ASTM A335 ASME SA335 P92 RURA SMLS

Ewolucja mikrostruktury stali P92 w różnych temperaturach izotermicznych

/w /Autor

Ewolucja mikrostruktury stali P92 w różnych temperaturach izotermicznych

Stal P92 jest głównie stosowany w kotłach ultra-nadkrytycznych, rurociągach ultra-wysokociśnieniowych i innych urządzeniach wysokotemperaturowych i wysokociśnieniowych. Stal P92 jest w składzie chemicznym stali P91 opartym na dodaniu pierwiastków śladowych elementów W i B, zmniejsza zawartość Mo, poprzez granice ziaren wzmocnionego i wzmocnionego dyspersyjnie na różne sposoby, aby poprawić kompleksową wydajność stali P92, stal P92 niż stal P91 ma lepszą odporność na utlenianie i odporność na korozję. Proces obróbki cieplnej jest niezbędny do produkcji rury stalowej P92. Technologia obróbki cieplnej może wyeliminować wewnętrzne wady generowane w procesie produkcyjnym i sprawić, że wydajność stali spełni wymagania warunków pracy. Rodzaj i stan organizacji w procesie obróbki cieplnej są kluczowymi czynnikami wpływającymi na wydajność w celu spełnienia normy. W związku z tym w niniejszym artykule przeanalizowano organizację rur stalowych P92 w różnych temperaturach izotermicznych, aby pokazać ewolucję organizacji rur stalowych P92 w różnych temperaturach, co nie tylko dostarcza informacji wspomagających analizę organizacji i kontrolę wydajności rzeczywistego procesu obróbki plastycznej na gorąco, ale także stanowi eksperymentalną podstawę do rozwoju procesu obróbki plastycznej na gorąco.

1. Materiały i metody testowe

1.1 Materiał testowy

Badaną stalą jest rura ze stali P92 w stanie użytkowym (1060 ℃ hartowana + 760 ℃ odpuszczana), a jej skład chemiczny przedstawiono w tabeli 1. Cylindryczną próbkę o wymiarach ϕ4 mm × 10 mm wycięto w środkowej części gotowej rury w określonym miejscu wzdłuż kierunku długości, a do zbadania transformacji tkanki w różnych temperaturach użyto miernika rozszerzalności hartowniczej.

Tabela 1 Główny skład chemiczny stali P92 według ułamka masowego (%)

Element C Si Mn Kr Ni Pon V Glin B Uwaga W Fe
% 0.13 0.2 0.42 8.67 0.25 0.48 0.19 0.008 0.002 0.05 1.51 Balansować

1.2 Proces testowy

Używając miernika rozszerzalności cieplnej L78, 0,05 ℃/s nagrzewając do 1050 ℃ izolacji 15 min, 200 ℃/s schładzając do temperatury pokojowej. Zmierz punkt krytyczny zmiany fazy materiału Ac1 wynosi 792,4 ℃, Ac3 wynosi 879,8 ℃, Ms wynosi 372,3 ℃. Próbki nagrzewano do 1050°C z szybkością 10°C/s i utrzymywano przez 15 min, a następnie chłodzono do różnych temperatur (770, 740, 710, 680, 650, 620, 520, 430, 400, 370, 340, 310, 280, 250, 190 i 160°C) z szybkością 150°C/s i utrzymywano przez różne okresy czasu (620°C i poniżej przez 1 godz., 620°C i powyżej przez 25 godz.). Po osiągnięciu temperatury 620 ℃ i powyżej przez 25 godz. izotermiczny koniec zasilania jest wyłączony, tak aby próbka została schłodzona powietrzem do temperatury pokojowej.1.3 Metody badań

Po oszlifowaniu i wypolerowaniu powierzchni próbek w różnych procesach, powierzchnię próbek poddano korozji przy użyciu wody królewskiej. Do obserwacji i analizy organizacji wykorzystano mikroskop AXIOVERT 25 Zeiss i skaningowy mikroskop elektronowy QWANTA 450; przy użyciu twardościomierza Vickersa HVS-50 (obciążenie 1 kg) wykonano pomiary twardości w kilku miejscach na powierzchni każdej próbki, a średnią wartość przyjęto jako wartość twardości próbki.

2. Wyniki testów i analiza

2.1 Organizacja i analiza różnych temperatur izotermicznych

Rysunek 1 przedstawia mikrostrukturę stali P92 po całkowitej austenityzacji w temperaturze 1050°C przez różny czas w różnych temperaturach. Rysunek 1(a) przedstawia mikrostrukturę stali P92 po izotermizacji w temperaturze 190℃ przez 1 godzinę. Z rysunku 1(a2) można wywnioskować, że jej organizacja w temperaturze pokojowej to martenzyt (M). Z rysunku 1(a3) można wywnioskować, że martenzyt wykazuje cechy listwowe. Ponieważ punkt Ms stali wynosi około 372°C, przemiana fazowa martenzytu zachodzi w temperaturach izotermicznych poniżej punktu Ms, tworząc martenzyt, a zawartość węgla w stali P92 należy do zakresu składów niskowęglowych; martenzyt charakteryzuje się morfologią listwową.

Rysunek 1(a) przedstawia mikrostrukturę stali P92 po 1h izotermii w temperaturze 190°C

Rysunek 1(a) przedstawia mikrostrukturę stali P92 po 1h izotermii w temperaturze 190°C

Rysunek 1(b) przedstawia mikrostrukturę stali P92 w temperaturze 430 ℃ izotermicznie 1h. Gdy temperatura izotermiczna wzrasta do 430°C, stal P92 osiąga strefę przemiany bainitu. Ponieważ stal zawiera pierwiastki Mo, B i W, pierwiastki te mają niewielki wpływ na przemianę bainitu, opóźniając jednocześnie przemianę perlityczną. Dlatego stal P92 w temperaturze 430 ℃ izolacja 1h, organizacja pewnej ilości bainitu. Następnie pozostały przechłodzony austenit przekształca się w martenzyt podczas chłodzenia powietrzem.

Rysunek 1(b) przedstawia mikrostrukturę stali P92 w temperaturze 430 ℃ w warunkach izotermicznych 1h

Rysunek 1(b) przedstawia mikrostrukturę stali P92 w temperaturze 430 ℃ w warunkach izotermicznych 1h

Rysunek 1(c) przedstawia mikrostrukturę stali P92 w 520 ℃ izotermicznej 1h. Gdy temperatura izotermiczna 520 ℃, pierwiastki stopowe Cr, Mo, Mn, itp., tak że transformacja perlitu jest zahamowana, początek punktu transformacji bainitu (punkt Bs) jest zmniejszony, więc w określonym zakresie temperatur pojawi się w strefie stabilizacji przechłodzonego austenitu. Rysunek 1(c) można zobaczyć w izolacji 520 ℃ 1h po przechłodzonym austenicie nie wystąpił po transformacji, a następnie schłodzeniu na powietrzu w celu utworzenia martenzytu; ostateczną organizacją w temperaturze pokojowej jest martenzyt.

Rysunek 1(c) przedstawia mikrostrukturę stali P92 w temperaturze 520 ℃ w warunkach izotermicznych 1h

Rysunek 1(c) przedstawia mikrostrukturę stali P92 w temperaturze 520 ℃ w warunkach izotermicznych 1h

Rysunek 1 (d) dla stali P92 w 650 ℃ izotermicznej mikrostruktury 25h dla martenzytu + perlitu. Jak pokazano na rysunku 1 (d3), perlit wykazuje nieciągłe cechy płytkowe, a węglik na powierzchni wykazuje wytrącanie krótkiego pręta. Wynika to z pierwiastków stopowych stali P92 Cr, Mo, V itp. w celu poprawy stabilności przechłodzonego austenitu w tym samym czasie, tak aby morfologia perlitu stali P92 uległa zmianie, tj. węglik w ciele perlitycznym węglika dla krótkiego pręta, to ciało perlityczne jest znane jako perlit klasy. Jednocześnie w organizacji znaleziono wiele drobnych cząstek drugiej fazy.

Rysunek 1 (d) dla stali P92 w temperaturze 650 ℃ izotermiczna mikrostruktura 25h dla martenzytu + perlitu

Rysunek 1 (d) dla stali P92 w temperaturze 650 ℃ izotermiczna mikrostruktura 25h dla martenzytu + perlitu

Rysunek 1(e) przedstawia mikrostrukturę stali P92 w izotermicznej temperaturze 740 ℃ przez 25 godzin. W izotermicznej temperaturze 740°C najpierw nastąpi eutektyczne wydzielanie masywnego ferrytu, a następnie eutektyczny rozkład austenitu, co spowoduje organizację podobną do perlitu. W porównaniu z izotermiczną temperaturą 650°C (patrz rys. 1(d3)), organizacja perlityczna staje się grubsza w miarę wzrostu temperatury izotermicznej, a dwufazowy charakter perlitu, tj. ferrytu i karburytu w postaci krótkiego pręta, jest wyraźnie widoczny.

Rysunek 1(e) przedstawia mikrostrukturę stali P92 w temperaturze 740 ℃ w warunkach izotermicznych 25h

Rysunek 1(e) przedstawia mikrostrukturę stali P92 w temperaturze 740 ℃ w warunkach izotermicznych 25h

Rys. 1(f) przedstawia mikrostrukturę stali P92 w temperaturze izotermicznej 770°C przez 25 godzin. W temperaturze izotermicznej 770°C, wraz z wydłużeniem czasu izotermicznego, najpierw następuje wytrącanie ferrytu, a następnie przechłodzony austenit ulega rozkładowi eutektycznemu, tworząc organizację ferrytu + perlitu. Wraz ze wzrostem temperatury izotermicznej, pierwsza zawartość ferrytu eutektycznego wzrasta, a zawartość perlitu maleje. Ze względu na pierwiastki stopowe stali P92, pierwiastki stopowe rozpuszczają się w austenicie, aby zwiększyć hartowność austenitu, trudność rozkładu eutektycznego staje się bardziej rozległa, więc musi być wystarczająco długi czas izotermiczny, aby dokonać rozkładu eutektycznego, utworzenia organizacji perlitycznej.

Rys. 1(f) przedstawia mikrostrukturę stali P92 w temperaturze izotermicznej 770°C przez 25 godzin

Rys. 1(f) przedstawia mikrostrukturę stali P92 w temperaturze izotermicznej 770°C przez 25 godzin

Analiza widma energetycznego została przeprowadzona na tkankach o różnej morfologii na rys. 1(f2), aby zidentyfikować typ tkanki dalej, jak pokazano w tabeli 2. Z tabeli 2 można wywnioskować, że zawartość węgla w białych cząstkach jest wyższa niż w innych organizacjach, a pierwiastków stopowych Cr, Mo i V jest więcej, analizując tę cząstkę pod kątem cząstek węglika kompozytowego wytrąconych podczas procesu chłodzenia; porównawczo rzecz biorąc, zawartość węgla w nieciągłej organizacji płytkowej jest druga od najniższej, a zawartość węgla w organizacji masywnej jest najmniejsza. Ponieważ perlit jest dwufazową organizacją nawęglania i ferrytu, średnia zawartość węgla jest wyższa niż ferrytu; w połączeniu z analizą temperatury izotermicznej i morfologii, ustalono dalej, że organizacja płytkowa jest podobna do perlitu, a organizacja masywna jest najpierw ferrytem eutektycznym.

Analiza widmowa stali P92, poddanej obróbce izotermicznej w temperaturze 770 °C przez 25 godzin, zapisana w formie tabeli z ułamkami atomów (%)

Struktura C Uwaga Pon Ti V Kr Mn Fe W
Białe granulki 11.07 0.04 0.94 0.02 2.16 8.36 2.64 54.77 2.84
Struktura blokowa 9.31 0.04 0.95 0.2 0.32 8.42 0.74 85.51 10.21
Struktura warstwowa 5.1 0 0.09 0.1 0.33 7.3 0.35 85.65 0.69

2.2 Mikrotwardość i analiza

Mówiąc ogólnie, podczas procesu chłodzenia stali stopowych zawierających pierwiastki takie jak W i Mo, w przechłodzonym austenicie zachodzą trzy rodzaje przemian organizacyjnych: przemiana martenzytyczna w strefie niskiej temperatury, przemiana bainitu w strefie średniej temperatury i przemiana perlitu w strefie wysokiej temperatury. Różne ewolucje organizacyjne prowadzą do różnych twardości. Rysunek 2 przedstawia zmienność krzywej twardości stali P92 w różnych temperaturach izotermicznych. Z rysunku 2 można zauważyć, że wraz ze wzrostem temperatury izotermicznej twardość wykazuje tendencję najpierw malejącą, następnie rosnącą, a na końcu malejącą. Gdy temperatura izotermiczna wynosi 160 ~ 370 ℃, występuje przemiana martenzytyczna, twardość Vickersa od 516HV do 457HV. Gdy temperatura izotermiczna wynosi 400 ~ 620 ℃, zachodzi niewielka ilość przemiany bainitu, a twardość 478HV wzrasta do 484HV; ze względu na niewielką przemianę bainitu twardość nie zmienia się zbytnio. Gdy temperatura izotermiczna wynosi 650 ℃, powstaje niewielka ilość perlitu o twardości 410HV. gdy temperatura izotermiczna wynosi 680 ~ 770 ℃, powstaje organizacja ferrytu + perlitu, twardość od 242HV do 163HV. ze względu na przemianę stali P92 w różnych temperaturach w organizacji przejścia jest różna, w obszarze niskotemperaturowej przemiany martenzytycznej, gdy temperatura izotermiczna jest niższa niż punkt Ms, wraz ze wzrostem temperatury zawartość martenzytu maleje, twardość maleje; w trakcie przemiany stali P92 w różnych temperaturach, gdy temperatura izotermiczna jest niższa od punktu Ms, wraz ze wzrostem temperatury zawartość martenzytu maleje, twardość maleje; w obszarze przemiany bainitu w średniej temperaturze, ponieważ wielkość przemiany bainitu jest niewielka, twardość nie zmienia się zbytnio; w obszarze przemiany perlitycznej w wysokiej temperaturze, wraz ze wzrostem temperatury izotermicznej, pierwsza zawartość ferrytu eutektycznego wzrasta, tak że twardość nadal spada, więc wraz ze wzrostem temperatury izotermicznej twardość materiału ma ogólnie tendencję spadkową, a trend zmiany twardości i analiza organizacji są zgodne z trendem.

Zmienność krzywych twardości stali P92 w różnych temperaturach izotermicznych

Zmienność krzywych twardości stali P92 w różnych temperaturach izotermicznych

3. Wnioski

1) Punkt krytyczny Ac1 stali P92 wynosi 792,4 ℃, Ac3 wynosi 879,8 ℃, a Ms wynosi 372,3 ℃.

2) Stal P92 w różnych temperaturach izotermicznych w celu uzyskania organizacji temperatury pokojowej jest różna; w izotermie 160 ~ 370 ℃ 1h organizacją temperatury pokojowej jest martenzyt; w izotermie 400 ~ 430 ℃ 1h organizacją jest niewielka ilość bainitu + martenzyt; w izotermie 520 ~ 620 ℃ 1h organizacją jest stosunkowo stabilna, krótki okres czasu (1 h) nie występuje w ramach transformacji, organizacją temperatury pokojowej jest martenzyt; w izotermie 650 ℃ 25h organizacją temperatury pokojowej jest perlit. h, organizacja temperatury pokojowej dla perlitu + martenzytu; w izotermie 680 ~ 770 ℃ 25h organizacją przekształcił się w perlit + pierwszy ferryt eutektyczny.

3) Austenityzowanie stali P92 w Ac1 poniżej izotermicznej, wraz z obniżaniem się temperatury izotermicznej, twardość całego materiału ma tendencję do wzrostu, izotermicznie przy 770 ℃ po wystąpieniu pierwszego wydzielenia ferrytu eutektycznego, przemianie perlitycznej, twardość jest najniższa, około 163 HV; izotermicznie przy 160 ℃ po wystąpieniu przemiany martenzytycznej, twardość jest najwyższa, około 516 HV.

ASME B31.3 a ASME B31.1

ASME B31.1 kontra ASME B31.3: Poznaj kody projektowania rurociągów

/w /Autor

Wstęp

W projektowaniu i inżynierii rurociągów wybór odpowiedniego kodu rurociągowego jest niezbędny do zapewnienia bezpieczeństwa, wydajności i zgodności ze standardami branżowymi. Dwa z najbardziej uznanych kodów projektowych rurociągów to ASME B31.1 I ASME B31.3. Chociaż oba pochodzą z American Society of Mechanical Engineers (ASME) i regulują projektowanie i budowę systemów rurociągowych, ich zastosowania różnią się znacząco. Zrozumienie ASME B31.1 kontra ASME B31.3 debata ma kluczowe znaczenie dla wyboru właściwego kodu dla danego projektu, niezależnie od tego, czy dotyczy on elektrowni, przetwórstwa chemicznego czy obiektów przemysłowych.

Przegląd: ASME B31.1 kontra ASME B31.3

What is ASME B31.3 or Process Piping Code?

ASME B31.1 jest normą regulującą projektowanie, budowę i konserwację systemów rurociągów elektrowni. Dotyczy systemów rurociągów w elektrowniach, zakładach przemysłowych i innych obiektach, w których występuje wytwarzanie energii. Ten kodeks koncentruje się głównie na integralności systemów, które obsługują parę wysokociśnieniową, wodę i gorące gazy.

Typowe zastosowania:Elektrownie, systemy grzewcze, turbiny i systemy kotłowe.
Zakres ciśnienia:Systemy pary i cieczy wysokociśnieniowych.
Zakres temperatur:Do zastosowań w wysokich temperaturach, szczególnie w zastosowaniach parowych i gazowych.

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.

Typowe zastosowaniaZakłady przetwórstwa chemicznego, rafinerie, zakłady farmaceutyczne, zakłady produkujące żywność i napoje.
Zakres ciśnienia: Ogólnie rzecz biorąc, niższe niż zakres ciśnień podany w normie ASME B31.1, w zależności od rodzaju płynu i jego klasyfikacji.
Zakres temperatur: varies depending w przypadku płynów chemicznych, ale jest ono zazwyczaj niższe niż w warunkach ekstremalnych ASME B31.1.

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

ASME B31.3 a ASME B31.1

ASME B31.3 a ASME B31.1

Sr No Parametr ASME B31.3-Process Piping ASME B31.1-Power Piping
1 Zakres 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 Projektuj życie 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.

Wniosek

Krytyczna różnica w ASME B31.1 kontra ASME B31.3 debata dotyczy zastosowań przemysłowych, wymagań materiałowych i kwestii bezpieczeństwa. ASME B31.1 jest idealny do wytwarzania energii i systemów wysokotemperaturowych, skupiając się na integralności mechanicznej. Jednocześnie, 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 Sekcja II Część A

ASME BPVC Sekcja II Część A: Specyfikacje materiałów żelaznych

/w /Autor

Wstęp

ASME BPVC Sekcja II Część A: Specyfikacje materiałów żelaznych jest częścią ASME Boiler and Pressure Vessel Code (BPVC) obejmuje specyfikacje dotyczące materiałów żelaznych (głównie żelaza) stosowane w budowie kotłów, zbiorników ciśnieniowych i innych urządzeń utrzymujących ciśnienie. Ta sekcja szczegółowo omawia wymagania dotyczące materiałów stalowych i żelaznych, w tym stali węglowej, stali stopowej i stali nierdzewnej.

Powiązane specyfikacje materiałowe dla rur i płyt

Rury:

SA-178/SA-178M – Rury kotłowe i przegrzewacze ze stali węglowej i węglowo-manganowej spawane elektrycznie
SA-179/SA-179M – Rury wymienników ciepła i skraplaczy bez szwu ciągnione na zimno ze stali niskowęglowej
SA-192/SA-192M – Rury kotłowe bez szwu ze stali węglowej do pracy pod wysokim ciśnieniem
SA-209/SA-209M – Rury kotłowe i przegrzewacze bez szwu ze stali stopowej węglowo-molibdenowej
SA-210/SA-210M – Rury bezszwowe ze stali średniowęglowej do kotłów i przegrzewaczy
SA-213/SA-213M – Rury kotłowe, przegrzewacze i wymienniki ciepła bez szwu ze stali stopowej ferrytycznej i austenitycznej
SA-214/SA-214M – Rury wymienników ciepła i skraplaczy ze stali węglowej spawane elektrycznie oporowo
SA-249/SA-249M – Spawane rury kotłowe, przegrzewacze, wymienniki ciepła i skraplacze ze stali austenitycznej
SA-250/SA-250M – Rury kotłowe i przegrzewacze ze stali stopowej ferrytycznej spawane elektrycznie
SA-268/SA-268M – Rury bezszwowe i spawane ze stali nierdzewnej ferrytycznej i martenzytycznej do zastosowań ogólnych
SA-334/SA-334M – Rury bezszwowe i spawane ze stali węglowej i stopowej do pracy w niskich temperaturach
SA-335/SA-335M – Rury bezszwowe ze stali stopowej ferrytycznej do pracy w wysokich temperaturach
SA-423/SA-423M – Rury bezszwowe i spawane elektrycznie ze stali niskostopowej
SA-450/SA-450M – Wymagania ogólne dla rur ze stali węglowej i niskostopowej
SA-556/SA-556M – Rury bez szwu ciągnione na zimno ze stali węglowej do podgrzewaczy wody zasilającej
SA-557/SA-557M – Rury ze stali węglowej spawane elektrycznie metodą oporową do podgrzewaczy wody zasilającej
SA-688/SA-688M – Rury do podgrzewaczy wody zasilającej ze stali nierdzewnej austenitycznej bezszwowe i spawane
SA-789/SA-789M – Rury bezszwowe i spawane ze stali nierdzewnej ferrytycznej/austenitycznej do zastosowań ogólnych
SA-790/SA-790M – Rury bezszwowe i spawane ze stali nierdzewnej ferrytycznej/austenitycznej
SA-803/SA-803M – Rury bezszwowe i spawane ze stali nierdzewnej ferrytycznej do podgrzewaczy wody zasilającej
SA-813/SA-813M – Rury ze stali nierdzewnej austenitycznej spawane pojedynczo lub podwójnie
SA-814/SA-814M – Rury ze stali nierdzewnej austenitycznej spawane na zimno

ASME BPCV

ASME BPCV

Talerze:

SA-203/SA-203M – Płyty zbiorników ciśnieniowych, stal stopowa, nikiel
SA-204/SA-204M – Płyty zbiorników ciśnieniowych, stal stopowa, molibden
SA-285/SA-285M – Płyty zbiorników ciśnieniowych, stal węglowa, niska i średnia wytrzymałość na rozciąganie
SA-299/SA-299M – Płyty zbiorników ciśnieniowych, stal węglowa, mangan-krzem
SA-302/SA-302M – Płyty zbiorników ciśnieniowych, stal stopowa, manganowo-molibdenowa i manganowo-molibdenowo-niklowa
SA-353/SA-353M – Płyty zbiorników ciśnieniowych, stal stopowa, podwójnie normalizowana i odpuszczana 9% Nikiel
SA-387/SA-387M – Płyty zbiorników ciśnieniowych, stal stopowa, chromowo-molibdenowa
SA-516/SA-516M – Płyty zbiorników ciśnieniowych, stal węglowa, do pracy w średnich i niskich temperaturach
SA-517/SA-517M – Płyty zbiorników ciśnieniowych, stal stopowa, wysoka wytrzymałość, hartowana i odpuszczana
SA-533/SA-533M – Płyty zbiorników ciśnieniowych, stal stopowa, hartowana i odpuszczana, manganowo-molibdenowa i manganowo-molibdenowo-niklowa
SA-537/SA-537M – Płyty naczyń ciśnieniowych, poddane obróbce cieplnej, stal węglowo-manganowo-krzemowa
SA-542/SA-542M – Płyty zbiorników ciśnieniowych, stal stopowa, hartowana i odpuszczana, chromowo-molibdenowa i chromowo-molibdenowo-wanadowa
SA-543/SA-543M – Płyty zbiorników ciśnieniowych, stal stopowa, hartowana i odpuszczana, niklowo-chromowo-molibdenowa
SA-553/SA-553M – Płyty zbiorników ciśnieniowych, stal stopowa, hartowana i odpuszczana 7, 8 i 9% Nikiel
SA-612/SA-612M – Płyty do zbiorników ciśnieniowych, stal węglowa, wysoka wytrzymałość, do pracy w średnich i niskich temperaturach
SA-662/SA-662M – Płyty zbiorników ciśnieniowych, stal węglowo-manganowo-krzemowa, do pracy w średnich i niskich temperaturach
SA-841/SA-841M – Płyty naczyń ciśnieniowych, produkowane metodą termomechanicznej kontroli procesu (TMCP)

Wniosek

Podsumowując, ASME BPVC Section II Part A: Ferrous Material Specifications jest kluczowym zasobem zapewniającym bezpieczeństwo, niezawodność i jakość materiałów żelaznych używanych do budowy kotłów, zbiorników ciśnieniowych i innych urządzeń utrzymujących ciśnienie. Zapewniając kompleksowe specyfikacje dotyczące właściwości mechanicznych i chemicznych materiałów, takich jak stale węglowe, stale stopowe i stale nierdzewne, ta sekcja zapewnia, że materiały spełniają rygorystyczne normy wymagane do zastosowań wysokociśnieniowych i wysokotemperaturowych. Szczegółowe wytyczne dotyczące form produktów, procedur testowych i zgodności z normami branżowymi sprawiają, że jest ona niezbędna dla inżynierów, producentów i inspektorów zajmujących się projektowaniem i budową urządzeń ciśnieniowych. Jako taka, ASME BPVC Section II Part A jest kluczowa dla przemysłu petrochemicznego, jądrowego i energetycznego, w którym zbiorniki ciśnieniowe i kotły muszą działać bezpiecznie i wydajnie w rygorystycznych warunkach naprężeń mechanicznych.

Hartowanie rur stalowych bez szwu SAE4140

Analiza przyczyn pęknięć pierścieniowych w hartowanych rurach stalowych bez szwu SAE 4140

/w /Autor

Przyczynę pęknięcia pierścieniowego na końcu rury bezszwowej rury stalowej SAE 4140 zbadano za pomocą badania składu chemicznego, testu twardości, obserwacji metalograficznej, skaningowego mikroskopu elektronowego i analizy widma energetycznego. Wyniki pokazują, że pęknięcie pierścieniowe rury stalowej bezszwowej SAE 4140 jest pęknięciem hartowniczym, występującym na ogół na końcu rury. Przyczyną pęknięcia hartowniczego są różne szybkości chłodzenia między ścianami wewnętrznymi i zewnętrznymi, a szybkość chłodzenia ściany zewnętrznej jest znacznie wyższa niż ściany wewnętrznej, co powoduje pęknięcie spowodowane koncentracją naprężeń w pobliżu położenia ściany wewnętrznej. Pęknięcie w kształcie pierścienia można wyeliminować, zwiększając szybkość chłodzenia ściany wewnętrznej rury stalowej podczas hartowania, poprawiając jednorodność szybkości chłodzenia między ścianą wewnętrzną i zewnętrzną oraz kontrolując temperaturę po hartowaniu w zakresie 150 ~ 200 ℃, aby zmniejszyć naprężenie hartownicze przez samoodpuszczanie.

SAE 4140 to stal konstrukcyjna niskostopowa CrMo, jest to gatunek amerykańskiej normy ASTM A519, w krajowej normie 42CrMo na podstawie wzrostu zawartości Mn; dlatego hartowność SAE 4140 została dodatkowo ulepszona. Rura stalowa bez szwu SAE 4140, zamiast litych odkuwek, walcowanie kęsów różnych typów wałów pustych, cylindrów, tulei i innych części może znacznie poprawić wydajność produkcji i zaoszczędzić stal; Rura stalowa SAE 4140 jest szeroko stosowana w narzędziach wiertniczych śrubowych do górnictwa ropy naftowej i gazu oraz innym sprzęcie wiertniczym. Obróbka cieplna rury stalowej bez szwu SAE 4140 może spełniać wymagania dotyczące różnych wytrzymałości stali i dopasowania wytrzymałości poprzez optymalizację procesu obróbki cieplnej. Mimo to często okazuje się, że wpływa to na wady dostawy produktu w procesie produkcyjnym. Niniejszy artykuł koncentruje się głównie na rurze stalowej SAE 4140 w procesie hartowania w środku grubości ścianki końca rury, przeprowadza analizę pęknięć pierścieniowych i przedstawia środki zaradcze.

1. Materiały i metody testowe

Firma opracowała specyfikacje dla rur stalowych bez szwu klasy SAE 4140 o wymiarach ∅ 139,7 × 31,75 mm, proces produkcyjny dla nagrzewania wlewków → przebijania → walcowania → kalibrowania → odpuszczania (850 ℃ czas namaczania 70 min hartowania + obrót rury poza chłodzeniem natryskowym wodą +735 ℃ czas namaczania 2 h odpuszczania) → wykrywanie wad i kontrola. Po obróbce odpuszczania, kontrola wykrywania wad wykazała, że w środku grubości ścianki na końcu rury znajdowało się pęknięcie pierścieniowe, jak pokazano na rys. 1; pęknięcie pierścieniowe pojawiło się w odległości około 21~24 mm od zewnątrz, okrążało obwód rury i było częściowo nieciągłe, podczas gdy w korpusie rury nie znaleziono takiego defektu.

Rys.1 Pęknięcie pierścieniowe na końcu rury

Rys.1 Pęknięcie pierścieniowe na końcu rury

Pobierz partię próbek hartowanych rur stalowych w celu analizy hartowania i obserwacji organizacji hartowania oraz analizy widmowej składu rury stalowej, a jednocześnie pobierz próbki o dużym powiększeniu w celu obserwacji mikromorfologii pęknięć, poziomu wielkości ziarna, a także w skaningowym mikroskopie elektronowym ze spektrometrem w celu analizy pęknięć w składzie wewnętrznym mikroobszaru.

2. Wyniki testów

2.1 Skład chemiczny

Tabela 1 przedstawia wyniki analizy widmowej składu chemicznego. Skład pierwiastków jest zgodny z wymaganiami normy ASTM A519.

Tabela 1 Wyniki analizy składu chemicznego (ułamek masowy, %)

Element C Si Mn P S Kr Pon Cu Ni
Treść 0.39 0.20 0.82 0.01 0.005 0.94 0.18 0.05 0.02
Wymagania ASTM A519 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 Badanie hartowności rur

Na hartowanych próbkach całkowitej grubości ścianki hartowanie twardości wyniki całkowitej grubości ścianki, jak pokazano na Rysunku 2, można zobaczyć na Rysunku 2, w 21 ~ 24 mm od zewnątrz hartowania twardość zaczęła znacząco spadać, a od zewnątrz 21 ~ 24 mm jest wysokotemperaturowe odpuszczanie rury znalezione w obszarze pęknięcia pierścieniowego, obszar poniżej i powyżej grubości ścianki twardości skrajnej różnicy między położeniem grubości ścianki obszaru osiągnął 5 (HRC) lub około. Różnica twardości między dolną i górną grubością ścianki tego obszaru wynosi około 5 (HRC). Organizacja metalograficzna w stanie hartowanym jest pokazana na Rysunku 3. Z organizacji metalograficznej na Rysunku 3; widać, że organizacja w zewnętrznym obszarze rury to niewielka ilość ferrytu + martenzytu, podczas gdy organizacja w pobliżu wewnętrznej powierzchni nie jest hartowana, z niewielką ilością ferrytu i bainitu, co prowadzi do niskiej twardości hartowniczej od zewnętrznej powierzchni rury do wewnętrznej powierzchni rury w odległości 21 mm. Wysoki stopień spójności pęknięć pierścieniowych w ściance rury i położenie skrajnej różnicy w twardości hartowniczej sugerują, że pęknięcia pierścieniowe prawdopodobnie powstaną w procesie hartowania. Wysoka spójność między położeniem pęknięć pierścieniowych a niższą twardością hartowniczą wskazuje, że pęknięcia pierścieniowe mogły powstać w procesie hartowania.

Rys.2 Wartość twardości hartowniczej przy pełnej grubości ścianki

Rys.2 Wartość twardości hartowniczej przy pełnej grubości ścianki

Rys.3 Struktura hartowania rury stalowej

Rys.3 Struktura hartowania rury stalowej

2.3 Wyniki metalograficzne rury stalowej pokazano odpowiednio na rys. 4 i 5.

Organizacja matrycy rury stalowej to odpuszczony austenit + niewielka ilość ferrytu + niewielka ilość bainitu, o wielkości ziarna 8, co jest średnią odpuszczoną organizacją; pęknięcia rozciągają się wzdłuż kierunku podłużnego, który należy do pęknięć krystalicznych, a obie strony pęknięć mają typowe cechy angażowania się; występuje zjawisko odwęglenia po obu stronach, a na powierzchni pęknięć można zaobserwować warstwę szarego tlenku o wysokiej temperaturze. Po obu stronach występuje odwęglenie, a na powierzchni pęknięcia można zaobserwować warstwę szarego tlenku o wysokiej temperaturze, a w pobliżu pęknięcia nie można zobaczyć żadnych niemetalicznych wtrąceń.

Rys.4 Obserwacje morfologii pęknięć

Rys.4 Obserwacje morfologii pęknięć

Rys.5 Mikrostruktura pęknięcia

Rys.5 Mikrostruktura pęknięcia

2.4 Wyniki analizy morfologii pęknięć i widma energii

Po otwarciu pęknięcia obserwuje się mikromorfologię pęknięcia pod skaningowym mikroskopem elektronowym, jak pokazano na rys. 6, który pokazuje, że pęknięcie zostało poddane działaniu wysokich temperatur i na powierzchni nastąpiło utlenianie w wysokiej temperaturze. Pęknięcie występuje głównie wzdłuż pęknięcia kryształu, a wielkość ziarna waha się od 20 do 30 μm, i nie stwierdzono grubych ziaren ani nieprawidłowych defektów organizacyjnych; analiza widma energetycznego pokazuje, że powierzchnia pęknięcia składa się głównie z żelaza i jego tlenków i nie stwierdzono żadnych nieprawidłowych obcych pierwiastków. Analiza widmowa pokazuje, że powierzchnia pęknięcia składa się głównie z żelaza i jego tlenków, bez żadnych nieprawidłowych obcych pierwiastków.

Rys.6 Morfologia pęknięcia

Rys.6 Morfologia pęknięcia

3 Analiza i dyskusja

3.1 Analiza uszkodzeń pęknięć

Z punktu widzenia mikromorfologii pęknięć, otwór pęknięcia jest prosty; ogon jest zakrzywiony i ostry; ścieżka rozszerzenia pęknięcia pokazuje cechy pękania wzdłuż kryształu, a dwie strony pęknięcia mają typowe cechy zazębienia, które są typowymi cechami pęknięć hartowniczych. Mimo to badanie metalograficzne wykazało, że po obu stronach pęknięcia występują zjawiska odwęglenia, co nie jest zgodne z cechami tradycyjnych pęknięć hartowniczych, biorąc pod uwagę fakt, że temperatura odpuszczania rury stalowej wynosi 735 ℃, a Ac1 wynosi 738 ℃ w SAE 4140, co nie jest zgodne z konwencjonalnymi cechami pęknięć hartowniczych. Biorąc pod uwagę, że temperatura odpuszczania zastosowana do rury wynosi 735 °C, a Ac1 normy SAE 4140 wynosi 738 °C, a więc wartości te są bardzo zbliżone, przyjmuje się, że odwęglenie po obu stronach pęknięcia jest związane z odpuszczaniem w wysokiej temperaturze podczas odpuszczania (735 °C) i nie jest pęknięciem, które istniało już przed obróbką cieplną rury.

3.2 Przyczyny pękania

Przyczyny pęknięć hartowniczych są na ogół związane z temperaturą nagrzewania hartowniczego, szybkością chłodzenia hartowniczego, wadami metalurgicznymi i naprężeniami hartowniczymi. Na podstawie wyników analizy składu chemicznego, skład chemiczny rury spełnia wymagania gatunku stali SAE 4140 w normie ASTM A519 i nie znaleziono żadnych przekraczających norm pierwiastków; nie znaleziono żadnych wtrąceń niemetalicznych w pobliżu pęknięć, a analiza widma energii przy pęknięciu pęknięcia wykazała, że szarymi produktami utleniania w pęknięciach były Fe i jego tlenki, i nie zaobserwowano żadnych nieprawidłowych obcych pierwiastków, więc można wykluczyć, że wady metalurgiczne spowodowały pęknięcia pierścieniowe; klasa wielkości ziarna rury wynosiła 8, a klasa wielkości ziarna wynosiła 7, a klasa wielkości ziarna wynosiła 8, a klasa wielkości ziarna wynosiła 8. Poziom wielkości ziarna rury wynosi 8; ziarno jest drobne, a nie grube, co wskazuje, że pęknięcie hartownicze nie ma nic wspólnego z temperaturą nagrzewania hartowniczego.

Powstawanie pęknięć hartowniczych jest ściśle związane z naprężeniami hartowniczymi, podzielonymi na naprężenia termiczne i organizacyjne. Naprężenie termiczne jest spowodowane procesem chłodzenia rury stalowej; warstwa powierzchniowa i serce rury stalowej szybkość chłodzenia nie są spójne, co powoduje nierównomierne kurczenie się materiału i naprężenia wewnętrzne; wynikiem jest warstwa powierzchniowa rury stalowej poddawana naprężeniom ściskającym, a serce naprężeniom rozciągającym; naprężenia tkankowe to hartowanie organizacji rury stalowej do przemiany martenzytycznej, wraz z rozszerzeniem objętości niespójności w generowaniu naprężeń wewnętrznych, organizacja naprężeń generowanych przez wynik jest warstwą powierzchniową naprężeń rozciągających, środkiem naprężeń rozciągających. Te dwa rodzaje naprężeń w rurze stalowej występują w tej samej części, ale rola kierunkowa jest odwrotna; połączony efekt wyniku jest taki, że jeden z dwóch dominujących czynników naprężeń, dominująca rola naprężenia termicznego jest wynikiem rozciągania serca przedmiotu obrabianego, ciśnienia powierzchniowego; dominującą rolę odgrywa naprężenie tkanki, będące wynikiem rozciągania powierzchniowego przedmiotu obrabianego.

Hartowanie rur stalowych SAE 4140 przy użyciu obrotowego zewnętrznego natrysku chłodzącego, szybkość chłodzenia powierzchni zewnętrznej jest znacznie większa niż powierzchni wewnętrznej, cały zewnętrzny metal rury stalowej jest hartowany, podczas gdy metal wewnętrzny nie jest całkowicie hartowany, aby wytworzyć część organizacji ferrytu i bainitu, metal wewnętrzny ze względu na metal wewnętrzny nie może być w pełni przekształcony w organizację martenzytyczną, metal wewnętrzny rury stalowej jest nieuchronnie poddawany naprężeniom rozciągającym generowanym przez rozszerzanie się ściany zewnętrznej martenzytu, a jednocześnie ze względu na różne rodzaje organizacji jego objętość właściwa jest różna między metalem wewnętrznym i zewnętrznym. Jednocześnie ze względu na różne rodzaje organizacji, objętość właściwa warstw wewnętrznej i zewnętrznej metalu jest różna, a szybkość skurczu nie jest taka sama podczas chłodzenia, naprężenie rozciągające będzie również generowane na styku dwóch typów organizacji, a rozkład naprężeń jest zdominowany przez naprężenia cieplne, a naprężenie rozciągające generowane na styku dwóch typów organizacji wewnątrz rury jest największy, powodując pęknięcia pierścieniowe występujące w obszarze grubości ścianki rury blisko powierzchni wewnętrznej (21~24 mm od powierzchni zewnętrznej); ponadto koniec rury stalowej jest wrażliwą na geometrię częścią całej rury, podatną na generowanie naprężeń. Ponadto koniec rury jest wrażliwą na geometrię częścią całej rury, która jest podatna na koncentrację naprężeń. To pęknięcie pierścieniowe zwykle występuje tylko na końcu rury, a takich pęknięć nie znaleziono w korpusie rury.

Podsumowując, pęknięcia pierścieniowe hartowanej rury stalowej o grubych ściankach SAE 4140 są spowodowane nierównomiernym chłodzeniem ścian wewnętrznych i zewnętrznych; szybkość chłodzenia ściany zewnętrznej jest znacznie wyższa niż ściany wewnętrznej; produkcja rury stalowej o grubych ściankach SAE 4140 w celu zmiany istniejącej metody chłodzenia, nie może być stosowana wyłącznie poza procesem chłodzenia, konieczność wzmocnienia chłodzenia ściany wewnętrznej rury stalowej, w celu poprawy jednorodności szybkości chłodzenia ścian wewnętrznych i zewnętrznych rury stalowej o grubych ściankach w celu zmniejszenia koncentracji naprężeń, eliminując pęknięcia pierścieniowe. Pęknięcia pierścieniowe.

3.3 Środki poprawy

Aby uniknąć pęknięć hartowniczych, w projekcie procesu hartowania wszystkie warunki, które przyczyniają się do rozwoju naprężeń rozciągających hartowniczych, są czynnikami powstawania pęknięć, w tym temperatura nagrzewania, proces chłodzenia i temperatura wylotu. Proponowane ulepszone środki procesowe obejmują: temperaturę hartowania 830-850 ℃; zastosowanie wewnętrznej dyszy dopasowanej do linii środkowej rury, kontrolę odpowiedniego wewnętrznego przepływu natrysku, poprawę szybkości chłodzenia otworu wewnętrznego w celu zapewnienia jednorodności szybkości chłodzenia wewnętrznych i zewnętrznych ścian grubościennej rury stalowej; kontrolę temperatury po hartowaniu 150-200 ℃, zastosowanie resztkowej temperatury rury stalowej samoodpuszczania, zmniejszenie naprężeń hartowniczych w rurze stalowej.

Zastosowanie ulepszonej technologii daje ∅158,75 × 34,93 mm, ∅139,7 × 31,75 mm, ∅254 × 38,1 mm, ∅224 × 26 mm itd., zgodnie z dziesiątkami specyfikacji rur stalowych. Po badaniu wad metodą ultradźwiękową produkty są kwalifikowane, bez pęknięć pierścieniowo-wytłaczających.

4. Wnioski

(1) Zgodnie z makroskopowymi i mikroskopowymi charakterystykami pęknięć rur, pęknięcia pierścieniowe na końcach rur stalowych SAE 4140 należą do pęknięć spowodowanych naprężeniem hartowniczym, które zwykle występuje na końcach rur.

(2) Hartowane pęknięcia pierścieniowe grubościennej rury stalowej SAE 4140 są spowodowane nierównomiernym chłodzeniem ścian wewnętrznych i zewnętrznych. Szybkość chłodzenia ściany zewnętrznej jest znacznie wyższa niż ściany wewnętrznej. Aby poprawić równomierność szybkości chłodzenia ścian wewnętrznych i zewnętrznych grubościennej rury stalowej, produkcja grubościennej rury stalowej SAE 4140 wymaga wzmocnienia chłodzenia ściany wewnętrznej.

Rura stalowa bez szwu ASME SA213 T91

ASME SA213 T91: Ile wiesz?

/w /Autor

Tło i wprowadzenie

ASME SA213 T91, numer stali w ASME SA213/SA213M standard, należy do ulepszonej stali 9Cr-1Mo, która była rozwijana od lat 70. do 80. XX wieku przez US Rubber Ridge National Laboratory i Metallurgical Materials Laboratory of the US Combustion Engineering Corporation we współpracy. Opracowana na podstawie wcześniejszej stali 9Cr-1Mo, stosowanej w energetyce jądrowej (może być również stosowana w innych obszarach) na materiały na części poddawane naciskowi w wysokiej temperaturze, jest trzecią generacją produktów stalowych o wysokiej wytrzymałości na gorąco; Jego główną cechą jest zmniejszenie zawartości węgla, ograniczenie górnych i dolnych granic zawartości węgla oraz bardziej rygorystyczna kontrola zawartości pierwiastków resztkowych, takich jak P i S, przy jednoczesnym dodaniu śladu 0,030-0,070% N i śladów stałych pierwiastków węglikotwórczych 0,18-0,25% V i 0,06-0,10% Nb, w celu udoskonalenia wymagań dotyczących ziarna, a tym samym poprawy wytrzymałości plastycznej i spawalności stali, poprawy stabilności stali w wysokich temperaturach, po tym wzmocnieniu wieloskładnikowym, powstanie nowego rodzaju martenzytycznej wysokochromowej żaroodpornej stali stopowej.

Norma ASME SA213 T91, stosowana głównie w kotłach, przegrzewaczach i wymiennikach ciepła, ma zastosowanie głównie w produkcji wyrobów o małej średnicy.

Międzynarodowe odpowiadające gatunki stali T91

Kraj

 USA Niemcy Japonia Francja Chiny
Równoważny gatunek stali SA-213 T91 X10CrMoVNNb91 HCM95 TUZ10CDVNb0901 10Cr9Mo1VNbN

Tutaj rozpoznamy tę stal pod kilkoma względami.

I. Skład chemiczny z ASME SA213 T91

Element C Mn P S Si Kr Pon Ni V Uwaga N Glin
Treść 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. Analiza wydajności

2.1 Rola pierwiastków stopowych w kształtowaniu właściwości materiału: Pierwiastki stopowe stali T91 odgrywają rolę w umacnianiu roztworowym i dyfuzyjnym oraz poprawiają odporność stali na utlenianie i korozję, co szczegółowo analizuje się w następujący sposób.
2.1.1 Węgiel jest najbardziej widocznym efektem wzmacniania roztworów stałych elementów stalowych; wraz ze wzrostem zawartości węgla, krótkoterminowa wytrzymałość stali, plastyczność i wytrzymałość spadają, w przypadku stali T91 wzrost zawartości węgla przyspieszy szybkość sferoidyzacji węglika i szybkość agregacji, przyspieszy redystrybucję pierwiastków stopowych, zmniejszając spawalność, odporność na korozję i odporność na utlenianie stali, więc stal żaroodporna ogólnie chce zmniejszyć ilość zawartości węgla. Mimo to wytrzymałość stali zostanie zmniejszona, jeśli zawartość węgla będzie zbyt niska. Stal T91, w porównaniu ze stalą 12Cr1MoV, ma zmniejszoną zawartość węgla 20%, co jest ostrożnym rozważeniem wpływu powyższych czynników.
2.1.2 Stal T91 zawiera śladowe ilości azotu; rola azotu odzwierciedla się w dwóch aspektach. Z jednej strony rola wzmocnienia roztworem stałym, azot w temperaturze pokojowej w stali rozpuszczalność jest minimalna, stal T91 spawana strefa wpływu ciepła w procesie nagrzewania spawania i obróbki cieplnej po spawaniu, nastąpi sukcesja procesu rozpuszczania stałego i wytrącania VN: Strefa wpływu ciepła nagrzewania spawania została utworzona w organizacji austenitycznej ze względu na rozpuszczalność VN, zawartość azotu wzrasta, a następnie stopień przesycenia w organizacji temperatury pokojowej wzrasta w kolejnej obróbce cieplnej spoiny występuje niewielkie wytrącanie VN, co zwiększa stabilność organizacji i poprawia wartość trwałej wytrzymałości strefy wpływu ciepła. Z drugiej strony stal T91 zawiera również niewielką ilość A1; Azot może tworzyć się z jego A1N, A1N w temperaturze powyżej 1 100 ℃ tylko duża ilość rozpuszcza się w matrycy, a następnie ponownie wytrąca się w niższych temperaturach, co może odgrywać lepszy efekt wzmocnienia dyfuzyjnego.
2.1.3 dodać chrom głównie w celu poprawy odporności na utlenianie stali żaroodpornej, odporności na korozję, zawartość chromu mniejsza niż 5%, 600 ℃ zaczęła się gwałtownie utleniać, podczas gdy ilość zawartości chromu do 5% ma doskonałą odporność na utlenianie. Stal 12Cr1MoV w następujących 580 ℃ ma dobrą odporność na utlenianie, głębokość korozji 0,05 mm/a, 600 ℃, gdy wydajność zaczęła się pogarszać, głębokość korozji 0,13 mm/a. T91 zawierający zawartość chromu 1 100 ℃ przed dużą liczbą rozpuszczonych w matrycy, a w niższych temperaturach i ponownym wytrącaniu może odgrywać efekt wzmocnienia dyfuzji dźwięku. /T91 zawartość chromu wzrosła do około 9%, użycie temperatury może osiągnąć 650 ℃, podstawowym środkiem jest rozpuszczenie matrycy w większej ilości chromu.
2.1.4 Wanad i niob są istotnymi pierwiastkami tworzącymi węgliki. Po dodaniu w celu utworzenia drobnego i stabilnego węglika stopowego z węglem, występuje efekt wzmocnienia dyfuzyjnego.
2.1.5 Dodatek molibdenu poprawia przede wszystkim wytrzymałość cieplną stali i wzmacnia roztwory stałe.

2.2 Właściwości mechaniczne

Wlewek T91 po ostatecznej obróbce cieplnej polegającej na normalizowaniu + odpuszczaniu w wysokiej temperaturze ma wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej ≥ 585 MPa, granicę plastyczności w temperaturze pokojowej ≥ 415 MPa, twardość ≤ 250 HB, wydłużenie (odstęp 50 mm od standardowej próbki kołowej) ≥ 20%, dopuszczalną wartość naprężenia [σ] 650 ℃ = 30 MPa.

Proces obróbki cieplnej: temperatura normalizacji 1040 ℃, czas wytrzymywania nie krótszy niż 10 min, temperatura odpuszczania 730 ~ 780 ℃, czas wytrzymywania nie krótszy niż jedna godzina.

2.3 Wydajność spawania

Zgodnie z zalecanym przez Międzynarodowy Instytut Spawalnictwa wzorem na równoważnik węgla, równoważnik węgla stali T91 wyliczony jest na 2,43%, a widoczna spawalność stali T91 jest słaba.
Stal nie ma tendencji do ponownego nagrzewania i pękania.

2.3.1 Problemy ze spawaniem T91

2.3.1.1 Pękanie organizacji hartowanej w strefie wpływu ciepła
Krytyczna prędkość chłodzenia T91 jest niska, austenit jest bardzo stabilny, a chłodzenie nie następuje szybko podczas standardowej transformacji perlitu. Musi zostać schłodzony do niższej temperatury (około 400 ℃), aby przekształcić się w martenzyt i grubą organizację.
Spawanie wytwarzane przez strefę wpływu ciepła różnych organizacji ma różne gęstości, współczynniki rozszerzalności i różne formy sieci w procesie nagrzewania i chłodzenia nieuchronnie będzie towarzyszyć różne rozszerzanie i kurczenie objętości; z drugiej strony, ze względu na nierównomierne i wysokotemperaturowe właściwości nagrzewania spawania, więc spoiny T91 są ogromnymi naprężeniami wewnętrznymi. Hartowane grube martenzytyczne połączenia organizacyjne, które są w złożonym stanie naprężenia, w tym samym czasie proces chłodzenia spoiny dyfuzja wodoru ze spoiny do obszaru w pobliżu szwu, obecność wodoru przyczyniła się do kruchości martenzytu, ta kombinacja efektów, łatwo jest wytworzyć zimne pęknięcia w hartowanym obszarze.

2.3.1.2 Wzrost ziarna w strefie wpływu ciepła
Cykle termiczne spawania znacząco wpływają na wzrost ziarna w strefie wpływu ciepła spoin, szczególnie w strefie stopienia bezpośrednio sąsiadującej z maksymalną temperaturą nagrzewania. Gdy szybkość chłodzenia jest niewielka, spawana strefa wpływu ciepła będzie miała grubą, masywną organizację ferrytu i węglika, co znacznie zmniejszy plastyczność stali; szybkość chłodzenia jest znacząca ze względu na produkcję grubej organizacji martenzytu, ale również plastyczność spoin zostanie zmniejszona.

2.3.1.3 Generowanie zmiękczonej warstwy
Stal T91 spawana w stanie odpuszczonym, strefa wpływu ciepła wytwarza nieuniknioną warstwę zmiękczającą, która jest poważniejsza niż zmiękczanie perlitycznej stali żaroodpornej. Zmiękczanie jest bardziej zauważalne, gdy stosuje się specyfikacje z wolniejszymi szybkościami nagrzewania i chłodzenia. Ponadto szerokość zmiękczonej warstwy i jej odległość od linii stopienia są związane z warunkami nagrzewania i charakterystyką spawania, podgrzewania wstępnego i obróbki cieplnej po spawaniu.

2.3.1.4 Pękanie korozyjne naprężeniowe
Stal T91 w obróbce cieplnej po spawaniu przed chłodzeniem temperatura nie jest na ogół niższa niż 100 ℃. Jeśli chłodzenie odbywa się w temperaturze pokojowej, a środowisko jest stosunkowo wilgotne, łatwo o pęknięcia korozyjne naprężeniowe. Przepisy niemieckie: Przed obróbką cieplną po spawaniu należy ją schłodzić do temperatury poniżej 150 ℃. W przypadku grubszych elementów obrabianych, spoin pachwinowych i złej geometrii temperatura chłodzenia nie jest niższa niż 100 ℃. Jeśli chłodzenie w temperaturze pokojowej i wilgotności jest surowo zabronione, w przeciwnym razie łatwo o pęknięcia korozyjne naprężeniowe.

2.3.2 Proces spawania

2.3.2.1 Metoda spawania: Można stosować spawanie ręczne, spawanie elektrodą wolframową w osłonie gazowej lub spawanie automatyczne elektrodą topiącą.
2.3.2.2 Materiał spawalniczy: można wybrać drut spawalniczy lub pręt spawalniczy WE690.

Wybór materiału spawalniczego:
(1) Spawanie tego samego rodzaju stali – jeśli do wytworzenia ręcznego pręta spawalniczego CM-9Cb można użyć spawania ręcznego, do wytworzenia TGS-9Cb można użyć spawania w osłonie gazu wolframowego, do wytworzenia drutu MGS-9Cb można użyć spawania automatycznego elektrodą topiącą;
(2) spawanie różnych stali – np. spawanie stali nierdzewnej austenitycznej z użyciem materiałów spawalniczych ERNiCr-3.

2.3.2.3 Punkty procesu spawania:
(1) wybór temperatury podgrzewania przed spawaniem
Punkt Ms stali T91 wynosi około 400 ℃; temperatura podgrzewania wstępnego jest zwykle wybierana na poziomie 200 ~ 250 ℃. Temperatura podgrzewania wstępnego nie może być zbyt wysoka. W przeciwnym razie szybkość chłodzenia złącza jest zmniejszona, co może być spowodowane w spoinach na granicach ziaren wytrącania węglika i tworzeniem organizacji ferrytu, co znacznie zmniejsza udarność spawanych połączeń stalowych w temperaturze pokojowej. Niemcy zapewniają temperaturę podgrzewania wstępnego 180 ~ 250 ℃; USCE zapewnia temperaturę podgrzewania wstępnego 120 ~ 205 ℃.

(2) wybór kanału spawalniczego/temperatury międzywarstwowej
Temperatura międzywarstwowa nie może być niższa od dolnej granicy temperatury podgrzewania wstępnego. Jednak, podobnie jak w przypadku wyboru temperatury podgrzewania wstępnego, temperatura międzywarstwowa nie może być zbyt wysoka. Temperatura międzywarstwowa spawania T91 jest zazwyczaj kontrolowana na poziomie 200 ~ 300 ℃. Przepisy francuskie: temperatura międzywarstwowa nie przekracza 300 ℃. Przepisy amerykańskie: temperatura międzywarstwowa może mieścić się w zakresie 170 ~ 230 ℃.

(3) wybór początkowej temperatury obróbki cieplnej po spawaniu
T91 wymaga schłodzenia po spawaniu poniżej punktu Ms i utrzymania przez pewien okres przed obróbką odpuszczania, z szybkością chłodzenia po spawaniu 80 ~ 100 ℃ / h. Jeśli nie jest izolowany, organizacja austenityczna połączenia może nie zostać w pełni przekształcona; ogrzewanie odpuszczające będzie sprzyjać wytrącaniu węglika wzdłuż granic ziaren austenitycznych, czyniąc organizację bardzo kruchą. Jednak T91 nie może być schłodzony do temperatury pokojowej przed odpuszczaniem po spawaniu, ponieważ zimne pękanie jest niebezpieczne, gdy jego spoiny są chłodzone do temperatury pokojowej. W przypadku T91 najlepsza początkowa temperatura obróbki cieplnej po spawaniu 100 ~ 150 ℃ i utrzymanie przez jedną godzinę może zapewnić całkowitą transformację organizacji.

(4) obróbka cieplna po spawaniu, temperatura odpuszczania, czas utrzymywania, wybór szybkości chłodzenia po odpuszczaniu
Temperatura odpuszczania: Stal T91 ma większą tendencję do pękania na zimno, a w pewnych warunkach jest podatna na opóźnione pękanie, dlatego spoiny muszą zostać odpuszczone w ciągu 24 godzin po spawaniu. Stan organizacji martenzytu listewkowego po spawaniu T91 można zmienić na martenzyt odpuszczony; jego wydajność jest lepsza niż martenzytu listewkowego. Temperatura odpuszczania jest niska; efekt odpuszczania nie jest widoczny; metal spoiny łatwo się starzeje i staje się kruchy; temperatura odpuszczania jest zbyt wysoka (wyższa niż linia AC1), spoina może zostać ponownie austenityzowana, a w kolejnym procesie chłodzenia ponownie zahartowana. Jednocześnie, jak opisano wcześniej w tym artykule, określenie temperatury odpuszczania powinno również uwzględniać wpływ warstwy zmiękczającej spoinę. Ogólnie rzecz biorąc, temperatura odpuszczania T91 wynosi 730 ~ 780 ℃.
Czas utrzymywania: T91 wymaga czasu utrzymywania po spawaniu w stanie odpuszczonym wynoszącego co najmniej jedną godzinę, aby mieć pewność, że jego struktura całkowicie przekształci się w odpuszczony martenzyt.
Szybkość chłodzenia odpuszczanego: Aby zmniejszyć naprężenia szczątkowe w spawanych złączach ze stali T91, szybkość chłodzenia musi być mniejsza niż pięć ℃/min.
Ogólnie rzecz biorąc, proces spawania stali T91 w procesie kontroli temperatury można w skrócie przedstawić na poniższym rysunku:

Proces kontroli temperatury w procesie spawania rur stalowych T91

Proces kontroli temperatury w procesie spawania rur stalowych T91

III. Zrozumienie ASME SA213 T91

Stal 3.1 T91, dzięki zastosowaniu metody stopowej, w szczególności poprzez dodanie niewielkiej ilości niobu, wanadu i innych pierwiastków śladowych, znacznie poprawia wytrzymałość w wysokich temperaturach i odporność na utlenianie w porównaniu ze stalą 12 Cr1MoV, ale jej właściwości spawalnicze są słabe.
Stal 3.2 T91 ma większą tendencję do pękania na zimno podczas spawania i przed spawaniem należy ją podgrzać do temperatury 200–250 ℃, utrzymując temperaturę międzywarstwy na poziomie 200–300 ℃, co może skutecznie zapobiegać pękaniu na zimno.
3.3 Po obróbce cieplnej stali T91 po spawaniu należy ją schłodzić do temperatury 100 ~ 150 ℃, izolację pozostawić na jedną godzinę, temperaturę nagrzewania i odpuszczania na poziomie 730 ~ 780 ℃, czas izolacji nie krótszy niż jedna godzina, a na koniec schłodzić do temperatury pokojowej z prędkością nie większą niż 5 ℃/min.

IV. Proces produkcyjny ASME SA213 T91

Proces produkcji SA213 T91 wymaga kilku metod, w tym wytapiania, przebijania i walcowania. Proces wytapiania musi kontrolować skład chemiczny, aby zapewnić rurze stalowej doskonałą odporność na korozję. Procesy przebijania i walcowania wymagają precyzyjnej kontroli temperatury i ciśnienia, aby uzyskać wymagane właściwości mechaniczne i dokładność wymiarową. Ponadto rury stalowe muszą być poddawane obróbce cieplnej w celu usunięcia naprężeń wewnętrznych i poprawy odporności na korozję.

V. Zastosowania normy ASME SA213 T91

ASME SA213 T91 jest wysokochromową żaroodporną stalą, używaną głównie do produkcji wysokotemperaturowych przegrzewaczy i podgrzewaczy oraz innych części ciśnieniowych kotłów elektrowni podkrytycznych i nadkrytycznych o temperaturze ścianek metalowych nieprzekraczającej 625°C, a także może być używana jako wysokotemperaturowe części ciśnieniowe zbiorników ciśnieniowych i elektrowni jądrowych. SA213 T91 ma doskonałą odporność na pełzanie i może utrzymywać stabilny rozmiar i kształt w wysokich temperaturach i przy długotrwałych obciążeniach. Jego główne zastosowania obejmują kotły, przegrzewacze, wymienniki ciepła i inny sprzęt w przemyśle energetycznym, chemicznym i naftowym. Jest szeroko stosowany w chłodzonych wodą ścianach kotłów wysokociśnieniowych, rurach ekonomizera, przegrzewaczach, podgrzewaczach i rurach w przemyśle petrochemicznym.

NACE MR0175 ISO 15156 w porównaniu z NACE MR0103 ISO 17495-1

NACE MR0175/ISO 15156 w porównaniu z NACE MR0103/ISO 17495-1

/w /Autor

Wstęp

W przemyśle naftowym i gazowym, szczególnie w środowiskach lądowych i morskich, zapewnienie trwałości i niezawodności materiałów narażonych na agresywne warunki jest najważniejsze. To właśnie tutaj wchodzą w grę normy takie jak NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1. Obie normy zapewniają kluczowe wskazówki dotyczące wyboru materiałów w środowiskach o kwaśnym środowisku pracy. Jednak zrozumienie różnic między nimi jest niezbędne do wyboru odpowiednich materiałów do Twoich operacji.

W tym wpisie na blogu przyjrzymy się kluczowym różnicom między NACE MR0175/ISO 15156 w porównaniu z NACE MR0103/ISO 17495-1i oferujemy praktyczne porady dla profesjonalistów z branży naftowej i gazowej poruszających się po tych standardach. Omówimy również konkretne zastosowania, wyzwania i rozwiązania, jakie te standardy zapewniają, zwłaszcza w kontekście trudnych warunków panujących w złożach ropy naftowej i gazu.

Czym są normy NACE MR0175/ISO 15156 i NACE MR0103/ISO 17495-1?

Norma NACE MR0175/ISO 15156:
Ta norma jest uznawana na całym świecie za regulującą dobór materiałów i kontrolę korozji w środowiskach kwaśnych gazów, w których występuje siarkowodór (H₂S). Zawiera wytyczne dotyczące projektowania, produkcji i konserwacji materiałów stosowanych w operacjach związanych z ropą naftową i gazem na lądzie i na morzu. Celem jest ograniczenie ryzyka związanego z pękaniem wywołanym wodorem (HIC), pękaniem naprężeniowym siarczków (SSC) i pękaniem korozyjnym naprężeniowym (SCC), które mogą naruszyć integralność krytycznego sprzętu, takiego jak rurociągi, zawory i głowice odwiertów.

Norma NACE MR0103/ISO 17495-1:
Z drugiej strony, Norma NACE MR0103/ISO 17495-1 koncentruje się przede wszystkim na materiałach używanych w środowiskach rafinacji i przetwarzania chemicznego, gdzie może wystąpić narażenie na działanie kwaśnych warunków, ale w nieco innym zakresie. Obejmuje wymagania dotyczące sprzętu narażonego na łagodnie korozyjne warunki, kładąc nacisk na zapewnienie, że materiały mogą wytrzymać agresywną naturę określonych procesów rafinacji, takich jak destylacja lub kraking, gdzie ryzyko korozji jest stosunkowo niższe niż w przypadku operacji wydobycia ropy naftowej i gazu.

NACE MR0175 ISO 15156 w porównaniu z NACE MR0103 ISO 17495-1

NACE MR0175 ISO 15156 w porównaniu z NACE MR0103 ISO 17495-1

Główne różnice: NACE MR0175/ISO 15156 vs NACE MR0103/ISO 17495-1

Teraz, gdy mamy przegląd każdego standardu, ważne jest podkreślenie różnic, które mogą mieć wpływ na wybór materiałów w terenie. Te rozróżnienia mogą znacząco wpłynąć na wydajność materiałów i bezpieczeństwo operacji.

1. Zakres zastosowania

Podstawowa różnica między NACE MR0175/ISO 15156 w porównaniu z NACE MR0103/ISO 17495-1 leży w zakresie ich zastosowania.

Norma NACE MR0175/ISO 15156 jest dostosowany do sprzętu używanego w kwaśnych środowiskach, w których występuje siarkowodór. Jest on kluczowy w działaniach typu upstream, takich jak eksploracja, produkcja i transport ropy naftowej i gazu, zwłaszcza na polach morskich i lądowych, które mają do czynienia z kwaśnym gazem (gazem zawierającym siarkowodór).

Norma NACE MR0103/ISO 17495-1, nadal zajmując się gazami kwaśnymi, koncentruje się bardziej na przemyśle rafineryjnym i chemicznym, szczególnie tam, gdzie kwaśny gaz bierze udział w procesach takich jak rafinacja, destylacja i kraking.

2. Surowość środowiskowa

Warunki środowiskowe są również kluczowym czynnikiem w stosowaniu tych norm. Norma NACE MR0175/ISO 15156 dotyczy trudniejszych warunków kwaśnej eksploatacji. Na przykład obejmuje wyższe stężenia siarkowodoru, który jest bardziej żrący i stwarza większe ryzyko degradacji materiału poprzez mechanizmy takie jak pękanie wywołane wodorem (HIC) i pękanie naprężeniowe siarczkowe (SSC).

W przeciwieństwie do tego, Norma NACE MR0103/ISO 17495-1 bierze pod uwagę środowiska, które mogą być mniej surowe pod względem narażenia na siarkowodór, choć nadal krytyczne w środowiskach rafinerii i zakładów chemicznych. Skład chemiczny płynów biorących udział w procesach rafinacji może nie być tak agresywny, jak te spotykane w złożach gazu kwaśnego, ale nadal stwarza ryzyko korozji.

3. Wymagania materiałowe

Obie normy podają szczegółowe kryteria doboru materiałów, ale różnią się pod względem surowości wymagań. Norma NACE MR0175/ISO 15156 kładzie większy nacisk na zapobieganie korozji wodorowej w materiałach, która może wystąpić nawet przy bardzo niskich stężeniach siarkowodoru. Norma ta wymaga materiałów odpornych na SSC, HIC i zmęczenie korozyjne w kwaśnych środowiskach.

Z drugiej strony, Norma NACE MR0103/ISO 17495-1 jest mniej rygorystyczny w odniesieniu do pęknięć związanych z wodorem, ale wymaga materiałów, które mogą poradzić sobie z czynnikami korozyjnymi w procesach rafinacji, często skupiając się bardziej na ogólnej odporności na korozję niż na konkretnych ryzykach związanych z wodorem.

4. Testowanie i weryfikacja

Oba standardy wymagają testowania i weryfikacji, aby zapewnić, że materiały będą działać w odpowiednich środowiskach. Jednak Norma NACE MR0175/ISO 15156 wymaga bardziej rozległych testów i bardziej szczegółowej weryfikacji wydajności materiału w kwaśnych warunkach pracy. Testy obejmują szczegółowe wytyczne dotyczące SSC, HIC i innych trybów awarii związanych z kwaśnymi środowiskami gazowymi.

Norma NACE MR0103/ISO 17495-1, choć wymaga również przeprowadzenia badań materiałowych, jest często bardziej elastyczny pod względem kryteriów testowych, koncentrując się na zapewnieniu, że materiały spełniają ogólne normy odporności na korozję, a nie koncentrując się konkretnie na zagrożeniach związanych z siarkowodorem.

Dlaczego warto porównać normy NACE MR0175/ISO 15156 i NACE MR0103/ISO 17495-1?

Zrozumienie tych różnic może pomóc zapobiec awariom materiałów, zapewnić bezpieczeństwo operacyjne i przestrzegać przepisów branżowych. Niezależnie od tego, czy pracujesz na platformie wiertniczej na morzu, projekcie rurociągu czy w rafinerii, stosowanie odpowiednich materiałów zgodnie z tymi normami zabezpieczy przed kosztownymi awariami, nieoczekiwanymi przestojami i potencjalnymi zagrożeniami dla środowiska.

W przypadku operacji związanych z ropą naftową i gazem, zwłaszcza w środowiskach o kwaśnym środowisku na lądzie i morzu, Norma NACE MR0175/ISO 15156 jest standardem, do którego się dąży. Zapewnia, że materiały wytrzymują najtrudniejsze warunki, łagodząc ryzyko, takie jak SSC i HIC, które mogą prowadzić do katastrofalnych awarii.

Natomiast w przypadku operacji rafinacji lub przetwarzania chemicznego, Norma NACE MR0103/ISO 17495-1 oferuje bardziej dostosowane wskazówki. Umożliwia efektywne wykorzystanie materiałów w środowiskach z kwaśnym gazem, ale w mniej agresywnych warunkach w porównaniu do wydobycia ropy i gazu. Tutaj nacisk kładzie się bardziej na ogólną odporność na korozję w środowiskach przetwórczych.

Praktyczne wskazówki dla profesjonalistów z branży naftowej i gazowej

Wybierając materiały do projektów z obu kategorii, należy wziąć pod uwagę następujące kwestie:

Zrozum swoje otoczenie: Oceń, czy Twoja działalność obejmuje ekstrakcję kwaśnego gazu (upstream), czy rafinację i przetwarzanie chemiczne (downstream). Pomoże Ci to ustalić, którą normę zastosować.

Wybór materiału: Wybierz materiały zgodne z odpowiednią normą w oparciu o warunki środowiskowe i rodzaj usługi (kwaśny gaz kontra rafinacja). Stale nierdzewne, materiały wysokostopowe i stopy odporne na korozję są często zalecane w zależności od surowości środowiska.

Testowanie i weryfikacja: Upewnij się, że wszystkie materiały są testowane zgodnie z odpowiednimi normami. W przypadku środowisk z kwaśnymi gazami mogą być konieczne dodatkowe testy SSC, HIC i zmęczenia korozyjnego.

Skonsultuj się z ekspertami:Zawsze dobrym pomysłem jest konsultacja ze specjalistami od korozji lub inżynierami materiałowymi, którzy mają wiedzę na temat NACE MR0175/ISO 15156 w porównaniu z NACE MR0103/ISO 17495-1 aby zapewnić optymalną wydajność materiału.

Wniosek

Podsumowując, zrozumienie różnicy między NACE MR0175/ISO 15156 w porównaniu z NACE MR0103/ISO 17495-1 jest niezbędny do podejmowania świadomych decyzji dotyczących wyboru materiałów do zastosowań w górnictwie i w dolnym biegu rzeki w przemyśle naftowym i gazowym. Wybierając odpowiednią normę dla swojej działalności, zapewniasz długoterminową integralność swojego sprzętu i pomagasz zapobiegać katastrofalnym awariom, które mogą wynikać z niewłaściwie określonych materiałów. Niezależnie od tego, czy pracujesz z kwaśnym gazem na polach morskich, czy z przetwarzaniem chemicznym w rafineriach, normy te zapewnią niezbędne wytyczne, aby chronić Twoje aktywa i zachować bezpieczeństwo.

Jeśli nie masz pewności, którą normę zastosować lub potrzebujesz dalszej pomocy w wyborze materiałów, skontaktuj się ze specjalistą ds. materiałów, który udzieli Ci spersonalizowanej porady. NACE MR0175/ISO 15156 w porównaniu z NACE MR0103/ISO 17495-1 i upewnij się, że Twoje projekty są bezpieczne i zgodne z najlepszymi praktykami branżowymi.