potentially annealing are required,OERLIKON offers vanadium containing flux coredsubmerged arc welding wires such as FLUXOCORD 41.1& FLUXOCORD 43.1. These should be used in conjunctionwith OERLIKON OP121TT or OP121TTW.

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Competence - Heft 6 EinleitungWir begrüßen Sie zur sechsten Ausgabe der OERLIKON “Competence”, demOERLIKON Journal der Schweißtechnologie. Diese Ausgabe umfasst 4Artikel, von denen zwei sich mit den verschiedenen Aspekten beim Schweißenhochfester Rohrverbindungen beschäftigen und zwar bei der Rohr-herstellung einerseits und bei der Verlegung andererseits. Im dritten Beitraggeht es um die Ergebnisse bei der Zusammenstellung von Anwendungsdatenals Richtlinie für die Auswahl von Schweißzusatzwerkstoffen fürAnwendungen an wärmebehandelten Druckbehältern. Der letzte Artikelschließlich beschäftigt sich mit Empfehlungen für das Schweißen von odCrMoV Stählen in der Petrochemie.

“Hochproduktives Schweißen eines modernen kohlenstoffarmenRohrstahles für hochzähe Anwendungen.”Da hochfeste Stähle Pipeline-Betreibern erheblichKosteneinsparungen bieten, ist der Wettlauf um diewirtschaftlichste Methode der Massen- produktion in vollemGange. Vor diesem Hintergrund wurden die neuen Rohrstähle mithohem Niob-Gehalt entwickelt. Da die Herstellung hochzäherSchweißverbindungen von grundlegender Bedeutung für dasHIPERC Projekt war, beteiligte sich OERLIKON aktiv an derAuswahl der am besten geeigneten Zusatzwerkstoffe. In diesemBeitrag stehen die Längsnahteigenschaften im Mittelpunkt, diemit der OERLIKON Draht-/Pulverkombination TiBor33 / OP132erzielt wurden. Bei dieser Auswahl bringt das spezielle Hightech-Pulver die gute Nahtform und den geringen Sauerstoffgehalt,während der Draht die notwendigen Legierungs- elementebeiträgt, um die chemische Analyse und damit das Mikrogefügezu perfektionieren. Durch die Verwendung des im Handelerhältlichen OERLIKON OP 132 Pulvers und des OERLIKONDrahtes TiBor 33 wurden ausgezeichnete Werte bei Festigkeit,Härte, Zähigkeit und CTOD erreicht.

“Leitfaden zur Auswahl von OERLIKON Schweißzu-satzwerkstoffen zum Unter-Pulver-Schweißen vonDruckbehältern.”Bei den Herstellungsverfahren von Druckbehältern ist häufigein Spannungsarmglühen nach dem Schweißen (PWHT)vorgeschrieben, um die Eigenspannung aus dem Schweißbad zureduzieren. Der positive Einfluss des Spannungsarmglühens aufdie Eigenspannung kann aber die unerwünschte Nebenwirkunghaben, die Schweißgutfestigkeit und -zähigkeit zu verringern.Daher ist die richtige Wahl der UP-Draht-/Pulverkombinationvon entscheidender Bedeutung zur Erfüllung derKonstruktionsanforderungen nach dem Spannungsarmglühen.Der Schwerpunkt liegt in diesem Beitrag auf den OERLIKONProduktempfehlungen zum Schweißen ferritischer Stähle sowieCrMo(V) Werkstoffe, um bei bestimmten Bedingungen desSpannungsarmglühens verschiedene Festigkeits- undZähigkeitsanforderungen zu erfüllen. Für ferritische Stähle werdendie OERLIKON Pulver OP121TT, OP121TTW, OP 41TTW undOPF537 empfohlen. Für CrMo(V) Stähle eignen sich OERLIKONOP121TTW und das Kohlenstoff zulegierende OP 41TTW sowieOERLIKON OPF53. Wenn verbesserte Eigenschaften nach demNormalisieren und eventuell Glühen verlangt werden, bietetOERLIKON UP-Fülldrähte mit Vanadium an wie FLUXOCORD41.1 & FLUXOCORD 43.1, die in Kombination mit OERLIKONOP121TT oder OP121TTW verwendet werden sollten.

June 2013 - Juni 2013

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June 2013 - Juni 2013

“Recent developments to increase quality and productivityin both automatic and mechanised pipeline welding.”This paper brings special attention to pipe circumferentialwelding activities which requires welds made with thehighest possible quality and productivity. To achieve this,OERLIKON’s dedicated consumable solutions areintroduced with typical welding parameters and mechanicalproperties. For on/off shore welding, a range of OERLIKONgas metal arc and gas shielded flux cored wires are very wellsuited. Namely for API pipes grades X70 through X100,welded downhill with narrow gap, OERLIKON solid wiresCarbopipe 70, 80Ni and NiMo1. For the uphill weldingtechnique, flux cored wire OERLIKON Fluxofil 20HD is welladapted to enhance root pass toughness for X65-X70pipes. As far as double jointing is concerned, submergedarc welding technology dominates. Here it is recommendedto weld the inside pass with OERLIKON Tibor 33 and theoutside passes with typically OE-SD3 1Ni 1/2Mo wire (X70through to X80). The associated SAW flux options areOERLIKON OP121 TT and OP132.

“Additional Recommendations For Welding Cr-Mo-VSteels For Petrochemical Applications.”The aim of this paper is to provide recommendationsapplicable to the submerged arc welding of heavy wallpressure vessels for the petrochemical industry in 2.25Cr-Mo-1/4V steels. Generally, welds performed on this type ofmaterial yield low toughness in the as welded conditionand are sensitive to re-heat cracking during intermediatestress relieving (ISR) or after post weld heat treatments(PWHT). Air Liquide Welding has thoroughly studied theseissues and has derived its optimum solution namely theOERLIKON OPF537 flux and OE-CROMO S225V wirecombination. The chemistry of the main alloying elementsand residuals are carefully chosen and controlled withintight ranges. The most suited welding conditions andparameters have also been recommended. Consequently,2.25Cr-1Mo-1/4V steels welded with the abovecombination yields excellent strength and toughness, freeof reheating cracks after ISR or PWHT.

Those readers of OERLIKON COMPETENCE who haspreviously registered will continue to receive future editions by post automatically. Otherwise, please complete theenclosed reply card to register for future editions, or visitwww.oerlikon-welding.com and register in line.

Thank you,Dominique Carrouge

Corporate Products Engineering Team ManagerAir Liquide Welding

“Neueste Entwicklungen zur Qualitäts- und Produk-tivitätssteigerung beim automatischen und mechanisiertenRohrschweißen.“Bei diesem Artikel steht das Rohr-Orbitalschweißen imMittelpunkt, für das Schweißnähte höchster Qualität undProduktivität notwendig sind. Für diese Fälle zeigtOERLIKON spezielle Zusatzwerkstofflösungen mittypischen Parametern und mechanischen Eigenschaftenauf. Für den On-/Offshore-Bereich eignet sich dieOERLIKON Produktpalette für das GMAW und FCAWSchweißen. Besonders für API X70 bis X100 Rohrstählenin fallender Position mit Engspalt werden OERLIKONMassivdrähte Carbopipe 70, 80Ni und NiMo1 empfohlen.Bei steigender Position ist der OERLIKON Fülldraht Fluxofil20HD geeignet, die Wurzelzähigkeit bei X65-X70 Rohrenzu verbessern. Beim Double-Jointing dominiert die UP-Schweiß- technik. Hier wird empfohlen, innen mitOERLIKON Tibor 33 und außen mit OE-SD3 1Ni 1/2MoDraht (X70 bis X80) zu schweißen. Die Optionen beimOERLIKON UP-Pulver sind OP121 TT und OP132.

“Ergänzende Empfehlungen zum Schweißen von Cr-Mo-VStählen bei Anwendungen in der Petrochemie”Die vorliegende Arbeit gibt Empfehlungen für das UP-Schweißen dickwandiger Druckbehälter aus 2.25Cr-Mo-1/4VStahl für die Petrochemie Im Allgemeinen neigen solcheSchweißnähte im unbehandelten Zustand zu niedrigenZähigkeitswerten und zu Wiedererwärmungsrissen beimZwischen- glühen (ISR) oder bei der Wärmenachbehandlung(PWHT). Air Liquide Welding hat diese Phänomene genauuntersucht und daraus eine optimale Lösung entwickelt: dieDraht-/Pulverkombination OE-CROMO S225V und OERLIKONOPF537. Die chemische Analyse der Hauptlegierungselementeund der anderen Bestandteile wird sorgfältig abgestimmt und inengen Grenzen überwacht. Auch werden die am bestengeeigneten Schweißbedingungen und -parameter empfohlen.Folgerichtig erzielen 2.25Cr-1Mo-1/4V Stähle, die mit der obengenannten Kombination geschweißt werden, ausgezeichneteFestigkeits- und Zähigkeitswerte und bilden keineWiedererwärmungsrisse nach IRS oder PWHT.

Die Leser, die bereits bei OERLIKON COMPETENCE registriert sind,erhalten zukünftige Ausgaben weiterhin automatisch per Post. Falls Sienoch nicht registriert sind, füllen Sie bitte die Antwortkarte aus, um sichfür kommenden Ausgaben anzumelden oder besuchen Sie unsereWebsite www.oerlikon-welding.com und melden sich online an.

Vielen Dank,Dominique Carrouge

Corporate Products Engineering Team ManagerAir Liquide Welding

HochproduktivesSchweißen einesmodernenkohlenstoffarmenRohrstahls mit hohemNiobiumgehalt fürhochzähe Anwendungen.

Präsentiert beim internationalen Seminar „Schweißen vonhochfesten Rohrstählen” am 27.-30. November 2011 inAraxa, Brasilien.

Eine neue Generation des X70 Rohrstahls mit hohemNobiumgehalt wurde unter Verwendung deshochproduktiven Unterpulver-Mehrdrahtschweißverfahrensim Lage-/Gegenlage-Verfahren geschweißt. Es wurde ein hochzähes Schweißgut unter Verwendung eines Titan-Bor Mikrolegiersystems verwendet. Dieses entstanddurch OERLIKON TIBOR 33, Schweißdraht kombiniert mit

dem speziell entwickelten,halbbasischen, Schweißpulver“OERLIKON OP 132” Daserreichte hohe Zähigkeits-niveau im Schweißgut und inder Wärmeeinflußzone wurdedurch ISO-V und CTODPrüfungen charakterisiert.

EINFÜHRUNG

Mit der Erhöhung des Bedarfs an flüssigem Erdgas (LNG) wachsenauch die Anforderungen an einen effektiveren Gastransport. EineMethode ist die Verwendung von Hochdruckrohrleitungen. Dasübliche europäische Netz ist für 80 Bar Druck ausgelegt, es wirdaber für möglich gehalten, den Druck in Offshore-Leitungen bis aufmaximal 100-150 Bar zu erhöhen, wobei die Anzahl derGasverdichterstationen gesenkt wird, was sehr kosteneffizient ist.Dies erfordert, abhängig von der Planung, dickere und/oderfestere Rohrstähle bis zum API-Grad von X80 möglicherweise biszu X100.

Für Langstreckenleitungen über Land werden hochfeste Rohrstähleim Durchmesser von >40'' benötigt, da Rohrleitungen mit größeren

High Productivity Weldingof a ModernHigh Niobium, LowCarbon Pipe Steelfor High ToughnessApplications.

Presented at the International Seminar, “Welding ofHigh Strength Pipeline Steels”, 27-30 November2011, Araxa, Brazil.

A new generation high niobium X70 pipe steel hasbeen welded using the high productivity submergedarc, multi-wire process with 2 passes for joining thelongitudinal seams. High toughness weld depositshave been produced using a microalloying systemproduced using solid TiB SAW welding wires,OERLIKON TIBOR 33, combined with a speciallydesigned semi-basic SAWflux, OERLIKON OP 132.High levels of toughnesswere produced in theweld metal and heataffected zone, evaluatedusing ISO-V and CTODtesting.

INTRODUCTION

As the demand for liquid natural gas (LNG) increases, so dothe requirements for more efficient gas transport. Onemethod is the use of high pressure pipelines, the normalEuropean grid is pressurised at 80 bar, but it is consideredfeasible to increase the pressure to 100 bar or 150 barmaximum, as an offshore pipeline, by decreasing thenumber of compression stations, which is very costeffective. This requires thicker and/or stronger pipe steels,to API grade X80 and possibly to X100 depending ondesign considerations.

Higher strength pipe steels are required for long distanceland pipe lines in >40” diameter, as larger diameter pipe lines

Key words• Microalloyed• Line-pipe• High niobium• High toughness weld metal• HSLA materials• CTOD• Weldability• Multi-wire submerged

arc welding• Pipeline welding

Schlüsselwörter• Mikrolegiert• Pipeline• Nobiumgehalt• Hochzähes Schweißgut• Hochfeste Stähle• CTOD• Schweißbarkeit• Unterpulver-

Mehrdrahtschweißverfahren• Schweißen von Pipelines

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June 2013 - Juni 2013

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reduce transport friction and thinner wall sections facilitatemore efficient laying.

Offshore lines are currently predominantly X65 andincreased use of higher strength levels through X70 to X80is forecast, however it is considered unlikely that thestrength level of X80 will be exceeded, due to pipe bucklingconsiderations during laying.

A new generation of steels has been developed for higherstrength line pipe using a high niobium and low carbon leanalloying system [1]. This alloying regime is used to producehigh strength, high toughness steels via thermo-mechanicalsteel processing routes while maintaining low carbon andhence low carbon equivalent values, resulting in goodweldability and HAZ toughness properties. This alloyingsystem is cost effective and alloying with nickel is minimised.The weldability of a steel for line pipe applications from thisnew generation of pipe steels has been investigated,specifically for high productivity longitudinal pipe seamwelding using the 2 pass submerged arc welding (SAW)multi-wire process.

PIPE STEEL

The plate used in this programme conforms to X70 grade,supplied from the HIPERC project or high performance,economic steel concept for line pipe and general structuraluse, funded by the EU Research Fund for Coal and Steel(RFCS). The plate chemical composition and mechanicalproperties are reported in Table 1. The same platechemistry could be finished to X80 or thick section X65,depending on the steel processing route selected.

The micro alloying system of this plate is high niobium,0.097%, low carbon 0.053% with intermediate nitrogen of60 ppm. The function of the low carbon is to ensure thattoughness in the HAZ is retained, the Nb/C/N functionbeing to precipitation strengthen the matrix and for grainsize management, supported by the solid solutionelements Mn, Cr and Ni to increase hardenability whileensuring lower temperature transformation products whenwelding. The Nb in solution will also delay the austenite toferrite phase transformation.

Durchmesser die Transportverluste senken und dünnere Wandstärkeneine effizientere Verlegung fördern.

Zur Zeit bestehen die Offshore-Leitungen vorwiegend aus X65, wobei eine erhöhte Verwendung höherer Festigkeitsstufen, von biszu X70-X80 vorhergesagt wird. Es wird allerdings Auf Grund vonÜberlegungen zum Verbiegen der Rohrleitungen während derVerlegung als unwahrscheinlich erachtet, dass die Festigkeitsstufevon X80 überschritten wird.

Eine neue Generation hochfester, kohlenstoffarmer Pipelinestähle wurdemit Hilfe eines Niob basierten Legierungssystems [1] entwickelt. DiesesLegierungsystem kann in Kombination mit thermomechanischenStahlverarbeitungsverfahren hochfeste und gleichzeitig hochzäheStähle liefern. Der niedrige Kohlenstoffgehalt und das darausresultierende geringe Kohlenstoffäquivalent gewährleistet eine guteSchweißbarkeit und gute Zähigkeitseigenschaften in der WEZ.Dieses Legiersystem ist kosteneffizient, da die Legierung mit Nickelminimiert wird. Die Schweißbarkeit eines solchen Stahls wurdespeziell für Rohr-Längsnähte untersucht. Hierbei stand dasUnterpulver- Mehrdrahtschweißverfahren sowie die Lage-/GegenlageTechnik im Vordergrund.

ROHRSTAHL

Das in diesem Programm verwendete Blech erfüllt den Grad X70. Es stammt aus dem HIPERC Projekt für hochleistungsfähigen,kostengünstigen Stahl für Leitungsrohre und Strukturbauteile,welches vom EU Forschungsfonds für Kohle und Stahl (RFCS)gefördert wird. Tabelle 1 zeigt die chemische Zusammensetzung unddie mechanischen Eigenschaften des Blechs. Dieselbe chemischeBlechzusammensetzung könnte in Abhängigkeit vom ausgewähltenStahlverarbeitungsverfahren bis X80 oder bis zu dickem X65Formstahl endbearbeitet werden.

Das Mikrolegiersystem dieses Blechs ist eines mit einem hohenNiobiumgehalt von 0,097%, wenig Kohlenstoff 0,053% und niedrigen60 ppm Stickstoff.Der Grund für den niedrigen Kohlenstoffgehalt ist die Beibehaltung derWEZ-Zähigkeit. Das Nb/C/N Verhältnis steuert die Ausscheidungenund Festigkeit der Matrix und dient zur Einstellung der Korngröße. DieFestigkeit wird unterstützt durch die Mischkristallverfestigung mit Hilfevon Mn, Cr und Ni Ebenfalls wird hierdurch die Gefügeumwandlunghin zu tieferen Temperaturen erreicht. Das gelöste Nb verzögertebenfalls die Austenit-Ferrit-Phasenumwandlung.

C Si Mn P S Al Nb V CU

0.053 0.18 1.59 0.013 0.0038 0.037 0.097 0.001 0.23

Cr Ni N Mo Ti Ca B Pcm CEV

0.26 0.17 0.006 0.002 0.016 0.0013 - 0.17 0.40

Product IDProduktnummer

ID

Product Produktnummer t (mm) RR FRT (°C) R t0.5 (MPa) Rm (MPa) A (%) Rt / Rm 27 J ITT (°C) 0.5 Kv max ITT (°C) DWTT (°C)

PB329 Plate 20.9 4.1 708 533 592 18 0.90 -100 -85 -40

Product IDProduktnummer

ID

Slab size(mm)

Plattenmaß(mm)

Transfer bar thickness (mm)Dicke des

Übertragungsstabs (mm)

SRT(°C)

EHT(°C)

FRT(°C)

Plate thickness(mm)

Blechdicke(mm)

Reduction ratioMinderungsgrad

Processed to pipeVerarbeitet zum

Rohr

Pipe outer Ø (mm)Rohr äußerer Ø (mm)

PB329 230 x 1970 86.3 1236 798 708 20.9 4.1 YBRP2 914

Table 1: Plate chemical composition and mechanical properties

Tabelle 1: Chemische Zusammensetzung und mechanische Eigenschaften des Blechs

June 2013 - Juni 2013

SCHWEIßPROGRAMM

Es wurden zehn Bleche mit hohen Niobiumgehalt ausdem HIPERCProjekt, mit einer Blechgröße von 20 mm x 1000 mm x 2000 mm vonAir Liquide Welding Germany geschweißt. Hierzu wurde einekommerziell verfügbare Kombination von SAW Draht undSchweißpulver, angewendet welche speziell für das Schweißen vonLeitungsrohrstählen mit hoher Festigkeit und hoher Zähigkeit entwickeltwurde. Es wurde eine Lage/Gegenlage Schweißanweisung verwendet,wie sie bei der Herstellung von Längsnähten in Pipelines oder OffshoreKonstruktionen üblich ist.

Vor dem Schweißen wurde kein Vorwärmen angewendet. Die Innennahtwurde unter Verwendung von 4 x 4 mm OERLIKON TIBOR 33Drahtelektroden (DC-AC-AC-AC) bei einer Schweißgeschwindigkeitvon 1,60 m/min und einer kombinierten Wärmeeinbringung von4,1 kJ/mm geschweißt. Die Außennaht wurden unter Verwendung von5 x 4 mm OERLIKON TIBOR 33 SAW Drähten (DC-AC-AC-AC-AC)bei einer Schweißgeschwindigkeit von 2,15 m/min und einerkombinierten Wärmeeinbringung von 4,4 kJ/mm geschweißt.

Anforderungen an die und Auswahl der Schweißzusatzwerkstoffe

Das Schweißen von Längsnähten im Lage-/Gegenlage Unterpulver-Schweißverfahren unter Verwendung von 5 x 4 mm Drahtelektrodenfür die äußere Naht und 4 x 4 mm Drahtelektroden für die innere Nahtist ein Hochgeschwindigkeitsverfahren bei sehr hoherAbschmelzleistung. Kombinierte und kumulierte Schweißströme von5000 A sind typisch, bei einer Schweißgeschwindigkeit von 2,5 m/minoder schneller und bei nominalen Wärmeeinbringungen im Bereich 4-5 kJ/mm sowie einer Abschmelzleistung von > 40 kg/h Schweißgut.Dieses Schweißverfahren führt zu einer hohen Aufmischung. Wertevon 70% sind typisch. Durch die hohe Wärmeeinbringung und hoheSpitzentemperatur kommt es zu einer hohen thermischen Belastungder WEZ und des Schweißgutes. Diese hohe thermische Belastung isteine große Herausforderung für die mechanischen Eigenschaften.

Die Anforderungen an das Schweißpulver sind hoch [2], underfordern Folgendes:

• Hinsichtlich des Schweißprozesses [3]:- Hohe Toleranz gegenüber hohen Schweißströmen (bis 1500 A),

ist eine mögliche Anforderung für dicke Rohrwandstärke> 25 mm.

- Eignung für hohe Schweißgeschwindigkeiten > 2 m/min, beigleichzeitig hoher Lichtbogenstabilität.

- Stabile Korngröße des Schweißpulvers beim recyceln.- Selbstlösende Schlacke.- Ebenmäßiges Schweißnahtprofil ohne Nahtüberhöhung. Gute

Benetzung am Übergang zum Grundwerkstoff.

• Für metallurgische Überlegungen [4]:- Geringer Wassergehalt / diffusibler Wasserstoff

< 5 ml/100 g aufgetragenes Schweißgut (zur Minimierung desVorwärmens).

- Niedriger Wert der Feuchtigkeitsaufnahme während derVerwendung (zur Vorbeugung vor0 wasserstoffinduzierten"kalten“ oder Chevron-Rissen).

- Spezifisch für mikrolegierte Drähte angepassterSauerstoffgehalt und Legierungseigenschaften.

- Hoher Widerstand gegen kupferinduzierte Risse.- Niedriges "Rauschen" bei der zerstörungsfreien Prüfung.- Das sich ergebende Schweißgutsystem ist tolerant gegen Niobium

im Bereich 0,05-0,06 %.

WELDING PROGRAMME

Ten high niobium plates from the HIPERC project, plate size20 mm x 1000 mm x 2000 mm, were welded by Air LiquideWelding Germany with a commercially available SAW wireand flux combination designed specifically for high strength,high toughness welding of line pipe steels. A highproductivity welding procedure was used, which is typical ofthat used industrially in modern pipe mills for the two passlongitudinal seam welding of pipes for gas transportationand offshore applications.

No pre-heat was applied before welding. The internal seamswere welded using 4 x 4 mm OERLIKON TIBOR 33 SAWwires (DC-AC-AC-AC) at a welding speed of 1.60 m/minand a combined heat input of 4.1 kJ/mm. The externalseams were welded using 5 x 4 mm OERLIKON TIBOR 33SAW wires (DC-AC-AC-AC-AC) at a welding speed of 2.15 m/min and a combined heat input of 4.4 kJ/mm.

Welding Consumable Requirements & Selection

Longitudinal pipe welding with the two pass submerged arcwelding process, using 5 x 4 mm wires for the outsideseam and 4 x 4 mm wires for the inside seam, is a highspeed, very high deposition rate process. Combinedcumulated welding currents of 5,000 A are typical, withwelding speeds of 2.5 m/min and faster, at heat inputsnominally in the range 4-5 kJ/mm, depositing >40 kg/hourof weld metal. This is a very high dilution welding process,with typical levels of weld metal dilution of 70% and ademanding process for both weld metal and HAZmechanical properties, due to the high levels of heat inputand the consequent peak temperatures and subsequentthermal cycle.

The demands on the SAW welding flux are high [2], requiring:

• For welding process considerations [3]:- High tolerance to welding currents, operation at 1,500 A is

a possible requirement for thicker pipe sections >25 mm.- Ability to weld at high welding speeds, > 2 m/min, while

retaining arc stability.- Stable grain size distribution following re-cycling (grain

strength and toughness).- Self releasing slag.- A smooth and even finished weld bead profile without

excessive reinforcement, requiring no dressing, with wellblended weld toes without undercut.

• For metallurgical considerations [4]:- Low moisture content/diffusible hydrogen < 5 ml/100 g

deposited weld metal (to minimise pre-heat).- Low rate of moisture pick up during use (to prevent

hydrogen induced “cold” or chevron cracking).- Oxygen content and element transfer characteristics

specifically tailored to microalloyed wires.- High resistance to LME.- NDT cleanliness.- Resultant weld metal system which is tolerant to niobium

dilution in the range 0.05-0.06%.

The SAW flux designed to meet these criteria is acommercially available aluminate -basic agglomeratedtype with a Boniszewski basicity index of 1.5 which hasbeen specifically designed for these demanding

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Das Schweißpulver, welches dieseKriterien erfüllt, ist ein kommerziellverfügbares aluminatbasischesSchweißpulver mit einem BoniszewskiBasizitätsindex von 1,5, welches

speziell für das Schweißen von Pipelines ausgelegt wurde. Diechemischen Komponenten sind in Tabelle 2 angeführt. Währenddes Schweißens liefert dieses Schweißpulver etwas Mangan undist siliziumneutral.

Das Legierungsverhalten wird in Abbildung 1 gezeigt.

Die Mikrostruktur des Schweißguts muss nicht nur die benötigteFestigkeitsstufe liefern, sondern es ist viel herausfordernder, die nötigenBruchzähigkeitsstufen im Schweißzustand zu erreichen. Hohe Werteder Schweißgutzähigkeit werden durch eine Mikrostruktur mit hohenGehalten an feinem nadelförmigem Ferrit mit einem sehr niedrigenVolumenanteil von Korngrenzenferrit erreicht.

Zur Erreichung dieser Mikrostrukturen muss die Umwandlung an denAustenit-Korngrenzen verzögert, die Zellenbildung von Ferrit an diesenStellen unterbunden und die intragranulare Keimbildung desnadelförmigen Ferrits an mehreren Einschlussstellen gefördert werden.Netzwerke von pro-eutektoidem Ferrit an den vorherigen Austenit-Korngrenzen müssen unterdrückt oder beseitigt werden.

In der Praxis kommen, beim Schweißen der Rohr-Längsnähte mitmehreren Drahtelektroden halbbasische Schweißpulver zum Einsatz[2,4,5]. Dieses System kann zur Erzeugung von mikrolegiertemSchweißgut mit ausreichender Härtbarkeit optimiert werden. Hierbeihat die Drahtelektroden-Zusammensetzung zusammen mit dem vomSchweißpulver erzeugten Sauerstoffgehalt eine große Bedeutung fürdie Bildung der Ausscheidungen. Deren Anzahl und Größe steuern dieMikrostruktur des Schweißgutes.

TESTPROGRAMME

Das Prüfprogramm [6] wurde zur Untersuchung des Schweißguts, derWEZ- und der Bruchzähigkeit des Blechs nach dem Schweißenentworfen. Die Prüfergebnisse sollten dann mit der Mikrostruktur, denAusscheidungen und der Härte korreliert werden.

Bewertungen der mechanischen Eigenschaften

Zugfestigkeit des Schweißgut: Drei Zugproben wurden aus der Längsachsedes Schweißgutes in dessen Mitte entnommen. Probendurchmesser: 7,92 mm, Querschnitt: 49,72 mm², Prüflänge: 40 mm.

pipe welding applications. Thechemical constituents are given inTable 2.

During welding, this SAW fluxdonates manganese and is siliconneutral.

The element transfer characteristics are shown in Figure 1.

The microstructure of the weld deposit must deliver not onlythe strength level required, but more challenging isgenerating the required levels of fracture toughness in the aswelded condition. High levels of weld metal toughness areproduced by microstructures with high levels of fine acicularferrite with a very low volume fraction of grain boundaryferrite.

To achieve these microstructures, transformation at theaustenite grain boundaries must be delayed, nucleation offerrite at these sites discouraged and the intra granularnucleation of acicular ferrite on multiple inclusion sitesencouraged. Networks of pro-eutectoid ferrite outlining theprior austenite grain boundaries must be suppressed oreliminated.

In practise, when welding the longitudinal seams of line pipeusing SAW multi-wire, C-Mn-Mo-Ti-B SAW wires are usedwith semi-basic SAW fluxes [2,4,5]. This system can beoptimised to produce micro-alloyed weld metal of sufficienthardenability, derived from the wire chemistry/ies, at therequired oxygen level of the system to produce anappropriate volume fraction and size distribution ofinclusions, derived from the SAW flux.

TESTING PROGRAMME

The testing programme [6] was designed to investigate weldmetal, HAZ and plate fracture toughness after welding andto correlate these results with microstructure, hardnesssurveys and precipitation in the weld metal.

Mechanical Property Assessments

Weld metal tensile testing: three tensile test specimenswere taken from the weld metal centre line at the plate centreline. Specimen diameter 7.92 mm, cross sectional area49.27 mm2, gauge length 40 mm.

Fig. 1: OP 132 SAW flux transfer characteristics

Abb. 1: Legierungseigenschaften des OP 132 Schweißpulvers

Table 2: Chemical composition of OP 132 SAW flux

Tabelle 2: Chemische Zusammensetzung des OP 132 Schweißpulvers

CaO + MgO CaF2 Al2 O3 + MnO SiO2 + TiO223% 15% 35% 20%

METALLURGISCHES VERHALTENAufnahme und Ausbrennen der Legierungsbestandteile Si und Mn = f

(Legierungsgehalt der Drahtelektrode) DVS-Merkblatt 0907 Teil 1

Si-Gehalt der Drahtelektrode Mn-Gehalt der Drahtelektrode

METALLURGICAL BEHAVIOURPick-up and burn-out of the alloying elements Si and Mn = f (alloy content of wire electrode) DVS-Merkblatt 0907 Teil 1

June 2013 - Juni 2013

Charpy-V impact testing:Specimens were taken from theweld metal at the centre line of theweld beads at three plate locations,see Figure 2, 2 mm below the top,outer, surface (S), plate centreline (C) and 2 mm below the bottom,inner, surface (I). Weld metalspecimens were tested at 0 ºC,-20 ºC, -40 ºC & -60 ºC.

Charpy-V specimens were alsotaken at the fusion line (FL), FL+2 mmand FL+5 mm for testing at 0 ºC & -20 ºC

CTOD testing: Fracture mechanicsproperties were evaluated usingsingle edge notch bend (SENB) B x2B specimens, see Figure 3, with athrough thickness notch samplingthe heat affected zone and thefusion line.

The notch locations were all 50%base material and 50% weldmaterial, see Figure 4.

Specimens were notched byelectrical discharge machining(EDM) -R= 0.5 with a target notchdepth of a/W=0.5, fatigue pre-cracking growth included.

Specimens were tested at 3 temperatures, 0 ºC, -10 ºC and -20 ºC with the test examination in accordance with ASTM E1820-09, multi-point single specimentechnique.

Crack tip opening displacement(CTOD) was evaluated according to fracture toughness standardsBS 7448 and ASTM E1820-01 with the critical CTOD fractureparameter obtained by load vs.CTOD curve@final load displacement.

Microstructure, Hardnessand Precipitation

Metallographic evaluation of theweld, HAZ, FL and parent platewas carried out by opticalmicroscopy and scanning electronmicroscopy (SEM) and the electronback scattered diffraction (EBSD)technique.

Hardness surveys wereperformed at three locations.Location B at mid thickness,location C at 1.5 mm from the topsurface and location A at 1.5 mmfrom the bottom surface, seeFigure 5.

Zähigkeitsprüfung (Charpy-V): Probenwurden aus der Mitte desSchweißguts in 3 verschiedenenHöhen entnommen (Abb.:2): 2 mmunter der Oberfläche der äußeren Lage(S); aus der Mitte (C) und 2 mm unterder Oberfläche der inneren Lage (I).Die Proben wurden geprüft bei 0 °C,-20 °C, -40 °C und -60 °C.

Es wurden weitere Charpy-V Probenan der Schmelzlinie (SL) entnommen,SL+2 mm und SL+5 mm für Prüfungenbei 0 °C und -20 °C.

CTOD Test: Die bruchmechanischenEigenschaften wurden unter Verwendungvon einfachen gekerbten Probe (SENB)B x 2B geprüft.

Die Lage des Kerbs ist in Abb. 4dargestellt. Der Kerb liegt in 50%Grundwerkstoff sowie 50% Schweißgut.Er erfaßt hierdurch sowohl dieSchmelzlinie als auch die WEZ.

Die Proben wurden vorgekerbt unterVerwendung von Elektroerosion (EEM) -R = 0,5 mit einer Zielkerbtiefe von a/W =0,5, (einschließlich eingeschwungenerErmüdungsriss) Wachstum durchvorzeitige Ermüdungsrissbildungeingeschlossen.

Die Proben wurden bei 3Temperaturen 0 °C, -10 °C und -20 °Cgeprüft. Die Auswertung erfolgte inÜbereinstimmung mit ASTM E1820-09, einer Mehrpunkt-Einproben-Technik geprüft.

Die Rissspitzen-Öffnungsverschiebung(CTOD) wurde nach denBruchzähigkeitsstandards BS 7448 und ASTM E1820-01 mit demkritischen CTOD Bruchparameterbewertet.

Mikrostruktur, Härte undAusscheidungen

Die metallographische Bewertung derSchweißnaht, der WEZ, der Schmelzlinieund des Grundwerkstoffs wurde unterEinsatz von optischer Mikroskopieund Rasterelektronenmikroskopie (SEM)sowie der Elektronen-Rückstreu-Diffraktometrie (EBSD) durchgeführt.Härteuntersuchungen wurden in 3Positionen durchgeführt: B: Mitte inDickenrichtung, C: 1,5 mm unter der Oberfläche der äußeren Lage. A: 1,5 mm unter der Oberfläche derinneren Lage (siehe Abbildung 5).

8

S

I

C

Fig. 2: Charpy-V Weld metal test locations

Abb. 2: Lage der Charpy-V Proben

2B

B

Fig. 3: Specimen characteristics

Abb. 3: Eigenschaften der Probe

Fig. 4: Notch location in SENB specimen

B

Abb. 4: Lage des Kerbs bei der CTOD Prüfung

Fig. 5: Hardness survey locations

Abb. 5: Lage der Härtemessungen

June 2013 - Juni 2013

9

Chemical Determinations of the base plate, welding wireand weld deposit for C, Mn, Si, S, P, Ni, Cr, Mo, Nb, Al,Cu, V, Ti, and B were made using spark emissionspectroscopy, N by thermal conductivity and O by infraredspectroscopy.

Oxygen content in the weld metal was also determinedby metallographic method (SEM+EDS). Oxide volumefraction was measured by automatic image analysis.

Precipitate analyses in the base metal were investigatedusing TEM on extraction replicas.

RESULTS

Mechanical Property Assessments

Weld metal tensile strength results are shown in Table 3.The tensile strength of the weld metal is 720 MPa, whichcomfortably overmatches the base plate to the strengthlevel required for X80.

Charpy-V impact toughness testing results are shown in0 4.

The specimens notched in the weld metal showedconsistently high levels of weld deposit toughness at all three testing locations down to -60 ºC, see Table 4A.Fracture surfaces were fully ductile in all 3 locations to -20 ºC.

At location (C), the plate center line, upper shelf toughnessis retained to -20 ºC, 176 J to 198 J. The weld metal enterstransition at temperatures below -20 ºC however a highlevel of toughness is retained at -60 ºC, 108 J to 130 J.

At location (I), the inner seam, upper shelf toughness isretained to -40 ºC, 168 J to 192 J. The weld metal enterstransition at temperatures below -40 ºC however a highlevel of toughness is retained at -60 ºC, 150 J to 177 J.This is the area of highest weld metal toughness, reflectingthe effect of weld tempering by the second pass.

At location (S), the outer seam, upper shelf toughness isretained to -20 ºC, 176 J to 198 J. The weld metal enterstransition at temperatures below -20 ºC however a highlevel of toughness is retained at -60 ºC, 112 J to 138 J.

Die chemischen Analysen des Grundwerkstoffs, der Drahtelektrodeund des Schweißguts für C, Mn, Si, S. P, Ni, Cr, Mo, Nb, Cu, V, Ti undB wurden unter Verwendung von Funkenemissionsspektroskopie, N mittels Wärmeleitfähigkeit und O mittels Infrarotspektroskopiedurchgeführt.

Der Sauerstoffgehalt des Schweißgutes wurde ebenfalls durch eine metallographische Methode (SEM + EDS) bestimmt. Der Volumenanteil von Oxiden wurde durch automatischeBildanalyse gemessen.

Ausscheidungen im Grundwerkstoff wurden unter Verwendung vonTEM an Extraktionsabdrücken durchgeführt.

ERGEBNISSE Bewertungen der mechanischen Eigenschaften

Die Zugfestigkeitsergebnisse des Schweißgutes zeigt Tabelle 3. Die Zugfestigkeit des Schweißgutes liegt bei 720 MPa und übertrifftbei weitem die für einen X80 geforderte Mindestfestigkeit.

Die Ergebnisse der Charpy-V Zähigkeitsprüfung werden in Tabelle4 angeführt:

Die im Schweißgut gekerbten Proben zeigten konsistent hoheZähigkeiten an allen drei Prüfpositionen bis zu -60 °C (siehe Tabelle4A). Die Bruchoberflächen zeigen ein vollständig duktiles Verhaltenbis -20 ºC.

An der Position (C), der Mitte in Dickenrichtung, wurde dieZähigkeitshochlage bis -20 °C beibehalten, mit Werten von 176 J bis198 J. Das Schweißgut versprödet bei Temperaturen unter -20 °C,dennoch ist das Niveau selbst bei -60 °C mit 108 J und 130 J nochhoch.

An der Stelle (I), in der Innennaht wird die Zähigkeitshochlage nochbis -40 °C, mit 168 J bis 192 J, beibehalten. Das Schweißgutversprödet erst bei Temperaturen unter -40 °C, ein hohes Niveau derZähigkeit wird sogar bis -60 °C, mit 150 J bis 177 J, beibehalten. Diesist der Bereich der höchsten Zähigkeit des Schweißguts, verursachtvon dem Anlassen durch die zuletzt geschweißte Lage.

An der Stelle (S), der äußeren Naht, wurde die Zähigkeitshochlage bis-20 °C beibehalten, mit 176 J bis 198 J. Das Schweißgut betritt dieUmwandlungsphase bei Temperaturen unter -20 °C, ein hohesNiveau der Zähigkeit wird noch bei -60 °C, mit 112 J bis 138 Jerreicht.

Table 4A: Charpy -V testing results (Weld metal)

Energy (J) Brittle (%) Test temperature (°C) Note

186186 186 0

000

Position CPosition C

176198194

189.3000

-20-20-20

Position CPosition CPosition C

176160166

167.301515

-40-40-40

Position CPosition CPosition C

108130 119 40

25-60-60

Position CPosition C

Table 3: Weld metal strength results

Yield strength(MPa)

Tensile strength(MPa)

Elongation(%)

Reduction of area(%)

653 720 21 70

Tabelle 3: Zugfestigkeit des Schweißgutes

Streckgrenze(MPa)

Zugfestigkeit(MPa)

Dehnung(%)

Brucheinschnürung(%)

653 720 21 70

Tabelle 4A: Charpy-V Prüfergebnisse (Schweißgut)

Energie (J) Sprödbruchanteil (%) Prüftemperatur (°C) Anmerkung

186186 186 0

000

Position CPosition C

176198194

189.3000

-20-20-20

Position CPosition CPosition C

176160166

167.301515

-40-40-40

Position CPosition CPosition C

108130 119 40

25-60-60

Position CPosition C

June 2013 - Juni 2013

Die in der Schmelzlinie gekerbtenProben zeigten bei -0°C noch einen fastvollständig duktilen Bruch. Dieabsorbierte Energie lag noch in derHochlage. Bei -20 °C lag etwa derÜbergangsbereich mit einemSprödbruchanteil zwischen 50 und 60%und einer absorbierten Energiezwischen 43 und 128J. Selbst in derTieflage liegt noch eine akzeptableZähigkeit vor.

Die 2 mm von der Schmelzlinie entferntgekerbten Proben waren fast vollständigduktil. Die absorbierte Energie lagzwischen 204 und 264J. In der PositionSchmelzlinie +5 mm war der Bruchvollständig duktil bei einer absorbiertenEnergie zwischen 246 und 283J.

Die Zähigkeitshochlage ist auf Grundunterschiedlicher Beschaffenheit derEinschlüsse im Schweißgut niedriger alsim Grundwerkstoff.

Bruchmechanische Eigenschaften: Die SENB Prüfergebnissewerden in Tabelle 5 gezeigt.

The specimens notched in thefusion line were almost fully ductileat 0 ºC with high levels of uppershelf weld deposit toughness. At -20 ºC, entry into transitionalbehaviour is evident with 50-60%brittle fracture surfaces and a Cvenergy of >43<128 J representinglower but still acceptable levels oftoughness.

The specimens notched in thefusion line +2 mm were almost fullyductile with Cv energies in therange >204<264 J and at fusionline +5 mm were fully ductile withCv energies in the range >246<283 J.

The weld metal upper shelftoughness values are lower thanbase plate upper shelf toughnessvalues due to differences in thenature and dispersion of inclusionsin the weld metal and parent plate.

Fracture Mechanics Properties: SENB testing results areshown in Table 5.

10

192194 193.0 0

000

Position IPosition I

196198190

194.7000

-20-20-20

Position IPosition IPosition I

168184192

181.31000

-40-40-40

Position IPosition IPosition I

150177 163.5 20

0-60-60

Position IPosition I

184156 170 0

000

Position SPosition S

178175168

173.7000

-20-20-20

Position SPosition SPosition S

168152146

155.301515

-40-40-40

Position SPosition SPosition S

138112 125 20

30-60-60

Position SPosition S

Energy (J) Brittle (%) Test temperature (°C) Note

192194 193.0 0

000

Position IPosition I

196198190

194.7000

-20-20-20

Position IPosition IPosition I

168184192

181.31000

-40-40-40

Position IPosition IPosition I

150177 163.5 20

0-60-60

Position IPosition I

184156 170 0

000

Position SPosition S

178175168

173.7000

-20-20-20

Position SPosition SPosition S

168152146

155.301515

-40-40-40

Position SPosition SPosition S

138112 125 20

30-60-60

Position SPosition S

Energie (J) Sprödbruchanteil (%) Prüftemperatur (°C) Anmerkung

Table 5: Fracture Mechanics Properties: CTOD testing

Critical Fracture Toughness

SpecimenID

ao/W(adim)

δ max(CTOD)(mm)

Minimum δCTOD min

(mm)

Average δCTOD av

(mm)

Temp.(°C) Behaviour

SENB1SENB2SENB3SENB4

0.4300.4370.4190.448

1.7421.3331.0830.961

0.961 1.280

0000

m-behaviourm-behaviourc-behaviourc-behaviour

SENB5SENB6

0.4280.446

0.8880.649

0.649 0.769 -10-10

c-behaviourc-behaviour

SENB7SENB8

0.4330.444

0.5950.511

0.511 0.553 -20-20

c-behaviourc-behaviour

Table 4B: Charpy -V testing results (Fusion lines)

Tabelle 4B: Prüfung Charpy-V (Schmelzlinie)

Charpy - V testingPrüfungCharpy-V

Notchposition

Kerbposition

Test temperature (°C)Prüftemperatur

(°C)

Energy absorbed (J)Absorbierte Energie (J)

Fracture surfacebrittle (%)

Sprödbruchanteil(%)

Fusion lineSchmelzlinie

0217277272

255.32000

-201284388

86.3506050

Fusion line+ 2 mm

Schmelzlinie+ 2mm

0230228218

225.3101020

-20264204238

235.32000

Fusion line+ 5 mm

Schmelzlinie+ 2mm

0268283238

277.7000

-20273246258

259.0000

Tabelle 5: Bruchmechanische Eigenschaften: CTOD Prüfung

Kritische Bruchzähigkeit

Probennr ao/W(adim)

max(CTOD)(mm)

Minimum CTOD min

(mm)

Durchsnittl. CTOD av

(mm)

Temp.(°C) Verhalten

SENB1SENB2SENB3SENB4

0.4300.4370.4190.448

1.7421.3331.0830.961

0.961 1.280

0000

m-Verhaltenm-Verhaltenc-Verhaltenc-Verhalten

SENB5SENB6

0.4280.446

0.8880.649

0.649 0.769 -10-10

c-Verhaltenc-Verhalten

SENB7SENB8

0.4330.444

0.5950.511

0.511 0.553 -20-20

c-Verhaltenc-Verhalten

June 2013 - Juni 2013

11

The critical CTOD fracture parameter was obtained by loadvs. CMOD curve@final load attainment.

Testing temperature, T = 0 ºC2 out of 4 specimens exhibited “m-behaviour”, i.e. fullyductile crack growth2 out of 4 specimens exhibited “c-behaviour”, i.e. fractureinstability occurred before maximum load attainment.Testing temperature, T = -10 ºCBoth specimens exhibited “c-behaviour”No significant ductile crack growth was observed beforeinstability (pop-in) occurred.Testing temperature, T = -20 ºCBoth specimens exhibited “c-behaviour”No significant ductile crack growth was observed beforeinstability (pop-in) occurred.

Metallographic Evaluation

There are four distinct microstructural regions, which arebase plate, HAZ consisting of a fine grain zone and acoarse grain zone and then the weld metal

The microstructure of the base plate is shown in Figure 7.The microstructure consists of equi-axed grains of

Die angewendeten SENB Belastungen im Vergleich zu den CMODKurven mit Fotos der gebrochenen Proben werden in Abbildung6 gezeigt.

The SENB applied loads vs. CMOD curves, with photographsof the fractured specimens, are shown in Figures 6.

Fig. 6: Fracture Mechanics properties: SENB Specimens 1 & 2 - 3 & 4

Abb. 6: Bruchmechanische Eigenschaften: SENB Proben 5 und 6 bis 7 und 8

Abb. 6: Bruchmechanische Eigenschaften: SENB Proben 1 und 2 bis 3 und 4

Fig. 6: Fracture Mechanics properties: SENB Specimens 5 & 6 - 7 & 8

Der kritische CTOD-Bruchparameter wurde durch Belastung imVergleich zur CMOD-Biegung bei der Endbelastung erreicht.

Prüftemperatur, T = 0 °C2 von 4 Proben zeigten “m-Verhalten”, was das Wachstum desvollständig duktilen Risses bedeutet.2 von 4 Proben zeigten „c-Verhalten“, das heißt, dieBruchinstabilität trat vor der Erreichung der Maximalbelastung auf.Prüftemperatur, T = -10 °CBeide Proben zeigten “c-Verhalten”Es wurde kein signifikantes Wachstum des dehnbaren Risses vordem Auftritt (Pop-in) der Instabilität beobachtet.Prüftemperatur, T = -20 °CBeide Proben zeigten “c-Verhalten”Es wurde kein signifikantes duktiles Wachstum des dehnbarenRisses vor dem Auftritt (Pop-in) der Instabilität beobachtet.

Metallographische Bewertung

Es gibt vier unterschiedliche mikrostrukturelle Regionen, diese sind:Grundwerkstoff, WEZ bestehend aus einer feinkörnigen und einergrobkörnigen Zone sowie das Schweißgut.

Die Mikrostruktur des Grundwerkstoffs wird in Abbildung 7 gezeigt.Die Mikrostruktur besteht aus gleichachsigen Kristalliten des

June 2013 - Juni 2013

polygonalen Ferrits und Perlitinseln. Der mittlere Durchmesser liegtbei 7,8 μm, siehe Abbildung 7.

Die Mikrostrukturen der feinkörnigen und der grobkörnigen WEZwerden in Abbildung 8 gezeigt. Die grobkörnige WEZ beträgtungefähr 400 μm und wird detailliert in Abbildung 9 gezeigt. DieMikrostruktur ist Bainit mit einem mittleren Kristallitdurchmesservon 20 μm und mit einer klaren untergeordneten Struktur.

polygonal ferrite with islands of pearlite. The average dpacket

size is 7.8 μm, see Figure 7.

The microstructures of the fine grained zone and the coarsegrained zone are shown in Figure 8. The coarse grain zoneextends for about 400 μm and is shown in detail in Figure9. The microstructure is bainite with a coarse packet size,dpacket is 20 μm, with a clear sub-structure.

12

Fig. 9: Microstructures coarse grain zone detail: EBSD results

Abb. 9: Mikrostrukturen der grobkörnigen WEZ in Detail: EBSD Ergebnisse

Fine grain zone Coarse grain zoneWMFeinkörnige Zone Grobkörnige Zone

100 μm 100 μm

Fig. 8: HAZ microstructures, fine grain zone to weld metal optical and EBSD

Abb. 8: WEZ-Mikrostrukturen, feinkörnige Zone des Schweißguts optisch und EBSD

Boundaries: Rotation Angle

*For statistics - any point pair with misorientationexceeding 2° is considered a boundary totalnumber = 72522, total length = 6.28 mm

Min Max Fraction Number Length

15° 180° 0.892 64680 5.60 mm 1° 15° 0.108 7842 679.14 microns

TD

RD

Gray Scale Map Type:<none>

Color Coded Map Type:Inverse Pole Figure [001]

Body Centered Cubic

111

101001

Fig. 7: Base plate microstructure: optical and EBSD

Average dpacket = 7.8 μm

Grenzen: Drehwinkel

**Für statistische Zwecke - jedes Punktepaar mit einer Fehlorientierung über 2 ° wird als Grenze betrachtet. Gesamtanzahl = 72522, Gesamtlänge = 6,28 mm

Min Max Anteil Anzahl Länge

15° 180° 0.892 64680 5.60 mm 1° 15° 0.108 7842 679.14 microns

TD

RD

Graustufen-Abbildung des Typs: <kein>

Farbkodierte Abbildung des Typs: Inverskodierte Abbildun[001] Kubisch-raumzentriert Body Centered Cubic (BCC)

111

101001

Abb. 7: Mikrostruktur des Grundwerkstoffs: optisch und EBSD

Mittlerer Durchmesser = 7.8 μm

June 2013 - Juni 2013

13

Die Mikrostruktur des Schweißguts wird inAbbildung 10 gezeigt. Diese bestehtvollständig aus feinem Nadelferrit, alsodem Gefügeanteil, welcher besondersbekannt ist für hohe Schweißgut-Zähigkeiten.

HärteDer Makroschliff mit denHärteuntersuchungen wird inAbbildung 5 und die Härteprofile desSchweißgutes werden in denAbbildungen 11a, 11b und 11cdargestellt.

Die Härte des Grundwerkstoffs beläuft sich auf 180 Hv10, welchevon der Härte des Schweißguts bei 230-275 Hv10 übertroffen wird.Das Härteprofil C der äußeren Naht des Schweißguts hat einemaximale Härte von 235 Hv10, während das Härteprofil A derinneren Naht des Schweißguts eine maximale Härte von 275 Hv10hat. Dieser Unterschied in der Härte wird dem Anlassen durch dieäußere, zuletztgeschweißte Lage, zugeschrieben. Das Härteprofil inDickenmitte (Wurzel) zeigt eine maximale Härte von 240 Hv10, wasmit der äußeren Naht übereinstimmt.

Chemische Bestandteile werden in Tabelle 6 gezeigt.

Die Aufmischung im Schweißgut beträgt ~60 %, was als typisch fürdiese Art von Schweißverfahren erachtet wird. Der Stickstoffgehalt imSchweißdraht ist niedrig, liegt bei <50 ppm, zur Vorbeugung derFormung von TiN, Ti wird benötigt zur Bildung von TiO und AlTi-Oxiden zusammen mit den im Schweißgut enthaltenen 400 - 470ppm an Sauerstoff.

Die C, Mn und Ni Gehalte des Blechs und des Schweißguts sindähnlich. Beide haben daher ähnliche elektrische Potentiale, was

The microstructure of the weldmetal is shown in Figure 10,consisting entirely of highly refined,fine grained acicular ferrite, themicrostructural constituentassociated with high levels of weldmetal toughness.

Hardness Assessment The macro section with thehardness surveys is shown inFigure 11 and the weld zonehardness profiles are shown inFigure 11a, 11b & 11c. The baseplate hardness is 180 Hv10, which is overmatched by the weldmetal hardness, 230-275 Hv10. The outer seam weld metalhardness profile C has a maximum hardness of 235 Hv10,while the inner seam weld metal hardness profile A has amaximum hardness of 275 Hv10. This difference in weld metalhardness between the two weld beads is attributed to thetempering effect of the second pass. The hardness profileacross the root area of the weld shows a maximum hardnessof 240 Hv10, consistent with the outer seam.

Chemical Determinations are shown in Table 6.

Dilution in the weld bead is ~60%, which is consideredtypical for this type of welding procedure. The nitrogen inthe welding wire is low, <50 ppm, to prevent the formationof excess TiN, as TiO and AlTi oxides are required,conducive with the deposit oxygen level of 400-470 ppm.

The C, Mn & Ni levels in the plate and weld deposit aresimilar, therefore having similar electrical potential, posing alimited risk of preferential corrosion.

Table 6: Chemical Determinations

(%)

C Mn Si P S Ni Cr Mo Nb Cu Al

Base metal 0.053 1.59 0.18 0.013 0.004 0.17 0.26 0.00 0.097 0.23 0.050

Wire 0.077 1.25 0.31 0.009 0.003 0.02 0.03 0.53 <0.001 0.01 0.021

Weld Pos.A S* 0.057 1.54 0.28 0.016 0.006 0.11 0.16 0.23 0.048 0.16 0.024

Weld Pos.C* 0.058 1.52 0.28 0.016 0.006 0.11 0.16 0.23 0.049 0.16 0.025

Weld Pos.B I* 0.060 1.55 0.26 0.016 0.007 0.11 0.17 0.19 0.057 0.17 0.027

(%)

C Mn Si P S Ni Cr Mo Nb Cu Al

Grundwerkstoff 0.053 1.59 0.18 0.013 0.004 0.17 0.26 0.00 0.097 0.23 0.050

Draht 0.077 1.25 0.31 0.009 0.003 0.02 0.03 0.53 <0.001 0.01 0.021

Schweißgut A S* 0.057 1.54 0.28 0.016 0.006 0.11 0.16 0.23 0.048 0.16 0.024

Schweißgut C* 0.058 1.52 0.28 0.016 0.006 0.11 0.16 0.23 0.049 0.16 0.025

Schweißgut B I* 0.060 1.55 0.26 0.016 0.007 0.11 0.17 0.19 0.057 0.17 0.027

*see Figure 2

(ppm)

V Ti B N O

Base metal 10 160 <5 51 27

Wire 30 1570 160 24 19

Weld Pos.A S* 10 305 30 44 400

Weld Pos.C* 10 306 31 47 470

Weld Pos.B I* 10 283 28 47 430

*see Figure 2

Fig. 10: Microstructure weld metal: EBSD results

Abb. 10: Mikrostruktur des Schweißguts: EBSD Ergebnisse

Fig. 11a: Hardness survey profile A Fig. 11b: Hardness survey profile B Fig. 11c: Hardness survey profile C

Abb. 11a: Härteuntersuchung Profil A Abb. 11b: Härteuntersuchung Profil B Abb. 11c: Härteuntersuchung Profil C

Tabelle 6: Chemische Bestandteile

*siehe Abbildung 2

(ppm)

V Ti B N O

Grundwerkstoff 10 160 <5 51 27

Draht 30 1570 160 24 19

Schweißgut A S* 10 305 30 44 400

Schweißgut C* 10 306 31 47 470

Schweißgut B I* 10 283 28 47 430

*siehe Abbildung 2

June 2013 - Juni 2013

das Risiko von selektiver Korrosionbedeutend einschränkt.

Oxid-AusscheidungenDie Analysen der Oxidproben imSchweißgut werden in Tabelle 7dargestellt, vorwiegend sind es die Al-TiOxide. Der Volumenanteil von Oxidenliegt bei 0,16 %, was auf eine feineVerteilung von Oxiden im Schweißguthinweist. Ti-reiche Oxide sind die, diemit der Bildung von nadelförmigemFerrit verbunden werden. Dieser führtzu einem optimalen Gleichgewichtzwischen Zähigkeit und Härte desSchweißguts.

Es gibt weniger große Oxide in der WEZund im Grundwerkstoff, diese sindvorwiegend Nb- und Ti reich, sieheAbbildung 12.

DISKUSSIONMit dem hoch produktiven UnterpulverMehrdrahtschweißprozess wurden Lage-Gegenlage Schweißungen an Rohr-Längsnähten durchgeführt. Hierbeiwurden Abschmelzleistungen von 78.1und 50.5 kg/h bei der Außen- und Innen-Naht erreicht Die Wärmeeinbringung

betrug zwischen 4,1 und 4.6 kJ/mm. Die Schweißraupen hattenausgezeichnete glatte Oberflächen, ohne Spritzer oderEinbrandkerben. Es war keine Nachbearbeitung nötig.

Die Bruchzähigkeitseigenschaften von sowohl dem Schweißgut alsauch der WEZ wurden umfassend geprüft.

Das Bruchverhalten von Schweißgut sowie der Orte FL+2 und FL+5war bei -20 °C noch vollkommen duktil und befand sich inHochlage. Bei Proben mit Kerb in der Schmelzlinie (FL) zeigte sicheine leichte Verschlechterung der Zähigkeit bei -20°C. Diese warenjedoch immer noch akzeptabel hinsichtlich den gestelltenAnforderungen.

Die SENB Prüfergebnisse, zwecks kombinierter Bewertung derBruchzähigkeit von Schweißgut und WEZ, waren ausgezeichnet. DieHälfte der Proben zeigte ein vollständig duktiles “m-Verhalten” bei 0°C, danach “c-Verhalten” bei -10 °C und -20 °C, ohne bedeutendesRisswachstum vor dem Auftreten der Instabilität.

Die Mikrostrukturen des Schweißguts und des Blechs wurden denerhaltenen Zähigkeitsergebnissen zugeordnet. Die Mikrostrukturdes Schweißguts bestand aus feinkörnigem nadelförmigem Ferrit,welches den hohen Zähigkeitsniveaus entspricht. Die Mikrostrukturder Wärmeeinflusszone im Bainit mit einem grobenKristallitdurchmesser entspricht dem gemessenen niedrigerenZähigkeitsniveau.

SCHLUSSFOLGERUNGEN

Das in dieser Arbeit untersuchte Blech mit hohem Nb- und niedrigem C-Gehalt aus dem Projekt HYPERC zeigt, dass die Anforderungen an WEZ und Schweißgut hinsichtlichihrer Zähigkeit dann erreicht werden, wenn OERLIKON OP 132Schweißpulver und OERLIKON TIBOR 33 Schweißdrahteingesetzt wird. Dies gilt auch, wenn branchenübliche hochproduktive Mehrdrahtschweißprozesse eingesetzt werden.

The Presence of OxidesThe analyses of the oxidessampled in the weld metal aregiven in Table 7 and the prevalentoxides are Al-Ti. The oxide volumefraction is 0.16%, representing afine dispersion of oxides in theweld metal. Ti rich oxides arethose associated with thegeneration of acicular ferrite,resulting in an optimum balance ofweld metal toughness andhardness.

There are fewer coarser oxides inthe HAZ and base plate, which arepredominantly Nb and Ti rich, seeFigure 12.

DISCUSSION

Using the high productivitysubmerged arc multi-wire weldingprocess with a welding proceduretypical for longitudinal pipe welding,the 2 pass pipe welds were made atdeposition rates of 78.1 and 50.5kg/hr, for the outside and insideseams respectively, at heat inputsbetween 4.1- 4.6 kJ/mm. The as welded weld bead profileswere excellent with smooth surfaces, virtually no spatter orundercut, requiring no post weld dressing.

The fracture toughness properties of both the weld metaland HAZ were comprehensively tested.

The Charpy toughness of the weld metal, FL+2 and FL+5were all fully ductile with upper shelf toughness to -20 ºC.The FL showed some deterioration in toughness at -20 ºC,however this was considered acceptable to prevailingfabrication requirements.

The SENB testing results, to evaluate the fracture toughnessof the combined weld metal and HAZ, were excellent. Half ofthe specimens exhibited fully ductile “m-behaviour” at 0 ºC,then “c- behaviour” at -10 ºC and -20 ºC, with no significantductile crack growth before instability occurred.

Weld metal and plate optical microstructures were correlatedwith the toughness results obtained. The weld metalmicrostructure consisted of fine grained acicular ferrite, whichis consistent with the high levels of toughness. The heataffected zone microstructure of bainite with a coarse packetsize is consistent with the lower toughness level exhibited.

CONCLUSIONS

The high Nb, low C plate from the HYPERC projectevaluated in this work has demonstrated that the demandinglevels of HAZ and weld metal toughness required for highpressure gas transmission lines can be achieved afterwelding with a high productivity industry standard weldingprocedure and specialised, though commercially available,welding consumables, OERLIKON OP 132 SAW flux andOERLIKON TIBOR 33 SAW welding wires.

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Table 7: Chemistry of oxides in the weld metal

Fig. 12: Precipitate Chemistry in the base plate

Abb. 12: Zusammensetzung der Ausscheidungen im Grundwerkstoff

Tabelle 7: Chemische Zusammensetzung der Oxide imSchweißgut

Weld metal oxidesOxide im Schweißgut

ElementElement

Weight %Gewicht %

O 19.5 24.7 14.2 14.4

AL 13.0 11.6 10.2 18.9

Si 0.5 0.4 0.5 0.2

S 0.5 0.9 0.4 0.3

Ti 12.5 8.7 11.0 4.6

Mn 5.2 2.9 6.2 9.1

Fe 49.1 50.8 57.7 52.4

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WEITERFÜHRENDE ARBEITEine detailliertere Untersuchung zur weiteren Prüfung der optischenMikrostrukturen und der EBSD Ergebnisse sowie der chemischenEigenschaften im Zusammenhang mit den mechanischenEigenschaften des Schweißguts und der WEZ ist zur Zeit im Gange.Über die Ergebnisse wird nachträglich berichtet.

Die Schweißbarkeit einer Rundnaht und die WEZ-Eigenschaftenmüssen noch untersucht werden. Ein Rohrstück mit identischenchemischen Eigenschaften wurde in 610 mm Durchmesserx 14,6 mm Wanddicke hergestellt. Folgende zwei weitereOrbitalschweißverfahren sollen untersucht werden.

A: für solche Herstellsituationen, in welchen das Rohr befestigt istund daher nicht gedreht werden kann. Hier wird das MIG/MAG-Verfahren unter Verwendung eines abwärts schweißendenmehrköpfigen automatischen Schweißkopfsystems mitmikrolegierten, festen und feinen Drähten untersucht. DieNahtvorbereitung und das Schweißverfahren werden soausgewählt, dass es die aktuelle Branchenpraxis auf einemOffshore-Verlegeschiff widerspiegeln wird. Als Schweißschutzgaswird ausgehend von der Wurzelschweißung mit CO2, über dieFülllagen mit CO2-Ar 60/40, bis zu den Decklagen mit CO2- Ar20/80, eine Auswahl von Gasmischungen verwendet.

B: für Rohre, die nicht gedreht werden können, wirdUnterpulverschweißen mit einer Nahtvorbereitung realisiert werdenwie sie beim kommerziellen Verbinden von Rohren verwendet wird.Hierbei sollen zur Steigerung der Produktivität auch DoppeldrahtUP- Schweißverfahren mit Drahtdurchmesser von 2,4 mm erprobtwerden. Dieser Prozess soll sowohl mit einem sowie zweiDoppeldrahtschweißköpfen realisiert werden.

ANERKENNUNGENDie Autoren möchten Air Liquide Welding für die Erlaubnis zurVeröffentlichung dieser Arbeit ihren Dank ausdrücken. Dieabgegebenen Stellungnahmen sind jene von den Autoren und nichtnotwendigerweise jene der Organisation, die sie vertreten. Siedanken auch der Companhia Brasileira de Metalurgia e Mineraçãofür die Erlaubnis zur Veröffentlichung des Artikels.

FURTHER WORK

A more detailed investigation of the optical microstructuresand the EBSD results and chemistries in the context of themechanical properties of the weld metal and HAZ is currentlytaking place. Results will be subsequently reported.

The circumferential seam weldability and HAZ propertiesremain to be investigated. Pipe of identical chemistry hasbeen identified in 610 mm diameter x 14.6 mm wall. Two orbital welding processes will be investigated.

Firstly, for those production situations where the pipe whichis fixed, cannot be rotated, the MIG/MAG process using amulti-head automatic bug system welding downhill withmicroalloyed solid fine wires will be investigated. The jointpreparation and welding procedure will be selected to berepresentative of current industry practise on an offshorelay barge. The welding shielding gas will use a variety ofgas mixtures from the root run, welded with CO2, throughthe filling passes, CO2-Ar 60/40 and capping passes, CO2-Ar 20/80.

Secondly, for pipe which can be rotated, SAW weldingwhere the joint preparation and welding procedure will beselected to be representative of current double jointingpractise. In order to investigate a higher deposition rateapproach, the welding procedure will also be modified toSAW twin 2.4 mm wires in single head and twin tandemhybrid configurations.

ACKNOWLEDGEMENTS

The authors would like to thank Air Liquide Welding forpermission to publish this paper and the opinions expressedare those of the authors and not necessarily those of theorganisation they represent. They also would like to thanksCompanhia Brasileira de Metalurgia e Mineração forpermission to publish this article.

BIBLIOGRAPHY: / LITERATURHINWEISE:

S. STARCK. Eur Ing S. Starck, SAW Flux Design Specialist Oerlikon Schweisstechnik GmbH; Industriestrasse 12, Eisenberg /Pfalz, 67304, Germany

D.S. TAYLOR. Eur Ing Dr. D.S. Taylor C.Eng, FIMMM, FWeldI, Product Marketing Director Air Liquide Welding ; 13, rue d’Epluches, Saint Ouen l’Aumône, Cergy Pontoise, 95315, France

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[4] Thornton, C.E. and Keville, B.R. Multi-wire Submerged Arc Welding - Consumable Development (Proceedings of the 2nd

International Pipeline Technology Conference, Ostende, Belgium, 11-14th September 1995,Vol. 1), 163-171.

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[6] Di Schino, A., Guagnelli, M., and Melis, G., Seam Weld Assessment, (CSM report, November 2010).

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A Guide to selectingOERLIKON SubmergedArc Welding Flux and Wirecombinations whenwelding Pressure Vessels.

INTRODUCTIONDuring weld pool solidification, multidirectional stressesare created. The magnitude of these residual stressesvaries with the location in the welded joint. In alongitudinal weld, the residual stresses at the end of theweld metal can be equal to the yield strength of the weldmetal itself, while in the middle of the joint the stressescan be negative. A negative stress acts as if the joint werein compression.

These residual stresses from welding limit the possibleservice conditions of the structure because they are inaddition to the stresses already acting on the structure.

In addition, stress decreases the toughness of the weldmetal and limits the minimum service temperature of thepressure vessel.

In order to reduce these residual stresses created duringwelding, design codes recommend a post weld heattreatment.

In general, the yield strength of a material decreases whenit is heated. Therefore the role of post weld heat treatmentis to elevate the temperature of the vessel to a point wherethe yield strength of the steel is equal to the residualstresses. When both are equal, the steel will creep and thestresses are nullified.

DURATION OF POST WELD HEAT TREATMENT (PWHT) In general, the magnitude of the stresses created duringwelding are unknown as this depends on variousparameters such as the design of the vessel, weldingprocess, wall thickness etc.

The ASME Code (Section I, Table PW 39) givesrequirements for post weld heat treatment of pressurevessel components and attachments.

The temperature is given as 595 °C and the guide line forthe time required is as follows:• For wall thickness below 50 mm: 1 h per 25 mm,• From 50 mm to 125 mm: 1 h per 25 mm + 2.25 h for

each additional 25 mm above 50 mm• For the additional time required for wall thicknesses

above 125 mm, please consult the ASME code.

The time periods indicated above, gives the minimum timefor a simple heat treatment. However in a real fabricationthe minimum PWHT could be required 3 (or more) times:

Leitfaden zur Auswahlvon OERLIKONSchweißzusatzwerkstoffenzumUnterpulverschweißenvon Druckbehältern.

EINLEITUNG

Bei der Fertigung von Druckbehältern müssen meist Bleche vonbedeutender Wandstärke geschweißt werden. In diesenSchweißnähten bilden sich während des Erkaltens desSchweißgutes mehrachsige Spannungs-Zustände. Die Höhe dieserEigenspannungen hängt ab vom genauen Ort in der Schweißnaht.So kann in einer Längsnaht am Ende der Schweißnaht die residuelleSpannung die Streckgrenze des Schweißgutes erreichen. In derMitte einer Schweißnaht hingegen kann die Eigenspannung negativsein, es liegt also eine Kompression vor.

Diese residuellen Eigenspannungen vermindern die möglichenzusätzlichen Spannungen die während der Belastung eintretendürfen, da sich beide überlagern. Darüber hinaus wirkenSpannungen versprödend und beschränken so die minimaleEinsatztemperatur des Bauteils.

Um die vorliegenden Eigenspannung zu reduzieren schreiben dieKonstruktionsrichtlinien ein Spannungsarmglühen nach demSchweißen vor.

Beim Erhitzen vermindert sich die Streckgrenze des Schweißgutesund des Werkstücks. So wird beim Spannungsarmglühen dieTemperatur des Bauteils so weit erhöht, bis durch ein Kriechen desMetalls sich die Eigenspannungen abbauen.

DAUER DER SPANNUNGSARMGLÜHUNG (PWHT)

Im Allgemeinen ist die Höhe der vorliegenden Spannungenunbekannt, da diese von einer Vielzahl von Parametern abhängenwie zum Beispiel dem Design des Druckbehälters, demSchweißprozess, der Wanddicke und anderen.

Der ASME Code (Section I, Tabelle PW 39) gibt Empfehlungen fürdas Spannungsarmglühen von Druckbehältern und Komponenten.

Hierbei wird die Temperatur festgelegt auf 595 °C und folgendeRichtlinie für die Haltedauer gegeben:• Wandstärke unter 50 mm: 1 h pro 25 mm,• Von 50 mm bis 125 mm: 1 h + 2.25 h je 25 mm über 50 mm• Für Wandstärken über 125 mm, sehen Sie bitte direkt im ASME

Code nach

Die angegebene Haltezeit gibt die Mindestzeit für eine einfacheWärmebehandlung an. Bei einer realen Konstruktion kann es jedocherforderlich sein, die minimale Wärmebehandlung mehrmals zuwiederholen: Die erste für einen Schuss, die zweite wenn der Behälter

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einschließlich Stutzen fertig gestellt ist und eine dritte für eineeventuelle Reparatur.

In der Verfahrensprüfung für die Schweißnaht müssen sowohl dieminimale wie auch die maximale Wärmebehandlung abgedecktwerden.

BEZIEHUNG ZWISCHEN TEMPERATUR UNDHALTEZEIT BEIM SPANNUNGSARMGLÜHENHaltezeit und Temperatur steuern den Kriechprozess, der zu demSpannungsabbau führt.

Bei der gleichen Temperatur führt eine längere Haltezeit zu einemstärkeren Spannungsabbau als bei einer kürzeren Zeit. Ebenso

baut bei gleicher Zeit eine höhereTemperatur Spannung schneller ab alseine tiefere.

Das Paar aus Zeit und Temperaturbestimmt das Ausmaß desSpannungsabbaus.

Da zur Verminderung einervorliegenden residuellen Spannungdie Haltezeit durch ein Erhöhen derGlühtemperatur verkürzt werdenkann, ist es interessant dieseWechselwirkung zu kennen.

Die meist verwendete Ausdruck umverschiedene Wärmebehandlungen zuvergleichen ist der Larson MillerParameter (Lp).

Lp = (Temperatur (°C) + 273) x (log Zeit(h) + 20)

Die Zeit / Temperatur - Kombinationendie den gleichen “Lp” ermitteln, habendie gleiche Effizienz hinsichtlich desSpannungsabbaus. Diese sind in denDiagrammen 1 und 2 dargestellt.

Rechnerisches Beispiel:

A: 620 °C / 2 h: Lp = 18,1B: 600 °C / 6 h: Lp = 18,1

Die Larson Miller Beziehung wurde1950 erstellt und korreliert Messungenzur Kriechfestigkeit von

Turbinenschaufeln in Flugzeugtriebwerken. Sie wird ebenfalls zumVergleich von Wärmebehandlungen beim Härten von Stahl benutzt.

Der Faktor “20” wird hierbei oft verwendet, jedoch finden sich in derLiteratur auch Zahlenwerte die nahe bei “20” liegen [1].

DER EINFLUSS DER SPANNUNGSARMGLÜHUNGAUF DIE MECHANISCHEN EIGENSCHAFTEN VONFERRITISCHEM STAHL In ferritischen Schweißgut führt das Spannungsarmglühen nicht nurzu einer Verringerung von Streckgrenze und Festigkeit, sondernauch zu einer Verringerung der Zähigkeit.

Beim Grundwerkstoff hingegen handelt es sich jedoch in der Regelum einen Normalisierten oder Q+T behandelten Stahl. Dieser wirdvon dem Spannungsarmglühen weit weniger beeinflusst als dasSchweißgut.

Wie in dem vorangehenden Abschnitt beschrieben, ist einSpannungsarmglühen in den meisten Regelwerken ab einerWandstärke von 30 mm vorgeschrieben.

1st for a single shell component, 2nd when attachmentsand components have been assembled, 3rd for anadditional repair. In a qualification procedure of the weldmetal, the maximum PWHT is also specified.

RELATION BETWEEN TEMPERATURE AND TIME

Holding time and temperature control the creep processeswhich are responsible for decreasing the initially stress. Atthe same temperature, a PWHT for a longer time reducesstresses more than a PWHT for a shorter time. At equaltime, a higher temperature relieves more stress than a lowertemperature. A time and temperatureequivalence determines the degreeof the reduction of stresses.

As the time at temperature for aheat treatment can be shortenedby carrying out the PWHT at ahigher temperature, it is importantto be able to predict thisinteraction between time andtemperature.

The most common parameterpredicting this interaction betweentime and temperature is the Larson- Miller parameter (Lp).

Lp = (Temperature (°C) + 273) x(log Time (h) + 20)

Time / Temperature - combinationswhich give the same Lp and hencethe same stress relieving effect aregiven in Diagrams 1 and 2.

Example:

A: 620 °C / 2 h: Lp = 18,1B: 600 °C / 6 h: Lp = 18,1

The Larson Miller equation whichwas established in 1950 correlatedlifetime measurements based oncreep and fracture behaviour ofaviation turbine blades. It is also widely used for heattreatment when steel hardening. The figure of “20” is mostlyused, but figures close to “20” can also be found in theliterature [1].

THE EFFECT OF POST WELD HEATTREATMENT ON THE MECHANICALPROPERTIES OF FERRITIC STEEL WELDMETAL

When welding ferritic steels, the post weld heat treatmentnot only reduces the strength of the weld metal but alsoreduces the toughness properties. The parent steel is eithernormalised or given a quenched and tempered (Q+T)treatment. The parent steel is less embrittled than the weldmetal.

As explained in the first section, a PWHT is mandatory forcomponents with high wall thickness, >30 mm, dependingon the construction code. In general these components are

Diagram 2: Relation between temperature and time (up to 30 hours)

Diagram 2: Beziehung zwischen Temperatur und Zeit (bis 30 h)

Diagram 1: Relation between temperature and time (up to 12hours)

Diagram 1: Beziehung zwischen Temperatur und Zeit (bis 12 h)

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In der Regel werden diese Komponenten mitfluoridbasischen oder wenigstenaluminatbasischen Schweißpulvern geschweißt,um eine optimale Ausgangssituation für dieZähigkeit nach dem Schweißen zu haben.

Die Festigkeit und Zähigkeit wird beimUnterpulverschweißen wesentlich von dergewählten Drahtelektode / Schweißpulver

Kombination bestimmt. Hierbei bestimmt die Drahtelektrode dieGehalte an den Elementen Mangan, Nickel und Molybdän imSchweißgut, während das Schweißpulver selbst die ElementeKohlenstoff, Silizium , Mangan und Sauerstoff steuert.

OERLIKON SCHWEISSPULVER /DRAHTELEKTRODE KOMBINATIONEN FÜRANWENDUNGEN MIT NORMALISIERUNG

Unter Umständen kann diebenötigte Breite eines Blechszur Herstellung eines Bodensdie maximale Breite, die imBlechwalzwerk möglich ist,übersteigen. In diesem Fallmüssen zwei oder mehrereBleche vor dem Formen desBodens zusammengeschweißtwerden. Die nachfolgendehohe Verformung jedoch, kannabhängig vom Design Code,eine Normalisierung erfordern.

OERLIKON hat für dieseAnwendung spezielle Fülldrähteentwicke l t wie zum Beispiel FLUXOCORD 41.1und FLUXOCORD 43.1, dieVanadium enthalten.

Beim Normal is ieren (N)scheidet sich im Schweißgut

welded with fully basic or at leastaluminate-basic SAW fluxes in order toavoid brittle microstructures after welding.

The strength and toughness of asubmerged arc weld is strongly influencedby the SAW wire and flux combinationselected. In general the SAW wire controlsthe deposit chemistry, elements such asmanganese, nickel and molybdenum whereas the SAW fluxcontrols the carbon, silicon, manganese and oxygen levels.

OERLIKON SAW FLUX AND WIRECOMBINATIONS FOR APPLICATIONS WHERE A NORMALISING HEAT TREATMENT IS MANDATORY

The dimension of a dishedend can be larger than thesize of an individual plateused for the shell. Theplate width is dependenton the maximum width ofthe plate mill duringmanufacture. In this case,two or more plates arewelded together and thenformed to produce thedished end. The high degreeof deformation during thisforming process maydemand a normalising heattreatment, which will dependon the manufacturing code.

OERLIKON has developedspecial alloyed flux coredsubmerged arc weldingwires for this application,

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Steel Rm (MPa)Min.

YS (MPa)Min. As welded

LP: 17,8 LP: 18,1 LP: 18,8 LP: 19,5

AWS EN 4 h / 590 °C 2 h / 620 °C 10 h / 620 °C 10 h / 660 °C

516 Gr.70 S355 490 355 OE-S2/OP 139 OE-SD3/OP 121TT OE-SD3/OP 121TT OE-SD3/OP 41TTW

A572 Gr.50 OE-S2/OP132 OE-S2/OP 120TT OE-S2/OP 120TT

X52 OE-S2/OP 121TT

A633 Gr.E S420 520 420 OE-SD3/OP 121TT OE-SD3/OP 41TTW OE-S2Mo/OP 121TT

X60 OE-S2/OP 120TT

A573 Gr.65 S460Q 550 460 OE-S2Mo/OP 132 OE-S2Mo/OP 132 OE-SD3 1Ni ½Mo/OP 121TT

X65 OE-S2Mo/OP 139 OE-SD3 1Ni ¼Mo/OP 121TT

X70 S500Q 590 500 OE-SD3 1Ni ½Mo/OP 121TT

OE-SD3 1Ni ¼Mo/OP 121TT

X80 620 550 OE-SD3 1Ni ½Mo/OP 121TT

OE-SD3 1Ni ½Mo/OP 121TT

OE-SD3 1Ni ½Mo/OP 121TT

OE-SD3 1Ni ½Mo/OP 41TTW

X100 S690Q 770 690 OE-SD3 2NiCrMo/OP 121TTW

OE-SD3 2NiCrMo/OP 121TTW

OE-SD3 2 NiCrMo/OP 121TTW

Table 1: OERLIKON flux / wire combinations for different strength/ toughness requirements in combination with varying post weld heat treatments.

Tabelle 1: OERLIKON Schweißpulver/ Drahtelektrode für gegebene Festigkeits-/ Zähigkeits- Anforderungen bei verschiedenen Spannungsarmglühungen.

Table 2: OERLIKON SAW flux / wire combinations for different strength levels afternormalising (N) and after normalising and additional annealing (N+A) at 600 °C.

Steel Rm (MPa)Approx.

YS (MPa)Min. As welded N N+A

AWS EN

516 Gr.60 P295 420 285 OE-SD3/OP 121TT

OE-SD3/OP 121TT

516 Gr.70 S355 550 355 OE-S2/OP 139

FC 41.1/OP 121TTW

A572Gr.50 OE-S2/OP 132

OE-SD3 1 Ni ½Mo/OP 121TT

OE-SD3 1 Ni ½Mo/OP 121TT

X52 OE-S2/OP 121TT

A633GrE S420 420 OE-SD3/OP 121TT

FC 43.1/OP 121TTW

FC 41.1/OP121TTW

X60 OE-S2/OP 120TT

A573Gr.65 S460Q 600 460 OE-S2Mo/OP 132

FC 43.1/OP 121TTW

Tabelle 2: OERLIKON Schweißpulver / Fülldraht Kombinationen für verschiedeneFestigkeitsanforderungen nach Normalisierung (N) und anschließendem Anlassen (N+A) bei 600 °C.

Colour code for the ISO-V toughness level of40 J in tables 2, 3, 4 and 5

Farbkarte für das ISO-V Zähigkeitsniveau von 40 J in Tabelle 2, 3, 4 und 5

0 °C-20 °C-40 °C-60 °C

June 2013 - Juni 2013

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Vanadiumcarbid aus. Dieses steigert gleichzeitig Festigkeit undZähigkeit, ein Effekt der durch ein nachfolgendes Anlassen (N+A)bei 600 °C noch verstärkt wird!

Die erprobten Kombinationen werden in Tabelle 2 beschrieben.

DER EINFLUSS DERSPANNUNGSARMGLÜHUNG AUF DIEMECHANISCHEN EIGENSCHAFTEN VONCHROM- MOLYBDÄN SCHWEISSGUT

Die Fertigung und Wärmebehandlung von Chrom - Molybdänlegiertem Schweißgut ist komplex und soll hier nicht in allenEinzelheiten diskutiert werden. Bitte wenden Sie sich für nähreDetails ( zum Beispiel Step Cooling) an Ihren OERLIKON Service.

Aus Chrom-Molybdän Stahl gefertigte Druckbehälter wie solcheaus den ASTM A387 Grades können Wandstärken von mehr als 250 mm aufweisen. Diese sehr dicken Bleche erfordernwährend der Fertigung unterschiedliche Glühungen wieWasserstoffarmglühen, mehrfache Zwischenglühung, bevor die

eigentliche Glühung zumAnlassen des Martensits inder Schweißnaht erfolgen - kann.

In 1¼Cr ½Mo und 2,25%Cr-1% Mo nimmt die Zähigkeit in Folge der Spannungs-armglühung zu, während dieFestigkeit deutlich abnimmt.Dies ist ein Grund, warum in Spezifikationen oft dieZähigkeit nach der minimalen,die Festigkeit jedoch nach dermaximalen Wärmebehandlungspezifiziert werden.

Es ist insbesondere diemaximale Wärmebehandlung,die besondere Beachtung bei Auswahl der Draht /Schweißpulver Kombinationerfordert.

Tabelle 3 ist ein Leitfaden zur Auswahl der Draht/Pulver Kombination für1¼Cr ½Mo Schweißgut,während Tabelle 4 die Auswahlder optimalen Kombinationfür 2,25%Cr -1% Mo und2,25%Cr -1% Mo Vanadiumdarstellt.

Die Daten al ler Tabellen sind ermittelt mit einerDrahtelektrode an DC+.

Wenn die Drahtelektrode an einerWechse l s t rom (AC ) S t romque l l eangeschlossen wird, stellt sich in der Regel im Schweißgut e in höhererKohlenstoffgehalt ein. Dieser führt zueiner höheren Fest igke i t und Zähigkeitim Schweißgut - insbesondere wenn diesesChrom-Molybdän legiert ist.

such as FLUXOCORD 41.1 and FLUXOCORD 43.1, whichcontain vanadium. In the weld metal, vanadium carbide willprecipitate during normalising and results in a highstrength weld metal with excellent toughness. The effect ofthe precipitation can be reinforced by a subsequentannealing heat treatment at 600 °C. Successfulcombinations are given in table 2.

THE EFFECT OF POST WELD HEATTREATMENT ON THE MECHANICALPROPERTIES OF CHROMIUM-MOLYBDENUMWELD METAL

The fabrication and heat treatment of chromium molybdenumweld metal is complex and is not discussed herein, neitherembrittlement following prolonged step cooling. For furtherdetails contact OERLIKON Service.

Pressure vessels fabricated in chromium molybdenumsteel, such as A387 grades, may have wall thicknessesexceeding 250 mm. Thesevery thick wall thicknesseswill require intermediate heattreatments such as soaking,multiple intermediate stressreliefs before the heattreatment, which serves to modify the martensiticmicrostructure resulting in the required level of jointtoughness. In welds with1¼Cr ½Mo and 2,25%Cr -1% Mo weld metal toughnessincreases following the postweld heat treatment, whilethe strength decreases. Thisis the reason why somefabrication codes require acertain level of weld metaltoughness after a minimumPWHT and a certain level ofweld metal strength after a maximum PWHT. Themaximum PWHT requiresdetailed attention to theselection of the SAW flux andwire combination. Table 3 is a selection guide to theOERLIKON flux and wirecombinations for 1¼Cr ½Moweld metal. Table 4 is theOERLIKON SAW flux andwire combination selectionguide for 2,25%Cr -1% Moand 2,25%Cr -1% MoVanadium.

Data used in all tables are for welding with thewire electrode on DC+ current. When the wireelectrode is on AC current the weld metal willcontain more carbon. Increasing carbonresults in an increase in weld metal strengthand particularly in chromium-molybdenumweld metal, improves ISO-V toughness.

Steel Rm(MPa)Min.

YS (MPa)Min.

LP: 19,3 LP: 20 LP: 20,5N+A

AWS / EN 2 h / 680 °C 12 h / 690 °C 20 h / 690 °C

285

OE-S2CrMo1/

OP 121TTW

A387 Gr. 11 and

Gr. 1213CrMo4-5

440 310

OE-S2CrMo1/

OP 121TTW

OE-S2CrMo1/

OP 121TTW

460 355

550 470

OE-S2CrMo1/

OP 121TTW

OE-S2CrMo1/

OP 41TTW

500

600 550

OE-S2CrMo1/

OP41TTW

Table 3: OERLIKON Flux / wire combinations for 1¼Cr ½Mo weld metal

Tabelle 3: OERLIKON Schweißpulver / Drahtelektrode Kombinationen für 1¼Cr ½Mo Schweißgut

Table 4: OERLIKON Flux / wire combinations for 2,25%Cr- 1%Mo and 2,25%Cr -1% Mo Vanadium weld metal

Steel Rm (MPa)Approx.

YS (MPa)Min.

LP: 19,3 LP: 20,1 LP: 20,6AWS / EN 2 h / 680 °C 8 h / 690 °C 24 h / 690 °CA387 Gr. 2210CrMo9-10 515 310

520 420 OE-S225/OP CROMO F537

550 470 OE-S225/OP CROMO F537

600 500 OE-S225V/OP CROMO F537

700 600 OE-S225V/OP CROMO F537

Tabelle 4: OERLIKON Schweißpulver / Drahtelektrode Kombinationen für 2,25% Cr- 1% Mo and 2,25%Cr -1% Mo Vanadium Schweißgut

Colour code for the ISO-V toughness level of40 J in table 2, 3, 4 and 5

Farbkarte für das ISO-V Zähigkeitsniveau von 40 J in Tabelle 2, 3, 4 und 5

0 °C-20 °C-40 °C-60 °C

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ZUSAMMENFASSUNGOERLIKON hat eine Vielzahl von Schweißpulvern und Drahtelektrodenentwickelt, um Druckbehälter aus ferritischen Stahl sowie Chrom-Molybdän legierten Stahl in allen Wandstärken, auch über 250 mmhinaus, zu schweißen

Wird eine Spannungsarmglühung gefordert, so hilft der Larson MillerParameter “Lp” zuverlässig, die optimale OERLIKON Kombination ausSchweißpulver und Drahtelektrode zu ermitteln.

CONCLUSIONSOERLIKON has developed a comprehensive series of SAWflux /wire combinations for welding ferritic as well as forchromium-molybdenum alloyed steel pressure vessels for allpractical wall thicknesses>250 mm and applications.

When a specific post weld heat treatment is required, theLarson Miller parameter or the diagrams shown, assist inidentifying the appropriate “Lp” factor. With the Lp- factorand the tables shown, the optimum OERLIKON SAW flux/wire combination can be selected with confidence.

BIBLIOGRAPHY: / LITERATURHINWEISE:

[1] F.R. Larson, James Miller: A Time - Temperature Relationship for Rupture and CreepStresses. In: Trans. ASME. Vol. 74, S.765ff).

S. STARCK. Eur Ing S. Starck, SAW Flux Design Specialist Oerlikon Schweisstechnik GmbH; Industriestrasse 12, Eisenberg /Pfalz, 67304, Germany

D.S. TAYLOR. Eur Ing Dr. D.S. Taylor C.Eng, FIMMM, FWeldI, Product Marketing Director Air Liquide Welding ; 13, rue d’Epluches, Saint Ouen l’Aumône, Cergy Pontoise, 95315, France

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Neueste Entwicklungenzur Qualitäts- undProduktivitätssteigerungbeim automatischen und mechanisiertenRohrschweissen.

Dieser Beitrag bietet einen Überblick über das automatischeund mechanisierte Schweißen von Rohren des MaterialtypsX52-X100 sowohl für Onshore- als auch für Offshore-Anwendungen. Ein besonderes Augenmerk liegt auf denneuesten von OERLIKON entwickelten Lösungen.

Es werden die Vor- und Nachteile des MIG/MAGOrbitalschweißens und des UP-Schweißens in Lage-/Gegenlage beleuchtet und eine Einschätzung der ambesten geeigneten Verfahren gegeben.

Beim Orbitalschweißen wird das GMAW-FCAW-Verfahrenin fallender Position mit Engspaltvorbereitung einemgemischten Verfahren gegenübergestellt, das sich ausGMAW-Technik in fallender Position und FCAW-Technik insteigender Position zusammensetzt und zwar mit Engspalt-und V-Naht-Vorbereitung. Dann werden dieunterschiedlichen Methoden zur Herstellung der Wurzel-und Fülllagen betrachtet und Empfehlungen für diebestmögliche Auswahl der Schweißzusatzwerkstoffe fürJ-Lay Schweißungen in 2G-Position gegeben.

Daneben werden typische Schweißverfahren und-lösungen zur Steigerung der Produktivität mit der Lage-/Gegenlage-Technik vorgestellt, einschließlich einesVergleichs zwischen Schweißverfahren mit Eindraht,Doppeldraht und Fülldraht in Kombination mit speziellenRohrleitungs-Schweißpulvern.

Für das MIG/MAG und UP-Schweißen hat OERLIKON eineReihe spezieller Schweißzusatzwerkstoffe entwickelt, undzwar für alle Rohrstahltypen bis API 5L X100. DieErgebnisse der Schweißverfahrensprüfungen (WQT)einschließlich mechanischer Eigenschaften werden hiergezeigt.

EINLEITUNGHeute werden häufig automatische Verfahren beimRohrleitungsschweißen eingesetzt. Bei der Endverlegung werden

Recent developments to increase quality and productivity in both automatic and mechanised pipelinewelding.

An overview is presented of automatic andmechanized welding technologies of steel pipegrades in the range X52-X100 in both on-shore andoff-shore applications. A special focus is given torecent successful solutions developed byOERLIKON.

The advantages and disadvantages of the varioustechnologies are presented for MIG-MAG orbitalwelding and SAW double jointing and anassessment is given of best practice.

For orbital welding, the GMAW-FCAW process useddownhill with a narrow gap preparation is comparedand contrasted with a mixed procedure usingGMAW downhill and FCAW uphill in both narrowgap and ‘V’ bevel preparations. The differentmethods used to weld the root pass and joint fill arereviewed and guidance is also given to enable themost appropriate selection of welding consumablesfor J-Lay welding in the 2G position.

Typical welding procedures and solutions toincrease productivity when SAW double jointing arepresented, including a comparison between weldingprocedures with single wire, twin wire and flux coredwire in combination with specialist pipeline weldingSAW fluxes.

For both MIG-MAG and SAW technologies, a rangeof specialized welding consumables has beendeveloped by OERLIKON for all pipe grades to API5L X100. The results of weld qualification testing,WQT, including mechanical properties are alsopresented

INTRODUCTIONAutomation is being increasingly utilised for pipeline welding.Main lines are often welded by means of orbital systems, while

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die Rohre meist orbital geschweißt, während in der Vorfertigung UP-Verfahren eingesetzt werden, um die Produktionseffizienz zuverbessern. Ziel dabei ist, bei höchster Qualität die Produktivität inSchweißverbindungen/Tag durch die Vorteile des automatisiertenSchweißens - Wiederholgenauigkeit und Prozesspräzision - zusteigern. Bei den Zusatzwerkstoffen wurden in jüngsterVergangenheit verschiedene Typen von MAG Massivdrähten,Schutzgas-Fülldrähten und UP-Draht-Pulverkombinationenentwickelt, um den besonderen Bedarf dieses bei Anwendungenund Rohrstahltypen stark spezialisierten Industriesegments zudecken. In den letzten Jahren wurden mit diesen neuen Produktenverschiedene Tests und Anwendungen bei Rohrleitungsprojektenerfolgreich durchgeführt.

SCHWEISSBEDINGUNGEN FÜR DASAUTOMATISCHE UND MECHANISIERTESCHWEISSEN VONROHRLEITUNGSSEKTIONEN

Allgemeine Prozessinformationen Im Allgemeinen wird mit MIG/MAG Schweißköpfen geschweißt, dieauf Fahrwagen montiert sind, welche an Bändern um denRohrumfang geführt werden. Jeder Fahrwagen trägt einen

oder mehrere Brenner undzwei oder mehr Fahrwagenkönnen am Rohr montiertwerden. Systeme, die mit einer Außenspannvorrichtungbetrieben werden, findet manhäufig im Offshore-Bereich. Als Schweißverfahren kommenGMAW oder FCAW in Frage.Eine Zusammenfassung derwesentlichen Eigenschaftendes mechan is ie r ten Rohr-leitungsschweißens finden Sienachstehend:

• NAHTTYP: RohrleitungRundnaht-Stumpfstoß

• VERFAHREN: GMAW oderFCAW Orbitalsystem mit 2oder mehr Fahrwagen (einoder zwei Brenner)

• POSITIONEN: 5G, fallendoder steigend oder 2G für Offshore J-LaySchweißungen.

• GRUNDWERKSTOFF:

Rohrstähle C-Mn, mikro-legierte TCMP und Q+T TypenAPI 5L von X42 bis X100 oderEN 10208 von L235 MB bisL555 MB .Außendurchmesser:von 6” bis 64” unddarüberhinaus. Wandstärke:von 6 mm bis 40 mm

• SCHUTZGAS:- Wurzel-Hot pass - 100% CO2 (auch wenn ein CO2-Ar Mischgas

für die Füll-Lagen eingesetzt wird)- Füll-Lagen - Mischgas CO2-Ar (70-30, 60-40, 50-50) - 20-80 für

FCW steigend oder Pulslichtbogen

submerged arc welding pre-fabrication facilities are installed toincrease production efficiency.

The target is to increase productivity in terms of joints/day at thehighest quality due to the benefits of automated welding:repeatability and accuracy of the process.

As far as consumables are concerned, different types of MIGsolid wires, gas shielded flux cored wires and submerged arcwires and flux combinations have been recently developed tocover the specific needs of this specialised industrialsegment, in terms of applied technologies and pipe grades.Then, in recent years, several tests and applications inpipeline projects have been successfully carried out withthese new products.

WELDING CONDITIONS FOR THE AUTOMATICAND MECHANIZED WELDING OF PIPELINESECTIONS

General information on the processGenerally, welding is carried out using MIG-MAG weldingheads, bugs, which move around the circumference of thepipe guided by belts. Each bug carries one or more torch andtwo or more bugs can bemounted around the pipe.Systems with torches linkedto an external welding clampare also used especially inthe off-shore field. Thewelding process can beGMAW or FCAW. A summaryof the main features of themechanised pipeline weldingtechnologies is given below.

• TYPE OF WELD: Pipelinecircumferential butt welds.

• PROCESS: GMAW or FCAWorbital system using 2 ormore welding bugs (singletorch or double torch)

• POSITIONS: 5G, downhill oruphill or 2G for offshore J lay.

• BASE MATERIAL: Pipesteels are C-Mn, micro-alloyed TCMP and Q+Ttypes API 5L from X42 toX100 or EN 10208 fromL235 MB to L555MB.Outer Diameter: from6” to 64” and greater.Wall Thickness: from 6 mmto 40 mm

• SHIELDING GAS:- Root-Hot pass - 100%

CO2 (even when a CO2-Ar gas mixture is used for the fillingpasses)

- Filling passes - mixture CO2-Ar (70-30, 60-40, 50-50) -20-80 for FCW uphill or for pulsed arc

- Cap - mixture CO2-Ar (60-40, 50-50, 20-80) - 20-80 forFCW uphill or for pulsed arc

Table 1: Summary of automatic/mechanized technologies

Site Bevel Preparation ‘U’ Type/ Compound ‘V’ TypeBaustelle Nahtvorbereitung ‘U’ Typ/ Gemischter ‘V’ Typ

In Shop Bevel Preparation - ‘V’ Type 2Werkstatt Nahtvorbereitung - ‘V’ Typ 2

1a 1b

Tabelle 1: Zusammenfassung: Automatische/mechanisierte Technologien

2. Root Technologies2. Wurzeltechnologie

Copper backing 1a.Kupfer Badsicherung 1a.

No Copper backing 1b.Ohne Kupfer-Badsicherung 1b.

ManualManuell

GMAW • Downhill automatic-

mechanized‘U’ Type Bevel (1a.)

GMAW • Fallend, automatisch-

mechanisiert ‘U’ Typ Nahtvorbereitung (1a.)

GMAW• Automatic downhill ‘U’ Type Bevel• Internal welding clamp

Compound ‘V’ Type Bevel (1b.)GMAW • Automatisch, fallend

‘U’ Typ Nahtvorbereitung• Innenspannvorrichtung

Nahtvorbereitung ‘V’ Typ gemischt(1b.)

• SMAW• GTAW• GMAW not

automatic• SMAW• GTAW• GMAW nicht

automatisch

3. Filling-Cap Technologies3. Füll-Lagen/Decklagen-Technologie

Uphill Auto/Mech. A 1b.SteigendAuto/Mech. A 1b.

Downhill Auto/Mech.Fallend Auto/Mech.

Uphill Automatic/MechanisedSteigendAutomatisch/Mechanisiert

• FCAW- Rutile

• FCAW- Rutil

• GMAW • FCAW

- Metal Cored• GMAW • FCAW

- Metallpulver

• FCAW- Rutile Wire

• FCAW- Rutiler Draht

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- Decklage - Mischgas CO2-Ar (60-40, 50-50, 20-80) - 20-80 fürFCW steigend oder Pulslichtbogen

• LICHTBOGENEIGENSCHAFTEN: CV Modus oder Pulslichtbogen

Die Auswahl des Verfahrens hängt im Wesentlichen von folgendenFaktoren ab:

Nahtvorbereitung Zunächst muss die Nahtvorbereitung gemäß Tabelle 1 festgelegtwerden. Zur Maximierung der Produktivität und Reduzierung desZusatzwerkstoffverbrauchs wird häufig eine schmaleNahtvorbereitung gewählt. Zum Anarbeiten der Naht wird einespezielle Fräsanlage verwendet. Wenn am Rohrende der schmaleTyp, Tabelle 1, Typ 1 vorliegt, erfolgt die Ausrichtung der Rohre(line-up) mit einer Innenspannvorrichtung, ohne Spalt, um denVorgang so schnell wie möglich zu machen.

Tabelle 1 zeigt einige typische Nahtvorbereitungen. Ein kleines ‘V’auf der Gegenseite, dessen Abmessungen mit h, β angegebensind, ist auch möglich.

Die Nahtvorbereitung wird unter Berücksichtigung derSchweißpolarität und der Parameter sowie des verwendetenSchutzgases festgelegt.

Typische Werte für Nahtvorbereitungen wie in Tabelle 1 gezeigt sind:H: 1,5 - 2,8 mm, h: 0,5 - 1,5 mm, R: 1,6 - 6,0 mm, α: 1 - 10 beivollständig fallendem Verfahren, >12 bei steigendem Verfahren, β: 30 - 45º, γ : 30 - 45º, Breite: abhängig von Wandstärke undanderen oben genannten Faktoren.

Wurzelschweißen Der Nahtvorbereitungstyp hängt maßgeblich vom Schweißverfahrenfür die Wurzellage ab. Wird die Wurzel von außen geschweißt, wirdeine J-Nahtvorbereitung (1a) verwendet. Wenn eineKupferbadsicherung möglich ist, werden von innen Kupferschienenbefestigt, die das Schweißbad der Wurzel in der Erstarrungsphasestützen. Ist eine solche Badsicherung aus metallurgischen Gründennicht möglich, kann die Wurzel auch ohne Stütze geschweißtwerden, allerdings mit niedrigerer Geschwindigkeit und einemspeziellen Wurzelschweißverfahren. Die Schweißposition ist inbeiden Fällen fallend. Wird die Wurzel von innen geschweißt, isteine V-Nahtvorbereitung erforderlich (1b) und einInnenspannsystem mit Spezialvorrichtung für die MAG-Brennerwird eingesetzt. Wird die Rohrnahtvorbereitung nicht vor Ortdurchgeführt, d.h., es handelt sich um den Original V-Typ, Tabelle1 Typ 2, dann erfolgt der Aufbau mit einem Spalt von 3-4mm.

Dann wird die Wurzel manuell oder halbautomatisch geschweißt,im Allgemeinen mit Stabelektroden (E-Handverfahren MMA) odermit MAG Massivdraht, auch wenn Metallpulverdrähte oder GTAW(WIG) Verfahren eingesetzt werden.

Füll- und Decklagen Steignahtschweißen ist mit beiden Nahtvorbereitungstypen (1 und 2)möglich. Bei Fülldrahtschweißverfahren werden im Allgemeinen rutileDrähte verwendet , da die schnell erstarrende Schlacke höhereSchweißgeschwindigkeiten ermöglicht, was zu einer höherenAbschmelzleistung führt. Bei sogenannten Engspalt-Nahtvorbereitungen (Tabelle 1, Typ 1) muss der Winkel breit genugsein, um Schlackeeinschlüsse zu vermeiden. Bei der Verwendungvon Massivdraht oder Metallpulverdraht wird üblicherweise dasFallnahtschweißen gewählt. Beim Fallnahtschweißen mit fallenderKennlinie (CV) sowohl für die Wurzel als auch für die Fülllagen,werden Gasmischungen mit einem hohen CO2-Anteil eingesetzt.Diese technische Lösung führt im Allgemeinen zu weniger NDT-Auffälligkeiten, reduziert die Porenbildung und eliminiert Bindefehler.

• ARC CHARACTERISTIC: CV mode or pulsed arc

Selection of the process is mainly related to the followingfactors:

Type of bevel The first selection is the type of bevel, illustrated in Table 1.To maximise productivity and reduce the consumableconsumption, a narrow bevel is often selected for the pipe-end. In order to carry out this machining on site, a specialbevelling machine is used. If the pipe end is the narrowtype, Table 1 type 1, line-up will be done using an internalclamp, without a gap, in order to make the operation asrapid as possible.

Some typical bevel dimensions are shown in Table 1. Asmall reverse ‘V’ bevel, whose dimensions are labelled ash, β can also be used.

The bevel is designed taking into account weldingpolarity/parameters and the shielding gas involved in theprocess.

Typical values for the bevels shown in Table 1 are asfollows:H: 1.5 - 2.8 mm, h: 0.5 - 1.5 mm, R: 1.6 - 6.0 mm, α: 1 - 10for full downhill process, >12 for uphill process, β: 30 - 45º,γ : 30 - 45º, Width: depending on thickness and the otherfactors.

Depositing the Root passThe type of bevel selected depends mainly on the methodchosen for depositing the root pass. If the root pass iswelded from outside, then the bevel used is a J type (1a).When copper backing is allowed, an internal clamp is used,carrying copper shoes to support the root bead duringsolidification. When not used for metallurgical reasons, theroot pass can be deposited without any support, but at alower welding speed and using a special root process. Thewelding position is downhill in both cases. If the root pass isdeposited from the inside, the bevel type selected is acompound ‘V’ (1b.) and an internal clamp is used with aspecial device carrying the MIG torches. Finally, if pipebevelling is not performed on site, i.e. the bevel is theoriginal ‘V’ type, Table 1 type 2; line-up is made with a 3-4mm gap.

In this case, the root pass is manually or semi-automatically deposited, generally using either MMAelectrodes or solid wire MIG, even when metal cored wiresor GTAW are used.

Depositing the Filling and Cap passesUphill welding is possible with both bevel types 1 and 2. Theflux cored wire welding process is generally selected usinga rutile wire as the fast-freezing slag allows the weldingtravel speed to be increased, resulting in an increaseddeposition rate for each pass. In the case of a narrow bevel,Table 1 type 1, the angle must be sufficient to avoid slagentrapment inside the bevel. Downhill welding is usuallyselected when using solid or metal cored wires. Whendownhill welding in the CV mode, for both root and fillingpasses, shielding gas mixtures with a high content of CO2

are generally used. This technical solution generally resultsin reduced NDT indications, reduced porosity andeliminates lack of fusion defects.

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Vergleich Steignaht- und Fallnahtschweißen Beide Verfahren werden regelmäßig beim Rohrschweißeneingesetzt, da beide bestimmte Vor- und Nachteile haben. Vorteiledes Steignahtschweißens mit Fülldrahtelektroden:

• geringere Anlageninvestition- Nahtvorbereitungsanlage vor Ort nicht erforderlich- nur eine Kombination an Schweißparametern, d.h. einfacher und

preiswerter als ein Orbitalsystem

• weniger NDT Auffälligkeiten; unempfindlicher gegenüberBindefehlern und Porosität als Fallnahtschweißen

Nachteile des Steignahtschweißens mit Fülldrahtelektroden:

• Trotz hoher Abschmelzleistungen ist das Verfahren langsamer alsFallnahtschweißen, außerdem darf die Nahtvorbereitung wegender Schlackelöslichkeit nicht zu eng sein.

• Wegen der Schlacke kann nicht mit zwei Brennern gearbeitetwerden.

• Mechanische Eigenschaften, vor allem Schweißgutzähigkeit, sindwegen des höheren Wärmeeintrags meist schlechter als beimFallnahtschweißen.

MASSIVDRÄHTE ZUM AUTOMATISCHEN UND MECHANISIERTEN SCHWEISSEN VONROHRSEKTIONEN

Allgemeines

Die Haupteigenschaften guter Massivdrähte zum Orbitalschweißenvon Rohrleitungen sind Lichtbogenstabilität in Engspaltnaht-vorbereitungen, Gasmischungen mit hohem CO2-Gehalt möglich,gleichmäßiger Drahtvorschub und Reproduzierbarkeit, konstanteEigenschaften Spule für Spule. Beim Fallnahtschweißen muss die Parametereinstellung sehr präzise erfolgen und hängt stark von der Beurteilung des Zusatzwerkstoffes während derQualifzierungsphase ab.

Es ist darum sehr wichtig, dass das Schweißverhalten des Drahtesbei jeder Produktionscharge absolut reproduzierbar ist, da dieSchweißparameter, sobald sie im System gespeichert sind, für dasgesamte Projekt unverändert beibehalten werden und nur kleinereAnpassungen möglich sind, wie zum Beispiel bei derSchweißspannung und der Pendelamplitude.

Um diese hohen Anforderungen zur erfüllen hat Air LiquideWelding die OERLIKON Carbopipe Reihe entwickelt, ein speziellesDraht-Produktprogramm für alle Schweißpositionen zumautomatischen Schweißen mit besonderer Eignung für das 5GFallnahtschweißen.

Die Schweißergebnisse mit diesen Schweißdrähten am Rohrstahl API5L X70 werden hier vorgestellt. Für höherfeste Stahltypen wie API 5LX80 und X100 können Drähte mit unterschiedlichen chemischenZusammensetzungen ausgewählt werden. Die Carbopipe-Drähte fürdiese Stahltypen und die erreichten mechanischen Eigenschaftenwerden in den Tabellen 2, 3 & 4 gezeigt.

Besondere Eigenschaften der CarbopipeMassivdraht-Produktreihe zumRohrschweißen

Beim automatischen Schweißen ist eine große Konstanz derDrahteigenschaften von großer Bedeutung. Daher geht Air LiquideWelding bei der Produktion mit größter Sorgfalt vor - von derRohstoffauswahl bis zur Qualitätskontrolle. Hier ein Überblick:

Comparison between the Uphill technique andthe Downhill TechniqueBoth technologies are regularly used in pipeline welding asboth methods have different advantages and disadvantages:

Advantages of uphill welding technologies using FCW:• less investment in equipment

- site bevelling machine not required- only one set of welding parameters i.e. simple and less

expensive orbital system• Reduced NDT indications. Less sensitive to lack of fusion

and porosity than the downhill process

Disadvantages of uphill welding technologies using FCW:• In spite of the high deposition rate of each pass, this

process is slower than a downhill procedure; additionallythe bevel cannot be extremely narrow due to slag release.

• Double torch equipment cannot be used due to thepresence of the slag

• Mechanical properties, particularly weld metal toughness,are generally inferior to downhill procedures mainly due tothe higher heat input.

SOLID FILLER WIRES FOR AUTOMATIC AND MECHANIZED WELDING OF PIPELINESECTIONS

General informationThe main features of fine solid wires for pipeline orbitalwelding are the arc stability in narrow gap weld preparationsand gas mixtures with a high CO2 content, smooth wirefeeding and reproducibility, the same performance spool afterspool. When downhill welding, the parameters settings mustbe precise and are strongly influenced by the performance ofthe consumable during the assessment and qualificationstages.

Therefore it is very important that the welding behaviour of thewelding wire is completely reproducible for each productionbatch, taking into account that welding parameters, oncestored into the system remain unchanged for the wholeproject and only minor adjustment will be allowed, forinstance the welding voltage and oscillation amplitude.

To satisfy these demanding requirements, Air Liquide Weldinghas developed OERLIKON Carbopipe, a specific range of allpositional wires specifically designed for automaticapplications and tuned for 5G downhill welding.

The results obtained with these wires welding grade API 5LX70 are presented in this paper. Furthermore, for very highstrength pipe grades, API 5L X80 and X100, wires with differentchemical compositions may be selected. The Carbopipe wiresfor these pipe steel grades and the mechanical propertiesgenerated are shown in tables 2, 3 & 4.

Special features of the Carbopipe range of solidwires for pipeline weldingA high level of repeatability of performance is very importantfor automatic welding, therefore particular care is taken by AirLiquide Welding during production, from the selection of rawmaterials to the quality control system. An overview of thesespecial features is as follows:

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Raw materials:

Chemical composition is controlled within a narrow rangewith very low levels of residual and impurity elements.

Raw steel is sourced from a mineral iron steel productionroute without scrap additions. Optimum mechanicalproperties are thus obtained.

Production:

In order to ensure the same repeatable performance fromdifferent production lots, manufacture of these Carbopipewires is restricted to one production plant on specificproduction lines. Additionally, an Air Liquide Weldingdedicated dry drawing process is used which ensures ahigh adherence coating with reduction of the glide forcethrough the liner and constant thickness of the coating aswell as a low content of those elements associated with arcinstability. Finally, a restrictive and close tolerance of wirediameter, cast and helix is applied.

Quality control:

For each production batch:• Arc stability and feedability• Raw material chemical analysis• Weld metal mechanical and chemical properties• Nil helix and cast in the optimal range• Wire diameter closely controlled

Performance in operation:

As result of the demanding raw material selection,production process and quality control, it becomespossible to target the performance levels required forpipeline welding, which are summarised as follows:• Excellent arc stability• Low spatter• Uniform feeding• Reduction in peeling and clogged liners and contact tip

wear• “straight” exit from the torch - to attain full control of the

centre-line at the bottom of the narrow gap.• Reproducible properties spool by spool.

Solid wires up to grades API 5L X70 and X80For these strength grades welding consumables conformingto classification AWS A5.18: ER 70 S-6 C-Mn alloyed andAWS A5.28: ER 80 S-G, C-Mn-Ni alloyed may be used.Typical chemical composition and all weld metal mechanicalproperties for OERLIKON Carbopipe 70, ER-70 S-6 solidwire are as follows:

Rohstoffe:

Kontrolle der chemischen Analyse innerhalb enger Spezifikationenmit wenig unerwünschten Begleitelementen und Verunreinigungen.

Rohstahlbeschaffung ausschließlich aus mineralischerStahlproduktion ohne Schrottzugabe. Dadurch optimalemechanische Eigenschaften.

Produktion:

Zur Sicherstellung einer konstanten Qualität bei unterschiedlichenProduktionschargen, dürfen Carbopipe-Drähte nur in einem Werkauf bestimmten Produktionslinien hergestellt werden. Außerdemwird der Draht im speziellen Air Liquide WeldingTrockenziehverfahren hergestellt, das eine hohe Haftung derBeschichtung sowie eine Reduzierung der Gleitkräfte imSchlauchpaket sicherstellt. Die konstante Beschichtungsdickesowie ein niedriger Gehalt an Elementen, die zuLichtbogeninstabilität führen, tragen zu einem gutenSchweißverhalten bei. Schließlich gilt auch eine enge Toleranz fürDrahtdurchmesser, Aufsprungmaß und Drall.

Qualitätskontrolle:

Für jede Produktionscharge:• Lichtbogenstabilität und Vorschubeigenschaften• Chem. Analyse der Rohstoffe• Mechanische und chemische Eigenschaften des Schweißguts• kein Drall und ein Aufsprungmaß im optimalen Bereich• strikte Kontrolle des Drahtdurchmessers

Verarbeitungseigenschaften:

Durch die hohen Ansprüche bei der Rohstoffauswahl, beimHerstellungsverfahren und bei der Qualitätskontrolle, können die folgenden, beim Rohrschweißen angestrebtenVerarbeitungseigenschaften erreicht werden:• herausragende Lichtbogenstabilität• geringe Spritzerbildung• gleichmäßiger Vorschub• kaum Abrieb, keine verstopften Führungen und Düsen• “gerader” Drahtaustritt aus dem Brenner - Beherrschen der

Mittellinie in Engspaltnahtvorbereitungen • Reproduzierbarkeit der Eigenschaften Spule für Spule

Massivdrähte für API 5L X70 und X80 -Typen

Für diese Festigkeitstypen können Zusatzwerkstoffe derKlassifizierungsgruppen AWS A5.18: ER 70 S-6, C-Mn legiert undAWS A5.28: ER 80 S-G, C-Mn-Ni legiert verwendet werden.Typische chemische Zusammensetzungen und mechanischeEigenschaften des Schweißguts des OERLIKON Carbopipe 70,ER-70 S-6 Massivdrahtes sind:

Table 2: Chemical composition and all-weld-metal mechanical properties forCarbopipe 70

Chemical analysis (Typical values in %)C Mn Si P S

0.085 1.65 0.85 0.006 0.006

All-weld metal Mechanical Properties

HeatTreatement

YieldStrength

(MPa)

TensileStrength

(MPa)

ElongationA5 (%)

Impact Energy ISO-V (J)

-40°C -50°C

As Welded (*) ≥ 482 ≥ 580 ≥ 25 ≥ 47

As Welded (**) ≥ 420 ≥ 530 ≥ 25 ≥ 88

Gas test: (*) M21-Arcal 21. (**) C1-Arcal

Tabelle 2: Carbopipe 70 - Chemische Analyse und Eigenschaften des reinenSchweißguts

Chemische Analyse (Richtwerte in %)C Mn Si P S

0.085 1.65 0.85 0.006 0.006

Mechanische Eigenschaften reines Schweißgut

Wärme-behandlung

Streck-grenze(MPa)

Zug-Festigkeit

(MPa)

DehnungA5 (%)

KerbschlagenergieISO-V (J)

-40°C -50°C

Unbehandelt (*) ≥ 482 ≥ 580 ≥ 25 ≥ 47

Unbehandelt (**) ≥ 420 ≥ 530 ≥ 25 ≥ 88

Testgas: (*) M21-Arcal 21. (**) C1-Arcal

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Aufgrund des Verfahrens, Fallnaht mit Engspalt,kann dieser Draht auch zum Schweißen desStahltyps API 5L X70 verwendet werden, auchwenn er die geforderten Werte formal nicht ganzerreicht. Die erreichte Festigkeit ist dennoch hochund Duktiliät und Zähigkeit bleiben ausgezeichnet.Durch die unterschiedlichen Schweißparameterund Bedingungen, die beim orbitalenRohrschweißen zur Anwendung kommen, ist dieSpanne der Werte für Streckgrenze undZugfestigkeit breit.

Nachstehend die mechanischen Testergebnissebeim Schweißen von API 5L X 70 Rohren,Außendurchmesser (O.D.), 48”, Wanddicke (W.T.)30.9 mm Fallnaht mit doppelten Brennerhaltern:• Draht: Carbopipe 70, AWS A 5.18: ER 70 S-6

d. 1.0• Härte des Schweißguts: max 250 HV10

• Kerbschlagzähigkeit des Schweißguts (-30° C) ~ 100 J (Mittelwert.)• Längs-Zugprobe (Ø 6,0 mm im Schweißgut)

- Streckgrenze: 632 MPa- Zugfestigkeit: 714 MPa- Dehnung: 22.9%

• Schweißgut CTOD-Werte (-10°C) 0,4 - 0,6 mm

OERLIKON Carbopipe 80Ni ist ein C-Mn-0.9%Ni MAG Massivdrahtder Einstufung AWS A5.28: ER 80 S-G

Der OERLIKON Carbopipe 80Ni MAG Massivdraht wurde fürfolgende Anwendungen/Anforderungen entwickelt:

• hohe Zähigkeit bei niedrigen Temperaturen(bis zu -60°C)

• wenn die Spezifikation ein Übertreffen derAnforderungen von API 5L X70 fordert

• API 5L X70:sehr hohe Produktivität beim Schweißenund/oder niedrige Abkühlgeschwindigkeit,Mehrdrahtschweißköpfe und Multi-Brenner-Anwendung oder J-Lay 2G Position,kombiniert mit Spezifikationen, die ein Übertreffen der Anforderungen(Overmatching) im Schweißgut fordern.

• API 5L X80: nur beim Engspaltschweißen in 5G Position.

Mechanische Ergebnisse Fallnahtschweißenvon API 5L X70 Rohren mit doppeltemBrennerfahrwagen:• Drahttyp: Carbopipe 80Ni , AWS A5.28: ER

80 S-G d. 1.0

Due to the process, downhill in narrow gap,this wire can be used for welding API 5L X70even if it is formally under matching. Thestrength attained is high however the ductilityand toughness of the weld metal remainexcellent. The range of possible results foryield strength and ultimate tensile strengthare wide because of the different weldingparameters and conditions which may beapplied when orbital pipe welding.

Mechanical testing results are given below forwelding API 5L X 70 pipes O.D. 48”, W.T.30.9 mm downhill with double torch bugs:• Wire type: Carbopipe 70,

AWS A 5.18: ER 70 S-6 d. 1.0• Weld metal hardness: max 250 HV10• Weld metal impact test (-30° C) ~ 100 J

(avg.)• Longitudinal tensile test (specimen d. 6.0 mm in the Weld

Metal)- Yield strength: 632 MPa- Tensile strength: 714 MPa- Elongation: 22.9%

• Weld metal CTOD (-10°C) 0.4 - 0.6 mm

OERLIKON Carbopipe 80Ni is a solid C-Mn-0.9%Ni MIGwire conforming to classification AWS A5.28: ER 80 S-G

OERLIKON Carbopipe 80Ni MIG solid wire is designedand selected for the following applications:• When high toughness at low

temperatures is required to -60°C• When a formal overmatching with API

5L X70 is specified• API 5L X70: very high productivity

welding and/or when a low cooling rateprocess is applied, multi-welding headsand multi torch or J-Lay 2G position, incombination with specificationsrequiring overmatching in the weldmetal.

• API 5L X80: welding in 5G narrow gaponly.

Mechanical testing results are givenbelow for welding API 5L X70 pipedownhill with double torch bugs:• Wire type: Carbopipe 80Ni , AWS

A5.28: ER 80 S-G d. 1.0• Weld metal hardness: max 250 HV10

Figure 1: Weld macro section withhardness HV10 indentations andposition of the all weld metal tensilespecimen.

Bild 1: Makroschliff mit HärteHV10

Eindrücken und Position derZugfestigkeitsprobe im Schweißgut.

Table 3: Chemical composition and all-weld-metal mechanical properties forCarbopipe 80Ni

Chemical analysis (Typical values in %)C Mn Si P S Ni Cu

0.080 1.7 0.65 ≤ 0.01 ≤ 0.01 0.93 0.16

All-weld metal Mechanical Properties

HeatTreatement

YieldStrength

(MPa)

TensileStrength

(MPa)

ElongationA5 (%)

Impact Energy ISO-V (J)

-30°C -50°CAs Welded (*) ≥ 520 ≥ 610 ≥ 28 ≥ 120 ≥ 80

* Gas test: M31

Table 4: OERLIKON Carbopipe range vs. API Pipe grades

Solid Wire For PipelinesMassivdraht Für Rohrleitungen

Steel gradesStahltypen

API Carbopipe 70 Carbopipe 80NiX42 XX46 XX52 XX56 XX60 XX65 X X

X70

(X) Not 2G!! 5G ‘formal’undermatching

(X) Keine 2G Position!!5G ‘nur bei

undermatching

59

X80 (X) 5G only(X) nur 5G

Tabelle 4: OERLIKON Carbopipe Programm für API Rohre

Tabelle 3: Carbopipe 80Ni - Chemische Analyse und Eigenschaften desreinen Schweißguts

Chemische Analyse (Richtwerte in %)

C Mn Si P S Ni Cu

0.080 1.7 0.65 ≤ 0.01 ≤ 0.01 0.93 0.16

Mechanische Eigenschaften reines Schweißgut

Wärme-behandlung

Streck-grenze(MPa)

Zug-festigkeit

(MPa)

DehnungA5 (%)

KerbschlagenergieISO-V (J)

-30°C -50°CUnbehandelt (*) ≥ 520 ≥ 610 ≥ 28 ≥ 120 ≥ 80

* Testgas: M31

June 2013 - Juni 2013

27

• Härte des Schweißguts: max 250 HV10• Kerbschlagzähigkeit (-40 °C) ~ 180 J (Mittelwert.)• Längs-Zugprobe (Ø 6,0 mm im Schweißgut)

- Streckgrenze: 670 MPa- Zugfestigkeit: 730 MPa- Dehnung: 24%

• Schweißgut CTOD-Werte (-10 °C) 0,4-0,6 mm

Im Vergleich zu Carbopipe 70 hat Carbopipe 80Ni eine um 20-30 MPa höhere Festigkeit und eine erheblich höhereKerbschlagzähigkeit (Charpy-V), wenn er unter gleichen Bedingungenverschweißt wird.

MAG Massivdrähte für die StahltpyenAPI 5L X80 und X100.

Die Lösung für diese hochfesten Rohrstähle ist der OERLIKONDraht Carbofil NiMo1, AWS A: 5.28 ER 100S-G, ein hochfester C-Mn 0,9% Ni-0,4%Mo legierter Massivdraht mit Ti alsMikrolegierung. Dieser Draht garantiert die Schweißgutfestigkeiten,die beim Schweißen von X100 bei gleichzeitig hohenZähigkeitswerten gefordert werden.

Nachfolgend die Ergebnisse der mechanischen Prüfungen miteinem typischen Orbitalrohrschweißverfahren:

Schweißbedingungen:

• Carbofil NiMo1 ER 100S-G d. 1.0• Grundwerkstoff API 5L X100 W.T. 20mm• Automatisches Orbitalschweißen• Engspalt, Doppelbrenner• Fallnaht-Verfahren• Wurzel: ER 70 S-6 d. 1.0 mit Spannvorrichtung innen

Ergebnisse:

• Schweißguthärte: max 280 HV10• Kerbschlagzähigkeit ~ 200 J bei -45 °C• Längs-Zugversuch, Probe Ø 4,0 mm im Schweißgut• Streckgrenze: ~ 750MPa• Zugfestigkeit: ~ 840 MPa• Dehnung: >19%

Diese mechanischen Eigenschaften für das Orbitalschweißen vonX100 sind zufriedenstellend, allerdings muss zum Erzielen gutermechanischer Eigenschaften die Wahl der Schweißbedingungenund Schweißparameter besonders beachtet werden.

• Weld metal impact test (-40 °C) ~ 180 J (avg.)• Longitudinal tensile test (specimen d. 6.0 mm in the weld

metal)- Yield strength: 670 MPa- Tensile strength: 730 MPa- Elongation: 24%

• Weld metal CTOD (-10 °C) 0.4-0.6 mm

Compared to Carbopipe 70, Carbopipe 80Ni increased thestrength by 20-30 MPa and significantly increased theCharpy impact toughness when welded in the samecondition

MIG solid wire for grades API 5L X80and X100 The solution for these high strength pipe grades isOERLIKON Carbofil NiMo1, AWS A: 5.28 ER 100S-G GMAWhigh strength C-Mn-0.9%Ni-0.4%Mo filler wire, microalloyed with titanium. This ensures the weld metal strengthlevel required to weld X100 with high levels of toughness.

Mechanical testing results from a typical orbital pipe weldingprocedure are shown below:

Welding conditions:

• Carbofil NiMo1 ER 100S-G d. 1.0• Base material API 5L X100 w.t. 20mm• Automatic orbital welding • Narrow gap double torch• Downhill process• Root pass: ER 70 S-6 d. 1.0 using an internal welding

clamp

Results:

• Weld metal hardness: max 280 HV10• Weld metal impact test ~ 200 J at -45 °C• Longitudinal tensile test, specimen d. 4.0 mm fractured in

the weld metal• Yield strength: ~ 750MPa• Tensile strength: ~ 840 MPa• Elongation: >19%

These mechanical properties are satisfactory for the orbitalwelding of X100; however attention is required whenselecting welding conditions and welding parameters inorder to optimise mechanical properties.

Table 5: Chemical composition and all-weld-metal mechanical properties forCarbofil NiMo1

Chemical analysis (Typical values in %)

C Mn Si P S Ni Mo Ti

Wire 0.08 1.8 0.6 ≤ 0.015 ≤ 0.018 1.0 0.4 0.1

All weldmetal (*) 0.07 1.5 0.4 ≤ 0.015 ≤ 0.018 1.0 0.4 0.1

All-weld metal Mechanical Properties

HeatTreatement

YieldStrength

(MPa)

TensileStrength

(MPa)

ElongationA5 (%)

Impact Energy ISO-V (J)

-20°C -40°C

As Welded (*) ≥ 620 700-890 ≥ 18 ≥ 100 ≥ 60

As Welded (**) ≥ 550 640-820 ≥ 18 ≥ 100 ≥ 47

Gas test: (*) 82% Ar+18% CO2. (**) 100% CO2

Tabelle 5: Carbofil NiMo1 - Chemische Analyse und mechanischeEigenschaften des reinen Schweißguts

Chemische Analyse (Richtwerte in %)

C Mn Si P S Ni Mo Ti

Draht 0.08 1.8 0.6 ≤ 0.015 ≤ 0.018 1.0 0.4 0.1

ReinesSchweißgut (*) 0.07 1.5 0.4 ≤ 0.015 ≤ 0.018 1.0 0.4 0.1

Mechanische Eigenschaften reines Schweißgut

Wärme-behandlung

Streck-grenze(MPa)

Zug-festigkeit

(MPa)

DehnungA5 (%)

Kerbschlagenergie ISO-V (J)

-20°C -40°C

Unbehandelt (*) ≥ 620 700-890 ≥ 18 ≥ 100 ≥ 60

Unbehandelt (**) ≥ 550 640-820 ≥ 18 ≥ 100 ≥ 47

Testgas: (*) 82% Ar+18% CO2. (**) 100% CO2

June 2013 - Juni 2013

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FLUX CORED WIRES FOR THE UPHILLTECHNIQUE IN AUTOMATIC ANDMECHANIZED PIPELINE WELDING

General informationThe uphill technique is often selected because it requireslower capital expenditure in terms of welding equipmentthan the downhill technique. In addition, the orbital systemsare less complex than those used for the downhilltechnique. It is therefore important to select weldingconsumables that will weld satisfactorily in all positions withone set of parameters. A fast freezing slag is required toretain the weld pool in position at high travel speedsindicating the use of rutile flux cored wires specificallydeveloped for mechanized welding.

Advantages of OERLIKON Fluxofil tubular fluxcored wiresWhen on site pipeline welding, the storage conditions forwelding consumables are an important consideration. Highmoisture contents increase the weld metal diffusiblehydrogen which can result in defects in the weld metal,from porosity to cold/hydrogen cracking.

Tubular flux cored wires havesignificant advantages in thiscontext: • The closed section is impervious

to moisture absorption, exactlyas a solid MIG wire.

• Low weld metal diffusiblehydrogen and reduced risk ofcold cracking

• Porosity resulting from highmoisture levels in the flux core iseliminated

OERLIKON Fluxofil tubular fluxcored wires are advantageous forautomatic and mechanizedwelding as the manufacturingprocess results in a stiffer wirethan is typical for folded flux coredwires and there is no risk of thewire seam opening during feeding.Finally Fluxofil tubular flux coredwires are copper coated forimproved electrical contact andreliable feeding through theconduits.

Flux cored wire for API 5L X70 pipeline weldingOERLIKON Fluxofil 20HD, a tubular flux cored wireconforming to A5.29: E81T1-Ni1M-JH4, depositing C-Mn-0.9%Ni weld metal is used for welding API 5L X70.

FÜLLDRÄHTE ZUM SCHWEISSEN INSTEIGENDER POSITION BEIMAUTOMATISCHEN UND MECHANISIERTENROHRSCHWEISSEN

Allgemeines

Das Schweißen in steigender Position wird oft gewählt, weilgeringere Anlageninvestitionen als beim Fallnahtschweißenerforderlich sind. Außerdem sind Orbitalsysteme weniger komplexals die Technik zum Schweißen in fallender Position. Daher ist es wichtig, Schweißzusätze auszuwählen, die mit einerParametereinstellung in allen Positionen zufriedenstellendschweißen. Eine schnell erstarrende Schlacke ist notwendig, umdas Schweißbad bei hohen Vorschubgeschwindigkeiten zu stützen.Dies wird durch den Einsatz von rutilen Fülldrähten, die speziell fürdas mechanisierte Schweißen entwickelt wurden, gewährleistet.

Vorteile der nahtlosen OERLIKON Fluxofil-Fülldrähte

Beim Rohrschweißen vor Ort sind die Lagerbedingungen für dieSchweißzusatzwerkstoffe von großer Bedeutung. Hohe Feuchtigkeiterhöht den Gehalt an diffusiblem Wasserstoff im Schweißgut, was zuSchweißgutfehlern wie Porosität bis zu Wasserstoff induzierten

Kaltrissen führen kann.

Nahtlose Röhrchendrähte haben hiererhebliche Vorteile: • Die geschlossene Form lässt keine

Feuchtigkeitsaufnahme zu, so wiebeim MAG-Draht.

• Niedriger Wasserstoffgehalt imSchweißgut und geringeres Risiko fürKaltrisse

• Porosität aufgrund hoher Feuchtigkeitder Füllstoffe wird ausgeschlossen

Der OERLIKON Fluxofil Fülldraht ist gutgeeignet für das automatische undmechanisierte Schweißen, da dasHerstellungsverfahren den Draht steifermacht, als dies normalerweise beigefalztem Fülldraht der Fall ist.Außerdem besteht nicht das Risiko,dass die sich der Drahtstoß beimFördern öffnet. Und schließlich sindFluxofil Fülldrähte kupferbeschichtet, sodass sie den Strom besser leiten undzuverlässige Gleiteigenschaften in denDrahtführungssystemen haben.

Fülldraht zum Schweißen von API 5L X70Rohrleitungen

OERLIKON Fluxofil 20HD, nahtloser Fülldraht gemäß A5.29:E81T1-Ni1M-JH4, mit C-Mn-0.9%Ni Schweißgut zum Schweißenvon API 5L X70.

Figure 2: Advantages of OERLIKON Fluxofil tubular flux cored wiretechnology vs. folded flux cored wires

Bild 2: Vorteile des OERLIKON Fluxofil Fülldrahts im Vergleich zum gefalzten Draht

Roller effect - Rolleffekt

Bending effect - Biegeeffekt

Torsion effect - Verwindungseffekt

Folded wireGefalzter Draht

Tubular wireNahtloser Draht

Table 6: Chemical composition and all-weld-metal mechanical properties forFluxofil 20HD

Chemical analysis (Typical values in %)C Mn Si P S Ni

0.06 1.3 0.4 ≤ 0.010 ≤ 0.010 ≤ 0.9

Tabelle 6: Fluxofil 20HD Chemische Analyse und mechanischeEigenschaften des reinen Schweißguts

Chemische Analyse (Richtwerte in %)C Mn Si P S Ni

0.06 1.3 0.4 ≤ 0.010 ≤ 0.010 ≤ 0.9

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Fluxofil 20HD provides a solution to a typical issue for thiskind of application; due to the high heat input weldingprocedure, high deposition rate at relatively low travelspeed, it can be difficult to attain the mechanical propertiesrequired for welded joints in X65 and X70, especially whentoughness at low temperature is required. Specifically,Charpy-V specimens taken from the root side at 6 o’ clock,with the V notch sampling the 2nd pass, and tested at -30 °C, -40 °C may be subject to failure. The use of Fluxofil20HD enhances the toughness of the root pass, asillustrated in the following data generated for both narrowand API ‘V’ bevel.

Performance in a production joint 2 illustrations are considered:

1. Narrow gap -root with solid MIG wireBase material API 5L X65O.D. 48” w.t. 16.1 mmAutomatic orbital welding Narrow gapWire type - Carbopipe 70 d.1.2Root: downhill process -no backingWire type - Fluxofil 20HD d. 1.2Fill & Cap. uphill process

Welding Parameters- Root. V = 18-20 A= 140-180 ts = 30-40

cm/rpm HI= 0.6-0.9 kJ/mm- Fill V= 20-23 A= 200-230 ts = 11-20

cm/rpm HI= 1.4-2.5 kJ/mm

Results- Weld Metal Hardness: max 230HV10- Weld Metal Impact test (-10°C) ~ 95 J (-40 °C) ~ 65 J - Transverse Tensile Test: broken in the base material

2. API V bevel - root with solid MIG wire.Base material API 5L X65 (+80 MPa over-matching: 530 MPa)O.D. 30” W.T. 27mmAutomatic orbital welding Narrow gapWire type - Carbopipe 80Ni d. 1.2 Root: downhill process -no backingWire type - Fluxofil 20HD d. 1.2 Fill & Cap. uphill process

Welding Parameters- Root. V = 18-20 A= 140-180 ts = 30-40 cm/rpm HI=

0.6-0.9 kJ/mm- Fill V= 20-23 A= 200-230 ts = 11-20 cm/rpm HI= 1.4-

2.5 kJ/mm

Results- Max Hardness = 236 HV10- Weld metal impact test (-30 °C) ~ 70J- Longitudinal Tensile Test:

YS = 543 MPa, UTS = 618 MPa El: 20%

Fluxofil 20HD löst ein typisches Problem dieser Anwendungen.Aufgrund des hohen Wärmeeintrags und einer hohenAbschmelzleistung bei relativ niedriger Schweißgeschwindigkeit ist esschwierig, die geforderten mechanischen Eigenschaften derSchweißverbindungen an X65 und X70 zu erreichen, vor allem wennhohe Zähigkeitswerte bei niedrigen Temperaturen verlangt werden.Insbesondere Charpy-V Proben aus dem Wurzelbereich einer V-Nahtbei 6 Uhr und Probennahme aus der zweiten Lage, bei der dasSchweißgut 4mm stark sein kann, sind oft nicht ausreichend, wennbei -30 °C, -40 °C getestet wird. Die Verwendung von Fluxofil 20HDverbessert die Zähigkeit der Wurzellage, wie nachstehend fürEngspalt- und API-V-Nahtvorbereitung gezeigt wird:

Ergebnis einer Naht, die unterProduktionsbedingungen hergestellt wurd

2 Darstellungen werden gezeigt:

1. Engspalt -Wurzel mit MAG - MassivdrahtGrundwerkstoff API 5L X65Außen - Ø. 48” W.T. 16,1 mmAutomatisches Orbitalschweißen EngspaltDrahttyp und Handelsname - Carbopipe 70 Ø 1,2Wurzel: Fallnahtverfahren - kein TrocknenDrahttyp und Handelsname: -Fluxofil 20HD Ø 1,2Füll- & Decklagen: Steignaht

Schweißparameter- Wurzel. V = 18-20 A= 140-180 ts

= 30-40 cm/rpm HI= 0,6-0,9 kJ/mm- Füll-Lage V= 20-23 A= 200-230 ts

= 11-20 cm/rpm HI= 1,4-2,5 kJ/mm

Ergebnisse- Schweißgut-Härte: max 230HV10- Schweißgut Kerbschlagzähigkeit (-10°C) ~ 95 J (-40 °C) ~ 65 J - Querzugversuch: Bruch im Grundwerkstoff

2. API V-Nahtvorbereitung - Wurzel mit MAG-MassivdrahtGrundwerkstoff API 5L X65 (+80 MPa over-matching: 530 MPa)Außen Ø 30” W.T. 27mmAutomatisches Orbitalschweißen EngspaltDrahttyp und Handelsname - Carbopipe 80Ni Ø 1,2 Wurzel: Fallnaht - kein TrocknenDrahttyp und Handelsname - Fluxofil 20HD Ø 1.2 Füll- & Decklage. Steignaht

Schweißparameter- Wurzel. V = 18-20 A= 140-180 ts = 30-40 cm/rpm

HI= 0.6-0.9 kJ/mm- Füll-Lagen V= 20-23 A= 200-230 ts = 11-20 cm/rpm

HI= 1,4-2,5 kJ/mm

Ergebnisse- Max. Härte = 236 HV10- Schweißgut Kerbschlagzähigkeit (-30 °C) ~ 70J- Längszugprobe: Streckgrenze = 543 MPa, Zugfestigkeit

= 618 MPa Dehnung: 20%

All-weld metal Mechanical Properties

HeatTreatement

YieldStrength

(MPa)

TensileStrength

(MPa)

ElongationA5 (%)

Impact Energy ISO-V (J)

-40 °CAs Welded ≥ 480 570-680 ≥ 24 ≥ 80

Figure 3: Fluxofil 20HD uphill in the ‘U’bevel - root

Bild 3: Fluxofil 20HD steigend mit U-Nahtvorbereitung in der Wurzel

Mechanische Eigenschaften reines Schweißgut

Wärme-behandlung

Streck-grenze(MPa)

Zug-festigkeit

(MPa)

DehnungA5 (%)

Kerbschlagenergie ISO-V (J)

-40 °CAs Welded ≥ 480 570-680 ≥ 24 ≥ 80

June 2013 - Juni 2013

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SAW TECHNOLOGY FOR DOUBLE JOINTING

General informationDouble jointing is a pre-fabrication process for producing24m pipe lengths from standard 12 m pipes coming fromthe pipe-mills, with the objective of increasing productivity.

Due to transportation difficulties of these 2 pipe assembliesfollowing double jointing, it is not a technique which iswidely used during the laying of on-shore pipelines. Doublejointing is becoming increasingly popular for off-shore pipelay. Nevertheless, double jointing is used during on-shorepipe lay when transportation of the 24m pipes is possible,for example in desert areas.

Submerged arc welding is the usual welding process usedfor double jointing with the pipe rotating and the weldingheads in fixed position.

Fixed submerged arc welding stations are located on lay-barges, or into the pipe yards, in order to fabricate the girthwelds. These welding stations are equipped with dedicatedmanipulation systems, carrying a welding head for weldingthe external seam, trolley or column and boom system, andan internal boom for welding the internal seam.

Typical welding procedureThe bevel selected is generally a simple or compound Vtype for the outside seam and simple V for the inside seam.External welding is usually single or twin wire, multi pass.Internal welding is a single pass with a single wire. Usuallythe 1st pass is performed from the outside with the pipesheld in position using an internal welding clamp. After theroot pass and a partial fill, the pipe is moved to otherwelding stations for joint completion. Generally the internalpass, or the ‘punch-through’, is performed together withthe capping pass at the same welding station at the sametravel speed.

Due to the different procedures involved, the weldingconsumables are usually different for the internal andexternal seams. The SAW wire selected for the internalpass is generally OERLIKON Tibor 33, a Ti-B alloyed solidSAW wire in order to reach the required toughness/strengthbalance even in the single pass condition.

For the external seams, SAW wires with improved weldpool fluidity, higher Si content, are selected with a C-Mn, orC-Mn-Ni-Mo alloying regime, depending on the basematerial grade to be welded, from C-Mn wires for X52 to0.9 Ni, 0.25 Mo alloyed wires for X60 and 0.9 Ni, 0.5 Moalloyed wires for X70 & X80.

The submerged arc fluxes selected are generally in theBoniszewski basicity range 2 - 3.2 with low diffusiblehydrogen and a low rate of moisture pick up to generate therequired mechanical properties in the weld metal. SpecialSAW fluxes with very low and controlled hydrogen content,such as OERLIKON OP 121TTW and OP 132, are thesolution for high strength pipe welding, API 5L X80 & X100.

This is illustrated by the typical welding procedure withOERLIKON OE-SD3 1Ni ½ Mo - AWS A5.23: EF3 (C-Mn,0.9% Ni, 0.5% Mo) d. 2.4 mm twin) for external weldingand TiBor 33, a Mo-Ti-B wire, AWS A5.23: EG 3.2 mmsingle wire for the ‘punch-through’ pass with OP 121TTSAW flux.

UP-TECHNOLOGIE FÜR DOUBLE-JOINTS

Allgemeines

Das Double-jointing ist eine Vorfertigung bei der Rohrverlegung, beider zur Produktivitätssteigerung zwei Standard-12m-Rohre ausdem Rohrwerk zu einem 24m-Rohr verbunden werden.

Wegen der Transportschwierigkeiten mit diesen Rohrleitungssegmentennach dem Double-jointing ist diese Technik beim On-Shore-Pipelinebau nicht weit verbreitet, wird aber verstärkt beim Off-Shore-Pipelinebau eingesetzt. Sie wird zwar auch für On-Shore-Rohrleitungen verwendet, aber nur wenn der Transport der 24m-Rohre keine Probleme bereitet, wie zum Beispiel in Wüstenzonen.

Die Herstellung der Double Joints erfolgt im UP-Verfahren amdrehenden Rohr mit dem Schweißkopf in fester Position.

Solche UP-Schweißstationen befinden sich auf Rohrverle-gungsschiffen oder im Rohrwerk zur Herstellung der Rundnaht.Diese Schweißstationen verfügen über eine spezielle Vorrichtungmit einem Schweißkopf für die Außennaht an einem Fahrwagenoder einem Automatenträger und einem Automatenträger für dieInnennaht.

Typische Schweißverfahren

Die Nahtvorbereitung ist im Allgemeinen ein einfaches oder einDoppel-V (compound V) für die Außenschweißung und eine einfacheV-Nahtvorbereitung für die Innennaht. Die Außenschweißung erfolgtmeist im Eindraht- oder Twinverfahren in Mehrlagen-Technik,während die Innennaht einlagig im Eindrahtverfahren geschweißtwird. Normalerweise wird die 1. Lage von außen geschweißt, wobeidie Rohre durch ein Innen-Spannsystem in Position gehalten werden.Nach der Wurzelschweißung und einer teilweisen Füllung kommt dasRohr an andere Schweißstationen zur Vervollständigung der Naht.Üblicherweise wird die Innennaht oder das Durchschweißen (punch-through) zusammen mit der Decklage an derselben Schweißstationmit derselben Vorschubgeschwindigkeit durchgeführt.

Wegen der unterschiedlichen Verfahren werden meist auchunterschiedliche Zusatzwerkstoffe für die Innen- und Außennähteverwendet. Für die Innennaht wird im Allgemeinen der OERLIKONUP-Draht Tibor 33 verwendet, ein Ti-B legierter UP-Massivdraht,um die erforderliche Zähigkeits-/Festigkeits-Balance auch beimEinlagenverfahren zu erreichen.

Für die Außennähte werden UP-Drähte mit besserem Fließverhalten,bedingt durch einen höheren Si-Gehalt und eine C Mn oder C-Mn-Ni-Mo Legierung gewählt. Abhängig vom Grundwerkstoff: C-Mnlegierte Drähte für X52 / 0,9 Ni, 0,25 Mo-legierte Drähte für X60 und0,9 Ni, 0,5 Mo legierte Drähte für X70 & X80.

Die eingesetzten Schweißpulver haben üblicherweise eine Basizität nach Boniszewski im Bereich 2 - 3,2 mit geringem Gehalt an diffusiblem Wasserstoff und einer niedrigenFeuchtigkeitsaufnahme, um die erforderlichen mechanischenEigenschaften im Schweißgut zu erreichen. Spezielle Pulver mitsehr niedrigem und kontrolliertem H2 Gehalt wie die OERLIKON-Pulver OP 121TTW und OP 132, sind sehr gut geeignet für dasSchweißen hochfester Rohre API 5L X80 & X100.

Das zeigt auch eine typische Verfahrensprüfung mit OERLIKONOE-SD3 1Ni ½ Mo - AWS A5.23: EF3 (C-Mn, 0,9% Ni, 0,5% Mo)Ø 2,4 mm Twin) für die Außennaht und TiBor 33, ein Mo-Ti-B Draht,AWS A5.23: EG, 3,2 mm im Eindrahtverfahren für dasDurchschweißen (punch-through) mit OP 121TT UP-Schweißpulver.

June 2013 - Juni 2013

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Bevel dimensionsD: 4.0-5.0 mmE: 4.0-5.0 mmF: 30-45°B: 30-37.5°A: 10-15°

Welding parameters- 3 external passes:- F1-2 t.s. 90 cm/rpm Cap 50 cm/rpm

1 internal pass t.s.: 50 cm/rpm- H.I.: 1.6-1.8 kJ/ mm F1-F2

2.5 - 2.8 kJ/mm Int-Cap- Mechanical property results:

Max Hardness: 230 HV10

YS: 580 MPa UTS: 670 MPa - El: 23.0%CVN @-30 °C 120-160J

Productivity improvements

Within the process flow, double jointingis rarely a production bottle neck. however this can be thecase when the main line is at full efficiency, using highproductivity multiple bugs and multiple torches and whenlow heat input procedures are required to control pipe HAZproperties, which leads to a reduction in the deposition rateand an increase in the number passes required.

Different solutions can be applied to increase thedeposition rate of SAW double jointing, among thepossibilities are a reduction in wire diameter, the use of ACcurrent instead of DC or to use SAW flux cored wires.Recently, narrower bevel angles have been used tomaintain the height of each pass while minimising the heatinput. These weld preparations are unfavourable for slagrelease, especially in the root and second pass. Therefore,a less basic SAW flux has been utilised tooptimise the balance between improved slagrelease and mechanical properties.OERLIKON OP 132, aluminate-basic fluxwith basicity index ~ 1.5 is used. Concerningmechanical properties of the weld metal,there is a minor decrease in toughness andan increase in strength compared to the fullybasic SAW flux, OP 121TT. The slag releasein deeper closed weld preparations isexcellent while high levels of deposittoughness are generated which fully satisfyprevailing requirements such as those ofDNV:

Base material API 5L X70O.D. 48” w.t. 30.9 mmWiresOE-SD3 1Ni ½ Mo d. 2.4 twin for externalwelding multi-passTiBor 33 d. 3.2 single wire for internalwelding single pass punch-throughYS: 620 MPa UTS: 705 MPaElongation: 21.8%Max HV10: 230CVN @-30 °C 90-120 J

Preparation A has been reduced 6°-8° and B to 25°. Heatinput has been reduced from 1.6-1.8 kJ/mm and for the fillpasses to 1.2-1.4 kJ/mm.

Abmessungen NahtvorbereitungD: 4.0-5.0 mmE: 4.0-5.0 mmF: 30-45°B: 30-37.5 A: 10-15

Schweißparameter- 3 Lagen von außen:- F1-2 t.s. 90 cm/rpm Decklage 50 cm/rpm

1 interne Lage t.s.: 50 cm/rpm- H.I.: 1.6-1.8 KJ/ mm Lage 1-2

2,5 - 2,8 kJ/mm Innen-Decklage- Mech. Eigenschaften:

Max. Härte: 230 HV10

YS: 580 MPa UTS: 670 MPa E%: 23.0CVN @-30 °C 120-160J

Produktivitätsverbesserungen

Im Verfahrensablauf führt die Herstellung vonDouble-Joints selten zu einem Engpass. Allerdings kann dieser Falleintreten, wenn die Hauptlinie mit voller Leistung läuft, das heißt mithoher Produktivität durch mehrere Fahrwagen und Brenner arbeitet,oder wenn ein niedriger Wärmeeintrag zur Kontrolle der WEZ verlangtwird, was zu einer Senkung der Abschmelzleistung und einerErhöhung der notwendigen Lagenanzahl führt.

Es gibt verschiedene Lösungen zur Erhöhung der Abschmelzleistungfür die UP-Double-Joint Herstellung. Dazu gehören die Wahl kleinererDrahtdurchmesser, die Verwendung von AC statt DC oder der Einsatzvon UP Fülldrähten. In letzter Zeit wurden engere Nahtvorbereitungenverwendet, um die Dicke der einzelnen Lagen bei gleichzeitigerMinimierung des Wärmeeintrags zu erhalten. Diese Nahtvorbereitungwirkt sich aber negativ auf die Schlackelöslichkeit aus und zwarinsbesondere in der Wurzel und bei der 2. Lage. Deshalb wurde ein

weniger basisches Pulver verwendet, um einenausgewogenen Kompromiss zwischen guterSchlackelöslichkeit und mechanischen Eigenschaftenzu erreichen: OERLIKON OP 132, ein aluminat-basisches Pulver mit einem Basizitäts-Index von ~1,5. Bei den mechanischen Eigenschaften desSchweißguts zeigt sich ein geringer Abfall bei derZähigkeit und eine Erhöhung der Festigkeit imVergleich zum voll-basischen UP-Pulver OP 121TT.Die Schlackelöslichkeit in tieferen, engenNahtvorbereitungen ist ausgezeichnet, wobei hoheSchweißgutzähigkeiten erreicht werden, die dieüblichen Anforderungen, wie z. Bsp. durch DNV,absolut erfüllen:

Grundwerkstoff API 5L X70Außen- Ø. 48” W.T. 30.9 mmDrähteOE-SD3 1Ni ½ Mo Ø 2,4 Twin für Außen-MehrlagennahtTiBor 33 Ø 3,2 Eindraht für Innen-Einlagennaht,durchgeschweißt (punch-through)Streckgrenze: 620 MPa Zugfestigkeit: 705 MPaDehnung: 21.8%Max HV10: 230CVN @-30 °C 90-120 J

Nahtvorbereitung A auf 6°-8° verkleinert und B auf 25°.Wärmeeintrag gesenkt auf 1,6-1,8 kJ/mm und für die Füll-Lagen auf1,2-1,4 kJ/mm.

Figure 4: Typical bevel preparation and pass sequence

Bild 4: Typische Nahtvorbereitung und Lagenfolge

Table 8: OERLIKON OP 132 semi basic flux: typical chemical composition

Tabelle 8: OERLIKON OP 132 semi-basisches Pulver:typische chem. Zusammensetzung

Flux Main ComponentsFlux Main ComponentsAl203 + Mn0 35 %Ca0 + Mg0 25 %Si02 + Tio2 20 %CaF2 15 %

Table 7: OP 121 TT SAW flux: typical chemical composition

Tabelle 7: OP 121 TT UP-Pulver:typische chem. Zusammensetzung

Flux Main ComponentsFlux Main ComponentsCa0 + Mg0 40 %CaF2 25 %Al203 + Mn0 20 %Si02 + Tio2 15 %

Figure 5: Typical SAW double jointingbevel

Bild 5: Typische UP-Nahtvorbereitungbeim Double-jointing.

June 2013 - Juni 2013

Zusammenfassung

Es gibt eine Vielzahl möglicher Lösungen für das automatischeRohrleitungsschweißen, da unterschiedliche Methoden für Wurzel-,Füll- und Decklagen zur Verfügung stehen. Die grundlegendenOptionen wurden beschrieben, wobei auf die Vor- und Nachteile desSteig- und Fallnahtschweißens hingewiesen wurde.

Ein besonderes Augenmerk lag auf der speziellen Auswahl vonSchweißzusatzwerkstoffen sowohl bei Massiv- als auch beiFülldrähten. Für das Fallnahtschweißen sind die Ergebnisse an API 5LX70 Rohrstahl mit MAG-Massivdrähten, die speziell für dieseAnwendung entwickelt wurden, in Teil 4 angegeben. Das gilt auch fürDetails zum hochfesten Typ API 5L X100. Beim Steignahtschweißenergeben sich ausgezeichnete mechanische Eigenschaften bei derVerwendung einer neuen Generation von OERLIKON FluxofilFülldrähten.

Für die Vorfertigung wurde ein Überblick über die typischen Double-Joint-Herstellungsverfahren gegeben sowie eine Auswahl anMethoden zur Steigerung der Produktivität des UP-Schweißens in Teil5.3. Schließlich wurde auf das Schweißpulver OERLIKON OP 132hingewiesen, das bei engen Nahtvorbereitungen einen optimalenKompromiss zwischen Schlackelöslichkeit und hoherSchweißgutzähigkeit darstellt.

CONCLUSION

There is a wide variety of possible solutions for automation inpipeline welding, since different methods for root pass and forfilling and capping are available. The principal options havebeen described, while highlighting the advantages anddisadvantages of the uphill and downhill techniques.

A special focus is included regarding dedicated selection ofspecific welding consumables, both solid and flux cored wires.For the downhill technique, results obtained on API 5L X70pipe steel using solid MIG wires specifically designed for thisapplication are given in Section 4 , as well as welding details forthe high strength grade, API 5L X100. For the uphill technique,excellent mechanical properties are obtained using a newgeneration of OERLIKON Fluxofil flux cored wires.

For prefabrication, an overview of typical double jointingprocedures is presented, then a selection of methods toincrease the productivity of SAW welding is discussed inSection 5.3. Finally, the use of OERLIKON OP 132 flux innarrower bevel joint preparations, demonstrating an optimisedbalance of slag release and high levels of weld metaltoughness.

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BIBLIOGRAPHY: / LITERATURHINWEISE:

FRANCESCO CICCOMASCOLOI.W.E., Mechanical Engineer - Formerly Key Segment Manager: Pipe Laying - Air Liquide Welding

June 2013 - Juni 2013

ErgänzendeEmpfehlungen zumSchweißen Von Cr-Mo-VStählen bei Anwendungenin der Petrochemie.

Vorliegende Arbeit beschäftigt sich mit dem Schweißenhochwarmfester 2¼Cr-1 Mo-¼V Stähle, wie sie zum Beispielfür dickwandige Wasserstoffdruckbehälter (petrochemischeAnwendungen) verwendet werden, Bleche nach ASME SA542-D Cl4a, SA832 Gr 22V und Schmiedewerkstoffe nachASME SA 336 F22V, SA 182 F22V. Für das Schweißendieser Stahltypen gibt es zahlreiche Normen undRegelwerke, vor allem das vom amerikanischen Erdölinstitut(API) in P 934-A empfohlene Verfahren. Gegenstand dieserArbeit sind ergänzende Empfehlungen für das UP-Schweißen, um fehlerfreie Schweißnähte und zufrieden-stellende Schweißgutwerte zu gewährleisten.

Die Aspekte Schweißparameter, Auswahl der Draht-/Pulverkombination, Rücktrocknen des Pulvers, Wärmeeintragbeim Schweißen, das Festlegen und Überwachen derZwischenglühung (ISR) und Wärmenachbehandlung (PWHT)sind dabei von größter Bedeutung. Basierend auf unsererErfahrung werden hier Empfehlungen dazu ausgesprochen.

EINLEITUNGNiedrig legierte 2¼Cr-1Mo-¼V Stahltypen werden vor allem in derPetrochemie für Hydrockracker und dickwandige Hochtemperatur-Wasserstoffdruckbehälter eingesetzt. Im Vergleich zum Standardstahl(ohne V-Zulegierung) verfügt dieser Stahltyp über eine höhereZugfestigkeit bei hohen Temperaturen und eine bessere Beständigkeitgegen wasserstoffinduzierte Versprödung sowie gegen Disbondingbei Auftragschweißungen. Die in den Bauvorschriften genannte max.Spannung erhöht sich im Vergleich zum Standardtyp 2¼Cr-1Mo.Durch den Einsatz des Typs 2¼Cr-1Mo-¼V kann entweder mithöheren Betriebstemperaturen gearbeitet oder die Wandstärkebestimmter Behälter/Reaktoren verringert werden.

In der Verarbeitung allerdings gilt der neue Typ als schwieriger als derStandardtyp. Beim Schweißen müssen vor allem zwei wichtigeAspekte berücksichtigt werden. Es ist bekannt, dass dieSchweißgutzähigkeit direkt nach dem Schweißen niedrig ist, so dassspezielle Vorsichtsmaßnahmen erforderlich sind. Der zweite Punkt istdie Anfälligkeit des Stahls gegenüber Wiedererwärmungsrissen.Dieses Phänomen kann beim Zwischenglühen (ISR) oder bei derWärmenachbehandlung (PWHT) im Schweißgut bzw. in derWärmeeinflusszone auftreten.

AdditionalRecommendations ForWelding Cr-Mo-V SteelsFor PetrochemicalApplications.

The scope of this paper is the welding of hightemperature creep resistant 2¼Cr-1 Mo-¼V steels forheavy wall pressure vessels for hydrogen service(petrochemical applications), plates such as ASME SA542-D Cl4a, SA832 Gr 22V and forgings such asASME SA 336 F22V, SA 182 F22V. Welding of thesesteel grades is widely covered by standards andcodes, especially by API Recommended Practice P934-A. The aim of this paper is to provide additionalrecommendations, applicable to submerged arcwelding, in order to ensure sound welds andsatisfactory service properties of welded joints.

Parameters such as, selection of the flux/wirecombination, rebaking of flux, welding heat input, ISRand PWHT setting and monitoring, are of primaryimportance. In the present paper, recommendationsconcerning these parameters will be given, on thebasis of our experience.

INTRODUCTION2¼Cr-1Mo-¼V low alloy steel grade is particularly used in thepetrochemical industry for hydrocrackers and heavy wallpressure vessels for high temperature hydrogen service.Compared to the conventional grade (without V addition), itshows a higher strength level at high temperature, anincreased resistance to hydrogen attack and a betterresistance to overlay disbonding. The design allowable stressgiven by construction codes is thus increased compared to2¼Cr-1Mo conventional grade. Use of 2¼Cr-1Mo-¼V gradethen allows whether to work at higher temperature or toreduce the wall thickness of a given reactor.

However, this grade is known to be more difficult to use thanthe conventional grade. Especially, during welding operations,two important aspects have to be taken into account. First, itis known that the weld metal toughness immediately afterwelding is very low, leading to necessary particularprecautions. The second point is the sensitivity of this grade toreheat cracking. This phenomenon may occur in weld metal orthe heat affected zone during intermediate stress relievingtreatment (ISR) or post-weld heat treatment (PWHT).

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June 2013 - Juni 2013

Um die Vorteile dieses Stahls voll auszuschöpfen, muss auch dasSchweißgut über ausreichende Zähigkeit und Beständigkeitgegenüber Wiedererwärmungsrissen verfügen.

Schon beim Entwicklungsbeginn des Stahltyps 2¼Cr-1Mo-¼V hat AirLiquide Welding in der Forschung und Entwicklung daran gearbeitet,Schweißzusatzwerkstoffe mit entsprechend guten Eigenschaftenherzustellen. Jetzt wurden weiterführende Untersuchungen für dasUP-Schweißen durchgeführt, um die Zähigkeit zu verbessern und dieSchweißgutzusammensetzung im Hinblick auf die Warmrissanfälligkeitsicher zu machen. Vorliegende Arbeit fasst die wesentlichenErgebnisse zusammen. Darüber hinaus werden wichtige Parameterbei der Behälterfertigung betrachtet und auf der Basis unsererErfahrungen ergänzende Empfehlungen ausgesprochen.

SCHWEISSGUTENTWICKLUNGDie chemische Zusammensetzung unddie mechanischen Eigenschaften desniedrig legierten 2¼Cr-1Mo-¼V Stahltypswerden für Bleche in der Norm ASME SA542-D Cl4a, SA832 Gr 22V und fürSchmiedewerkstoffe in der ASME SA 336F22V, SA 182 F22V beschrieben. Diechemische Zusammensetzung und dieZugfestigkeit sind in Tabelle 1 aufgeführt.Es gibt nur geringfügige Unterschiedein der chemischen Zusammensetzungder verschiedenen Stahltypen. DasSchweißen dieser Typen ist in Normen undRegelwerken umfassend beschrieben,insbesondere in API RecommendedPractice 934-A [1]. Basierend auf dieserEmpfehlung wird das Schweißgut soentwickelt, dass es der chemischenZusammensetzung und der Zugfestigkeitdes Grundwerkstoffes entspricht.

ZähigkeitDas Zähigkeitsniveau des Schweißguts ist von größter Bedeutung.Auch wenn die Druckbehälter bei hohen Temperaturen eingesetztwerden, ist ein gutes Zähigkeitsverhalten für die Anlauf- undAbschaltphasen zu berücksichtigen. Außerdem ist wegen der Dickeder Schweißnähte und zur Vermeidung von Versprödungsrissenauch eine gute Zähigkeit bei niedrigen Temperaturen erforderlich.

Die vorliegende Fachliteratur beschreibt, dass die Zähigkeit imSchweißgut nach einer Wärmebehandlung von mehreren Faktorenabhängt. Dazu gehören:

• Die Hauptlegierungselemente (C, Si, Mn, Cr, Mo), die dasGesamtmikrogefüge bestimmen und damit Zähigkeit undZugfestigkeit maßgeblich beeinflussen;

• Der Stickstoffgehalt, der als nachteilig für die Zähigkeit imSchweißgut des 2¼Cr-1Mo-¼V Typs gilt [3];

• Der Sauerstoffgehalt, da ein hoher Sauerstoffgehalt zu einerVerringerung des Duktilitätsniveaus bei der Zähigkeitsübergangskurveführt. Daher muss vor allem beim UP-Schweißen das Sauerstoffniveausorgfältig kontrolliert werden. Um den Sauerstoffgehalt im Schweißgutin Grenzen zu halten, empfehlen wir mit Wechselstrom (AC) zuschweißen.

• Begleitelemente. In petrochemischen Anwendungen wird einehohe Zähigkeit nach einer Step Cooling Behandlung gefordert.Bei diesem langsamen Abkühlprozess ausgehend von hohen

In order to take full advantage of this steel, it is necessary thatweld metal with sufficient toughness and sufficient resistanceto reheat cracking are available.

Research and development has been performed by AirLiquide Welding since the beginning of the development ofthe 2¼Cr-1Mo-¼V steel grade, in order to develop weldingconsumables leading to satisfactory properties. Today,additional work has been performed on submerged arcwelding products in order to improve toughness, as well asto secure the weld metal composition in terms of reheatcracking. This paper shows the main results of this work.Moreover, important fabrication parameters will be reviewedand additional recommendations will be given, on the basisof ALW’s experience.

WELD METAL DESIGNBase material composition andproperties of 2¼Cr-1Mo-¼V lowalloy steel grade are described instandards ASME SA 542-D Cl4a,SA832 Gr 22V for plates and ASMESA 336 F22V, SA 182 F22V forforgings. Base materials, chemicalcomposition and tensile propertiesranges are shown in Table 1. Thereare only very small chemicalcomposition variations between thedifferent steel grades. Welding ofthese steel grades is widelycovered by standards and codes,especially by API RecommendedPractice 934-A [1]. On the basisof the recommendation of thisdocument, weld metal is designed tomatch the chemical composition andtensile properties of the base metal.

Toughness issueToughness level in weld metal is of primary importance.Indeed, even if the pressure vessels are used at hightemperature, good toughness levels are necessary for start-up and shut-down considerations. Moreover, due to the highthickness of the welded joints and to avoid brittle rupture,toughness at low temperature is required.

According to the literature, toughness after PWHT in weldmetal is linked to several factors:

• Main alloying elements (C, Si, Mn, Cr, Mo) that determinethe overall microstructure, and thus govern toughness andtensile properties

• Nitrogen level that is reported to be detrimental fortoughness in weld metal in 2¼Cr-1Mo-¼V grade [3]

• Oxygen level. A high oxygen level induces a reduction ofthe ductile level of the toughness transition curve. Oxygenlevel has thus to be carefully controlled, especially in thesubmerged arc welding process. In order to limit theoxygen level in weld metal, it is recommended to weld withAC current.

• Tramp elements. In petrochemical applications, hightoughness levels after step cooling are required. During this

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plates Q+TBleche Q+T

plates N+TBleche N+T

forgingSchmiede-werkstoff

forgingSchmiede-werkstoff

standardstandard A524 D Cl4a A832 Gr 22V A336 F22V A182 F22V

C 0,09-0,18 0,09-0,18 0,11-0,15 0,11-0,15Mn 0,25-0,66 0,25-0,66 0,30-0,60 0,30-0,60P <0,020 <0,020 <0,015 <0,015S <0,015 <0,015 <0,010 <0,010Si <0,13 <0,13 <0,25 <0,10Cr 1,88-2,62 1,88-2,62 2,0-2,50 2,0-2,50Mo 0,85-1,15 0,85-1,15 0,9-1,10 0,9-1,1Cu <0,23 <0,23 <0,20 <0,20Ni <0,28 <0,28 <0,25 <0,25V 0,23-0,37 0,23-0,27 0,25-0,35 0,25-0,35Ti <0,035 <0,035 <0,030 <0,030Nb <0,08 <0,08 <0,07 -Ca <0,020 <0,020 <0,015 <0,015TS 585-760 MPa 585-760 MPa 585-760 MPa 585-760 MPaYS > 415 MPa > 415 MPa > 415 MPa > 415 MPaA% > 18 % > 18 % > 18 % > 18 %

Table 1: Chemical composition and mechanical properties at roomtemperature of base metals (product analysis)

Tabelle 1: Chemische Zusammensetzung und mechanische Gütewerteder Grundwerkstoffe bei Raumtemperatur (Produktanalyse)

June 2013 - Juni 2013

Temperaturen könnte das 2¼Cr-1Mo-¼V Schweißgut einerAnlassversprödung unterliegen. Um diesen Effekt zu minimieren,sollte der Bruscato-Faktor begrenzt werden.

X-bar = (10P + 5Sb + 4Sn + As)/100 < 10 ppm [2]wobei P, Sb, Sn und As in ppm angegeben sind.

Bei den hier beschriebenen Versuchen wurden diese nachteiligenElemente konstant auf einem niedrigen Anteil gehalten, der durch dieRohstoffauswahl und -kontrolle beherrscht werden kann. Auch derStickstoffgehalt wurde konstant auf einem Niveau von 0,01%gehalten. Dies gilt als niedrig genug, um einen Zähigkeitsabfall zuvermeiden [3]. Der Sauerstoffgehalt lag ebenfalls konstant bei 0,031-0,035%. Bei der Entwicklung der UP-Zusatzwerkstoffe konzentriertenwir uns auf die Wirkung der Hauptlegierungselemente. Es wurdenverschiedene chemische Zusammensetzungen innerhalb des inTabelle 1 genannten Toleranzbereichs geprüft, um den bestenKompromiss zwischen Zähigkeits- und Zugfestigkeitswerten zufinden. Veränderungen beim C- und Mn-Gehalt wurden durchPrototyp-Pulverformeln erreicht. Für die Studie wurde mit dem DrahtOE CROMO S225V im Durchmesser 3,2mm gearbeitet. UP-Schweißgüter wurden gemäß Tabelle 2 hergestellt.

Die Zugfestigkeits- und Zähigkeitseigenschaften des reinenSchweißguts wurden nach verschiedenen Wärmebehandlungenbestimmt: 690°C/8h, 715°C/8h und 710°C/32h. DieReferenzglühbedingungen sind 715°C/8h. Die beiden anderenGlühvarianten wurden deshalb mit überprüft, weil in der Praxissowohl niedrigere Temperaturen (690°C) z.B. beim industriellenGlühen an bestimmten Behälterteilen, als auch längere Haltezeitenbei Reparaturen vorkommen können.

Die chemischen Zusammensetzungen des Schweißguts werden inTabelle 3 gezeigt. Zwei C- und zwei Mn-Gehalte wurden getestet.Der C-Gehalt variierte von 0,07/0,08% bis 0,12% und der Mn-Gehalt von 0,65 bis 1,1%. Die anderen chemischen Elemente

very slow cooling from high temperature, 2¼Cr-1Mo-¼Vweld metal may be subjected to temper embrittlement. Inorder to minimize temper embrittlement effects, Bruscatochemical composition factor should be limited:

X-bar = (10P + 5Sb + 4Sn + As)/100 < 10 ppm [2]where P, Sb, Sn and As are in ppm.

In the present study, these detrimental elements are keptconstant at a low level. This level is acheived through rawmaterial selection and control. Nitrogen level is also kept at aconstant level of 0.01%, which is considered to be lowenough to avoid degradation of toughness [3]. Oxygen levelin weld metal is also constant at 0.031-0.035%. During thedevelopment of SAW welding consumables, we focusedon the effect of the main alloying elements. A chemicalcomposition variation study has been performed in order to find within the acceptable chemical composition range(Table 1) the optimal toughness / tensile properties compromise. C and Mn content variations have been achieved throughprototype flux formulation. The study is performed using OE-CROMO S225V diameter 3.2mm wire. SAW all-weld-metalwere prepared using the procedure shown in Table 2.

All-weld metal tensile properties and toughness werecharacterized after various PWHT: 690°C/8h, 715°C/8h and710°C/32h. The reference PWHT is 715°C/8h. Variationsaround this condition were performed, taking into account aminimum PWHT temperature (690°C) that may be reachedlocally on the vessel in industrial furnaces and a long PWHTof 710°C/32h that can be achieved when repairs arenecessary.

Weld metal chemical compositions studied are presented inTable 3. Two C contents and two Mn contents were tested.C content varied from 0.07-0.08% to 0.12%, Mn contentvaried from 0.65 to 1.1%. Other chemical elements were

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Table 2: All-weld-metal welding procedure

Preheat and interpass temperatures

Preheat temperature Interpass temperature min Interpass temperature max

200°C 200°C 230°C

Welding preparation

Base metal Base metalpreparation Buttering Clamp

A42 Grinding No YesPlate size Support size Flux drying -

500 mm/180 mm/30 mm

600 mm/60 mm/15 mm 350°C/2h -

Welding parametersWelding position 1GTravel direction HorizontalWire size (mm) 3.2 mmCurrent type ACCurrent 510 AVoltage 31 VStick out (mm) 23 mmTravel speed (cm/mm) 50Number of run / layer 4Post weldingDehydrogenation treatment 350°C / 4hPost weld heat treatment 690-715°C / 8-32h

Tabelle 2: Schweißverfahren zur Herstellung des reinen Schweißguts

Vorwärm- und Zwischenlagentemperatur

Vorwärmtemperatur Zwischenlagentemperatur min Zwischenlagentemperatur max

200°C 200°C 230°C

Schweißnahtvorbereitung

Grundwerkstoff VorbereitungGrundwerkstoff Puffern Spannen

A42 Schleifen Nein JaBlechgröße Support size Pulver trocknen -

500 mm/180 mm/30 mm

600 mm/60 mm/15 mm 350°C/2h -

SchweißparameterSchweißposition 1GSchweißrichtung HorizontalDrahtdurchmesser (mm) 3.2 mmStromart ACStromstärke 510 ASpannung 31 VStick out (mm) 23 mmVorschubgeschwindigkeit (cm/mm) 50Anzahl Lagen 4Nach dem SchweißenWasserstoffarmglühen 350°C / 4hWärmebehandlung 690-715°C / 8-32h

June 2013 - Juni 2013

wurden konstant gehalten,innerhalb der Grenzwerte derGrundwerkstoffe. Es ist zuerkennen, dass auch eineÄnderung des Si-Gehalteseintrat, als der Mn-Gehaltgesenkt wurde.

Die Zähigkeitsergebnisse nachPWHT 715°C/8h bei 4unterschiedlichen chemischenZusammensetzungen sind inBild 1 dargestellt. Die

Zähigkeitsanforderungen liegen im Mittelbei mindestens 55J bei -29 °C und beimindestens 47J für die Einzelwerte. Bild 1zeigt, dass niedrige Mn-Gehalte zu relativniedrigen Zähigkeitswerten führen, wobeiSchweißgüter mit hohem C- und niedrigemMn-Gehalt unter den gefordertenMindestwerten lagen. Im Gegensatz dazuhaben Schweißgüter mit einem hohen Mn-Anteil sehr hohe Zähigkeitswerte und dassogar bei -40 °C (über 150 J). DasSchweißgut mit niedrigem C- und hohemMn-Gehalt erreicht ca. 200J bei -30°C. DieWirkung der Wärmebehandlung auf dieZähigkeit bei -30 °C wurde für diese 4chemischen Zusammensetzungenebenfalls untersucht. Die Ergebnisse sind inBild 2 zusammengefasst. In dieser Graphiksind die Zähigkeitswerte bei -30°C alsFunktion der Larson-Miller-Parameter(LMP) dargestellt. Andere Autoren [4]haben bereits gezeigt, dass dieVerwendung eines Äquivalenzparameters,der einen Zusammenhang zwischen Zeitund Temperatur herstellt, gerade bei diesenStahltypen vorteilhaft ist, um dieWirkung der unterschiedlichenWärmebehandlungen besser vergleichenzu können. Dieser Ansatz wurde auch fürdiese Arbeit gewählt. LMP ist definiert als:

LMP = (T + 273).(20+log(t)).

wobei T Temperature (°C) und t Zeit(Stunden)

Bild 2 zeigt, dass niedrige LM-Parameterbei allen 4 Schweißgütern zu geringerenZähigkeitswerten führen. Allerdings ist

auch festzuhalten, dass dieZusammensetzungen mit hohemC- und hohem Mn-Gehalt, sowiedie mit niedrigem C- und hohemMn-Gehalt bei den niedrigenGlüh-Bedingungen (690°C/8h)noch immer gute Ergebnisseerzielen.

Neben der Zähigkeit wurden auchdie Festigkeitseigenschaftengenau untersucht. Tabelle 4 zeigtdie erzielten Ergebnisse. DieFestigkeit wurde nur nach PWHTvon 715°C/8h und 710°C/32h

kept constant, all within thechemical composition rangeof base materials. A variationin Si content also occurredwhen Mn content wasdecreased.

Toughness results afterPWHT 715°C/8h obtained onthe 4 chemical compositionsare presented in Figure 1.Toughness requirements areminimum 55J average at -29°C and minimum 47J individualvalues at -29°C. Figure 1 shows thatlow Mn weld metals lead to quite lowtoughness values; with highC-lowMn weld metal being under theminimum required. On the contrary,high Mn weld metal compositionsboth show a very high toughnesslevel, even at -40°C (above 150 J).The lowC-highMn weld metal showsapproximately 200J at -30 °C. ThePWHT effect on toughness at -30 °Chas also been studied for the 4chemical compositions. Results arepresented in Figure 2. In this graphtoughness level at -30 °C isrepresented as a function of LarsonMiller Parameter (LMP). Indeed,authors [4] showed that the use ofan equivalence parameter, whichincludes both time and temperature,is particularly useful for thesegrades, in order to better comparethe effect of different PWHT. Thisapproach is then used in the presentpaper. LMP is defined as:

LMP = (T + 273).(20+log(t)).With T temperature (°C) and t time(hours)

As shown in Figure 2, the low LMPconditions lead to lower toughnessvalues for the 4 weld metals. But wecan notice that highC-highMn andlowC-highMn compositions stillshow good results for the lowerPWHT conditions (690°C/8h).

Tensile properties were alsoexamined carefully. Table 4indicates the resultsobtained. Tensile propertieswere tested after PWHT715°C/8h and 710°C/32honly. After PWHT 715°C/8h,the 4 chemical compositionsshow satisfactory results,with yield strength, tensilestrength and elongationmatching those of basematerials. For maximumPWHT conditions 710°C/32h,

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Table 3: Chemical composition of prototype weld metals

Tabelle 3: Chemische Zusammensetzung der Schweißgut-Prototypen

% wgt C Si Mn P S Cr Mo Ni Nb Ti V

highC-lowMnChoch-Mnniedrig 11 0,12 0,21 0,64 0,006 0,002 2,36 0,97 0,12 0,017 0,004 0,23

lowC-lowMnCniedrig-Mnniedrig 13 0,08 0,23 0,66 0,005 0,002 2,39 0,99 0,11 0,017 0,004 0,24

highC-highMnChoch-Mnhoch 28 0,12 0,14 1,17 0,007 0,002 2,31 0,97 0,12 0,013 0,004 0,23

lowC-highMnCniedrig-Mnhoch 31 0,07 0,14 1,07 0,006 0,003 2,36 0,97 0,12 0,014 0,004 0,24

Bild 1: Durchschnittliche Zähigkeit nach PWHT 715°C/8h

Figure 1: Average toughness after PWHT 715°C/8h

Figure 2: Effect of PWHT on toughness at -30°C

Bild 2: Auswirkung der PWHT auf die Zähigkeit bei -30°C

Figure 3: Evolution of HV10 with PWHT

Bild 3: Entwicklung der HV10 mit PWHT

Temp(°C)

Temp(°C)

Time(h)

Zeit(h)

LMP requirementanforderung

highC-lowMnChoch-

Mnniedrig

lowC-lowMn

Cniedrig-Mnniedrig

highC-highMnChoch-Mnhoch

lowC-highMn

Cniedrig-Mnhoch

715 8 20652

YS (MPa) > 415 574,1 555,2 562 538

TS (MPa) 585-760 681,8 657,7 676 638

A% 18 20 21,5 21,6 22

710 32 21140

YS (MPa) > 415 520 497 508 475

TS (MPa) 585-760 639 612 631 593

A% 18 23,9 24,6 24,2 26,5

Tabelle 4: Festigkeitswerte der 4 Schweißgut-Prototypen bei RT

Table 4: Tensile properties at room temperature of the 4 prototype weld metals

toug

hnes

s -3

0°C

toug

hnes

s (J

)

HV

10

June 2013 - Juni 2013

geprüft. Nach PWHT mit 715°C/8h zeigten alle 4chemischen Zusammensetzungen zufriedenstellende Ergebnisse bei Streckgrenze,Zugfestigkeit und Bruchdehnung, die den Wertendes Grundwerkstoffes entsprachen. Bei denmaximalen PWHT Bedingungen von 710°C/32hergaben sich bei den 4 ZusammensetzungenErgebnisse innerhalb des geforderten Bereiches,aber die Zugfestigkeit des Schweißgutes mitniedrigem C und hohem Mn-Gehalt lag sehr naheam geforderten Mindestwert. Der Einfluss derunterschiedlichen Glüh-Bedingungen auf die Härteist in Bild 3 zusammengefasst. Die Graphik enthältauch den maximalen Härtewert von 248HV10, derin den Bauvorschriften spezifiziert ist. Das Bild zeigt,dass die Härtewerte bei der Referenz-PWHT undbei der maximalen PWHT unter dem Maximumliegen. Bei niedrigeren LM-Parametern führenZusammensetzungen mit hohem C- und hohemMn-Gehalt sowie mit hohem C- und niedrigemMn-Gehalt zu Werten, die über 248HV10 liegen.

Untersuchungen zum Mikrogefüge wurden anProben nach PWHT 715°C/8h durchgeführt. DieProben wurden mit Diamantpolierpaste mechanischauf 1µm poliert, mit Nital 4% geätzt und mit demRasterelektronenmikroskop (REM) geprüft. Bild 4zeigt die Mikroschliffe. Bei den drei untersuchtenZusammensetzungen ergab sich ein bainitischesMikrogefüge. Der Einfluss des Mn-Gehaltes ergibtsich aus dem Vergleich von Bild 4.a. und Bild 4.b.,und zeigt, dass bei einem bestimmten C-GehaltSchweißgut mit hohem Mn-Gehalt ein feineresMikrogefüge besitzt als Schweißgut mit niedrigemMn-Gehalt. Die Auswirkung des C-Gehalts auf dasMikrogefüge ergibt sich aus dem Vergleich von Bild4.b. und Bild 4.c. Der niedrige C-Gehalt führt zueinem gröberen Mikrogefüge als ein hoher C-Gehalt. Schweißgüter mit hohem C- und niedrigemMn-Gehalt sowie hohem C- und hohem Mn-Gehalt haben ein ähnliches Mikrogefüge.

Die sehr feine Struktur, die mit hohem C- undhohem Mn-Gehalt erreicht wird, erklärt die gutenZähigkeitseigenschaften.

Die Untersuchungen zur Schweißgutzusam-mensetzung zeigen, dass - unabhängig von derWärmebehandlung - ein niedriger C- und einniedriger Mn-Gehalt, sowie ein hoher C- und einniedriger Mn-Gehalt im Schweißgut zu einemniedrigen Zähigkeitsniveau führen. Sowohl ein hoherC- und hoher Mn-Gehalt als auch ein niedriger C-und hoher Mn-Gehalt ergeben sehr guteZähigkeitswerte, aber die Kombination mit

niedrigem C- und hohem Mn-Gehalt führt nach der maximalenWärmebehandlung zu Zugfestigkeitseigenschaften, die zu nahe an dengeforderten Mindestwerten liegen. Folgerichtig wurde das Schweißgutmit hohem C- und Mn-Gehalt als bester Kompromiss zwischen Zähigkeitund Zugfestigkeit definiert und in die Industrialisierung überführt.

Wiedererwärmungsrisse im Schweißgut In letzter Zeit traten immer wieder Wiedererwärmungsrisse (reheatcracking, RHC) bei 2¼Cr-1Mo-¼V Schweißgut auf und diesesPhänomen, das im allgemeinen als WEZ-Phänomen beschriebenund seit vielen Jahren untersucht wird, wurde hinsichtlich des

the 4 compositions gave results within therequired ranges but the lowC-highMn weldmetal tensile strength is very close to theminimum required. Evolution of hardnesswith PWHT conditions has also beeninvestigated, as presented in Figure 3. Themaximum hardness value of 248HV10,specified by construction codes is reportedin the graph. This picture shows that forreference PWHT and for maximum PWHT,hardness values are below this maximum.For lower LMP conditions, highC-highMnand highC-lowMn compositions lead tohigher values than 248HV10.

Microstructural evaluations have beenperformed on 715°C/8h PWHT samples.Samples were mechanically polished to1µm diamond solution, and etched withNital 4% reagent. Microstructures havebeen observed using SEM. Micrographsare presented in Figure 4. For the threecompositions investigated, a bainiticmicrostructure is obtained. The effect ofMn content can be observed bycomparison between Figure 4.a. andFigure 4.b. This shows that high Mncontent weld metal has a finnermicrostructure than low Mn content, for agiven C content. Effect of C on themicrostructure is observed through Figure4.b. and Figure 4.c. comparison. The lowC content leads to coarser microstructurethan high C content. HighC-lowMn andlowC-highMn weld metals have a similarmicrostructure.

The very fin structure obtained on highC-highMn weld metal explains the goodtoughness properties.

As a result of this weld metal compositionstudy, we can see, that lowC-lowMn andhighC-lowMn weld metal lead to lowtoughness levels, whatever the PWHT.Both highC-highMn and lowC-highMnshow very good toughness levels, butlowC-highMn composition give tensileproperties after maximum PWHT that aretoo close to the required minimum. Then,highC-highMn weld metal has beendefined as the best compromise betweentoughness and tensile properties and hasbeen transferred as an industrial product.

Weld metal reheat cracking issue

In the recent past, cases of reheat cracking (RHC) in 2¼Cr-1Mo-¼V weld metal have been encountered and thisphenomenon, although commonly described as an HAZphenomenon and studied for many years, has beeninvestigated more deeply regarding weld metal. According tothe literature [5,6,7], reheat cracking phenomenon in 2¼Cr-1Mo-¼V steel is mainly linked to:

37

Figure 4: SEM micrographsa. highC-lowMn; b. highC-highMn sample; c. lowC-highMn sample

Bild 4: Mikroschliffe unter dem REMProben: a. Choch-Mnniedrig;

b. Choch-Mnhoch; c. Cniedrig-Mnhoch

a. high C, low Mn - a. Choch, Mnniedrig

b. high C, high Mn - b. Choch, Mnhoch

c. low C, high Mn - c. Cniedrig, Mnhoch

June 2013 - Juni 2013

Schweißguts näher untersucht. Aus der Fachliteratur [5,6,7] gehthervor, dass Wiedererwärmungsrisse bei 2¼Cr-1Mo-¼V Stahl imWesentlichen zurückzuführen sind auf:

- Intra-granulare Feinkarbid-Ausscheidungen (in der HauptsacheV4C3 und Mo2C), die das Korn härter machen.

- Inter-granulare Ausscheidungen, die zum Abbau vonLegierungselementen in den Bereichen neben den Korngrenzenführen. Diese Zone neigt dazu, höhere Spannungen aufzubauen:

- Die Neigung zu Wiedererwärmungsrissen könnte sich mit derKorngröße erhöhen.

- Eine langsame Dehngeschwindigkeit fördert Risse durchKorngrenzenverschiebungen

- Versprödung der Korngrenzen durch Verunreinigungsausscheidungen

RHC Tests mit einer Gleeble® Anlage wurden vor kurzem vonChauvy [8] entwickelt, um die Empfindlichkeit des Schweißgutsgegenüber Wiedererwärmungsrissen zu bewerten. Beim RHC-Testhandelt es sich um einen Zugversuch mit sehr langsamenDehngeschwindigkeiten. Prüfbedingungen des Zugfestigkeitstests:• zylindrische Längsprobe aus reinem Schweißgut, UP-Verfahren• unbehandelter Zustand• Prüfung unter Vakuum (100 mTorr)• hohe Aufheizrate auf Prüftemperatur (ca. 3 Minuten)• Temperaturkontrolle während der Prüfung ± 2°C• Haltezeit vor der Prüfung 30 Minuten• Prüfung mit sehr niedriger Dehngeschwindigkeit (0,0025 mm/s)• nach Brechen der Probe Abkühlen auf Raumtemperatur

Danach wird an der Probe eine Messung der Brucheinschnürung(reduction of area = RoA%) durchgeführt (durchschnittlich 4 Messungen).

Der Vorgehensweis bei den Tests für diese Arbeit lagen folgendeÜberlegungen zugrunde: Die Test wurden in einem Temperaturbereichvon 625 bis 705°C durchgeführt. Dies ist der Temperaturbereich desZwischenglühens (ISR) und der Wärmenachbehandlung (PWHT), inwelchem Wiedererwärmungsrisse auftreten können. Aus denResultaten ergibt sich, dass die Mindestduktilität bei 650°C-675°Cerreicht wird. Aufgrund der Erfahrung in der industriellen Praxis,empfehlen andere Autoren eine Brucheinschnürung ( RoA%) von über23 % bei 650°C, um das Risiko von Wiedererwärmungsrissen imSchweißgut zu minimieren.

Neben dem Bruscato-Faktor (X-Faktor), der bei hohen Werten einenEinfluss auf Wiedererwärmungsrisse haben könnte, haben dieAutoren in dieser Arbeit gezeigt, dass eine klare Verbindung bestehtzwischen der Neigung zu Wiedererwärmungsrissen (RoA%) undden Begleitelementen (Bild 5). Ein Zusammensetzungsparameter Kfwird definiert, der die Verunreinigungen berücksichtigt, dieoffensichtlich wesentlichen Einfluss auf die Neigung zuWiedererwärmungsrissen haben.

Kf = Pb + Bi +0,03Sb < 1.5 ppm [8]wobei Pb, Bi und Sb in ppm angegeben sind

Die Ergebnisse stammen von ca. 25 Draht-/Pulver-Kombinationenmit der folgenden Zusammensetzung im Schweißgut (Tabelle 5).

Basierend auf den Ergebnissen dieser Arbeit [8], entwickelte Air Liquide Welding seine Draht-/Pulverkombination F537 / OE-CROMO

S225V für Stähle des Typs 2¼Cr-1Mo-¼V weiter, umsicherzustellen, dass niedrige Kf-Werte im Schweißgut und guteRHC Gleeble® Testergebnisseerzielt werden.

Pb und Bi können alsVerunreinigungen in Rohstoffenenthalten sein, die für die

- Intragranular precipitation of fine carbides (mainly V4C3 andMo2C) that hardens the grains.

- Intergranular precipitation that induces a depletion ofalloying elements in the zones adjacent to the grainboundaries. This zone is likely to accumulate strain.Therefore:- Susceptibility may increase with grain size- Slow strain rate will promote cracking through grain

boundaries sliding

- Embrittlement of grain boundaries by impurities segregation

RHC tests, performed on a Gleeble® equipment, have recentlybeen develop by Chauvy [8] to assess the reheat crackingsensitivity of weld metal. RHC test is a very slow strain ratetensile test. The conditions of the tensile test are the following:• use of a cylindrical longitudinal specimen in all-weld-metal

deposit, submerged arc welding process• in as-welded condition• test under vacuum (100 mtorr)• high heating rate up to testing temperature (about 3

minutes)• temperature control during the tests ± 2°C• holding time 30 minutes before testing• test at very low strain rate (0.0025 mm/s)• after breaking of the specimen, cooling down to room

temperature

A measurement of reduction of area (RoA%) of the specimen(average of 4 measurements) is then performed.

The methodology followed in this paper is the following: testswere conducted within the temperature range 625 to 705°C,which is the temperature range of ISR and PWHT, duringwhich reheat cracking may occur. Results showed that theminimum ductility of the weld metal is obtained at 650°C-675°C. From industrial experience, the authors consideredthat RoA% superior to 23 % at 650°C is to be recommendedto limit the risk of reheat cracking in weld metal.

Additionally to Bruscato X-bar factor, which may play a role onreheat cracking susceptibility in case of high X-bar levels, theauthors have shown in this paper that a clear link betweenRHC susceptibility (RoA%) and tramp elements can beestablished (Figure 5). A composition parameter Kf is defined,taking into account the impurities that appear to have a majoreffect on reheat cracking susceptibility.

Kf = Pb + Bi +0.03Sb < 1.5 ppm [8]where Pb, Bi and Sb are in ppm

Results were obtained on approximately 25 wire/fluxcombinations, within the following composition range in weldmetal (Table 5).

Considering this paper [8], Air Liquide Welding worked on itsflux OP F537 / wire OE-CROMO S225V combination for2¼Cr-1Mo-¼V steel, to ensure that low Kf are obtained on weldmetals and high RHC testsGleeble® results are obtained.

Pb and Bi may be present asimpurities in raw materialsused for flux / wirecombination manufacturing.Low Kf levels are thenensured due to demandingselection and control of raw

38

Tabelle 5: Schweißgutzusammensetzung zur Definitiondes RoA in Abhängigkeit vom Kf Verhalten

Table 5: Weld metal composition range use to define RoA vs Kf behaviour

C Si Mn P S Cr Mo Ti V Sn As Sb Pb Bi

% % % % % % % % % ppm ppm ppm ppm ppmminmin 0,08 0,1 0,7 0,004 0,0019 2,2 0,8 0,003 0,21 20 20 3 0,3

maxmax 0,13 0,18 1,2 0,01 0,005 2,6 1,1 0,008 0,25 90 80 9 11 0,5

June 2013 - Juni 2013

materials. Moreover, theproduction control of weldmetals includes a systematicdetermination of Kf. As very lowlevels of Pb and Bi can bedetrimental, these elementsshould be analyzed with a highaccuracy analysis technique,such as GDMS (glow dischargemass spectrometry) or ICP-MS(inductively coupled plasmamass spectrometry). For eachproduction batch, RHC Gleeble®

tests are also performed.

Since this paper [8] has beenpublished, average values of Kfand RHC tests results obtained onAir Liquide Welding flux/wirecombination are shown in Table 6.

These results show that the AirLiquide Welding SAW combinationfully satisfies the new criteria thathave been established.

RESULTSA set of results obtained on theindustrial flux / wire combination,taking into account theaforementioned improvements isthen described. A welded jointhas been performed on 50mmthick plate, with SAW tandemAC/AC process. Weld metalchemical composition ispresented in Table 7.

Toughness results after PWHT710°C/8h are presented in Figure6. This shows that the toughnessvalues are at a very high level,even at low temperatures. Aftermaximum PWHT 710°C/34h,toughness at -30°C shows anaverage value of 160J.

Tensile properties at roomtemperature and at 454°C arepresented in Table 8 and Table 9.It can be seen that these resultsare perfectly in line withspecification.

Moreover, on this industrialcombination the RHC Gleeble®

tests indicated a RoA of 27%,which is higher that the minimumdefined to avoid reheat crackingduring fabrication.

This set of results show that theoptimisation of the flux/wirecombination regarding toughnessand reheat cracking issues hassuccessfully been implemented inproduction.

Herstellung von Draht /Pulverkombinationeneingesetzt werden. Niedrige Kf-Wertemüssen deshalb durch eine sorgfältigeAuswahl und Kontrolle beim Rohstoffsichergestellt werden. Außerdem wird beider Produktionskontrolle von Schweißgutsystematisch eine Bestimmung des Kf-Wertes durchgeführt. Da auch sehrniedrige Pb- und Bi-Werte sich negativauswirken können, sollten diese Elementemit einem sehr präzisen Analyseverfahrenermittelt werden wie zum Beispieldurch die Glimmentladungs-Massenspektrometrie (GDMS = glowdischarge mass spectrometry) oder dieMassenspektrometrie mit induktivgekoppeltem Plasma (ICP-MS = inductivelycoupled plasma mass spectrometry).Außerdem sollten für jedeProduktionscharge RHC Gleeble® Testsdurchgeführt werden.

Seit Veröffentlichung dieser Arbeit [8]erzielte durchschnittliche Kf undRHC Testergebnisse werden inTabelle 6 gezeigt.

Diese Ergebnisse zeigen, dass die AirLiquide Welding UP-Kombination dieneu ermittelten Kriterien vollkommenerfüllt.

ERGEBNISSENachstehend werden verschiedeneErgebnisse aufgeführt, die mit einerindustriell hergestellten Draht-/Pulver-Kombination erzielt wurden, wobeioben genannte Verbesserungenberücksichtigt sind. DieSchweißverbindung wurde an einem50mm Blech im UP-TandemverfahrenAC/AC geschweißt. ChemischeAnalyse des Schweißguts sieheTabelle 7.

Die Zähigkeitsergebnisse nachPWHT 710°C/8h finden Sie in Bild 6.Die Zähigkeitswerte liegen auf einemsehr hohen Niveau, sogar beiniedrigen Temperaturen. Nach dermaximalen PWHT 710°C/34h, liegtder Durchschnittswert der Zähigkeitbei -30°C bei 160J.

Die Festigkeitswerte beiRaumtemperatur und bei 454°Csind in den Tabellen 8 und 9zusammengefasst. Es ist klar zuerkennen, dass die Ergebnisse perfektmit der Spezifikation übereinstimmen.

Außerdem ergaben die RHC Gleeble®

Tests bei dieser industriell hergestelltenKombination eine Brucheinschnürung(RoA) von 27%, ein Wert, der über demfestgelegten Minimum zur Vermeidungvon Wiedererwärmungsrissen währendder Herstellung liegt.

typical industrialcombination

typische Werte einerindustriell hergestelltenDraht-/Pulverkombination

250

200

150

100

50

0-20-40-60-80

Temperature (°C) - Temperatur (°C)

Toug

hnes

s (J

)Z

ähig

keit

(J)

39

Bild 5: Neigung zur Bildung von Wiedererwärmungsrissen imSchweißgut als Funktion des Verunreinigungsgrades [8]

Figure 5: Reheat cracking susceptibility in weld metal as a functionof impurities level [8]

Table 6: Typical value of Kf and RHC Gleeble® results of AL WeldingSAW combination]

Tabelle 6: Typische Kf und RHC Gleeble® -Werte der AL Welding UP-Kombination

Kf RHC Gleeble® test at 650°CRHC Gleeble® test at 650°C

typical rangetypischer Bereich 0.4 - 1.4 ppm 23 - 40 %

Tabelle 7: Chemische Zusammensetzung einer typischenindustriell hergestellten Kombination

Table 7: Chemical composition of typical industrial combination

C Si Mn P S Cr Mo Ni Nb Ti V X-bar Kf

0,12 0,13 1,1 0,006 0,002 2,4 1 0,1 0,012 0,004 0,23 9,4 1,2

Tabelle 8: Ergebnisse des Zugversuchs bei RT, industriell hergestellte Kombination

Table 8: Tensile properties at RT on industrial combination

Table 9: Hot tensile properties on industrial combination after maximum PWHT

Tabelle 9: Warmfestigkeitseigenschaften, industriell hergestellteKombination nach maximaler PWHT.

Bild 6: Durchschnittliche Zähigkeit einer 50mm dicken Schweißnaht(Tandem AC/AC), industrielle Kombination, PWHT 710°C/8h

Figure 6: Average toughness on 50mm thick welded joint welded in tandemAC/AC, with industrial combination after PWHT 710°C/8h

RoA

% a

t 65

0°C

Tensile testat RT

Zugversuchbei RT

Temp (°C)Temp (°C)

time (h)Zeit (h) LMP requirement

anforderung

industrialcombinationindustrielle

KombinationYS (MPa) 710 8 20548 > 415 567TS (MPa) 710 8 20548 585-760 667

A% 710 8 20548 18 21YS (MPa) 710 34 21165 > 415 490TS (MPa) 710 34 21165 585-760 607

A% 710 34 21165 18 25

Tensile at 454°CFestigkeitbei 454°C

Temp (°C)Temp (°C)

time (h)Zeit (h) LMP

industrialcombinationindustrielle

KombinationYS (MPa) 710 34 21165 490TS (MPa) 710 34 21165 502

A% 710 34 21165 19

June 2013 - Juni 2013

All diese Ergebnisse zeigen, dass die Optimierung der Draht-/Pulverkombination hinsichtlich der Zähigkeitswerte und derVermeidung von Wiedererwärmungsrissen erfolgreich in dieProduktion überführt wurde.

KRITISCHE HERSTELLUNGSPARAMETERSchweißbedingungenDie Schweißbedingungen sollten sorgfältig kontrolliert werden. Es istwichtig, das Pulver vor der Verwendung bei 300-350°C für 2 bis 4Stunden rückzutrocknen, um einen niedrigen Gehalt diffusiblenWasserstoffs im Schweißgut sicherzustellen. [10].

Um die richtigen Abkühlbedingungenbeim Schweißen zu erreichen ist dieKontrolle der Schweißparameterunerlässlich. Das heißt, dass dieVorwärm- und Zwischenlagen-temperaturen verfolgt undüberwacht werden müssen. DerWärmeeintrag ist begrenzt aufca. 26 kJ/cm. Schweißen mitWechselstrom (AC) ergibt bessereZähigkeitswerte als Schweißen mitGleichstrom (DC), da dann derSauerstoffgehalt im Schweißgutzurückgeht. Dünnere Schweißraupensollten dickeren vorgezogen werden,da dies zu einem höheren Anteil anfeinkörnigem Gefüge führt und damitzu besseren Zähigkeitswerten. Tabelle 10 zeigt eine Parameter-zusammenstellung, wie sie zumBeispiel verwendet werden könnte:

ZwischenglühenDas Zwischenglühen (ISR) erfolgt nach dem Schweißen, vor dem Abkühlenunter die Vorwärmtemperatur. Zwischenglühungen sollten bei mindestens650°C durchgeführt werden, um ein möglichst niedriges Niveau anRestspannungen sowie ausreichende Zähigkeitswerte bei Raumtemperatursicherzustellen. Eine niedrigere ISR-Temperatur würde die Spannungennicht ausreichend reduzieren und zu sehr schlechten Zähigkeitswerten nachdem Zwischenglühen (ISR) führen [9,10]. Allerdings sollte die ISR-Temperatur max. 680°C auch nicht überschreiten, um unter der PWHT-Temperatur zu liegen. Zur Vermeidung hoher Temperaturgradiente imBauteil, die sich ungünstig auf RHC auswirken, sollte die maximale Aufheiz-und Abkühlgeschwindigkeit bei 25°C/Stunde liegen.In seltenen Fällen kann anstelle oder vor dem Zwischenglühen einWasserstoffarmglühen (DHT=Dehydrogenation Heat Treatment)durchgeführt werden (bei wenig verspannten Konstruktionen). Das DHTführt zu einer wesentlichen Diffusion von Wasserstoff aus der Naht. Nacheiner solchen Behandlung bei 350°C/4h ist der Gehalt an diffusiblemWasserstoff erfahrungsgemäß zu vernachlässigen. Allerdings ist zubedenken, dass nach einem alleinigen Wasserstoffarmglühen (DHT)anstelle der ISR-Glühung die Zähigkeit im Schweißgut sehr schlecht ist.

Wärmenachbehandlung (PWHT)Betrachtet man die Zähigkeit, so liegt der ideale Bereich für die PWHT-Temperatur bei 705-715°C bei einer Mindest PWHT-Zeit von 8 Stunden.Dieser Temperaturbereich ist sehr eng. Eine niedrige PWHT-Temperaturergibt kein ausreichendes Zähigkeitsniveau und führt zu hohenHärtewerten im Schweißgut, während die maximale PWHT-Temperaturmeist von den Stahlherstellern vorgegeben ist. Es zeigt sich, dass eine zuhohe PWHT-Temperatur (oder Zeit) zu einer Verschlechterung derGrundwerkstoffeigenschaften führt. Daher sollte der Zeit-Temperatur-Äquivalenz-Ansatz (LMP - Larson Miller Parameter) verwendet werden,

CRITICAL FABRICATION PARAMETERSWelding conditionsWelding conditions should be carefully controlled. It isimportant that the flux is re-dried before use at 300-350°C for2 to 4 hours, in order to ensure that a low diffusible hydrogenlevel is obtained in the weld metal [10].

In order that welding thermal cycle is respected, attentionshould be paid in the respect of welding parameters. It meansthat preheat and interpass temperature should be monitoredand controlled. Heat input is limited to approximately 26kJ/cm. Welding with AC currentgives better toughness resultsthan DC current, as the oxygencontent in the weld metal is thenlowered. Rather thin beads arepreferred to high thicknessbeads, as it leads to a greaterproportion of fine-grained zoneand consequently to bettertoughness levels.

For example, the sets of weldingparameters indicated in Table 10can be used:

Intermediate stress relieftreatmentIntermediate Stress Relief isconducted after welding, beforecooling below preheattemperature. ISR should beperformed at 650°C minimum toensure a significant relaxation ofresidual stresses and a sufficient toughness at roomtemperature after ISR. A lower ISR temperature would notrelease the stresses sufficiently and will lead to a very poortoughness after ISR [9,10]. But ISR temperature should belimited to 680°C maximum, to be lower than PWHTtemperature. To avoid high temperature gradients in thestructure that are not favourable for RHC, heating and coolingrate should be maximum 25°C/hour.

In a limited number of cases, Dehydrogenation HeatTreatment can be used (low restraint welds) instead or beforeISR. The DHT will ensure a significant diffusion of hydrogenoutside welded joints. After such a treatment at 350°C/4h,experience shows that diffusible hydrogen content isnegligible. But after DHT, toughness in weld metal is known tobe poor.

Post weld heat treatmentFor weld metal toughness considerations, the ideal range forPWHT is 705-715°C. The minimum PWHT time is 8 hours.This PWHT temperature range is quite narrow. A lower PWHTwill not allow sufficient toughness level and high hardnessvalues in weld metal and will lead to high hardness, whereasthe maximum PWHT temperature is mainly set by thesteelmaker. It appears that a too high PWHT temperature (ortime) will lead to a degradation of base materials properties.The time-temperature equivalence approach (LMP - LarsonMiller Parameter) should be used, to set the PWHT conditions.For example, in paper [4], a maximum LMP of 21200 isindicated.

40

Tabelle 10: Typische Schweißparameter geeignetfür die AL Welding UP-Kombination

Table 10: Typical welding parameters suitable for AL Welding SAWcombination

Welding processSchweißverfahren

TandemTandem

TandemTandem

Single wireEin-Draht

PolarityPolarität AC/AC DC+ AC AC

Wire diameterDrahtdurchmesser 4 4 4 4 3.2

CTWD mmDrahtaustrittslänge mm 25-30 25-30 25-30 25-30 25-30

Current AStrom A 540 540 540-550 550-560 550-560

Voltage VSpannung V 31 31 30-31 32-33 30-31

Travel speed cm/minSchweißgeschwindigkeit cm/min 80 82-85 42 - 43

Heat input range kJ/cmWärmeeintrag kJ/cm 25 23-26 23 - 25

Preheat temp °CVorwärmtemperatur °C min 185°C

Interpass temp °CZwischenlagentemp °C 250°C max

June 2013 - Juni 2013

um die PWHT-Bedingungen festzulegen. In der unter [4] angeführtenArbeit wird z.B. ein maximaler LMP von 21200 angegeben.Die PWHT-Temperatur sollte durch Temperaturfühler an derBehälterwand (innen und außen) und am Ofen kontrolliert werden, umden engen PWHT-Temperaturbereich am gesamten Behälter einzuhalten.

SCHLUSSFOLGERUNGENIn dieser Untersuchung wurde das Augenmerk besonders auf dieZähigkeit gerichtet. Es wurde eine optimierte chemischeZusammensetzung des Schweißguts gefunden, mit der sehr guteZähigkeitswerte erreicht werden. Daneben wurde das Phänomen derWiedererwärmungsrisse betrachtet, um mit entsprechendenMaßnahmen sicherzustellen, dass AL Welding Schweißgut gegenüberWiedererwärmungsrissbildung nicht anfällig ist. Auf diese Draht-Pulverkombination wurde ein Patent angemeldet.Festzuhalten ist, dass RHC Gleeble® Tests hauptsächlich R&D Testssind, die sehr empfindlich sind, was die Geräte selbst angeht und die inunterschiedlichen Labors nicht vollkommen reproduzierbar sind. Einkleines gemeinsamen Industrieprojekt, an dem AL Welding teilnimmt,wurde ins Leben gerufen, um eine neue Prüfmethode zu entwickeln, dieRHC Gleeble® Tests ersetzen könnte. Die neuen Prüfungen sollen mitStandard-Geräten für Zugversuche möglich sein, so dass eine Vielzahlvon Labors in der Lage sein wird, diese Tests selbst durchzuführen. Mögliche Vorgehensweisen und Empfehlungen für die Praxis werdenweiterverfolgt, um Schweißverfahren und Kontrollmöglichkeiten zuentwickeln, die dazu führen, dass 2¼Cr-1 Mo-¼V Stähle erfolgreichgeschweißt werden können.

The PWHT temperature should be controlled bythermocouples on the vessel skin (inside and outside thevessel) and on the furnace, in order to respect a narrowtemperature PWHT on the vessel.

CONCLUSIONSIn this study, special attention has been paid to the toughnesslevel. An optimised weld metal chemical composition hasbeen found that lead to very good toughness results. Theweld metal reheat cracking issue has also been taken intoaccount and particular actions are in place in order to ensurethat the AL Welding weld metal is not susceptible to reheatcracking. A patent is placed on this flux / wire combination.

It has to be noted that RHC Gleeble® test is mainly an R&Dtest, which is very sensitive to the equipment itself and that isnot really reproducible from one lab to another. A mini JointIndustrial Project, in which AL Welding is taking part, has beenlaunched in order to define a new mechanical test to replacethe RHC Gleeble® test. This new test is intended to beperformed on a conventional tensile machine, thus allowingmany laboratories to be able to conduct tests by themselves.

Providing usual practices and present recommendations arefollowed to establish welding procedures and controlledduring production, 2¼Cr-1 Mo-¼V steel grades can besuccessfully welded.

41

[1] “Materials and fabrication of 2 ¼ Cr-1Mo, 2 ¼ Cr-1Mo- ¼ V, 3Cr-1Mo, and 3Cr-1Mo- ¼ V steelheavy wall pressure vessels for high-temperature, high-pressure hydrogen service”, APIRecommended Practice 934-A second edition, may 2008.

[2] R.M. Bruscato, “Embrittlement factors for estimating temper embrittlement in 2¼Cr-1Mo, 3.5Ni-1.75Cr-0.5Mo-0.1V and 3.5Ni steels”, ASTM Conference, Miami, Florida, Nov. 1987.

[3] Ichikawa, Horii, Sueda and Kobayashi, “Toughness and Creep Strength of Modified 2.25Cr-1 MoSteel Weld Metal” Welding Journal, Research Supplement, July 1995, 230S - 238S.

[4] C. Chauvy, G. Masson, P. Bourges, L. Coudreuse, P. Toussaint, S. Pillot and D. Cardamone,“Effects of PWHT requirements on service properties”, IIW International Congress, Weld India 2008,Chennai, India.

[5] Tamaki K. “Effect of Carbides on reheat cracking sensitivity”, Transactions of Japan WeldingSociety, Vol 15, n°1, pp.8-16, April 1984.

[6] K. “Effect of Vanadium Carbides on reheat cracking of Cr-Mo steels”, Transactions of JapanWelding Society, Vol 24, n°2, pp. 87-93, October 1993.

[7] Dhooge A. and Vinckier A., “La fissuration au réchauffage - revue des études récentes (1984-1990) ”, Le Soudage dans le Monde, vol 30, n°3/4, pp. 45-71, 1992.

[8] C. Chauvy, S. Pillot, “Prevention of weld metal reheat cracking during Cr-Mo-V heavy reactorsfabrication”, 2009 ASME Pressure Vessels and Piping (PVP 2009) division conference, July 26-30,2009 Prague, Czech Republic.

[9] S. Pillot, P. Balladon, P. Bourges, A. Bertoni, M. Clergé and C. Boucher, “Optimisation of ISR andPWHT of CrMoV steels”, ESOPE, Paris, 2004.

[10] A. Bertoni, C. Bonnet, “Characterisation of 2 ¼ CrMoV weld metal at different step duringmanufacturing process of a pressure vessels”, ESOPE, Paris, 2001.

BIBLIOGRAPHY: / LITERATURHINWEISE:

C. CHOVET AIR LIQUIDE - CTASJ.P. SCHMITT AIR LIQUIDE WELDING

June 2013 - Juni 2013

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