ASTM A335 ASME SA335 P92 SMLS PUTKI

P92-teräksen mikrorakenteen kehitys eri isotermisissä lämpötiloissa

/sisään /kirjoittaja

P92-teräksen mikrorakenteen kehitys eri isotermisissä lämpötiloissa

P92 terästä käytetään pääasiassa ultra-superkriittisissä kattiloissa, ultrakorkeapaineisissa putkistoissa ja muissa korkean lämpötilan ja korkean paineen laitteissa.P92-teräs on P91-teräksen kemiallisessa koostumuksessa, joka perustuu W- ja B-elementtien hivenaineiden lisäämiseen. Sisältö Mo, raerajojen kautta vahvistettu ja hajonta vahvistetaan eri tavoin, parantaa kokonaisvaltaista suorituskykyä P92-teräs, P92-teräs kuin P91-teräs on parempi hapettumiskestävyys ja korroosionkestävyys. Kuumatyöstöprosessi on välttämätön P92-teräsputken valmistuksessa. Lämpökäsittelyteknologialla voidaan poistaa tuotantoprosessissa syntyneet sisäiset viat ja saada teräksen suorituskyky vastaamaan työolosuhteiden tarpeita. Organisaation tyyppi ja tila kuumatyöprosessissa ovat keskeisiä tekijöitä, jotka vaikuttavat suorituskykyyn standardin täyttämiseen. Siksi tässä artikkelissa analysoidaan P92-teräsputken organisointia eri isotermisissä lämpötiloissa paljastaakseen P92-teräsputken organisaation kehityksen eri lämpötiloissa, mikä ei ainoastaan tarjoa tietotukea todellisen kuumatyöstöprosessin organisaatioanalyysille ja suorituskyvyn ohjaukselle, vaan myös kokeellinen perusta kuumatyöprosessin kehittämiselle.

1. Testausmateriaalit ja -menetelmät

1.1 Testimateriaali

Testattu teräs on P92-teräsputki käyttökunnossa (1060 ℃ karkaistu + 760 ℃ karkaistu), ja sen kemiallinen koostumus on esitetty taulukossa 1. Valmiin putken keskiosaan leikattiin lieriömäinen näyte, jonka koko on ϕ4 mm × 10 mm. tietyssä kohdassa pituussuunnassa, ja sammutuslaajenemismittaria käytettiin tutkimaan kudoksen transformaatiota eri lämpötiloissa.

Taulukko 1 P92-teräksen pääkemiallinen koostumus massaosuuden mukaan (%)

Elementti C Si Mn Cr Ni Mo V Al B Huom W Fe
% 0.13 0.2 0.42 8.67 0.25 0.48 0.19 0.008 0.002 0.05 1.51 Saldo

1.2 Testausprosessi

Lämpölaajenemismittarilla L78, 0,05 ℃/s lämpeneminen 1050 ℃ eristeeseen 15min, 200 ℃/s jäähtyminen huoneenlämpötilaan. Mittaa materiaalin vaiheenmuutoksen kriittinen piste Ac1 on 792,4 ℃, Ac3 on 879,8 ℃, Ms on 372,3 ℃. Näytteet kuumennettiin 1050°C:een nopeudella 10°C/s ja niitä pidettiin 15 minuuttia, minkä jälkeen ne jäähdytettiin eri lämpötiloihin (770, 740, 710, 680, 650, 620, 520, 430, 400, 370, 340, 310, 280, 250, 190 ja 160 °C) nopeudella 150 °C/s ja pidetty eri ajanjaksoina (620 °C ja alle 1 h, 620 °C ja yli 25 tuntia) . 620 ℃ ja yli pitäen 25h), virran isoterminen pää on pois päältä, jotta näyte ilmajäähdytetään huoneenlämpötilaan.1.3 Testausmenetelmät

Näytteiden pinnan hiomisen ja kiillotuksen jälkeen eri prosesseissa näytteiden pinta syöpyttiin käyttämällä aqua regiaa. Organisaation tarkkailuun ja analysointiin käytettiin AXIOVERT 25 Zeiss -mikroskooppia ja QWANTA 450 -ympäristöpyyhkäisyelektronimikroskooppia; HVS-50 Vickers-kovuusmittarilla (kuorman paino 1kg) tehtiin kovuusmittauksia useista kohdista kunkin näytteen pinnalla ja keskiarvo otettiin näytteen kovuusarvoksi.

2. Testitulokset ja analyysi

2.1 Erilaisten isotermisten lämpötilojen organisointi ja analysointi

Kuvassa 1 on esitetty P92-teräksen mikrorakenne täydellisen austenisoinnin jälkeen 1050°C:ssa eri aikoina eri lämpötiloissa. Kuva 1(a) esittää P92-teräksen mikrorakenteen isotermisoinnin jälkeen 190 ℃:ssa 1 tunnin ajan. Kuvasta 1(a2) voidaan nähdä, että sen huonelämpötilaorganisaatio on martensiittia (M). Kuvasta 1(a3) voidaan nähdä, että martensiitilla on sälemäisiä ominaisuuksia. Koska teräksen Ms-piste on noin 372 °C, martensiitin faasimuutos tapahtuu isotermisissä lämpötiloissa Ms-pisteen alapuolella muodostaen martensiittia, ja P92-teräksen hiilipitoisuus kuuluu vähähiilisten koostumusten joukkoon; martensiitille on tunnusomaista sälemäinen morfologia.

Kuva 1(a) esittää P92-teräksen mikrorakenteen 1 tunnin isotermisen jälkeen 190°C:ssa

Kuva 1(a) esittää P92-teräksen mikrorakenteen 1 tunnin isotermisen jälkeen 190°C:ssa

Kuva 1(b) P92-teräksen mikrorakenteelle lämpötilassa 430 ℃ isoterminen 1h. Kun isoterminen lämpötila nousee 430 °C:seen, P92-teräs saavuttaa bainiittimuutosvyöhykkeen. Koska teräs sisältää Mo-, B- ja W-alkuaineita, näillä alkuaineilla on vain vähän vaikutusta bainiittimuunnokseen samalla kun ne viivästävät perliittistä muutosta. Siksi P92 terästä 430 ℃ eristys 1h, järjestäminen tietyn määrän bainiittia. Sitten jäljelle jäänyt austeniitti muunnetaan martensiitiksi ilmajäähdytettäessä.

Kuva 1(b) P92-teräksen mikrorakenteelle lämpötilassa 430 ℃ isoterminen 1 h

Kuva 1(b) P92-teräksen mikrorakenteelle lämpötilassa 430 ℃ isoterminen 1 h

Kuva 1(c) esittää P92-teräksen mikrorakenteen lämpötilassa 520 ℃ isoterminen 1 h. Kun isoterminen lämpötila on 520 ℃, seosalkuaineet Cr, Mo, Mn jne. siten, että perliitin muunnos estyy, bainiitin muutospisteen (Bs-pisteen) alku pienenee, joten tietyllä lämpötila-alueella näkyvät alijäähdytetyn austeniitin stabilointivyöhykkeellä. Kuva 1(c) voidaan nähdä 520 ℃ eristyksessä 1 h sen jälkeen, kun alijäähdytettyä austeniittia ei esiintynyt muuntamisen jälkeen, minkä jälkeen ilmajäähdytys martensiitin muodostamiseksi; lopullinen huonelämpötilaorganisaatio on martensiitti.

Kuva 1(c) esittää P92-teräksen mikrorakenteen lämpötilassa 520 ℃ isoterminen 1 h

Kuva 1(c) esittää P92-teräksen mikrorakenteen lämpötilassa 520 ℃ isoterminen 1 h

Kuva 1 (d) P92-teräkselle 650 ℃:n isoterminen 25 tunnin mikrorakenne martensiitille + perliitille. Kuten kuvasta 1(d3) näkyy, perliitti näyttää epäjatkuvia lamelliominaisuuksia ja pinnalla oleva karbidi osoittaa lyhyen sauvan saostumisen. Tämä johtuu siitä, että P92-teräksen seosaineet Cr, Mo, V jne. parantavat alijäähdytetyn austeniitin stabiilisuutta samanaikaisesti niin, että P92-teräsperliitin morfologia muuttuu, eli karbidi karbidin perliittisessä rungossa lyhyt sauva, tämä perliittinen runko tunnetaan luokan perliittinä. Samaan aikaan organisaatiosta löydettiin monia hienoja toisen vaiheen hiukkasia.

Kuva 1 (d) P92-teräkselle 650 ℃:n isoterminen 25 tunnin mikrorakenne martensiitille + perliitille

Kuva 1 (d) P92-teräkselle 650 ℃:n isoterminen 25 tunnin mikrorakenne martensiitille + perliitille

Kuva 1(e) esittää P92-teräksen mikrorakenteen lämpötilassa 740 ℃ isoterminen 25 tuntia. 740 °C:n isotermisessä lämpötilassa tapahtuu ensin eutektinen massiivinen ferriitin saostuminen ja sitten austeniitin eutektinen hajoaminen, mikä johtaa perliittimäiseen järjestykseen. Verrattuna 650°C:n isotermiseen (katso kuva 1(d3)) perliittirakenne karkeutuu isotermisen lämpötilan noustessa ja perliitin kaksivaiheinen luonne eli ferriitti ja karburiitti lyhyen tangon muodossa , näkyy selvästi.

Kuva 1(e) esittää P92-teräksen mikrorakenteen lämpötilassa 740 ℃ isoterminen 25 tuntia

Kuva 1(e) esittää P92-teräksen mikrorakenteen lämpötilassa 740 ℃ isoterminen 25 tuntia

Kuva 1(f) esittää P92-teräksen mikrorakennetta 770°C:n isotermisessä lämpötilassa 25 tunnin ajan. 770 °C:ssa isoterminen isotermisen ajan pidentyessä tapahtuu ensin ferriitin saostuminen ja sitten alijäähdytetty austeniitti hajoaa eutektisesti muodostaen ferriitti + perliitti -organisaation. Isotermisen lämpötilan noustessa ensimmäinen eutektinen ferriittipitoisuus kasvaa ja perliittipitoisuus pienenee. P92-teräksen seosaineiden vuoksi austeniittiin liuenneet seosaineet lisäävät austeniitin kovettuvuutta, eutektisen hajoamisen vaikeus laajenee, joten sen eutektisen hajoamisen suorittamiseen on oltava riittävän pitkä isoterminen aika. perliittinen organisaatio.

Kuva 1(f) esittää P92-teräksen mikrorakennetta 770°C:n isotermisessä lämpötilassa 25 tunnin ajan

Kuva 1(f) esittää P92-teräksen mikrorakennetta 770°C:n isotermisessä lämpötilassa 25 tunnin ajan

Kuvan 1(f2) kudoksille suoritettiin energiaspektrianalyysi kudostyypin tunnistamiseksi tarkemmin, kuten taulukosta 2 on esitetty. Taulukosta 2 voidaan nähdä, että valkoisten hiukkasten hiilipitoisuus on suurempi kuin muut organisaatiot ja seosaineet Cr, Mo ja V ovat enemmän, analysoivat tätä hiukkasta jäähdytysprosessin aikana saostuneiden komposiittikarbidihiukkasten suhteen; verraten hiilipitoisuus epäjatkuvassa lamellisessa organisaatiossa on toiseksi alhaisin ja hiilipitoisuus massiivisessa organisaatiossa pienin. Koska perliitti on karburiitin ja ferriitin kaksivaiheinen organisaatio, keskimääräinen hiilipitoisuus on korkeampi kuin ferriitin; yhdistettynä isotermiseen lämpötilan ja morfologian analyysiin, määritetään edelleen, että lamelliorganisaatio on perliitin kaltainen ja massiivinen organisaatio on ensin eutektinen ferriitti.

P92-teräksen spektrianalyysi, isotermisesti käsitelty 770 °C:ssa 25 tunnin ajan, kirjoitettu taulukkomuodossa atomifraktioilla (%)

Rakenne C Huom Mo Ti V Cr Mn Fe W
Valkoiset rakeet 11.07 0.04 0.94 0.02 2.16 8.36 2.64 54.77 2.84
Lohkon rakenne 9.31 0.04 0.95 0.2 0.32 8.42 0.74 85.51 10.21
Kerrosrakenne 5.1 0 0.09 0.1 0.33 7.3 0.35 85.65 0.69

2.2 Mikrokovuus ja analyysi

Yleisesti ottaen seosterästen, jotka sisältävät elementtejä, kuten W ja Mo, jäähdytysprosessin aikana, ylijäähdytetyssä austeniitissa tapahtuu kolmenlaisia organisatorisia muutoksia: martensiittista transformaatiota matalan lämpötilan vyöhykkeellä, bainiittimuutosta keskilämpötilavyöhykkeellä ja perliittimuutosta. korkean lämpötilan alueella. Erilaiset organisaatiomuutokset johtavat erilaisiin kovuussuhteisiin. Kuvassa 2 on esitetty P92-teräksen kovuuskäyrän vaihtelu eri isotermisissä lämpötiloissa. Kuvasta 2 voidaan nähdä, että isotermisen lämpötilan noustessa kovuus osoittaa trendin ensin laskea, sitten kasvaa ja lopuksi laskea. Kun isoterminen lämpötila on 160 ~ 370 ℃, esiintyy martensiittista muutosta, Vickersin kovuus 516HV ja 457HV. Kun isoterminen lämpötila on 400 ~ 620 ℃, tapahtuu pieni määrä bainiittimuutosta ja 478HV:n kovuus nousee arvoon 484HV; pienestä bainiittimuutoksesta johtuen kovuus ei muutu paljon. Kun isoterminen lämpötila on 650 ℃, muodostuu pieni määrä perliittiä, jonka kovuus on 410 HV. kun isoterminen lämpötila on 680 ~ 770 ℃, muodostuu ferriitti + perliitti organisaatio, kovuus 242HV ja 163HV. johtuen P92-teräksen muutoksesta eri lämpötiloissa siirtymän organisointi on erilainen, matalan lämpötilan martensiittisen muunnoksen alueella, kun isoterminen lämpötila on alhaisempi kuin Ms-piste, lämpötilan noustessa martensiittipitoisuus laskee, kovuus vähenee; keskellä P92-teräksen muutosta eri lämpötiloissa, kun isoterminen lämpötila on alhaisempi kuin Ms-piste, lämpötilan noustessa martensiittipitoisuus laskee, kovuus laskee; keskilämpötilan bainiittimuutosalueella, koska bainiitin muunnosmäärä on pieni, kovuus ei muutu paljon; korkean lämpötilan perliittisellä muunnosalueella isotermisen lämpötilan noustessa ensimmäinen eutektisen ferriitin pitoisuus kasvaa niin, että kovuus laskee edelleen, joten isotermisen lämpötilan noustessa materiaalin kovuus on yleensä laskeva trendi, ja trendi kovuuden muutoksesta ja organisaation analyysi on trendin mukainen.

P92-teräksen kovuuskäyrien vaihtelu eri isotermisissä lämpötiloissa

P92-teräksen kovuuskäyrien vaihtelu eri isotermisissä lämpötiloissa

3. Johtopäätös

1) P92-teräksen kriittinen piste Ac1 on 792,4 ℃, Ac3 on 879,8 ℃ ja Ms on 372,3 ℃.

2) P92-teräs eri isotermisissä lämpötiloissa huoneenlämpötilan järjestämiseksi on erilainen; 160 ~ 370 ℃ isoterminen 1h, huoneen lämpötila organisaatio on martensiitti; vuonna 400 ~ 430 ℃ isoterminen 1h, järjestäminen pieni määrä bainiitti + martensiitti; 520 ~ 620 ℃ isoterminen 1h, organisaatio on suhteellisen vakaa, lyhyt aika (1 h) ei tapahdu muutosta, huoneen lämpötila organisaatio on martensiitti; 650 ℃ isoterminen 25h, huonelämpötilan organisaatio on perliitti. h, huoneenlämpöinen organisaatio perliitille + martensiitille; 680 ~ 770 ℃ isoterminen 25h, organisaatio muuttui perliitti + ensimmäinen eutektinen ferriitti.

3) P92-teräksen austenitisoituminen Ac1:ssä alle isotermisen, isotermisen lämpötilan alenemisen myötä materiaalin kovuus yleensä kasvaa, isoterminen lämpötilassa 770 ℃ ensimmäisen eutektisen ferriitin saostumisen jälkeen, perliittinen muunnos, kovuus on alhaisin , noin 163 HV; isoterminen lämpötilassa 160 ℃ martensiittisen muutoksen esiintymisen jälkeen, kovuus on korkein, noin 516 HV.

ASME B31.3 vs ASME B31.1

ASME B31.1 vs. ASME B31.3: Tunne putkiston suunnittelusäännöt

/sisään /kirjoittaja

Johdanto

Putkiston suunnittelussa ja suunnittelussa oikean putkistokoodin valinta on olennaista turvallisuuden, tehokkuuden ja alan standardien noudattamisen varmistamiseksi. Kaksi tunnetuinta putkiston suunnittelukoodia ovat ASME B31.1 ja ASME B31.3. Vaikka ne molemmat tulevat American Society of Mechanical Engineers (ASME) -järjestöstä ja hallitsevat putkijärjestelmien suunnittelua ja rakentamista, niiden sovellukset eroavat huomattavasti. Ymmärtäminen ASME B31.1 vs. ASME B31.3 keskustelu on ratkaisevan tärkeää oikean koodin valinnassa projektillesi, olipa kyseessä voimalaitoksia, kemiallista käsittelyä tai teollisuuslaitoksia.

Yleiskatsaus: ASME B31.1 vs. ASME B31.3

What is ASME B31.3 or Process Piping Code?

ASME B31.1 on standardi, joka ohjaa voimalaitosten putkistojärjestelmien suunnittelua, rakentamista ja huoltoa. Se koskee putkistojärjestelmiä voimalaitoksissa, teollisuuslaitoksissa ja muissa laitoksissa, joissa on mukana sähköntuotantoa. Tämä koodi keskittyy voimakkaasti korkeapaineista höyryä, vettä ja kuumia kaasuja käsittelevien järjestelmien eheyteen.

Tyypilliset sovellukset: Voimalaitokset, lämmitysjärjestelmät, turbiinit ja kattilajärjestelmät.
Painealue: Korkeapaineiset höyry- ja nestejärjestelmät.
Lämpötila-alue: Korkean lämpötilan huolto, erityisesti höyry- ja kaasusovelluksiin.

What is ASME B31.1 or Power Piping Code?

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

Tyypilliset sovellukset: Kemialliset jalostamot, jalostamot, lääkelaitokset, elintarvike- ja juomalaitokset.
Painealue: Yleensä alhaisempi kuin ASME B31.1:n painealue nestetyypeistä ja niiden luokittelusta riippuen.
Lämpötila-alue: varies depending kemiallisissa nesteissä, mutta se on tyypillisesti alhaisempi kuin äärimmäisissä olosuhteissa ASME B31.1.

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

ASME B31.3 vs ASME B31.1

ASME B31.3 vs ASME B31.1

Sr No Parametri ASME B31.3-Process Piping ASME B31.1-Power Piping
1 Laajuus Provides rules for Process or Chemical Plants Provides rules for Power Plants
2 Basic Allowable Material Stress Basic allowable material stress value is higher (For example the allowable stress value for A 106 B material at 250 Deg C is 132117.328 Kpa as per ASME B31.3) Basic allowable material stress value is lower (For example the allowable stress value for A 106 B material at 250 Deg C is 117900.344 Kpa as per ASME B31.3)
3 Allowable Sagging (Sustained) The ASME B31.3 code does not specifically limit allowable sagging. An allowable sagging of up to 15 mm is generally acceptable. ASME B31.3 does not provide a suggested support span. ASME B31.1 clearly specifies the allowable sagging value as 2.5 mm. Table 121.5-1 of ASME B31.1 provides suggested support span.
4 SIF on Reducers Process Piping Code ASME B31.3 does not use SIF (SIF=1.0) for reducer stress calculation Power Piping code ASME B31.1 uses a maximum SIF of 2.0 for reducers while stress calculation.
5 Factor of Safety ASME B31.3 uses a factor of safety of 3; relatively lower than ASME B31.1. ASME B31.1 uses a safety factor of 4 to have higher reliability as compared to Process plants
6 SIF for Butt Welded Joints ASME B31.3 uses a SIF of 1.0 for buttwelded joints ASME B31.1 uses a SIF of up to 1.9 max in stress calculation.
7 Approach towards SIF ASME B31.3 uses a complex in-plane, out-of-plane SIF approach. ASME B31.1 uses a simplified single SIF Approach.
8 Maximum values of Sc and Sh As per the Process Piping code, the maximum value of Sc and Sh are limited to 138 Mpa or 20 ksi. For the Power piping code, the maximum value of Sc and Sh are 138 Mpa only if the minimum tensile strength of the material is 70 ksi (480Mpa); otherwise, it depends on the values provided in the mandatory appendix A as per temperature.
9 Allowable Stress for Occasional Stresses The allowable value of occasional stress is 1.33 times Sh As per ASME B31.1, the allowable value of occasional stress is 1.15 to 1.20 times Sh
10 The equation for Pipe Wall Thickness Calculation The equation for pipe wall thickness calculation is valid for t<D/6 There is no such limitation in the Power piping wall thickness calculation. However, they add a limitation on maximum design pressure.
11 Section Modulus, Z for Sustained and Occasional Stresses While Sustained and Occasional stress calculation the Process Piping code reduces the thickness by corrosion and other allowances. ASME B31.1 calculates the section modulus using nominal thickness. Thickness is not reduced by corrosion and other allowances.
12 Rules for material usage below -29 Deg. C ASME B31.3 provides extensive rules for the use of materials below -29 degrees C The power piping code provides no such rules for pipe materials below -29 degrees C.
13 Maximum Value of Cyclic Stress Range Factor The maximum value of cyclic stress range factor f is 1.2 The maximum value of is 1.0
14 Allowance for Pressure Temperature Variation As per clause 302.2.4 of ASME B31.3, occasional pressure temperature variation can exceed the allowable by (a) 33% for no more than 10 hours at any one time and no more than 100 hours/year, or (b) 20% for no more than 50 hours at any one time and no more than 500 hours/year. As per clause 102.2.4 of ASME B31.1, occasional pressure temperature variation can exceed the allowable by (a) 15% if the event duration occurs for no more than 8 hours at any one time and not more than 800 hours/year or (b) 20% if the event duration occurs for not more than 1 hour at any one time and not more than 80 hour/year.
15 Design Life Process Piping is normally designed for 20 to 30 years of service life. Power Piping is generally designed for 40 years or more of service life.
16 PSV reaction force ASME B31.3 does not provide specific equations for PSV reaction force calculation. ASME B31.1 provides specific equations for PSV reaction force calculation.

Johtopäätös

Kriittinen ero ASME B31.1 vs. ASME B31.3 keskustelu koskee teollisuuden sovelluksia, materiaalivaatimuksia ja turvallisuusnäkökohtia. ASME B31.1 on ihanteellinen sähköntuotantoon ja korkean lämpötilan järjestelmiin keskittyen mekaaniseen eheyteen. Samaan aikaan ASME B31.3 is tailored for the chemical and process industries, emphasizing the safe handling of hazardous materials and chemical compatibility. By understanding the distinctions between these two standards, you can decide which code best suits your project’s requirements, ensuring compliance and safety throughout the project’s lifecycle. Whether you are involved in power plant design or system’ processing, choosing the correct piping code is crucial for a successful project.

ASME BPVC Section II osa A

ASME BPVC Section II Osa A: Rautapitoisten materiaalien tekniset tiedot

/sisään /kirjoittaja

Johdanto

ASME BPVC Section II osa A: Rautametallien tekniset tiedot on osa ASME Boiler and Pressure Vessel Code (BPVC), joka kattaa rautapitoisten materiaalien (ensisijaisesti raudan) tekniset tiedot käytetään kattiloiden, paineastioiden ja muiden painetta säilyttävien laitteiden rakentamisessa. Tämä jakso käsittelee erityisesti teräs- ja rautamateriaalien vaatimuksia, mukaan lukien hiiliteräs, seosteräs ja ruostumaton teräs.

Putkien ja levyjen materiaalitiedot

Putket:

SA-178/SA-178M – Sähkövastushitsatut hiiliteräs- ja hiilimangaaniteräskattila- ja tulistinputket
SA-179/SA-179M – Saumattomat kylmävedetyt vähähiilisen teräksen lämmönvaihdin ja lauhdutinputket
SA-192/SA-192M – Saumattomat hiiliteräksiset kattilaputket korkeapainehuoltoon
SA-209/SA-209M – Saumattomat hiili-molybdeeniseos-teräskattila ja tulistinputket
SA-210/SA-210M – Saumattomat keskihiiliteräksiset kattila- ja tulistinputket
SA-213/SA-213M – Saumattomat ferriittiset ja austeniittiset seosteräskattilat, tulistin- ja lämmönvaihdinputket
SA-214/SA-214M – Sähkövastushitsatut hiiliteräksiset lämmönvaihdin ja lauhdutinputket
SA-249/SA-249M – Hitsatut austeniittiset teräskattilat, tulistin, lämmönvaihdin ja lauhdutinputket
SA-250/SA-250M – Sähkövastushitsatut ferriittiseosteräskattila ja tulistinputket
SA-268/SA-268M – Saumattomat ja hitsatut ferriittiset ja martensiittiset ruostumattomat teräsputket yleishuoltoon
SA-334/SA-334M – Saumattomat ja hitsatut hiili- ja seosteräsputket matalan lämpötilan huoltoon
SA-335/SA-335M – Saumaton ferriittinen seosteräsputki korkean lämpötilan huoltoon
SA-423/SA-423M – Saumattomat ja sähköhitsatut niukkaseosteiset teräsputket
SA-450/SA-450M – Yleiset vaatimukset hiili- ja niukkaseosteisille teräsputkille
SA-556/SA-556M – Saumattomat kylmävedetyt hiiliteräksiset syöttöveden lämmitysputket
SA-557/SA-557M – Sähkövastushitsatut hiiliteräksiset syöttöveden lämmitysputket
SA-688/SA-688M – Saumattomat ja hitsatut austeniittiset ruostumattomasta teräksestä valmistetut syöttöveden lämmitysputket
SA-789/SA-789M – Saumattomat ja hitsatut ferriittinen/austeniittiset ruostumattomasta teräksestä valmistetut letkut yleishuoltoon
SA-790/SA-790M – Saumaton ja hitsattu ferriittinen/austeniittinen ruostumaton teräsputki
SA-803/SA-803M – Saumattomat ja hitsatut ferriittiset ruostumattomasta teräksestä valmistetut syöttöveden lämmitysputket
SA-813/SA-813M – Yksi- tai kaksoishitsattu austeniittista ruostumatonta terästä oleva putki
SA-814/SA-814M – Kylmätyöstetty hitsattu austeniittinen ruostumaton teräsputki

ASME BPVC

ASME BPVC

Levyt:

SA-203/SA-203M – Paineastialevyt, seosteräs, nikkeli
SA-204/SA-204M – Paineastialevyt, seosteräs, molybdeeni
SA-285/SA-285M – Paineastialevyt, hiiliteräs, matala- ja keskivetolujuus
SA-299/SA-299M – Paineastialevyt, hiiliteräs, mangaani-pii
SA-302/SA-302M – Paineastialevyt, seosteräs, mangaani-molybdeeni ja mangaani-molybdeeni-nikkeli
SA-353/SA-353M – Paineastialevyt, seosterästä, kaksoisnormalisoitua ja karkaistua 9%-nikkeliä
SA-387/SA-387M – Paineastialevyt, seosteräs, kromi-molybdeeni
SA-516/SA-516M – Paineastialevyt, hiiliteräs, keski- ja alemman lämpötilan huoltoon
SA-517/SA-517M – Paineastialevyt, seosterästä, erittäin luja, karkaistu ja karkaistu
SA-533/SA-533M – Paineastialevyt, seosteräs, karkaistu ja karkaistu, mangaani-molybdeeni ja mangaani-molybdeeni-nikkeli
SA-537/SA-537M – Paineastialevyt, lämpökäsitelty, hiili-mangaani-piiteräs
SA-542/SA-542M – Paineastialevyt, seosteräs, jäähdytetty ja karkaistu, kromi-molybdeeni ja kromi-molybdeeni-vanadiini
SA-543/SA-543M – Paineastialevyt, seosterästä, karkaistu ja karkaistu, nikkeli-kromi-molybdeeni
SA-553/SA-553M – Paineastialevyt, seosteräs, karkaistu ja karkaistu 7, 8 ja 9% nikkeli
SA-612/SA-612M – Paineastialevyt, hiiliteräs, korkea lujuus, kohtalaiseen ja alhaisempaan lämpötilaan
SA-662/SA-662M – Paineastialevyt, hiili-mangaani-piiteräs, kohtalaiseen ja alhaisempaan lämpötilaan
SA-841/SA-841M – Paineastialevyt, jotka on valmistettu lämpömekaanisella ohjausprosessilla (TMCP)

Johtopäätös

Yhteenvetona voidaan todeta, että ASME BPVC Section II Osa A: Rautapitoisten materiaalien tekniset tiedot on kriittinen resurssi kattiloiden, paineastioiden ja muiden painetta säilyttävien laitteiden rakentamiseen käytettävien rautapitoisten materiaalien turvallisuuden, luotettavuuden ja laadun varmistamiseksi. Tarjoamalla kattavat eritelmät materiaalien, kuten hiiliterästen, seosterästen ja ruostumattomien terästen mekaanisista ja kemiallisista ominaisuuksista, tämä osa varmistaa, että materiaalit täyttävät korkeapaine- ja korkean lämpötilan sovelluksissa vaadittavat tiukat standardit. Sen yksityiskohtaiset tuotemuodot, testausmenettelyt ja alan standardien noudattaminen koskevat ohjeet tekevät siitä välttämättömän painelaitteiden suunnitteluun ja rakentamiseen osallistuville insinööreille, valmistajille ja tarkastajille. Sellaisenaan ASME BPVC Section II Osa A on ratkaisevan tärkeä petrokemian-, ydin- ja sähköntuotantoteollisuudessa, jossa paineastioiden ja kattiloiden on toimittava turvallisesti ja tehokkaasti tiukoissa mekaanisissa rasitusolosuhteissa.

Sammuttava SAE4140 saumaton teräsputki

Analysoi renkaan muotoisten halkeamien syitä sammutetussa SAE 4140 saumattomassa teräsputkessa

/sisään /kirjoittaja

SAE 4140 saumattoman teräsputken putken päässä olevan renkaan muotoisen halkeaman syytä tutkittiin kemiallisen koostumuksen tutkimuksella, kovuustestillä, metallografisella havainnolla, pyyhkäisyelektronimikroskoopilla ja energiaspektrianalyysillä. Tulokset osoittavat, että saumattoman SAE 4140 -teräsputken rengasmainen halkeama on sammutushalkeama, joka esiintyy yleensä putken päässä. Syynä sammutushalkeamiseen ovat erilaiset jäähdytysnopeudet sisä- ja ulkoseinien välillä, ja ulkoseinän jäähtymisnopeus on paljon suurempi kuin sisäseinän, mikä johtaa halkeiluvikaan, joka johtuu jännityskeskittymisestä lähellä sisäseinän sijaintia. Renkaan muotoinen halkeama voidaan poistaa lisäämällä teräsputken sisäseinän jäähdytysnopeutta karkaisun aikana, parantamalla jäähdytysnopeuden tasaisuutta sisä- ja ulkoseinän välillä ja säätämällä lämpötila sammutuksen jälkeen 150 ~ 200 asteeseen. ℃ vähentää sammutusjännitystä itsekarkaisulla.

SAE 4140 on niukkaseosteinen CrMo-rakenneteräs, joka on amerikkalainen ASTM A519 -standardilaatu, kansallisessa standardissa 42CrMo, joka perustuu Mn-pitoisuuden kasvuun; siksi SAE 4140 -karkenevuutta on edelleen parannettu. SAE 4140 saumaton teräsputki, sen sijaan, että kiinteät takeet, erilaisten onttojen akselien, sylinterien, holkkien ja muiden osien valssaus aihion tuotanto voi merkittävästi parantaa tuotannon tehokkuutta ja säästää terästä; SAE 4140 -teräsputkia käytetään laajalti öljy- ja kaasukenttien kaivosruuvinporaustyökaluissa ja muissa porauslaitteissa. SAE 4140 saumaton teräsputkien karkaisukäsittely voi täyttää eri teräslujuuksien ja sitkeyssovituksen vaatimukset optimoimalla lämpökäsittelyprosessia. Silti sen havaitaan usein vaikuttavan tuotteiden toimitusvirheisiin tuotantoprosessissa. Tämä artikkeli keskittyy pääasiassa SAE 4140 -teräsputkeen sammutusprosessissa putken pään seinämän paksuuden keskellä, tuottaa rengasmaisen halkeaman vikaanalyysin ja esittää parannustoimenpiteitä.

1. Testausmateriaalit ja -menetelmät

Yritys valmisti tekniset tiedot ∅ 139,7 × 31,75 mm SAE 4140 -teräslaadun saumattomalle teräsputkelle, aihion lämmityksen tuotantoprosessille → lävistys → valssaus → mitoitus → karkaisu (850 ℃ liotusaika 70 min sammutus + putken pyöriminen vesisuihkun jäähdytyksen ulkopuolella +735 ℃ liotusaika 2 h karkaisu) → Vikojen havaitseminen ja tarkastus. Karkaisukäsittelyn jälkeen vikojen havaitsemistarkastus paljasti, että seinämän paksuuden keskellä putken päässä oli rengasmainen halkeama, kuten kuvassa 1; rengasmainen halkeama ilmestyi noin 21-24 mm:n etäisyydelle ulkopuolelta, ympyröi putken kehän ja oli osittain epäjatkuva, kun taas putken rungosta ei löytynyt tällaista vikaa.

Kuva 1 Renkaan muotoinen halkeama putken päässä

Kuva 1 Renkaan muotoinen halkeama putken päässä

Ota erä teräsputkien sammutusnäytteitä sammutusanalyysiä ja sammutusorganisaation tarkkailua varten sekä teräsputken koostumuksen spektrianalyysiä samanaikaisesti karkaistun teräsputken halkeamista varten, jotta voit ottaa suuritehoisia näytteitä halkeaman mikromorfologian tarkkailemiseksi. , raekokotaso, ja pyyhkäisyelektronimikroskoopissa spektrometrillä mikroalueanalyysin sisäisen koostumuksen halkeamien selvittämiseksi.

2. Testitulokset

2.1 Kemiallinen koostumus

Taulukossa 1 on esitetty kemiallisen koostumuksen spektrianalyysitulokset, ja alkuaineiden koostumus on ASTM A519 -standardin vaatimusten mukainen.

Taulukko 1 Kemiallisen koostumuksen analyysitulokset (massafraktio, %)

Elementti C Si Mn P S Cr Mo Cu Ni
Sisältö 0.39 0.20 0.82 0.01 0.005 0.94 0.18 0.05 0.02
ASTM A519 -vaatimus 0.38-0.43 0.15-0.35 0.75-1.00 ≤ 0,04 ≤ 0,04 0.8-1.1 0.15-0.25 ≤ 0,35 ≤ 0,25

2.2 Putken kovettumistesti

Kokonaisseinämäpaksuuden karkaisukovuustestin sammutetuissa näytteissä seinämän paksuuden kokonaiskovuustulokset, kuten kuvassa 2, näkyvät kuvassa 2, 21 ~ 24 mm:n päässä ulkopuolelta sammutuskovuus alkoi laskea merkittävästi, ja ulkopuolelta 21 ~ 24 mm on putken korkean lämpötilan karkaisu, joka löytyy rengashalkeaman alueelta, alue seinämän paksuuden alapuolella ja yläpuolella seinämän paksuuden kovuuden äärimmäisen eron seinämän paksuuden sijainnin välillä alueella saavutti 5 (HRC) tai niin. Tämän alueen alemman ja ylemmän seinämän paksuuden välinen kovuusero on noin 5 (HRC). Metallografinen organisaatio sammutetussa tilassa on esitetty kuvassa 3. Metallografisesta organisaatiosta kuviossa 3; voidaan nähdä, että putken ulkoalueella oleva organisaatio on pieni määrä ferriittiä + martensiittia, kun taas sisäpinnan lähellä oleva organisaatio ei ole sammutettu, ja siinä on pieni määrä ferriittiä ja bainiittia, mikä johtaa alhaiseen karkaisukovuuteen. putken ulkopinnasta putken sisäpinnalle 21 mm etäisyydellä. Rengashalkeamien korkea konsistenssi putken seinämässä ja äärimmäisen eron sijainti karkaisukovuudessa viittaavat siihen, että karkaisuprosessissa syntyy todennäköisesti rengashalkeamia. Rengashalkeamien sijainnin ja heikomman karkaisukovuuden välinen korkea konsistenssi osoittaa, että rengashalkeamia on saatettu syntyä sammutusprosessin aikana.

Kuva 2 Karkaisukovuuden arvo koko seinämän paksuudella

Kuva 2 Karkaisukovuuden arvo koko seinämän paksuudella

Kuva 3 Teräsputken karkaisurakenne

Kuva 3 Teräsputken karkaisurakenne

2.3 Teräsputken metallografiset tulokset on esitetty kuvassa 4 ja kuvassa 5, vastaavasti.

Teräsputken matriisiorganisaatio on karkaistua austeniittia + pieni määrä ferriittiä + pieni määrä bainiittia, jonka raekoko on 8, mikä on keskimääräinen karkaistu organisaatio; halkeamat ulottuvat pitkittäissuuntaa pitkin, joka kuuluu kiteisen halkeaman varrelle, ja halkeamien kahdella sivulla on tyypilliset kiinnittymisominaisuudet; molemmilla puolilla on hiilenpoistoilmiö, ja halkeamien pinnalla on havaittavissa korkean lämpötilan harmaa oksidikerros. Molemmilla puolilla on hiilenpoistoa ja halkeaman pinnalla on havaittavissa korkean lämpötilan harmaa oksidikerros, eikä halkeaman läheisyydessä ole havaittavissa ei-metallisia sulkeumia.

Kuva 4 Halkeamien morfologian havainnot

Kuva 4 Halkeamien morfologian havainnot

Kuva 5 Halkeaman mikrorakenne

Kuva 5 Halkeaman mikrorakenne

2.4 Halkeamien morfologia ja energiaspektrianalyysin tulokset

Murtuman avaamisen jälkeen halkeaman mikromorfologiaa tarkkaillaan pyyhkäisyelektronimikroskoopilla kuvan 6 mukaisesti, mikä osoittaa, että murtuma on altistunut korkeille lämpötiloille ja pinnalla on tapahtunut korkean lämpötilan hapettumista. Murtuma on pääosin kidemurtuman varrella, raekoko vaihtelee 20-30 μm, eikä karkeita rakeita eikä epänormaalia organisatorisia vikoja löydy; Energiaspektrianalyysi osoittaa, että murtuman pinta koostuu pääosin raudasta ja sen oksideista, eikä siinä ole havaittavissa epänormaaleja vieraita alkuaineita. Spektrianalyysi osoittaa, että murtumapinta on pääasiassa rautaa ja sen oksideja, eikä siinä ole epänormaalia vierasta elementtiä.

Kuva 6 Halkeaman murtuman morfologia

Kuva 6 Halkeaman murtuman morfologia

3 Analyysi ja keskustelu

3.1 Halkeamien analyysi

Halkeaman mikromorfologian näkökulmasta halkeama on suora; häntä on kaareva ja terävä; halkeaman laajenemisreitti näyttää halkeilun ominaisuudet kiteen varrella, ja halkeaman kahdella sivulla on tyypillisiä niveltymisominaisuuksia, jotka ovat tavanomaisia sammutushalkeamien ominaisuuksia. Silti metallografisessa tutkimuksessa havaittiin, että halkeaman molemmilla puolilla on hiilenpoistoilmiöitä, mikä ei ole linjassa perinteisten karkaisuhalkeamien ominaisuuksien kanssa, kun otetaan huomioon se, että teräsputken karkaisulämpötila on 735 ℃, ja Ac1 on 738 ℃ standardissa SAE 4140, mikä ei ole sopusoinnussa halkeamien sammuttamisen tavanomaisten ominaisuuksien kanssa. Ottaen huomioon, että putken karkaisulämpötila on 735 °C ja SAE 4140:n Ac1 on 738 °C, jotka ovat hyvin lähellä toisiaan, oletetaan, että hiilenpoisto halkeaman molemmilla puolilla liittyy korkeaan lämpötilaan. lämpötilakarkaisu karkaisun aikana (735 °C) eikä se ole halkeama, joka oli olemassa jo ennen putken lämpökäsittelyä.

3.2 Halkeilun syyt

Karkaisuhalkeamien syyt liittyvät yleensä sammutuksen lämmityslämpötilaan, sammutuksen jäähdytysnopeuteen, metallurgisiin vaurioihin ja sammutusjännityksiin. Koostumusanalyysin tulosten perusteella putken kemiallinen koostumus täyttää ASTM A519 -standardin SAE 4140 -teräslaadun vaatimukset, eikä ylimääräisiä elementtejä havaittu; halkeamien läheltä ei löytynyt ei-metallisia sulkeumia, ja halkeaman energiaspektrianalyysi osoitti, että halkeamien harmaat hapettumistuotteet olivat Fe ja sen oksideja, eikä epänormaaleja vieraita alkuaineita näkynyt, joten voidaan sulkea pois, että metallurgiset viat aiheuttivat rengasmaisia halkeamia; putken raekokoluokka oli Grade 8 ja raekoko Grade 7 ja raekoko Grade 8 ja raekoko Grade 8. Putken raekoko on 8; jyvät ovat hienojakoisia eikä karkeita, mikä osoittaa, että sammutushalkeamalla ei ole mitään tekemistä sammuttamisen kuumennuslämpötilan kanssa.

Karkaisuhalkeamien muodostuminen liittyy läheisesti sammutusjännityksiin, jotka on jaettu lämpö- ja organisatorisiin jännityksiin. Lämpöjännitys johtuu teräsputken jäähdytysprosessista; teräsputken pintakerroksen ja sydämen jäähdytysnopeus eivät ole yhdenmukaiset, mikä johtaa materiaalin epätasaiseen kutistumiseen ja sisäisiin jännityksiin; tuloksena teräsputken pintakerrokseen kohdistuu puristusjännitys ja vetojännitysten sydän; kudosjännitykset on teräsputkiorganisaation vaimeneminen martensiittimuunnoksiin, samalla kun sisäisten jännitysten muodostumisen epäjohdonmukaisuuden tilavuus laajenee, tuloksen synnyttämien jännitysten organisoituminen on vetojännitysten pintakerros, keskus vetojännityksistä. Nämä kaksi jännitystyyppiä teräsputkessa esiintyvät samassa osassa, mutta suuntarooli on päinvastainen; tuloksen yhteisvaikutus on, että toinen kahdesta jännityksen hallitsevasta tekijästä, lämpöjännityksen hallitseva rooli on seurausta työkappaleen sydämen vetolujuudesta, pintapaineesta; kudosten jännitys hallitseva rooli on seurausta työkappaleen sydämen vetopaineen pintavetovoimasta.

SAE 4140 -teräsputkien sammutus pyörivän ulkosuihkun jäähdytystuotannon avulla, ulkopinnan jäähdytysnopeus on paljon suurempi kuin sisäpinnan, teräsputken ulompi metalli on kaikki sammutettu, kun taas sisämetallia ei ole täysin sammutettu osan tuottamiseksi ferriitti- ja bainiittiorganisaatio, sisäisestä metallista johtuvaa sisämetallia ei voida täysin muuttaa martensiittiseksi organisaatioksi, teräsputken sisämetalli joutuu väistämättä alttiiksi vetojännitykselle, joka syntyy martensiitin ulkoseinän laajenemisesta, ja Samanaikaisesti erityyppisistä organisaatiotyypeistä johtuen sen ominaistilavuus on erilainen sisä- ja ulkometallin välillä. Samanaikaisesti erityyppisten organisaatioiden vuoksi metallin sisä- ja ulkokerroksen tilavuus on erilainen. , ja kutistumisnopeus ei ole sama jäähdytyksen aikana, myös vetojännitys syntyy kahden organisaatiotyypin rajapinnassa, ja jännityksen jakautumista hallitsevat lämpöjännitykset ja vetojännitys, joka syntyy putken sisällä olevat kaksi organisaatiotyyppiä ovat suurimmat, mikä johtaa siihen, että rengas sammuttaa halkeamia putken seinämän paksuuden alueella lähellä sisäpintaa (21-24 mm etäisyydellä ulkopinnasta); lisäksi teräsputken pää on koko putken geometrialle herkkä osa, joka on altis rasitukselle. Lisäksi putken pää on geometrisesti herkkä osa koko putkea, joka on altis jännityskeskittymille. Tämä rengashalkeama esiintyy yleensä vain putken päässä, eikä sellaisia halkeamia ole löydetty putken rungosta.

Yhteenvetona voidaan todeta, että paksuseinäisten SAE 4140 teräsputkien renkaan muotoiset halkeamat johtuvat sisä- ja ulkoseinien epätasaisesta jäähtymisestä; ulkoseinän jäähdytysnopeus on paljon suurempi kuin sisäseinän; paksuseinäisen SAE 4140 teräsputken tuotanto nykyisen jäähdytysmenetelmän muuttamiseksi, ei voida käyttää vain jäähdytysprosessin ulkopuolella, tarve vahvistaa teräsputken sisäseinän jäähdytystä, parantaa jäähdytysnopeuden tasaisuutta. paksuseinäisen teräsputken sisä- ja ulkoseinät vähentämään jännityspitoisuutta ja poistamaan rengashalkeamia. Rengas halkeilee.

3.3 Parannustoimenpiteet

Karkaisuhalkeamien välttämiseksi karkaisuprosessin suunnittelussa kaikki olosuhteet, jotka vaikuttavat karkaisujen vetojännitysten kehittymiseen, ovat halkeamien muodostumisen tekijöitä, mukaan lukien lämmityslämpötila, jäähdytysprosessi ja poistolämpötila. Ehdotettuja parannettuja prosessitoimenpiteitä ovat: sammutuslämpötila 830-850 ℃; putken keskilinjaan sopivan sisäisen suuttimen käyttö, sopivan sisäisen suihkuvirtauksen hallinta, sisäreiän jäähdytysnopeuden parantaminen varmistaakseen, että paksuseinäisen teräsputken sisä- ja ulkoseinien jäähdytysnopeus yhtenäisyys; valvonta jälkisammutus lämpötila 150-200 ℃, käyttö teräsputken jäännöslämpötila itsekarkaisuun, vähentää sammutus jännitteitä teräsputki.

Parannetun tekniikan käyttö tuottaa ∅158,75 × 34,93 mm, ∅139,7 × 31,75 mm, ∅254 × 38,1 mm, ∅224 × 26 mm ja niin edelleen, kymmenien teräsputkien eritelmien mukaan. Ultraäänivirhetarkastuksen jälkeen tuotteet ovat päteviä, eikä niissä ole rengassammutushalkeamia.

4. Johtopäätös

(1) Putken halkeamien makroskooppisten ja mikroskooppisten ominaisuuksien mukaan SAE 4140 -teräsputkien putken päissä olevat rengashalkeamat kuuluvat jäähdytysjännityksen aiheuttamaan halkeamaan, jota yleensä esiintyy putken päissä.

(2) Karkaistu SAE 4140 paksuseinämäinen teräsputki rengasmaiset halkeamat johtuvat sisä- ja ulkoseinien epätasaisesta jäähtymisestä. Ulkoseinän jäähdytysnopeus on paljon suurempi kuin sisäseinän. Paksuseinäisen teräsputken sisä- ja ulkoseinien jäähdytysnopeuden yhtenäisyyden parantamiseksi paksuseinämäisen SAE 4140 -teräsputken valmistuksessa on vahvistettava sisäseinän jäähdytystä.

ASME SA213 T91 saumaton teräsputki

ASME SA213 T91: Kuinka paljon tiedät?

/sisään /kirjoittaja

Tausta & Johdanto

ASME SA213 T91, teräsnumero ASME SA213/SA213M standardi, kuuluu parannettuun 9Cr-1Mo-teräkseen, jonka 1970-luvulta 1980-luvulle kehittivät US Rubber Ridge National Laboratory ja US Combustion Engineering Corporationin Metallurgical Materials Laboratory yhteistyössä. Kehitetty perustuen aikaisempaan 9Cr-1Mo-teräkseen, jota käytetään ydinvoimassa (voidaan käyttää myös muilla aloilla) korkean lämpötilan paineistettujen osien materiaaleihin, on kuumalujien terästuotteiden kolmas sukupolvi; sen pääominaisuus on vähentää hiilipitoisuutta hiilipitoisuuden ylä- ja alarajojen rajoittamisessa ja samalla tiukempi jäännösalkuaineiden, kuten P ja S, pitoisuuden valvonta lisäämällä samalla jälkiä 0,030-0,070% N:a ja jäännökset kiinteitä kovametallia muodostavista elementeistä 0,18-0,25% V:tä ja 0,06-0,10% Nb:tä raevaatimusten tarkentamiseksi ja siten teräksen plastisen sitkeyden ja hitsattavuuden parantamiseksi. teräksen korkeissa lämpötiloissa, tämän monikomposiittivahvistuksen jälkeen muodostuu uudentyyppinen martensiittinen korkea kromi lämmönkestävä seosteräs.

ASME SA213 T91, joka tuottaa yleensä tuotteita halkaisijaltaan pienille putkille, käytetään pääasiassa kattiloissa, tulistimissa ja lämmönvaihtimissa.

Kansainväliset vastaavat T91-teräslaadut

Maa

 USA Saksa Japani Ranska Kiina
Vastaava teräslaatu SA-213 T91 X10CrMoVNNb91 HCM95 TUZ10CDVNb0901 10Cr9Mo1VNbN

Tunnistamme tämän teräksen useista näkökohdista täällä.

I. Kemiallinen koostumus ASME SA213 T91:stä

Elementti C Mn P S Si Cr Mo Ni V Huom N Al
Sisältö 0.07-0.14 0.30-0.60 ≤0,020 ≤0,010 0.20-0.50 8.00-9.50 0.85-1.05 ≤0,40 0.18-0.25 0.06-0.10 0.030-0.070 ≤0,020

II. Suorituskykyanalyysi

2.1 Seosalkuaineiden rooli materiaalin ominaisuuksissa: T91-terässeoselementeillä on kiinteä liuosta vahvistava ja diffuusiota vahvistava rooli ja ne parantavat teräksen hapettumis- ja korroosionkestävyyttä, analysoituna nimenomaan seuraavasti.
2.1.1 Hiili on teräselementtien ilmeisin kiinteää liuosta vahvistava vaikutus; Hiilipitoisuuden kasvaessa, teräksen lyhyen aikavälin lujuus, plastisuus ja sitkeys heikkenevät, T91-teräksen hiilipitoisuuden nousu kiihdyttää karbidin sferoidisoitumisnopeutta ja aggregoitumisnopeutta, kiihdyttää seosaineiden uudelleenjakautumista, vähentää teräksen hitsattavuus, korroosionkestävyys ja hapettumisenkestävyys, joten lämmönkestävä teräs yleensä haluaa vähentää hiilipitoisuuden määrää. Silti teräksen lujuus heikkenee, jos hiilipitoisuus on liian alhainen. T91-teräksessä 12Cr1MoV-teräkseen verrattuna on alennettu hiilipitoisuus 20%, mikä on edellä mainittujen tekijöiden vaikutusten tarkka huomioon ottaminen.
2.1.2 T91-teräs sisältää jäämiä typpestä; typen rooli näkyy kahdessa mielessä. Toisaalta kiinteän liuoksen vahvistamisen rooli, huoneenlämpötilassa oleva typpi teräksen liukoisuus on minimaalinen, T91-teräksestä hitsattu lämpövaikutusalue hitsauksen lämmityksen ja hitsauksen jälkeisen lämpökäsittelyn prosessissa, tulee peräkkäin kiinteää VN:n liuotus- ja saostusprosessi: Austeniittiseen organisaatioon on muodostunut hitsauslämmityksen lämpövaikutusvyöhyke VN:n liukoisuuden vuoksi, typpipitoisuus kasvaa ja sen jälkeen ylikylläisyysaste huonelämpötilan organisoinnissa kasvaa. myöhemmässä hitsin lämpökäsittelyssä esiintyy vähäistä VN-saostumista, mikä lisää organisaation vakautta ja parantaa lämpövaikutusalueen kestävän lujuuden arvoa. Toisaalta T91-teräs sisältää myös pienen määrän A1:tä; typpeä voidaan muodostaa sen A1N, A1N yli 1 100 ℃ vain suuri määrä liukenee matriisiin, ja sitten saostetaan uudelleen alemmissa lämpötiloissa, mikä voi olla parempi diffuusiota vahvistava vaikutus.
2.1.3 lisää kromia lähinnä parantaa hapettumisenkestävyyttä lämmönkestävän teräksen, korroosionkestävyys, kromipitoisuus alle 5%, 600 ℃ alkoi hapettua rajusti, kun taas määrä kromipitoisuus jopa 5% on erinomainen hapettumisenkestävyys. 12Cr1MoV teräs seuraavissa 580 ℃ on hyvä hapettumisenkestävyys, korroosion syvyys 0,05 mm/a, 600 ℃, kun suorituskyky alkoi heikentyä, korroosion syvyys 0,13 mm / a. T91 sisältää kromipitoisuus 1 100 ℃ ennen kuin suuri määrä liukenee matriisiin, ja alhaisemmissa lämpötiloissa ja uudelleen saostuminen voi olla äänen diffuusiota vahvistava vaikutus. /T91 kromipitoisuus nousi noin 9%, käyttölämpötila voi nousta 650 ℃, ensisijainen toimenpide on saada matriisi liuotettua enemmän kromia.
2.1.4 Vanadiini ja niobium ovat tärkeitä karbidia muodostavia alkuaineita. Kun sitä lisätään hienon ja vakaan metalliseoskarbidin muodostamiseksi hiilen kanssa, on kiinteä diffuusiota vahvistava vaikutus.
2.1.5 Molybdeenin lisääminen parantaa pääasiassa teräksen lämpölujuutta ja vahvistaa kiinteitä liuoksia.

2.2 Mekaaniset ominaisuudet

T91-aihio, viimeisen lämpökäsittelyn normalisointia varten + korkean lämpötilan karkaisu, on huoneenlämpöinen vetolujuus ≥ 585 MPa, huoneenlämpötilassa myötöraja ≥ 415 MPa, kovuus ≤ 250 HB, venymä (50 mm:n etäisyys vakiopyöreästä näytteestä) ≥ 20%, sallittu jännitysarvo [σ] 650 ℃ = 30 MPa.

Lämpökäsittelyprosessi: normalisointilämpötila 1040 ℃, pitoaika vähintään 10 min, karkaisulämpötila 730 ~ 780 ℃, pitoaika vähintään yksi tunti.

2.3 Hitsausteho

Kansainvälisen hitsausinstituutin suositteleman hiiliekvivalenttikaavan mukaan teräksen hiiliekvivalentti T91 on 2,43%, ja näkyvä T91-hitsattavuus on huono.
Teräksellä ei ole tapana lämmetä uudelleen Halkeilu.

2.3.1 Ongelmia T91-hitsauksessa

2.3.1.1 Kovetun organisaation halkeilu lämmön vaikutusalueella
T91:n jäähdytyksen kriittinen nopeus on alhainen, austeniitti on erittäin vakaa, eikä jäähtymistä tapahdu nopeasti tavallisen perliittimuunnoksen aikana. Se on jäähdytettävä alempaan lämpötilaan (noin 400 ℃), jotta se muuttuu martensiitiksi ja karkeaksi organisaatioksi.
Eri organisaatioiden lämpövaikutusvyöhykkeellä tuottamalla hitsauksella on erilaiset tiheydet, laajenemiskertoimet, ja eri hilamuotoihin lämmitys- ja jäähdytysprosessissa liittyy väistämättä erilainen tilavuuden laajeneminen ja supistuminen; toisaalta hitsauksesta johtuen kuumennus on epätasaista ja korkeita lämpötiloja, joten T91-hitsausliitokset ovat valtavia sisäisiä jännityksiä. Kovettuneet karkeat martensiittiorganisaatiot, jotka ovat monimutkaisessa jännitystilassa, samaan aikaan hitsin jäähdytysprosessissa vedyn diffuusio hitsauksesta lähellä sauman alueelle, vedyn läsnäolo on vaikuttanut martensiitin haurastumiseen, tämä vaikutusten yhdistelmä, sammutetulle alueelle on helppo muodostaa kylmähalkeamia.

2.3.1.2 Lämmön vaikutusalueen jyvien kasvu
Hitsauksen lämpökierto vaikuttaa merkittävästi rakeiden kasvuun hitsausliitosten lämpövaikutuksella, erityisesti sulamisvyöhykkeellä, joka on välittömästi maksimilämmityslämpötilan vieressä. Kun jäähdytysnopeus on vähäinen, hitsattu lämpövaikutusalue näyttää karkealta massiivliselta ferriitti- ja karbidiorganisaatiolta, jolloin teräksen plastisuus laskee merkittävästi; jäähdytysnopeus on merkittävä karkean martensiittiorganisaation tuotannon vuoksi, mutta myös hitsausliitosten plastisuus vähenee.

2.3.1.3 Pehmennetyn kerroksen luominen
Karkaistussa tilassa hitsattu T91-teräs, lämpövaikuttama vyöhyke tuottaa väistämättömän pehmenevän kerroksen, joka on ankarampi kuin lämpöä kestävän perliittiteräksen pehmeneminen. Pehmeneminen on merkittävämpää käytettäessä spesifikaatioita, joissa lämmitys- ja jäähdytysnopeus on hitaampi. Lisäksi pehmennetyn kerroksen leveys ja sen etäisyys sulatuslinjasta liittyvät lämmitysolosuhteisiin ja hitsauksen, esilämmityksen ja hitsauksen jälkeisen lämpökäsittelyn ominaisuuksiin.

2.3.1.4 Jännityskorroosiohalkeilu
T91-teräs hitsauksen jälkeisessä lämpökäsittelyssä ennen jäähdytyslämpötilaa on yleensä vähintään 100 ℃. Jos jäähdytys on huoneenlämpöistä ja ympäristö suhteellisen kostea, on korroosiohalkeilua helppo stressata. Saksalaiset määräykset: Ennen hitsauksen jälkeistä lämpökäsittelyä se on jäähdytettävä alle 150 ℃. Paksumpien työkappaleiden, saumojen ja huonon geometrian tapauksessa jäähdytyslämpötila on vähintään 100 ℃. Jos jäähdyttäminen huoneenlämpötilassa ja kosteudessa on ehdottomasti kielletty, on muuten helppo synnyttää jännityskorroosiohalkeamia.

2.3.2 Hitsausprosessi

2.3.2.1 Hitsausmenetelmä: Voidaan käyttää manuaalista hitsausta, volframinapakaasusuojattua tai sulatusnapaautomaattia.
2.3.2.2 Hitsausmateriaali: voi valita WE690-hitsauslangan tai hitsaustangon.

Hitsausmateriaalin valinta:
(1) Samantyyppisen teräksen hitsaus - jos manuaalista hitsausta voidaan käyttää manuaalisen CM-9Cb-hitsaustangon valmistamiseksi, volframikaasusuojattua hitsausta voidaan käyttää TGS-9Cb: n valmistamiseen, sulatuspylväiden automaattista hitsausta voidaan käyttää MGS- 9Cb lanka;
(2) erilainen teräshitsaus – kuten hitsaus austeniittisilla ruostumattomalla teräksellä saatavilla ERNiCr-3-hitsauslisäaineilla.

2.3.2.3 Hitsausprosessipisteet:
(1) esilämmityslämpötilan valinta ennen hitsausta
T91-teräksen Ms-piste on noin 400 ℃; esilämmityslämpötila valitaan yleensä 200 ~ 250 ℃. Esilämmityslämpötila ei saa olla liian korkea. Muuten liitoksen jäähtymisnopeus pienenee, mikä voi johtua hitsausliitoksista kovametallisaostumisen raerajoilla ja ferriittiorganisaatioiden muodostumisessa, mikä vähentää merkittävästi teräshitsattujen liitosten iskunkestävyyttä huoneenlämpötilassa. Saksa tarjoaa esilämmityslämpötilan 180 ~ 250 ℃; USCE tarjoaa esilämmityslämpötilan 120 ~ 205 ℃.

(2) hitsauskanavan / välikerroksen lämpötilan valinta
Välikerrosten lämpötila ei saa olla alempi kuin esilämmityslämpötilan alaraja. Silti, kuten esilämmityslämpötilan valinnassa, välikerroksen lämpötila ei voi olla liian korkea.T91-hitsausvälikerroksen lämpötilaa ohjataan yleensä 200 ~ 300 ℃. Ranskan määräykset: välikerroksen lämpötila ei ylitä 300 ℃. Yhdysvaltain määräykset: välikerrosten lämpötila voi olla välillä 170 ~ 230 ℃.

(3) hitsauksen jälkeisen lämpökäsittelyn aloituslämpötilan valinta
T91 vaatii hitsauksen jälkeistä jäähdytystä Ms-pisteen alapuolelle ja säilytä tietyn ajan ennen karkaisukäsittelyä hitsauksen jälkeisellä jäähdytysnopeudella 80 ~ 100 ℃ / h. Jos austeniittista liitosta ei eristetä, se ei välttämättä muutu täysin; karkaisulämmitys edistää karbidin saostumista pitkin austeniittista raerajaa, mikä tekee organisaatiosta erittäin hauraan. T91:tä ei kuitenkaan voida jäähdyttää huoneenlämpötilaan ennen karkaisua hitsauksen jälkeen, koska kylmä Halkeilu on vaarallista, kun sen hitsausliitokset jäähdytetään huoneenlämpötilaan. T91:lle paras hitsauksen jälkeisen lämpökäsittelyn aloituslämpötila 100 ~ 150 ℃ ja pito tunnin ajan voi varmistaa täydellisen organisaatiomuutoksen.

(4) hitsauksen jälkeisen lämpökäsittelyn karkaisulämpötila, pitoaika, karkaisun jäähdytysnopeuden valinta
Karkaisulämpötila: T91-teräksen kylmähalkeilutaipumus on merkittävämpi, ja tietyissä olosuhteissa se on altis viivästyneelle halkeilulle, joten hitsausliitokset on karkaistava 24 tunnin kuluessa hitsauksen jälkeen. T91 post-hitsaus tila organisaation listan martensiitti, karkaisun jälkeen, voidaan muuttaa karkaistua martensiitti; sen suorituskyky on ylivoimainen lattimartensiittiin. Karkaisulämpötila on alhainen; karkaisuvaikutus ei ole ilmeinen; hitsausmetalli on helppo vanhentua ja haurastua; karkaisulämpötila on liian korkea (yli AC1-linja), liitos voi austenitisoitua uudelleen ja myöhemmässä jäähdytysprosessissa sammua uudelleen. Samaan aikaan, kuten aiemmin tässä artikkelissa on kuvattu, karkaisulämpötilaa määritettäessä tulee ottaa huomioon myös sauman pehmennyskerroksen vaikutus. Yleensä T91 karkaisulämpötila on 730 ~ 780 ℃.
Pitoaika: T91 vaatii vähintään tunnin pituisen hitsauksen jälkeisen karkaisun pitoajan sen varmistamiseksi, että sen organisaatio muuttuu kokonaan karkaistuksi martensiitiksi.
Karkaisujäähdytysnopeus: T91-teräksisten hitsausliitosten jäännösjännityksen vähentämiseksi jäähdytysnopeuden on oltava alle viisi ℃ / min.
Kaiken kaikkiaan T91-teräksen hitsausprosessi lämpötilansäätöprosessissa voidaan ilmaista lyhyesti alla olevassa kuvassa:

Lämpötilan säätöprosessi T91-teräsputken hitsausprosessissa

Lämpötilan säätöprosessi T91-teräsputken hitsausprosessissa

III. ASME SA213 T91:n ymmärtäminen

3.1 T91-teräs seostusperiaatteella, erityisesti lisäämällä pieni määrä niobiumia, vanadiinia ja muita hivenaineita, parantaa merkittävästi korkeiden lämpötilojen lujuutta ja hapettumisenkestävyyttä verrattuna 12 Cr1MoV -teräkseen, mutta sen hitsausteho on heikko.
3.2 T91-teräksellä on suurempi taipumus kylmäsäröilleen hitsauksen aikana, ja se on esilämmitettävä 200 ~ 250 ℃:een, jolloin välikerroksen lämpötila pidetään 200 ~ 300 ℃:ssa, mikä voi tehokkaasti estää kylmähalkeamia.
3.3 T91-teräksen hitsauksen jälkeinen lämpökäsittely on jäähdytettävä 100 ~ 150 ℃, eristys yksi tunti, lämmitys- ja karkaisulämpötila 730 ~ 780 ℃, eristysaika vähintään yksi tunti ja lopuksi enintään 5 ℃ / min nopea jäähdytys huoneenlämpötilaan.

IV. ASME SA213 T91:n valmistusprosessi

SA213 T91:n valmistusprosessi vaatii useita menetelmiä, mukaan lukien sulatuksen, lävistyksen ja valssauksen. Sulatusprosessin on säädettävä kemiallista koostumusta teräsputken erinomaisen korroosionkestävyyden varmistamiseksi. Lävistys- ja valssausprosessit edellyttävät tarkkaa lämpötilan ja paineen säätöä vaadittujen mekaanisten ominaisuuksien ja mittatarkkuuden saavuttamiseksi. Lisäksi teräsputket on lämpökäsiteltävä sisäisten jännitysten poistamiseksi ja korroosionkestävyyden parantamiseksi.

V. ASME SA213 T91:n sovellukset

ASME SA213 T91 on korkeakromipitoinen lämmönkestävä teräs, jota käytetään pääasiassa korkean lämpötilan tulistimien ja lämmittimien sekä muiden alikriittisten ja ylikriittisten voimalaitoskattiloiden paineistettujen osien valmistukseen, joiden metalliseinämien lämpötila on enintään 625 °C, ja jota voidaan käyttää myös korkean lämpötilan -paineastioiden ja ydinvoiman lämpötilapaineiset osat. SA213 T91:llä on erinomainen virumisenkestävyys ja se voi säilyttää vakaan koon ja muodon korkeissa lämpötiloissa ja pitkäaikaisessa kuormituksessa. Sen pääsovelluksia ovat kattilat, tulistimet, lämmönvaihtimet ja muut sähkö-, kemian- ja öljyteollisuuden laitteet. Sitä käytetään laajalti petrokemian teollisuuden vesijäähdytteisissä seinissä korkeapainekattiloissa, ekonomaiseriputkissa, tulistimessa, uudelleenlämmittimissä ja putkissa.

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

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

/sisään /kirjoittaja

Johdanto

Öljy- ja kaasuteollisuudessa, erityisesti onshore- ja offshore-ympäristöissä, on ensiarvoisen tärkeää varmistaa aggressiivisille olosuhteille alttiina olevien materiaalien pitkäikäisyys ja luotettavuus. Tässä kohtaa standardit, kuten NACE MR0175/ISO 15156 vs. NACE MR0103/ISO 17495-1, tulevat esiin. Molemmat standardit antavat kriittistä ohjeistusta materiaalin valinnassa happamissa palveluympäristöissä. Niiden välisten erojen ymmärtäminen on kuitenkin välttämätöntä oikeiden materiaalien valinnassa toimintoihisi.

Tässä blogiviestissä tutkimme tärkeimpiä eroja NACE MR0175/ISO 15156 vs. NACE MR0103/ISO 17495-1ja tarjoaa käytännön neuvoja öljy- ja kaasualan ammattilaisille, jotka hallitsevat näitä standardeja. Keskustelemme myös näiden standardien tarjoamista erityissovelluksista, haasteista ja ratkaisuista erityisesti ankarissa öljy- ja kaasukenttäympäristöissä.

Mitä ovat NACE MR0175/ISO 15156 ja NACE MR0103/ISO 17495-1?

NACE MR0175/ISO 15156:
Tämä standardi on maailmanlaajuisesti tunnustettu ohjaamaan materiaalien valintaa ja korroosiontorjuntaa hapankaasuympäristöissä, joissa on rikkivetyä (H₂S). Se antaa ohjeita maalla ja offshore-öljy- ja kaasuoperaatioissa käytettävien materiaalien suunnitteluun, valmistukseen ja kunnossapitoon. Tavoitteena on vähentää riskejä, jotka liittyvät vedyn aiheuttamaan halkeiluon (HIC), sulfidijännityshalkeamiseen (SSC) ja jännityskorroosiosäröilyyn (SCC), jotka voivat vaarantaa kriittisten laitteiden, kuten putkien, venttiilien ja kaivonpäiden, eheyden.

NACE MR0103/ISO 17495-1:
Toisaalta NACE MR0103/ISO 17495-1 keskittyy ensisijaisesti materiaaleihin, joita käytetään jalostus- ja kemiallisissa prosessointiympäristöissä, joissa voi esiintyä altistumista happamalle palvelulle, mutta hieman erilaisella laajuudella. Se kattaa vaatimukset laitteille, jotka altistuvat lievästi syövyttäville olosuhteille, painottaen sen varmistamista, että materiaalit kestävät tiettyjen jalostusprosessien, kuten tislauksen tai krakkauksen, aggressiivista luonnetta, joissa korroosioriski on verrattain pienempi kuin öljyn ja kaasun alkupään toiminnassa.

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

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

Tärkeimmät erot: NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1

Nyt kun meillä on yleiskatsaus jokaisesta standardista, on tärkeää tuoda esiin erot, jotka voivat vaikuttaa materiaalivalintoihin alalla. Nämä erot voivat vaikuttaa merkittävästi materiaalien suorituskykyyn ja käyttöturvallisuuteen.

1. Soveltamisala

Ensisijainen ero NACE MR0175/ISO 15156 vs. NACE MR0103/ISO 17495-1 kuuluu niiden soveltamisalaan.

NACE MR0175/ISO 15156 on räätälöity laitteisiin, joita käytetään happamissa palveluympäristöissä, joissa on rikkivetyä. Se on ratkaisevan tärkeä öljyn ja kaasun etsinnässä, tuotannossa ja kuljetuksessa, erityisesti offshore- ja onshore-kentillä, jotka käsittelevät hapankaasua (rikkivetyä sisältävää kaasua).

NACE MR0103/ISO 17495-1, mutta keskittyy edelleen happamaan palveluun, se keskittyy enemmän jalostukseen ja kemianteollisuuteen, erityisesti missä hapan kaasu on osallisena prosesseissa, kuten jalostuksessa, tislauksessa ja krakkauksessa.

2. Ympäristön vakavuus

Myös ympäristöolosuhteet ovat keskeinen tekijä näiden standardien soveltamisessa. NACE MR0175/ISO 15156 käsittelee ankarampia hapan palvelun ehtoja. Se kattaa esimerkiksi korkeammat pitoisuudet rikkivetyä, joka on syövyttävämpää ja aiheuttaa suuremman materiaalin hajoamisriskin sellaisten mekanismien kautta kuin vety-indusoitu halkeilu (HIC) ja sulfidijännityshalkeilu (SSC).

Sitä vastoin NACE MR0103/ISO 17495-1 ottaa huomioon ympäristöt, jotka voivat olla vähemmän vakavia rikkivedyn altistumisen kannalta, mutta silti kriittisiä jalostamo- ja kemiantehtaissa. Jalostusprosesseissa mukana olevien nesteiden kemiallinen koostumus ei välttämättä ole yhtä aggressiivinen kuin hapankaasukentillä, mutta aiheuttaa silti korroosioriskin.

3. Materiaalivaatimukset

Molemmat standardit tarjoavat erityiset kriteerit materiaalien valinnalle, mutta ne eroavat tiukkojen vaatimustensa suhteen. NACE MR0175/ISO 15156 painottaa enemmän vetyperäisen korroosion estämistä materiaaleissa, joita voi esiintyä jopa erittäin alhaisissa rikkivetypitoisuuksissa. Tämä standardi vaatii materiaaleja, jotka kestävät SSC:tä, HIC:tä ja korroosion väsymistä happamissa ympäristöissä.

Toisaalta NACE MR0103/ISO 17495-1 on vähemmän määräävä vetyyn liittyvän halkeilun suhteen, mutta vaatii materiaaleja, jotka pystyvät käsittelemään syövyttäviä aineita jalostusprosesseissa, keskittyen usein enemmän yleiseen korroosionkestävyyteen kuin erityisiin vetyyn liittyviin riskeihin.

4. Testaus ja todentaminen

Molemmat standardit edellyttävät testausta ja todentamista sen varmistamiseksi, että materiaalit toimivat vastaavissa ympäristöissään. Kuitenkin, NACE MR0175/ISO 15156 vaatii laajempaa testausta ja materiaalien suorituskyvyn tarkempaa todentamista happamissa käyttöolosuhteissa. Testit sisältävät erityisiä ohjeita SSC:lle, HIC:lle ja muille hapankaasuympäristöihin liittyville vikatiloille.

NACE MR0103/ISO 17495-1, vaikka se vaatii myös materiaalitestausta, on usein joustavampi testauskriteerien suhteen ja keskittyy varmistamaan, että materiaalit täyttävät yleiset korroosionkestävyysstandardit sen sijaan, että keskitytään erityisesti rikkivetyyn liittyviin riskeihin.

Miksi sinun pitäisi välittää NACE MR0175/ISO 15156 vs. NACE MR0103/ISO 17495-1?

Näiden erojen ymmärtäminen voi auttaa estämään materiaaliviat, varmistamaan käyttöturvallisuuden ja noudattamaan alan määräyksiä. Työskenteletpä sitten offshore-öljynporauslautalla, putkilinjaprojektissa tai jalostamossa, näiden standardien mukaisten asianmukaisten materiaalien käyttö suojaa kalliilta häiriöiltä, odottamattomilta seisokkeilta ja mahdollisilta ympäristöriskeiltä.

Öljy- ja kaasutoimintoihin, erityisesti maalla ja offshore-hapan palveluympäristöissä, NACE MR0175/ISO 15156 on standardi. Se varmistaa, että materiaalit kestävät vaikeimmatkin ympäristöt, mikä vähentää riskejä, kuten SSC ja HIC, jotka voivat johtaa katastrofaalisiin häiriöihin.

Sitä vastoin jalostuksessa tai kemiallisessa käsittelyssä NACE MR0103/ISO 17495-1 tarjoaa räätälöidympää ohjausta. Se mahdollistaa materiaalien tehokkaan käytön ympäristöissä, joissa on hapan kaasua, mutta vähemmän aggressiivisissa olosuhteissa kuin öljyn ja kaasun talteenotto. Tässä keskitytään enemmän yleiseen korroosionkestävyyteen prosessointiympäristöissä.

Käytännön ohjeita öljyn ja kaasun ammattilaisille

Kun valitset materiaalia kummankin luokan projekteihin, ota huomioon seuraavat seikat:

Ymmärrä ympäristösi: Arvioi, liittyykö toimintasi hapankaasun talteenottoon (ylävirtaan) vai jalostukseen ja kemialliseen käsittelyyn (alavirtaan). Tämä auttaa sinua määrittämään, mitä standardia sovelletaan.

Materiaalin valinta: Valitse materiaalit, jotka ovat asiaankuuluvan standardin mukaisia ympäristöolosuhteiden ja palvelun tyypin perusteella (hapan kaasu vs. jalostus). Ruostumattomia teräksiä, runsasseosteisia materiaaleja ja korroosionkestäviä seoksia suositellaan usein ympäristön vakavuuden perusteella.

Testaus ja todentaminen: Varmista, että kaikki materiaalit on testattu vastaavien standardien mukaisesti. Hapankaasuympäristöissä voi olla tarpeen suorittaa lisätestejä SSC:n, HIC:n ja korroosioväsymisen varalta.

Ota yhteyttä asiantuntijoihin: On aina hyvä idea neuvotella korroosioasiantuntijoiden tai materiaalisuunnittelijoiden kanssa NACE MR0175/ISO 15156 vs. NACE MR0103/ISO 17495-1 varmistaaksesi materiaalin optimaalisen suorituskyvyn.

Johtopäätös

Lopuksi, ymmärtää ero NACE MR0175/ISO 15156 vs. NACE MR0103/ISO 17495-1 on olennaista, jotta voidaan tehdä tietoisia päätöksiä materiaalin valinnasta sekä öljy- että kaasusovelluksiin. Valitsemalla toiminnallesi sopivan standardin varmistat laitteistosi pitkäaikaisen eheyden ja autat estämään katastrofaalisia vikoja, jotka voivat aiheutua väärin määritellyistä materiaaleista. Työskenteletpä sitten hapan kaasun kanssa offshore-kentillä tai kemiallisen käsittelyn kanssa jalostamoissa, nämä standardit antavat tarvittavat ohjeet omaisuutesi suojaamiseksi ja turvallisuuden ylläpitämiseksi.

Jos olet epävarma, mitä standardia noudattaa, tai tarvitset lisäapua materiaalien valinnassa, ota yhteyttä materiaaliasiantuntijaan saadaksesi räätälöityjä neuvoja NACE MR0175/ISO 15156 vs. NACE MR0103/ISO 17495-1 ja varmista, että projektisi ovat turvallisia ja alan parhaiden käytäntöjen mukaisia.