ASTM A335 ASME SA335 P92 SMLSパイプ

異なる等温温度における P92 鋼の微細構造の進化

/カテゴリ: /作成者:

異なる等温温度における P92 鋼の微細構造の進化

P92鋼 主に超々臨界ボイラー、超高圧パイプライン、その他の高温高圧設備に使用されています。P92鋼は、P91鋼の化学組成にW元素とB元素の微量元素の添加を基本とし、Mo含有量を減らし、粒界強化と分散強化をさまざまな方法で行い、P92鋼の総合性能を向上させています。P92鋼はP91鋼よりも耐酸化性能と耐腐食性が優れています。P92鋼管の製造には、熱間加工プロセスが不可欠です。熱処理技術により、製造プロセスで発生する内部欠陥を排除し、鋼の性能を作業条件のニーズに合わせることができます。熱間加工プロセスにおける組織の種類と状態は、性能が標準を満たすかどうかに影響を与える重要な要因です。したがって、本論文では、異なる等温温度における P92 鋼管の組織を分析し、さまざまな温度における P92 鋼管の組織の進化を明らかにします。これは、実際の熱間加工プロセスの組織分析と性能制御に情報サポートを提供するだけでなく、熱間加工プロセスの開発のための実験的基礎も築きます。

1. 試験材料と方法

1.1 試験材料

試験に使用した鋼材は使用状態のP92鋼管（1060℃焼入れ＋760℃焼戻し）であり、その化学成分は表1に示すとおりである。完成した管の中央部の長さ方向の特定位置からφ4mm×10mmの円筒形試験片を切り出し、焼入れ膨張計を使用して異なる温度での組織変態を調べた。

表1 P92鋼の主な化学組成（質量分率別）（%）

要素 Ｃ シ ミネソタ Cr ニ モ 五 アル B いいえ わ 鉄
% 0.13 0.2 0.42 8.67 0.25 0.48 0.19 0.008 0.002 0.05 1.51 バランス

1.2 テストプロセス

L78急冷熱膨張計を使用し、0.05℃/sで1050℃まで15分間加熱し、200℃/sで室温まで冷却しました。材料の相変化の臨界点を測定したところ、Ac1は792.4℃、Ac3は879.8℃、Msは372.3℃でした。試験片は10℃/秒の速度で1050℃まで加熱され、15分間保持された後、150℃/秒の速度で異なる温度（770、740、710、680、650、620、520、430、400、370、340、310、280、250、190、および160℃）まで冷却され、異なる時間（620℃以下で1時間、620℃以上で25時間保持）保持された。620℃以上で25時間保持）、等温端の電源をオフにして、試験片を室温まで空冷する。1.3 試験方法

異なる工程で試験片の表面を研磨した後、王水を使用して試験片の表面を腐食しました。AXIOVERT 25 Zeiss 顕微鏡と QWANTA 450 環境走査型電子顕微鏡を使用して組織を観察および分析しました。HVS-50 ビッカース硬度計 (荷重 1kg) を使用して、各試験片の表面の数か所で硬度を測定し、その平均値を試験片の硬度値としました。

2. テスト結果と分析

2.1 異なる等温温度の構成と分析

図1は、1050℃で異なる時間と温度で完全オーステナイト化を行った後のP92鋼の微細構造を示しています。図1(a)は、190℃で1時間等温化した後のP92鋼の微細構造を示しています。図1(a2)から、常温組織はマルテンサイト(M)であることがわかります。図1(a3)から、マルテンサイトがラス状特性を示していることがわかります。鋼のMs点は約372℃であるため、Ms点未満の等温温度でマルテンサイト相変態が起こり、マルテンサイトが形成されます。P92鋼の炭素含有量は低炭素組成の範囲に属し、ラス状の形態がマルテンサイトの特徴です。

図1(a)は、190℃で1時間等温保持した後のP92鋼の微細組織を示す。

図1(a)は、190℃で1時間等温保持した後のP92鋼の微細組織を示す。

図1(b)は、430℃で1時間等温保持したP92鋼の微細組織です。等温温度が430℃まで上昇すると、P92鋼はベイナイト変態域に達します。鋼にはMo、B、W元素が含まれているため、これらの元素はベイナイト変態にほとんど影響を与えず、パーライト変態を遅らせます。そのため、P92鋼を430℃で1時間保持すると、一定量のベイナイトが組織化されます。その後、残りの過冷却オーステナイトは空冷時にマルテンサイトに変態します。

図1(b) P92鋼の430℃等温1時間における微細組織

図1(b) P92鋼の430℃等温1時間における微細組織

図1(c)は、520℃で1時間等温保持したP92鋼の微細組織を示す。等温保持温度が520℃になると、Cr、Mo、Mnなどの合金元素によってパーライト変態が抑制され、ベイナイト変態開始点（Bs点）が下がるため、特定の温度範囲で過冷却オーステナイトの安定化領域が現れる。図1(c)は、520℃で1時間保持した後、過冷却オーステナイト変態が起こらず、その後空冷してマルテンサイトを形成し、最終的に室温でマルテンサイト組織になった様子を示している。

図1(c)は、520℃等温1時間におけるP92鋼の微細組織を示す。

図1(c)は、520℃等温1時間におけるP92鋼の微細組織を示す。

図1（d）はP92鋼の650℃等温25hのマルテンサイト+パーライトの微細組織である。図1（d3）に示すように、パーライトは不連続なラメラ特性を示し、表面の炭化物は短棒状の析出を示している。これは、P92鋼のCr、Mo、Vなどの合金元素が過冷却オーステナイトの安定性を同時に向上させ、P92鋼のパーライト形態が変化することによるもので、つまり、パーライト体中の炭化物が短棒状の炭化物になり、このパーライト体はパーライト類と呼ばれる。同時に、組織中に多くの微細な第二相粒子が見られた。

図1（d）P92鋼の650℃等温25時間におけるマルテンサイト+パーライトの微細組織

図1（d）P92鋼の650℃等温25時間におけるマルテンサイト+パーライトの微細組織

図1(e)は、740℃等温25時間におけるP92鋼の微細組織を示しています。740℃等温では、最初に共晶塊状フェライト析出が起こり、その後オーステナイト共晶分解が起こり、パーライト様組織になります。650℃等温(図1(d3)参照)と比較すると、等温温度の上昇に伴いパーライト組織は粗くなり、パーライトの2相特性、すなわちフェライトと短い棒状の炭化物がはっきりと見えます。

図1(e)はP92鋼の740℃等温25時間における微細組織を示す。

図1(e)はP92鋼の740℃等温25時間における微細組織を示す。

図1(f)は、770℃等温で25時間保持したP92鋼の微細組織を示しています。770℃等温では、等温時間が長くなるにつれて、最初にフェライトの析出が起こり、次に過冷却オーステナイトが共晶分解してフェライト+パーライト組織を形成します。等温温度の上昇に伴い、最初の共晶フェライト含有量が増加し、パーライト含有量が減少します。P92鋼の合金元素、つまりオーステナイトに溶解してオーステナイトの硬化性を高める合金元素のために、共晶分解の難しさはより広範囲に及ぶため、共晶分解、つまりパーライト組織の形成を起こすには、十分に長い等温時間が必要です。

図1(f)は、770℃の等温温度で25時間保持したP92鋼の微細組織を示す。

図1(f)は、770℃の等温温度で25時間保持したP92鋼の微細組織を示す。

図1(f2)の異なる形態の組織に対してエネルギースペクトル分析を行い、組織の種類をさらに識別しました。表2に示します。表2から、白い粒子の炭素含有量が他の組織よりも高く、合金元素のCr、Mo、Vが多いことがわかります。この粒子を冷却過程で析出した複合炭化物粒子について分析すると、比較すると、不連続なラメラ組織の炭素含有量は2番目に低く、塊状組織の炭素含有量は最も低いです。パーライトは炭化物とフェライトの2相組織であるため、平均炭素含有量はフェライトよりも高く、等温温度と形態分析を組み合わせると、ラメラ組織はパーライト様であり、塊状組織は第一共晶フェライトであることがさらに判明しました。

770 °C で 25 時間等温処理した P92 鋼のスペクトル分析 (原子分率による表形式で記述) (%)

構造 Ｃ いいえ モ ティ 五 Cr ミネソタ 鉄 わ
白い顆粒 11.07 0.04 0.94 0.02 2.16 8.36 2.64 54.77 2.84
ブロック構造 9.31 0.04 0.95 0.2 0.32 8.42 0.74 85.51 10.21
階層構造 5.1 0 0.09 0.1 0.33 7.3 0.35 85.65 0.69

2.2 微小硬度と分析

一般的に言えば、WやMoなどの元素を含む合金鋼の冷却過程で、過冷却オーステナイトに3種類の組織変態が発生します。低温域ではマルテンサイト変態、中温域ではベイナイト変態、高温域ではパーライト変態です。異なる組織進化は異なる硬度につながります。図2は、異なる等温温度におけるP92鋼の硬度曲線の変化を示しています。図2から、等温温度の上昇に伴い、硬度は最初に低下し、次に増加し、最後に低下する傾向を示していることがわかります。等温温度が160〜370℃の場合、マルテンサイト変態が発生し、ビッカース硬度は516HVから457HVに増加します。等温温度が400〜620℃の場合、少量のベイナイト変態が発生し、硬度478HVが484HVに増加します。ベイナイト変態が小さいため、硬度はあまり変化しません。等温温度が 650 ℃のとき、少量のパーライトが形成され、硬度は 410 HV です。等温温度が 680 ~ 770 ℃のとき、フェライト + パーライト組織が形成され、硬度は 242 HV から 163 HV です。P92 鋼の変態により、異なる温度での組織遷移が異なり、低温マルテンサイト変態の領域では、等温温度が Ms 点よりも低い場合、温度の上昇とともに、マルテンサイト含有量が減少し、硬度が低下します。P92 鋼の異なる温度での変態の途中で、等温温度が Ms 点よりも低い場合、温度の上昇とともに、マルテンサイト含有量が減少し、硬度が低下します。中温ベイナイト変態領域では、ベイナイト変態量が少ないため、硬度はあまり変化しません。高温パーライト変態領域では、等温温度の上昇に伴い、第一共晶フェライト含有量が増加し、硬度が低下し続けるため、等温温度の上昇に伴い、材料の硬度は一般的に低下傾向にあり、硬度の変化の傾向と組織の分析はその傾向と一致しています。

異なる等温温度における P92 鋼の硬度曲線の変化

異なる等温温度における P92 鋼の硬度曲線の変化

3. 結論

1) P92鋼の臨界点Ac1は792.4℃、Ac3は879.8℃、Msは372.3℃である。

2) P92 鋼は、異なる等温温度で得られる室温組織が異なります。160 ～ 370 ℃ 等温 1 時間では、室温組織はマルテンサイトです。400 ～ 430 ℃ 等温 1 時間では、少量のベイナイト + マルテンサイトの組織です。520 ～ 620 ℃ 等温 1 時間では、組織は比較的安定しており、短時間 (1 時間) 内に変態は発生せず、室温組織はマルテンサイトです。650 ℃ 等温 25 時間では、室温組織はパーライトです。h、室温組織はパーライト + マルテンサイトです。680 ～ 770 ℃ 等温 25 時間では、組織はパーライト + 第一共晶フェライトに変態しました。

3) P92鋼はAc1以下の等温でオーステナイト化され、等温温度の低下とともに、材料全体の硬度が増加する傾向があり、等温770℃で最初の共晶フェライト析出、パーライト変態が発生した後、硬度は最低の約163HVになります。等温160℃でマルテンサイト変態が発生した後、硬度は最高の約516HVになります。

ASME B31.3 と ASME B31.1

ASME B31.1 と ASME B31.3: 配管設計規格を知る

/カテゴリ: /作成者:

導入

配管設計とエンジニアリングでは、安全性、効率性、業界標準への準拠を確保するために、適切な配管コードを選択することが重要です。最も広く認知されている配管設計コードには次の2つがあります。 ASME B31.1 そして ASME B31.3どちらもアメリカ機械学会（ASME）が発行する配管システムの設計と建設に関する規格ですが、その適用範囲は大きく異なります。 ASME B31.1 と ASME B31.3 発電所、化学処理、工業施設など、プロジェクトに適切なコードを選択するには、議論が不可欠です。

概要: ASME B31.1 と ASME B31.3

What is ASME B31.3 or Process Piping Code?

ASME B31.1 は、発電所の配管システムの設計、構築、保守を管理する規格です。発電所、工業プラント、および発電に関わるその他の施設の配管システムに適用されます。この規格は、高圧蒸気、水、高温ガスを扱うシステムの整合性に重点を置いています。

代表的な用途: 発電所、暖房システム、タービン、ボイラーシステム。
圧力範囲: 高圧蒸気および流体システム。
温度範囲: 特に蒸気およびガス用途向けの高温サービス。

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.

代表的な用途化学処理工場、製油所、製薬施設、食品・飲料工場。
圧力範囲: 流体の種類と分類に応じて、通常は ASME B31.1 の圧力範囲よりも低くなります。
温度範囲: varies depending 化学流体では、通常、極端な条件よりも低くなります。 ASME B31.1.

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

ASME B31.3 と ASME B31.1

ASME B31.3 と ASME B31.1

Sr No パラメータ ASME B31.3-Process Piping ASME B31.1-Power Piping
1 範囲 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 デザインライフ 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.

結論

決定的な違いは ASME B31.1 と ASME B31.3 議論の対象は、業界の用途、材料要件、および安全性の考慮事項にあります。 ASME B31.1 機械的な完全性を重視した発電や高温システムに最適です。同時に、 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 セクション II パート A

ASME BPVC セクション II パート A: 鉄鋼材料仕様

/カテゴリ: /作成者:

導入

ASME BPVC セクション II パート A: 鉄鋼材料仕様 は、 鉄鋼材料（主に鉄）の仕様を規定するASMEボイラーおよび圧力容器規格（BPVC） ボイラー、圧力容器、その他の圧力保持装置の製造に使用されます。このセクションでは、炭素鋼、合金鋼、ステンレス鋼などの鋼鉄材料の要件について具体的に説明します。

チューブとプレートの関連材料仕様

チューブ:

SA-178/SA-178M – 電気抵抗溶接炭素鋼および炭素マンガン鋼ボイラーおよび過熱器管
SA-179/SA-179M – シームレス冷間引抜低炭素鋼熱交換器および凝縮器チューブ
SA-192/SA-192M – 高圧用シームレス炭素鋼ボイラー管
SA-209/SA-209M – シームレス炭素モリブデン合金鋼ボイラーおよび過熱器管
SA-210/SA-210M – シームレス中炭素鋼ボイラーおよび過熱器管
SA-213/SA-213M – シームレスフェライト系およびオーステナイト系合金鋼ボイラー、過熱器、熱交換器チューブ
SA-214/SA-214M – 電気抵抗溶接炭素鋼熱交換器および凝縮器チューブ
SA-249/SA-249M – 溶接オーステナイト鋼ボイラー、過熱器、熱交換器、凝縮器チューブ
SA-250/SA-250M – 電気抵抗溶接フェライト合金鋼ボイラーおよび過熱器管
SA-268/SA-268M – 一般用途向けシームレスおよび溶接フェライト系およびマルテンサイト系ステンレス鋼管
SA-334/SA-334M – 低温用途向けシームレスおよび溶接炭素鋼および合金鋼管
SA-335/SA-335M – 高温用シームレスフェライト合金鋼管
SA-423/SA-423M – シームレスおよび電気溶接低合金鋼管
SA-450/SA-450M – 炭素鋼および低合金鋼管の一般要件
SA-556/SA-556M – シームレス冷間引抜炭素鋼給水ヒーター管
SA-557/SA-557M – 電気抵抗溶接炭素鋼給水加熱管
SA-688/SA-688M – シームレスおよび溶接オーステナイト系ステンレス鋼給水ヒーター管
SA-789/SA-789M – 一般用途向けシームレスおよび溶接フェライト/オーステナイト系ステンレス鋼管
SA-790/SA-790M – シームレスおよび溶接フェライト/オーステナイトステンレス鋼管
SA-803/SA-803M – シームレスおよび溶接フェライト系ステンレス鋼給水ヒーターチューブ
SA-813/SA-813M – シングルまたはダブル溶接オーステナイト系ステンレス鋼管
SA-814/SA-814M – 冷間加工溶接オーステナイト系ステンレス鋼管

ASME BPVC

ASME BPVC

プレート:

SA-203/SA-203M – 圧力容器プレート、合金鋼、ニッケル
SA-204/SA-204M – 圧力容器プレート、合金鋼、モリブデン
SA-285/SA-285M – 圧力容器プレート、炭素鋼、低および中引張強度
SA-299/SA-299M – 圧力容器プレート、炭素鋼、マンガンシリコン
SA-302/SA-302M – 圧力容器プレート、合金鋼、マンガンモリブデン、マンガンモリブデンニッケル
SA-353/SA-353M – 圧力容器プレート、合金鋼、二重焼鈍および焼戻し9%ニッケル
SA-387/SA-387M – 圧力容器プレート、合金鋼、クロムモリブデン
SA-516/SA-516M – 中温および低温用圧力容器プレート、炭素鋼
SA-517/SA-517M – 圧力容器プレート、合金鋼、高強度、焼入れ焼戻し
SA-533/SA-533M – 圧力容器プレート、合金鋼、焼入れ焼戻し、マンガン-モリブデンおよびマンガン-モリブデン-ニッケル
SA-537/SA-537M – 圧力容器プレート、熱処理済み、炭素マンガンシリコン鋼
SA-542/SA-542M – 圧力容器プレート、合金鋼、焼入れ焼戻し、クロムモリブデン、クロムモリブデンバナジウム
SA-543/SA-543M – 圧力容器プレート、合金鋼、焼入れ焼戻し、ニッケルクロムモリブデン
SA-553/SA-553M – 圧力容器プレート、合金鋼、焼入れ焼戻し7、8、9%ニッケル
SA-612/SA-612M – 圧力容器プレート、炭素鋼、高強度、中温および低温サービス用
SA-662/SA-662M – 中温および低温用圧力容器プレート、炭素マンガンシリコン鋼
SA-841/SA-841M – 熱機械制御プロセス（TMCP）によって製造された圧力容器プレート

結論

結論として、ASME BPVC セクション II パート A: 鉄材料仕様は、ボイラー、圧力容器、その他の圧力保持装置の製造に使用される鉄材料の安全性、信頼性、品質を確保するための重要なリソースです。炭素鋼、合金鋼、ステンレス鋼などの材料の機械的および化学的特性に関する包括的な仕様を提供することにより、このセクションでは、材料が高圧および高温の用途に求められる厳格な基準を満たしていることを保証します。製品の形状、テスト手順、業界標準への準拠に関する詳細なガイダンスは、圧力装置の設計と構築に携わるエンジニア、メーカー、検査官にとって不可欠なものとなっています。そのため、ASME BPVC セクション II パート A は、圧力容器とボイラーが厳しい機械的ストレス条件下で安全かつ効率的に動作する必要がある石油化学、原子力、発電業界にとって非常に重要です。

焼入れSAE4140シームレス鋼管

焼入れSAE4140シームレス鋼管のリング状亀裂の原因分析

/カテゴリ: /作成者:

SAE 4140 シームレス鋼管の管端にリング状の亀裂が発生する原因を、化学成分試験、硬度試験、金属組織観察、走査型電子顕微鏡、エネルギースペクトル分析によって調査しました。その結果、SAE 4140 シームレス鋼管のリング状の亀裂は焼入れ亀裂であり、通常は管端に発生することがわかりました。焼入れ亀裂が発生する原因は、内壁と外壁の冷却速度が異なり、外壁の冷却速度が内壁の冷却速度よりもはるかに速いため、内壁位置付近で応力が集中して亀裂が発生します。リング状の亀裂は、焼入れ中に鋼管の内壁の冷却速度を高め、内壁と外壁の冷却速度の均一性を高め、焼入れ後の温度を 150 ~200 ℃ に制御して自己焼戻しにより焼入れ応力を低減することで解消できます。

SAE 4140はCrMo低合金構造用鋼で、米国ASTM A519標準グレードであり、国家標準42CrMoに基づいてMn含有量が増加しているため、SAE 4140の焼入れ性がさらに向上しています。SAE 4140シームレス鋼管は、固体鍛造品の代わりに、さまざまなタイプの中空シャフト、シリンダー、スリーブ、およびその他の部品の圧延ビレット生産により、生産効率が大幅に向上し、鋼材を節約できます。SAE 4140鋼管は、石油およびガス田の採掘スクリュー掘削ツールやその他の掘削機器に広く使用されています。SAE 4140シームレス鋼管の焼戻し処理は、熱処理プロセスを最適化することで、さまざまな鋼の強度と靭性のマッチング要件を満たすことができます。それでも、生産プロセスで製品の出荷欠陥に影響を与えることがよくあります。本論文では、主にSAE 4140鋼管の管端部の肉厚中間部の焼入れ過程において発生するリング状亀裂欠陥を分析し、改善策を提案する。

1. 試験材料と方法

ある会社が ∅ 139.7 × 31.75 mm の SAE 4140 鋼級シームレス鋼管の仕様を作成しました。製造プロセスは、ビレット加熱 → ピアシング → 圧延 → サイジング → 焼き戻し (850 ℃ で 70 分間の焼入れ + 管を回転させて外部に水シャワー冷却 + 735 ℃ で 2 時間の焼き戻し) → 探傷検査です。焼き戻し処理後、探傷検査により、図 1 に示すように、管端の壁厚の中央に環状の亀裂があることが判明しました。環状の亀裂は外部から約 21 ～ 24 mm 離れたところに現れ、管の円周を囲み、部分的に不連続でしたが、管本体にはそのような欠陥は見つかりませんでした。

図1 パイプ端のリング状亀裂

図1 パイプ端のリング状亀裂

焼入れ鋼管サンプルを採取し、焼入れ分析、焼入れ組織観察、鋼管の組成のスペクトル分析を行うと同時に、焼戻し鋼管の亀裂部から高倍率サンプルを採取し、亀裂部の微細形態、粒径レベルを観察し、走査型電子顕微鏡と分光計で亀裂部の内部組成の微小領域分析を行います。

2. テスト結果

2.1 化学組成

表1は化学組成スペクトル分析結果を示しており、元素の組成はASTM A519規格の要件に準拠しています。

表1 化学組成分析結果（質量分率、%）

要素 Ｃ シ ミネソタ ポ S Cr モ 銅 ニ
コンテンツ 0.39 0.20 0.82 0.01 0.005 0.94 0.18 0.05 0.02
ASTM A519 要件 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 チューブの硬化性試験

焼入れサンプルの全肉厚焼入れ硬さ試験の結果は、図2に示すように、全肉厚硬度の結果は、図2に示すように、21〜24 mmの外側から焼入れ硬度が著しく低下し始め、21〜24 mmの外側からは高温焼戻し管のリング状亀裂の領域に見られ、肉厚の下側と上側の領域で硬度の差が極端に大きい位置の肉厚領域が5（HRC）程度に達している。この領域の下部肉厚と上部肉厚の硬度の差は約5（HRC）である。焼入れ状態での金属組織を図3に示す。図3の金属組織より。パイプの外側領域の組織は少量のフェライト+マルテンサイトであるのに対し、内面近くの組織は焼入れされておらず、少量のフェライトとベイナイトであることがわかります。これにより、パイプの外側表面からパイプの内側表面までの距離21 mmで焼入れ硬度が低くなります。パイプ壁のリングクラックの一貫性が高く、焼入れ硬度が極端に異なる位置にあることから、リングクラックは焼入れプロセスで生成される可能性が高いことがわかります。リングクラックの位置と焼入れ硬度の低さとの間の一貫性が高いことから、リングクラックは焼入れプロセス中に生成された可能性があることがわかります。

図2 全壁厚における焼入れ硬度値

図2 全壁厚における焼入れ硬度値

図3 鋼管の焼入れ組織

図3 鋼管の焼入れ組織

2.3 鋼管の組織学的結果をそれぞれ図4と図5に示す。

鋼管の母相組織は焼戻しオーステナイト＋少量のフェライト＋少量のベイナイトで、粒径は8で、平均的な焼戻し組織です。亀裂は長手方向に沿って伸び、結晶亀裂に沿っており、亀裂の両側は噛み合うという典型的な特徴があります。両側に脱炭現象があり、亀裂表面には高温の灰色の酸化物層が観察されます。両側に脱炭現象があり、亀裂表面には高温の灰色の酸化物層が観察され、亀裂付近には非金属介在物は見られません。

図4 亀裂形態の観察

図4 亀裂形態の観察

図5 亀裂の微細構造

図5 亀裂の微細構造

2.4 亀裂破壊形態とエネルギースペクトル解析結果

破面を開いた後、走査型電子顕微鏡で破面の微細形態を観察すると、図6に示すように、破面が高温にさらされ、表面に高温酸化が発生していることがわかります。破面は主に結晶破面に沿っており、粒径は20〜30μmで、粗大粒子や異常な組織欠陥は見られません。エネルギースペクトル分析によると、破面は主に鉄とその酸化物で構成されており、異常な異元素は見られません。スペクトル分析によると、破面は主に鉄とその酸化物で構成されており、異常な異元素はありません。

図6 亀裂の破壊形態

図6 亀裂の破壊形態

3 分析と考察

3.1 亀裂欠陥の解析

亀裂の微細形態から見ると、亀裂の開口部は直線的で、尾部は湾曲して鋭く、亀裂の伸展経路は結晶に沿った亀裂の特徴を示し、亀裂の両側は典型的な噛み合い特徴を有しており、これらは焼入れ亀裂の通常の特徴である。しかし、金属組織学的検査では、亀裂の両側に脱炭現象があり、これは従来の焼入れ亀裂の特徴と一致していないことが判明した。これは、鋼管の焼戻し温度が735℃であり、SAE 4140のAc1が738℃であるという事実を考慮すると、焼入れ亀裂の従来の特徴と一致していない。パイプに使用された焼戻し温度が 735 °C であり、SAE 4140 の Ac1 が 738 °C であり、互いに非常に近いことを考慮すると、亀裂の両側の脱炭は、焼戻し中の高温焼戻し (735 °C) に関連しており、パイプの熱処理前にすでに存在していた亀裂ではないと推測されます。

3.2 ひび割れの原因

焼入れ割れの原因は、一般的に焼入れ加熱温度、焼入れ冷却速度、冶金欠陥、焼入れ応力に関係しています。成分分析の結果、パイプの化学成分はASTM A519規格のSAE 4140鋼種の要件を満たしており、超過元素は見つかりませんでした。亀裂の近くに非金属介在物は見つかりませんでした。亀裂破断時のエネルギースペクトル分析では、亀裂内の灰色の酸化生成物はFeとその酸化物であり、異常な異元素は見られなかったため、冶金欠陥が環状亀裂を引き起こした可能性は排除できます。パイプの粒度等級はグレード8、粒度等級はグレード7、粒度はグレード8、粒度はグレード8でした。パイプの粒度レベルは8で、粒子は微細化されており、粗くないため、焼入れ割れは焼入れ加熱温度とは無関係であることがわかります。

焼入れ割れの発生は焼入れ応力と密接な関係があり、熱応力と組織応力に分けられます。熱応力は鋼管の冷却過程により生じます。鋼管の表面層と中心部の冷却速度が一定でないため、材料の収縮と内部応力が不均一になります。その結果、鋼管の表面層は圧縮応力を受け、中心部は引張応力を受けます。組織応力は、鋼管の組織が焼入れされてマルテンサイト変態し、体積膨張に伴い内部応力が発生します。組織応力によって発生する応力は、表面層の引張応力、中心部の引張応力です。鋼管内のこれら 2 種類の応力は同じ部分に存在しますが、方向と役割が逆になります。その結果の複合効果は、2 つの応力の支配要因の 1 つであり、熱応力が支配的な役割を担うのは、ワークピースの中心部の引張、表面圧力の結果です。組織応力の主な役割は、ワークピースの心臓部の引張圧力と表面の引張の結果です。

SAE 4140 鋼管の焼入れは回転式外シャワー冷却方式を採用しており、外面の冷却速度は内面よりはるかに速く、鋼管の外側の金属はすべて焼入れされるが、内側の金属は完全に焼入れされずにフェライトとベイナイト組織の一部が生成され、内側の金属は完全にマルテンサイト組織に変換できないため、鋼管の内側の金属は必然的にマルテンサイトの外壁の膨張によって発生する引張応力を受け、同時に、組織の種類が異なるため、内側と外側の金属の比容積が異なります。同時に、組織の種類が異なるため、金属の内層と外層の比容積が異なり、冷却中の収縮率も同じではなく、2 種類の組織の界面でも引張応力が発生し、応力の分布は熱応力によって支配され、2 種類の組織の界面で発生する引張応力は、鋼管の内側の鋼管の端部はパイプ全体の中でも形状に敏感な部分であり、応力集中が発生しやすい。このリングクラックは通常、パイプの端部にのみ発生し、パイプ本体にはこのようなクラックは見つかっていない。

要約すると、焼入れされたSAE 4140厚肉鋼管のリング状の亀裂は、内壁と外壁の冷却が不均一なために発生します。外壁の冷却速度は内壁の冷却速度よりもはるかに速いです。SAE 4140厚肉鋼管の製造では、既存の冷却方法を変更し、外側の冷却プロセスのみを使用することはできず、鋼管の内壁の冷却を強化し、厚肉鋼管の内壁と外壁の冷却速度の均一性を高めて応力集中を減らし、リング亀裂を排除する必要があります。リング亀裂。

3.3 改善策

焼入れ割れを回避するために、焼入れプロセスの設計では、加熱温度、冷却プロセス、排出温度など、焼入れ引張応力の発生に寄与するすべての条件が割れの形成要因となります。提案された改善プロセス対策には、焼入れ温度を 830 ～ 850 ℃ にすること、パイプの中心線に合わせた内部ノズルを使用し、適切な内部噴射流を制御して内孔の冷却速度を向上させ、厚肉鋼管の内壁と外壁の冷却速度の均一性を確保すること、焼入れ後の温度を 150 ～ 200 ℃ に制御し、自己焼き戻しの鋼管残留温度を使用して鋼管の焼入れ応力を低減することなどがあります。

改良された技術の使用により、数十種類の鋼管規格に従って、∅158.75 × 34.93 mm、∅139.7 × 31.75 mm、∅254 × 38.1 mm、∅224 × 26 mmなどのサイズが製造されています。超音波探傷検査後、製品は合格となり、リングクエンチングクラックは発生しません。

4. 結論

（１）管の亀裂のマクロ的およびミクロ的特徴によれば、SAE 4140鋼管の管端の環状亀裂は、通常管端で発生する焼入れ応力による亀裂破壊に属します。

（2）焼入れされたSAE 4140厚肉鋼管のリング状の亀裂は、内壁と外壁の冷却の不均一性によって引き起こされます。外壁の冷却速度は内壁よりもはるかに速いです。厚肉鋼管の内壁と外壁の冷却速度の均一性を向上させるには、SAE 4140厚肉鋼管の製造時に内壁の冷却を強化する必要があります。

ASME SA213 T91 シームレス鋼管

ASME SA213 T91: どれくらい知っていますか?

/カテゴリ: /作成者:

背景と概要

ASME SA213 T91、鋼材番号 ASME SA213/SA213M 9Cr-1Mo鋼は、1970年代から80年代にかけて米国ラバーリッジ国立研究所と米国燃焼工学公社の冶金材料研究所が協力して開発した、改良型9Cr-1Mo鋼の規格である。以前の9Cr-1Mo鋼をベースに開発され、原子力（他の分野でも使用可能）の高温加圧部品材料に使用される、第3世代の熱間強度鋼製品である。その主な特徴は、炭素含有量を減らし、炭素含有量の上限と下限を制限し、P、Sなどの残留元素の含有量をより厳密に制御し、同時に、0.030-0.070%の微量のN、および0.18-0.25%の微量のVと0.06-0.10%のNbを添加して、結晶粒の要件を微細化し、それによって鋼の塑性靭性と溶接性を向上させ、鋼の高温での安定性を向上させ、この多重複合強化後に、新しいタイプのマルテンサイト系高クロム耐熱合金鋼を形成します。

ASME SA213 T91 は、通常、小径チューブ用の製品を生産し、主にボイラー、過熱装置、熱交換器に使用されます。

T91鋼の国際対応グレード

国

 アメリカ合衆国 ドイツ 日本 フランス 中国
同等の鋼種 SA-213 T91 翻訳: ＨＣＭ９５ TUZ10CDVNb0901 10Cr9Mo1VNbN

ここでは、この鋼をいくつかの側面から認識します。

I. 化学組成 ASME SA213 T91の

要素 Ｃ ミネソタ ポ S シ Cr モ ニ 五 いいえ いいえ アル
コンテンツ 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. パフォーマンス分析

2.1 合金元素が材料特性に及ぼす役割： T91 鋼の合金元素は固溶強化と拡散強化の役割を果たして鋼の酸化耐性と耐腐食性を向上させます。具体的には次のように分析されます。
2.1.1 炭素は鋼鉄元素の中で最も顕著な固溶強化効果を持ちます。炭素含有量が増加すると、鋼鉄の短期強度、塑性、靭性が低下します。T91鋼の場合、炭素含有量の上昇により炭化物の球状化速度と凝集速度が加速され、合金元素の再分布が加速され、鋼鉄の溶接性、耐食性、耐酸化性が低下するため、耐熱鋼では一般的に炭素含有量を減らす必要があります。それでも、炭素含有量が低すぎると鋼鉄の強度が低下します。T91鋼は12Cr1MoV鋼に比べて炭素含有量が20%低く、上記の要因の影響を慎重に考慮しています。
2.1.2 T91鋼には微量の窒素が含まれています。窒素の役割は2つの側面に反映されています。一方では、固溶強化の役割があり、窒素は室温で鋼鉄の溶解度が最小限であるため、T91鋼の溶接熱影響部では、溶接加熱および溶接後の熱処理の過程で、VNの固溶と析出のプロセスが連続して発生します。溶接加熱熱影響部は、VNの溶解度によりオーステナイト組織内に形成され、窒素含有量が増加し、その後、室温での組織内の過飽和度が増加し、溶接部のその後の熱処理でわずかなVNの析出があり、組織の安定性が向上し、熱影響部の持続強度の値が向上します。一方、T91鋼には少量のA1も含まれています。窒素はAlNを形成し、AlNは1100℃以上でマトリックスに大量に溶解し、その後より低い温度で再沈殿し、より優れた拡散強化効果を発揮します。
2.1.3 クロムの添加は主に耐熱鋼の耐酸化性、耐食性を向上させるためで、クロム含有量が 5% 未満では、600 ℃ で激しく酸化し始めますが、クロム含有量が 5% までの量は優れた耐酸化性を持っています。 12Cr1MoV 鋼は 580 ℃ 以下では優れた耐酸化性を持ち、腐食深さは 0.05 mm/a で、600 ℃ になると性能が低下し始め、腐食深さは 0.13 mm/a です。 1/4 T91 に含まれるクロム含有量は、100 ℃ 前に大量にマトリックスに溶解し、より低い温度で再沈殿して音の拡散強化効果を発揮します。 /T91 のクロム含有量が 9% 程度に増加すると、使用温度が 650 ℃ に達することがあります。主な対策は、マトリックスにより多くのクロムを溶解させることです。
2.1.4 バナジウムとニオブは炭化物形成に不可欠な元素です。炭素と添加して微細で安定した合金炭化物を形成すると、強力な拡散強化効果が得られます。
2.1.5 モリブデンを添加すると、主に鋼の熱強度が向上し、固溶体が強化されます。

2.2 機械的性質

T91ビレットは、焼準+高温焼戻しの最終熱処理後、常温引張強度≥585MPa、常温降伏強度≥415MPa、硬度≤250HB、伸び（標準円形試験片の50mm間隔）≥20%、許容応力値[σ]650℃=30MPaを有する。

熱処理工程：焼準温度1040℃、保持時間10分以上、焼戻し温度730～780℃、保持時間1時間以上。

2.3 溶接性能

国際溶接協会が推奨する炭素当量式によれば、T91 鋼の炭素当量は 2.43% と計算され、目に見える T91 溶接性は劣っています。
鋼は再加熱により割れる傾向がありません。

2.3.1 T91溶接の問題点

2.3.1.1 熱影響部における硬化組織の亀裂
T91 の冷却臨界速度は低く、オーステナイトは非常に安定しており、標準的なパーライト変態中に冷却が急速に起こらないため、マルテンサイトや粗大組織に変態するには、より低い温度（約 400 ℃）まで冷却する必要があります。
溶接によって生成される各組織の熱影響部は密度、膨張係数が異なり、加熱および冷却プロセスにおける格子形態も異なるため、必然的に異なる体積膨張および収縮を伴います。一方、溶接加熱は不均一で高温特性があるため、T91溶接継手には膨大な内部応力が発生します。硬化した粗大なマルテンサイト組織継手は複雑な応力状態にあり、同時に、溶接冷却プロセスで溶接部から溶接線付近の領域に水素が拡散し、水素の存在がマルテンサイト脆化に寄与します。これらの影響が組み合わさって、焼入れ領域に冷間割れが発生しやすくなります。

2.3.1.2 熱影響部の結晶粒成長
溶接熱サイクルは、溶接継手の熱影響部、特に最高加熱温度に隣接する溶融部における結晶粒の成長に大きく影響します。冷却速度が遅い場合、溶接熱影響部には粗大な塊状フェライトおよび炭化物組織が現れ、鋼の可塑性が大幅に低下します。冷却速度が速い場合は、粗大なマルテンサイト組織が生成されるため、溶接継手の可塑性も低下します。

2.3.1.3 軟化層の生成
T91鋼を焼き戻し状態で溶接すると、熱影響部で必然的に軟化層が形成され、パーライト耐熱鋼の軟化よりも深刻になります。加熱速度と冷却速度が遅い仕様を使用すると、軟化がより顕著になります。また、軟化層の幅と溶融線からの距離は、溶接、予熱、溶接後の熱処理の加熱条件と特性に関係しています。

2.3.1.4 応力腐食割れ
T91鋼の溶接後熱処理前の冷却温度は、通常100℃以上です。冷却が室温で、環境が比較的湿度が高い場合、応力腐食割れが発生しやすくなります。ドイツの規制：溶接後熱処理の前に、150℃以下に冷却する必要があります。ワークピースが厚い場合、隅肉溶接の場合、および形状が悪い場合は、冷却温度は100℃以上です。室温と湿度での冷却は厳密に禁止されています。そうしないと、応力腐食割れが発生しやすくなります。

2.3.2 溶接プロセス

2.3.2.1 溶接方法：手溶接、タングステン極ガスシールド溶接、または溶融極自動溶接を使用できます。
2.3.2.2 溶接材料: WE690溶接ワイヤまたは溶接棒を選択できます。

溶接材料の選択:
（１）同種鋼の溶接－手動溶接法でCM-9Cb手動溶接棒を製造できる場合、タングステンガスシールド溶接法でTGS-9Cbを製造できる場合、溶融棒自動溶接法でMGS-9Cb線材を製造できる。
（２）異種鋼溶接 - オーステナイト系ステンレス鋼との溶接など、ERNiCr-3溶接材料が使用可能。

2.3.2.3 溶接工程のポイント:
（１）溶接前の予熱温度の選択
T91鋼のMs点は約400℃です。予熱温度は通常200〜250℃に選択されます。予熱温度は高すぎてはいけません。そうでないと、接合部の冷却速度が低下し、溶接継手の粒界に炭化物が析出したり、フェライト組織が形成されたりして、室温での鋼溶接継手の衝撃靭性が大幅に低下する可能性があります。ドイツでは予熱温度を180〜250℃と規定しています。USCEでは予熱温度を120〜205℃と規定しています。

（２）溶接チャネル／中間層温度の選択
層間温度は予熱温度の下限値より低くしてはいけません。ただし、予熱温度の選択と同様に、層間温度は高すぎてもいけません。T91 溶接の層間温度は、一般的に 200 ～ 300 ℃ に制御されます。フランスの規制: 層間温度は 300 ℃ を超えてはなりません。米国の規制: 層間温度は 170 ～ 230 ℃ の範囲にすることができます。

（３）溶接後熱処理開始温度の選択
T91 は、溶接後に Ms 点以下に冷却し、一定時間保持してから焼戻し処理する必要があり、溶接後の冷却速度は 80 ～ 100 ℃ / h です。断熱しないと、接合部のオーステナイト組織が完全に変態しない可能性があります。焼戻し加熱により、オーステナイト粒界に沿った炭化物析出が促進され、組織が非常に脆くなります。ただし、T91 は溶接後に焼戻しを行う前に室温まで冷却できません。溶接継手が室温まで冷却されると冷間割れが発生する危険があるためです。T91 の場合、溶接後の熱処理の開始温度を 100 ～ 150 ℃ にして 1 時間保持すると、組織が完全に変態することが保証されます。

（４）溶接後熱処理焼戻し温度、保持時間、焼戻し冷却速度の選択
焼戻し温度：T91鋼は冷間割れ傾向がより顕著であり、特定の条件下では遅延割れが発生しやすいため、溶接継手は溶接後24時間以内に焼戻しを行う必要があります。 T91の溶接後の組織はラスマルテンサイトであり、焼戻し後に焼戻しマルテンサイトに変化します。その性能はラスマルテンサイトよりも優れています。 焼戻し温度が低いと、焼戻し効果が明らかではなく、溶接金属は老化して脆くなりやすくなります。焼戻し温度が高すぎる（AC1ラインを超える）と、ジョイントが再びオーステナイト化し、その後の冷却プロセスで再焼入れされる可能性があります。 同時に、この記事で前述したように、焼戻し温度を決定する際には、ジョイント軟化層の影響も考慮する必要があります。 一般に、T91の焼戻し温度は730〜780℃です。
保持時間: T91 では、組織が完全に焼戻しマルテンサイトに変換されるように、溶接後の焼戻し保持時間を少なくとも 1 時間必要とします。
焼戻し冷却速度：T91鋼溶接継手の残留応力を低減するには、冷却速度を5℃/分未満にする必要があります。
全体的に、温度制御プロセスにおける T91 鋼溶接プロセスは、次の図で簡単に表すことができます。

T91鋼管の溶接工程における温度制御プロセス

T91鋼管の溶接工程における温度制御プロセス

III. ASME SA213 T91の理解

3.1 T91鋼は、合金化の原理により、特に少量のニオブ、バナジウム、その他の微量元素を添加することで、12Cr1MoV鋼に比べて高温強度と耐酸化性が大幅に向上しますが、溶接性能は劣ります。
3.2 T91鋼は溶接中に冷間割れが発生しやすいため、溶接前に200〜250℃に予熱し、層間温度を200〜300℃に維持する必要があります。これにより、冷間割れを効果的に防止できます。
3.3 T91鋼の溶接後の熱処理は、100〜150℃に冷却し、1時間保温し、その後、730〜780℃に加熱して焼き戻し、1時間以上の保温時間をかけ、最後に5℃/分以下の速度で室温まで冷却する必要があります。

IV. ASME SA213 T91の製造プロセス

SA213 T91 の製造プロセスには、製錬、穿孔、圧延など、いくつかの方法が必要です。製錬プロセスでは、鋼管の優れた耐食性を確保するために化学組成を制御する必要があります。穿孔および圧延プロセスでは、必要な機械的特性と寸法精度を得るために、正確な温度と圧力の制御が必要です。さらに、鋼管は、内部応力を除去して耐食性を向上させるために熱処理する必要があります。

V. ASME SA213 T91の応用

ASME SA213 T91 高クロム耐熱鋼で、主に金属壁温度が625℃を超えない亜臨界および超臨界発電所ボイラーの高温過熱器および再加熱器およびその他の加圧部品の製造に使用され、圧力容器や原子力の高温加圧部品としても使用できます。 SA213 T91は優れたクリープ耐性を備えており、高温および長期負荷の下で安定したサイズと形状を維持できます。 その主な用途には、電力、化学、石油産業のボイラー、過熱器、熱交換器、およびその他の機器が含まれます。 石油化学産業の高圧ボイラー、エコノマイザーチューブ、過熱器、再加熱器、チューブの水冷壁に広く使用されています。

NACE MR0175 ISO 15156 と NACE MR0103 ISO 17495-1 の比較

NACE MR0175/ISO 15156 と NACE MR0103/ISO 17495-1 の比較

/カテゴリ: /作成者:

導入

石油・ガス産業、特に陸上および海上環境では、過酷な条件にさらされる材料の耐久性と信頼性を確保することが最も重要です。ここで、NACE MR0175/ISO 15156 や NACE MR0103/ISO 17495-1 などの規格が役立ちます。どちらの規格も、酸性サービス環境での材料選択に関する重要なガイドラインを提供します。ただし、運用に適した材料を選択するには、これらの違いを理解することが不可欠です。

このブログ記事では、 NACE MR0175/ISO 15156 と NACE MR0103/ISO 17495-1 の比較、これらの規格を順守する石油・ガス業界の専門家に実用的なアドバイスを提供します。また、特に過酷な石油・ガス田の環境において、これらの規格が提供する具体的なアプリケーション、課題、およびソリューションについても説明します。

NACE MR0175/ISO 15156 および NACE MR0103/ISO 17495-1 とは何ですか?

MR0175/ISO 15156 認証:
この規格は、硫化水素 (H₂S) が存在する酸性ガス環境における材料の選択と腐食制御を管理するものとして世界的に認められています。陸上および海上の石油およびガス事業で使用される材料の設計、製造、保守に関するガイドラインを提供します。その目的は、パイプライン、バルブ、坑口などの重要な機器の完全性を損なう可能性のある水素誘起割れ (HIC)、硫化物応力割れ (SSC)、応力腐食割れ (SCC) に関連するリスクを軽減することです。

MR0103/ISO 17495-1 認証:
一方で、 MR0103/ISO 17495-1 認証 は、酸性サービスにさらされる可能性がある精製および化学処理環境で使用される材料に主に焦点を当てていますが、範囲が少し異なります。軽度の腐食条件にさらされる機器の要件をカバーし、腐食リスクが上流の石油およびガス事業よりも比較的低い、蒸留やクラッキングなどの特定の精製プロセスの攻撃的な性質に材料が耐えられることを保証することに重点が置かれています。

NACE MR0175 ISO 15156 と NACE MR0103 ISO 17495-1 の比較

NACE MR0175 ISO 15156 と NACE MR0103 ISO 17495-1 の比較

主な違い: NACE MR0175/ISO 15156 と NACE MR0103/ISO 17495-1

各規格の概要がわかったところで、現場での材料選択に影響を与える可能性のある違いを強調することが重要です。これらの違いは、材料の性能と操作の安全性に大きく影響する可能性があります。

1. 適用範囲

主な違いは NACE MR0175/ISO 15156 と NACE MR0103/ISO 17495-1 の比較 それはその適用範囲にあります。

MR0175/ISO 15156 認証 硫化水素が存在する酸性サービス環境で使用する機器向けに設計されています。特に酸性ガス（硫化水素を含むガス）を扱う沖合および陸上の油田での石油およびガスの探査、生産、輸送などの上流活動に不可欠です。

MR0103/ISO 17495-1 認証は、依然として酸性ガスサービスに取り組んでいますが、精製および化学産業、特に精製、蒸留、クラッキングなどのプロセスで酸性ガスが使用される産業に重点を置いています。

2. 環境の厳しさ

環境条件もこれらの基準を適用する上で重要な要素となります。 MR0175/ISO 15156 認証 酸性環境のより厳しい条件に対応します。たとえば、硫化水素の濃度が高い場合、硫化水素はより腐食性が高く、水素誘起割れ (HIC) や硫化物応力割れ (SSC) などのメカニズムによって材料が劣化するリスクが高くなります。

対照的に、 MR0103/ISO 17495-1 認証 硫化水素への曝露という点ではそれほど深刻ではないかもしれない環境を考慮しますが、製油所や化学工場の環境では依然として重要です。精製プロセスに関係する流体の化学組成は、酸性ガス田で遭遇するものほど攻撃的ではないかもしれませんが、それでも腐食のリスクはあります。

3. 材料要件

どちらの規格も材料選択に関する具体的な基準を定めていますが、厳格な要件が異なります。 MR0175/ISO 15156 認証 非常に低濃度の硫化水素でも発生する可能性がある材料の水素関連腐食の防止に重点を置いています。この規格では、酸性環境における SSC、HIC、腐食疲労に耐性のある材料を求めています。

一方で、 MR0103/ISO 17495-1 認証 水素関連の割れに関してはそれほど規定的ではありませんが、精製プロセスで腐食性物質に対処できる材料が必要であり、特定の水素関連のリスクよりも一般的な耐腐食性に重点が置かれることが多いです。

4. テストと検証

どちらの規格も、それぞれの環境で材料が機能することを確認するためのテストと検証を必要とします。しかし、 MR0175/ISO 15156 認証 酸性使用条件下での材料性能について、より広範なテストとより詳細な検証が求められます。テストには、酸性ガス環境に関連する SSC、HIC、およびその他の故障モードに関する具体的なガイドラインが含まれます。

MR0103/ISO 17495-1 認証は、材料試験も要求しますが、試験基準に関してはより柔軟な場合が多く、硫化水素関連のリスクに特に焦点を当てるのではなく、材料が一般的な耐食性基準を満たしていることを確認することに重点を置いています。

NACE MR0175/ISO 15156 と NACE MR0103/ISO 17495-1 の違いをなぜ気にする必要があるのでしょうか?

これらの違いを理解することで、材料の故障を防ぎ、運用上の安全性を確保し、業界の規制に準拠することができます。沖合の石油掘削装置、パイプライン プロジェクト、製油所のいずれで作業する場合でも、これらの基準に従って適切な材料を使用することで、コストのかかる故障、予期しないダウンタイム、潜在的な環境危険を防ぐことができます。

石油・ガス事業、特に陸上および海上酸性サービス環境では、 MR0175/ISO 15156 認証 は、頼りになる標準です。この規格により、材料が最も過酷な環境に耐えられることが保証され、壊滅的な故障につながる可能性のある SSC や HIC などのリスクが軽減されます。

対照的に、精製や化学処理の作業では、 MR0103/ISO 17495-1 認証 よりカスタマイズされたガイダンスを提供します。これにより、石油やガスの抽出に比べてそれほど過酷ではない酸性ガスのある環境で材料を効果的に使用できるようになります。ここでは、処理環境における一般的な耐腐食性に重点を置いています。

石油・ガス業界の専門家のための実践的ガイダンス

どちらのカテゴリーのプロジェクトでも、材料を選択する際には次の点を考慮してください。

環境を理解する: 業務が酸性ガス抽出 (上流) に関係しているのか、それとも精製と化学処理 (下流) に関係しているのかを評価します。これにより、どの基準を適用するかを決定するのに役立ちます。

材料の選択: 環境条件とサービスの種類 (酸性ガスまたは精製) に基づいて、関連する規格に準拠した材料を選択します。環境の厳しさに基づいて、ステンレス鋼、高合金材料、耐腐食合金が推奨されることがよくあります。

テストと検証すべての材料がそれぞれの規格に従ってテストされていることを確認してください。酸性ガス環境では、SSC、HIC、腐食疲労に関する追加テストが必要になる場合があります。

専門家に相談する: 腐食の専門家や材料エンジニアに相談することをお勧めします。 NACE MR0175/ISO 15156 と NACE MR0103/ISO 17495-1 の比較 最適な材料性能を確保するため。

結論

結論として、 NACE MR0175/ISO 15156 と NACE MR0103/ISO 17495-1 の比較 は、石油およびガスの上流および下流の用途における材料選択について十分な情報に基づいた決定を下すために不可欠です。業務に適切な標準を選択することで、機器の長期的な完全性を確保し、不適切な材料指定によって発生する可能性のある壊滅的な故障を防ぐことができます。沖合の油田で酸性ガスを扱っている場合でも、製油所で化学処理を行っている場合でも、これらの標準は資産を保護し、安全性を維持するために必要なガイドラインを提供します。

どの基準に従うべきかわからない場合や、材料の選択に関してさらに支援が必要な場合は、材料の専門家に連絡して、 NACE MR0175/ISO 15156 と NACE MR0103/ISO 17495-1 の比較 プロジェクトが安全であり、業界のベストプラクティスに準拠していることを保証します。